復雜大跨結構屋蓋風荷載特性的試驗與計算研究

陳伏彬，李秋勝，盧春玲，黃生洪，傅學怡，郭 明

（1.長沙理工大學 土木與建筑學院，湖南 長沙 410114；

2.湖南大學 建筑安全與節能教育部重點實驗室，湖南 長沙 410082；3.香港城市大學 土木及建筑工程系，香港；4.中國科學技術大學 工程科學學院，安徽 合肥 230026；5.深圳大學 建筑設計院，廣東 深圳 518060；6.中鐵第四勘察設計院，湖北 武漢，430063）

0 引 言

大跨度鋼結構建筑以其造型新穎、建筑空間大等特點，廣泛應用于車站、大型場館、候機廳等建筑。這些建筑具有自重輕、柔度大、阻尼小、自振頻率低等特點，風荷載往往成為此類結構設計的主要控制荷載。同時，這些建筑往往都相對較矮，處于風速變化大、湍流強度高的近地區域，屋蓋表面主要受到氣流的分離、再附作用，其周圍風場交復雜。此外，大跨結構造型各異，現行的國家《建筑結構荷載規范》（GB50009－2001）［1］以及先前對大跨結構的研究成果均不能完全運用于某個待建建筑。因此，在大跨結構設計前期應對該建筑進行詳盡的風荷載風洞試驗研究，其結果不僅可以用于該結構抗風設計，而且還可以為建立大跨結構的風荷載特性數據庫提供寶貴的試驗資料。

深圳新火車站是“北京－武漢－廣州－深圳－香港客運專線”及“杭州－寧波－福州－深圳客運專線”兩條國家鐵路的交匯點，如圖1所示。深圳新火車站建成后，將與廣深港客運專線連接，成為第二條粵港通道的重要站點。深圳站也將繼續承擔廣深線、廣九線、京九線的到發任務。兩個客運深圳新火車站一起成為全國重要的區域性鐵路客運樞紐、具有口岸功能的大型鐵路車站和深圳市最重要的陸上交通門戶。該車站建筑長約450m、寬約330m，主要由中間的主樓與主樓兩側的站臺雨棚構成，主站房屋面標高東西分別為42.93m與32.575m，南北站房屋面標高為18.950m。主樓的四周均有不同程度的懸挑結構，特別在東側為一大懸挑結構，其懸挑長度達到58m，且在其橫、縱兩個方向為大開洞構造以及南北站臺雨棚的四方索構造。鑒于其體形復雜和結構的重要性，需要進行詳盡的風荷載風洞試驗研究，以獲得結構設計風荷載。

本文結合深圳新火車站剛性模型的風洞試驗數據，分析了位于高湍流區域的大跨屋蓋在典型風向角下的平均風壓及脈動風壓分布特性，并將風洞試驗結果與數值風洞模擬結果進行比較，同時比較了無火車工況與有火車工況下的風壓分布特征；文中進一步討論了脈動壓力的概率特性與峰值因子的統計特性；最后評估了在無火車工況下深圳新火車站東側橫、縱兩個方向大開洞的風速放大效應，并與數值風洞模擬結果進行對比研究。

圖1 深圳新火車站建筑效果圖Fig.1 Architecture drawings of the Shenzhen new railway station

1 風洞試驗概況

本文試驗在湖南大學HD－2的大氣邊界層風洞中進行。地貌類型按國家《建筑結構荷載規范》（GB 50009－2001）［1］中規定的 B類地貌考慮，地貌粗糙度系數（指數律）α＝0.16。在試驗之前，首先以二元尖塔、擋板及粗糙元來模擬B類地貌的風剖面及湍流度分布，如圖2（a、b）所示。本次風洞試驗中，參考高度取為60cm，參考點的風速為12m／s，參考高度處順風向來流風速譜如圖2（c）所示。試驗采樣頻率為333.1Hz，采樣長度為10000。風洞試驗以車站東面來流定義為0°風向角，間隔15°，逆時針轉動，如圖3所示。

深圳新火車站項目試驗模型是用ABS板制成的剛體模型，具有足夠的強度和剛度。模型與實物在外形上保持幾何相似，縮尺比為1∶200，高度約為21.5cm。剛性模型上共布置了1589個測壓點用以測量模型上下表面風壓。其中，在主站房懸挑位置布置了152對雙測點（測點編號為A），在主站房屋面中間區域布置了142個單測點（測點編號為B），南、北站臺雨棚分別布置了216對雙測點（北站臺雨棚測點編號C，南站臺雨棚測點編號為D），測點布置如圖4所示。模型固定在風洞試驗室的木制轉盤上，如圖5所示。

圖2 風洞試驗的風速剖面、湍流度剖面及參考點高度處風速譜Fig.2 Vertical profiles of wind speed，turbulence intensity and power spectrum at the reference height in wind tunnel test

圖3 風向角定義Fig.3 Definition of wind attack angles

圖4 測點布置圖Fig.4 Layout of the wind pressure taps

圖5 試驗模型照片Fig.5 Model in the wind tunnel test

2 數值風洞模擬

深圳新火車站的數值風洞模擬在湖南大學“建筑結構抗風抗震”研究梯隊的并行計算機群進行，該并行機群有32CPUs并聯成一個平臺，用以進行大規模計算。計算平臺為FLUENT6.3。本文的采用大渦模擬技術并結合本文作者黃生洪和李秋勝提出的一種新的可滿足大氣邊界層風場特性的湍流脈動速度生成方法——DSRFG［6］模擬深圳新火車站的邊界層湍流風場。在大渦模擬的亞格子模型方面，采用本文作者（黃生洪 和李秋勝）針對結構風工程應用提出的一種新的亞格子模型［7］。

數值風洞計算模型與風洞試驗剛性模型一致，縮尺比均為1∶200，如圖6所示。計算域X、Y、Z（長、寬、高）方向的尺寸為24m×7.5m×0.9m。本數值風洞模擬計算分別模擬了5個風向角（0°、180°、225°、270°及315°）工況。本文采用四面體與六面體的混合網格來對計算區域進行劃分，各風向下網格的最小尺寸為0.01m，網格單元總數為1300萬左右。

圖6 深圳新火車站數值風洞計算模型Fig.6 Numerical model of the Shenzhen new railway station

3 試驗結果分析與討論

模型試驗中符號約定以壓力向內（壓）為正，向外（吸）為負。屋蓋表面各點的風壓系數由下列公式給出：

式中，Cpi（t）是試驗模型上第i個測壓孔所在位置的風壓系數，pi（t）是該位置上測得的表面風壓值，p0和p∞分別為參考點處測得的平均總壓和平均靜壓。對于懸挑的位置（上下對應布置兩個測壓孔），由上下表面對應的測壓點測出的壓力相減得到：

其中，ΔCpi（t）表示試驗模型上第i個測壓孔所在位置的風壓差系數，（t）、（t）分別表示該位置上下表面的風壓值，為了簡化敘述，本文均采用壓力系數Cpi（t）來表示公式（1）、（2）兩種情況。

3.1 平均風壓特性

本文研究以15°為間隔的24個風向角下深圳新火車站屋蓋結構表面風壓的分布情況，其中對于主站房的懸挑區域以及南、北站房屋蓋的風壓系數均以綜合風壓系數給出。限于篇幅，本文僅給出了3個典型風向角（0°、180°、270°）下深圳新火車站屋蓋的平均風壓系數分布，如圖7所示。

圖7 典型風向角下深圳新火車站屋蓋的平均風壓系數分布圖Fig.7 Contours of the mean wind pressure coefficients of the roof of the Shenzhen new railway station under typical wind directions

當氣流流經鈍體時，氣流在鈍體的迎風表面出現分離，在分離區形成離散的旋渦，并脫落于下風向區域。氣流迎風區域分離而引起的旋渦脫落形成很大逆壓梯度，在邊緣區域呈現很大的負風壓；隨著旋渦分離與再附，在遠離邊緣的下風向區域，負風壓逐漸減小，甚至在尾部形成正風壓區域，最后氣流在鈍體的根部再次分離形成負風壓［3］。從圖7可以看出，深圳新火車站屋蓋的最大負風壓發生在氣流分離最為顯著的迎風區域的角部，迎風區域的中間部位風壓變化相對平緩。由圖中亦可發現，當氣流垂直于鈍體時，其在迎風的邊緣區域會沿著分離線形成一定范圍的柱狀渦，與先前的研究［8－9］一致。

在0°風向角下，主站房東側大懸挑為迎風區域，且存在縱向（南北向）與橫向（東西向）的“十字”型大開洞，氣流在懸挑屋面邊緣處分離，同時又受到下方幕墻的阻塞，形成“上吸下頂”的風荷載分布形式。然而亦可發現在深圳新火車站東側南北向開洞的上下部分對氣流起到了一定“引流”作用；同時也使南北向開洞內表面形成負風壓，降低了南北向開洞區域上下表面的綜合風壓。對于南北站臺雨棚而言，其上下表面均受風作用，最大平均負風壓亦出現迎風屋面的角部，特別是靠近主站房的角部屋蓋，下風向區域平均風壓較小甚至為0。此時，主站房屋面綜合最大平均負風壓系數為－1.26，相應的北站臺雨棚為－0.32，均發生的迎風角部屋檐。

180°風向角下的深圳新火車站屋蓋的平均風壓系數分布與0°風向角類似。其主站房懸挑處最大平均負風壓系數（－1.04）小于0°風向角結果，但南北的站臺雨棚最大平均負風壓系數（－0.54）又略大于0°風向角結果；由于縱向、橫向開洞位于下風向區域，對風壓分布的影響很小。

270°風向角下，主站房東西懸挑屋蓋上下表面均受風吸力作用（即“上吸下吸”），因而其綜合風吸力較??；而對于南向懸挑位置風壓表現為“上吸下頂”情況，其平均負風壓系數就較大；最大平均負風壓系數發生在南面的懸挑邊緣，達到－1.01。南站臺雨棚負風壓主要發生在迎風區域，最大平均負風壓系數為－0.74，發生在迎風的檐口；在下風向區域負風壓系數較小甚至出現正風壓。而對于北站臺雨棚，其位于來流的下風向區域，且又受到主站房的阻擋，其負風壓較小。

由于數值風洞模擬給出的是屋蓋結構各表面上的風壓系數云圖分布結果，為了便于比較，本文亦給出了在0°及270°風向角下深圳新火車站屋蓋上表面平均風壓系數云圖分布。圖8為0°風向角下平均風壓系數風洞試驗結果與數值風洞模擬結果對比，圖9為270°風向角下平均風壓系數風洞試驗結果與數值風洞模擬結果對比。從圖7、圖8中可以看出，風洞試驗的結果與數值風洞模擬結果在屋蓋上表面平均風壓系數的數值大小及其分布上均非常吻合。從圖8可知，數值風洞模擬能更為精細地給出屋蓋表面各個區域的風壓分布情況，特別是在南北站臺雨棚波浪形屋面的下凹處，而風洞試驗結果僅給出風壓測點所在波浪形屋面波峰處的風壓分布。圖9表明，在270°風向角下南站臺雨棚在靠近主站房的屋面區域存在較大的正風壓，筆者認為產生此現象除了因為氣流在檐口處分離后的再附作用外，更主要是因為氣流流過南站臺雨棚后受到主站房幕墻的阻擋而造成的氣流反射作用所產生的向下風荷載，影響范圍與主站房屋面高度變化相類似，表現為西低東高的趨勢。

圖8 0°風向角深圳新火車站屋蓋上表面平均風壓系數風洞試驗結果與數值風洞模擬結果對比Fig.8 Comparisons of the mean wind pressure coefficients on the upper surface of the Shenzhen new railway station roof between the wind tunnel tests and simulation results under the wind direction of 0°

圖9 270°風向角深圳新火車站屋蓋上表面平均風壓系數風洞試驗結果與數值風洞模擬結果對比Fig.9 Comparisons of the mean wind pressure coefficients on the upper surface of the Shenzhen new railway station roof between the wind tunnel test and simulation results under the wind direction of 270°

3.2 脈動風壓特性

氣流的脈動除了受來流自身的湍流影響之外，還受到旋渦導致的流動或特征湍流（由鈍體引起的湍流）的影響。脈動風壓系數體現了風壓流脈動能量的大小，是脈動風荷載的重要特征之一。圖10為典型風向角（0°、180°和270°）下的屋蓋脈動風壓系數分布圖，應該指出的是本圖中脈動風壓系數為屋蓋上下表面綜合脈動風壓系數。圖11與圖12分別給出了0°與270°風向角下深圳新火車站屋蓋上表面脈動風壓系數風洞試驗結果與數值模擬結果的對比。

從圖10～圖12可以看出，脈動風壓系數分布與平均風壓系數分布相類似，在平均風壓系數大的區域其脈動風壓系數也大。在迎風的屋蓋前沿及角部是氣流分離最大的位置，此時氣流的脈動能量除了受來流自身的湍流強度影響之外還有就是特征湍流度的影響，因此其脈動風壓系數就較大；而對于來流下風向屋面區域，主要是受到自身湍流強度的影響，其相對應的脈動風壓系數較小。

圖10 典型風向角下深圳新火車站屋蓋的脈動風壓系數分布圖Fig.10 Contours of the RMS pressure coefficients under typical wind directions

圖11 0°風向角深圳新火車站屋蓋上表面脈動風壓系數風洞試驗結果與數值風洞模擬結果對比Fig.11 Comparisons of the RMS wind pressure coefficients on the upper surface of the Shenzhen new railway station roof between the wind tunnel test and numerical simulation results under the wind direction of 0°

圖12 270°風向角深圳新火車站屋蓋上表面脈動風壓系數風洞試驗結果與數值風洞模擬結果對比Fig.12 Comparisons of the RMS wind pressure coefficients on the upper surface of the Shenzhen new railway station roof between the wind tunnel test and numerical simulation results under the wind direction of 270°

3.3 有火車工況與無火車工況下風壓系數對比

本文對深圳新火車站在無火車工況與有火車工況（中間一列火車、中間兩列火車及全部有火車工況）進行了詳盡的風洞動態測壓試驗。由于整個深圳新火車站屋蓋表面主要受風吸力作用，鑒于篇幅，本文僅給出深圳新火車站屋蓋結構各個工況下風壓測點全風向最大平均負風壓系數分布圖與全風向最大脈動風壓系數分布圖。圖13與圖14分別為全風向最大平均負風壓系數分布圖與全風向最大脈動風壓分布圖。由圖13與圖14可以看出：

圖13 不同火車數量工況下全風向最大平均負風壓系數云圖Fig.13 Contours of the maximum mean negative wind pressure coefficients under all wind directions for the cases of different number of trains

圖14 不同火車數量工況下全風向最大脈動風壓系數云圖Fig.14 Contours of the maximum RMS wind pressure coefficients under all wind directions for the cases of different number of trains

（1）在不同火車數量工況下，全風向最大平均負風壓系數與全風向最大脈動風壓系數分布相似；隨著火車列數的增多，最大平均負風壓系數有所降低。僅一列或兩列火車時，對風壓的分布影響很??；但在全部有火車工況下，在主站房的西側屋蓋表面負風壓系數有明顯提高，主站房中部與東側屋蓋部分則有顯著的降低，而南北站房屋蓋表面負風壓系數分布呈下降趨勢。

（2）在有火車工況下，全風向最大脈動風壓系數有所提高，主要是局部點受到氣流的影響，對整體而言脈動風壓系數變化很小。

3.4 脈動風壓概率分布與峰值因子

脈動風壓的概率特性反映了風壓脈動能量大小的分布，是風荷載脈動特性的重要特征［4］，也是評價風壓是否符合高斯分布或非高斯分布的重要手段［5，11－13］。事實上，脈動風壓的概率統計不僅可用于建筑結構設計峰值風荷載值的確定，還對風致結構響應數值計算方法的改善起到重要作用。

限于篇幅，本文以0°風向角下主站房屋蓋上表面典型測點脈動風壓以及90°風向角下北站房雨棚典型測點綜合脈動風壓的概率分布為例（測點分布如圖4所示），討論深圳新火車站屋蓋表面脈動風壓的概率特征。圖15給出了0°風向角下主站房屋蓋上表面典型測點脈動風壓系數的概率密度函數分布，圖16為90°風向角下北站臺雨棚典型測點綜合脈動風壓系數的概率密度函數。圖中橫坐標代表脈動風壓系數標準化后的值（峰值因子），縱坐標為相應的概率密度函數值。

從圖15（a）可以看出，位于迎風屋蓋前沿的測點，其脈動風壓概率密度函數體現明顯非高斯分布特征，特別是負壓尾部，如先前其它研究［11－13］相同。這些現象主要是由于這些測點位于屋蓋前沿的氣流分離區，壓力的脈動能量除了受到來流本身的湍流度的影響外，更主要來自于氣流的分離引起的特征湍流。由于存在更長的負壓尾部，相對高斯分布而言，其具有更高的高負壓發生概率。在99.9999%概率密度的保證率下［2，10］，其峰值因子將達到6。觀察其它位于迎風氣流分離區的測點結果可知，均有類似的概率密度分布特征。

從圖15（b）可以發現，這些測點的風壓概率分布與高斯分布十分吻合，主要因為這些測點不在氣流分離區，而其風壓的脈動能量主要來自于氣流本身的湍流度的貢獻。在99.9999%概率密度的保證率下，其峰值因子為4。相同的現象在位于下風向屋蓋中間區域的風壓測點亦能找到。

圖15 0°風向角主站房屋蓋上表面典型測點脈動風壓系數概率密度分布函數Fig.15 Probability distributions of RMS pressure coefficients for typical pressure taps on the main structure under wind direction of 0°

圖16給出了90°風向角下北站臺雨棚典型測點脈動風壓的概率密度函數分布，這些風壓點均位于雨棚迎風氣流分離區，受到了強烈的特征湍流與來流本身的湍流的影響，具有很強的脈動能量。其概率密度函數均明顯地偏離高斯分布。此時，在99.9999%概率密度的保證率下，其峰值因子亦達到6。

圖16 90°風向角北站臺雨棚典型測點綜合脈動風壓系數概率密度分布函數Fig.16 Probability distributions of RMS pressure coefficients for typical pressure taps on the north platform canopy under wind direction of 90°

為了更好地說明迎風檐口位置風壓脈動特性，以0°風向角下東面大懸挑位置y＝0.25m剖面處的平均風矢量圖為例，如圖17所示。從圖上可以看出，氣流在迎風的檐口分離，形成分離泡，產生很大的逆壓梯度，此時形成高負壓；分離泡緊接著再附于屋面并形成較大的脈動壓力，此時位于這些位置的風壓測點其脈動風壓的概率密度函數將在負壓區產生翹曲，表現明顯的非高斯特性。

圖17 火車站y＝－0.25m處豎向剖面內的平均風矢量圖Fig.17 Mean velocity vectors at the y＝0.25m section of the Shenzhen station

3.5 縱、橫方向開洞位置風速放大效應研究

建筑物作為鈍體出現在現代城市的近地面流場中，下沖、狹管流、角流、穿堂風以及阻塞、尾流等效應，會使建筑物建成后，出現過去沒有的局部強風現象；局部強風的出現，會造成行人活動困難，以及建筑物的門窗和建筑外裝飾物等破損、脫落、傷人等事故的發生。

在深圳新火車站東面的大開洞位置布置2個Irwin探頭用于采集2個典型位置的風速，風速測點Z1與Z2具體布置如圖3所示，其中測點位置Z1位于離主站房北側36m的開洞中間，測點位置Z2位于主站房橫、縱開洞交匯的中心處，兩測點標高均為30m。風速放大效果可用風速比Ri來定義：

式中，Ui和Ur分別為測點位置和參考點位置處的平均風速，本文參考點高度取離地實際高度2m。

圖18為各測點的風速比玫瑰圖。同時為了與精細的建筑模型的數值模擬結果進行對比，圖19列出了兩個風速測點的數值風洞模擬結果。從圖18可以看出風速測點Z1最大風速比為1.34，發生在315°來流方向；風速測點Z2最大風速為1.07，發生在120°來流方向。風速測點Z1在東南氣流方向（風向角270°～360°）及北向氣流（風向角在60°～120°）時風速均較大，主要是因為在此方向上氣流均是順著開洞方向，洞口對氣流起了加速作用；特別是在東南方向，此時氣流在兩方向的洞口均有“匯集”作用，其風速放大效應較其他方向更明顯些。風速測點Z2位于兩個方向開洞的中心，兩個方向的洞口相互間對氣流有“導流”作用，因此大風速都是發生在洞口相互影響小的風向，如西北、西南及東面來流方向。

圖18 典型風速測點不同風向角下風速比風洞試驗結果Fig.18 Distributions of wind speed ratio for typical locations under different wind directions by the wind tunnel test

圖19 典型風速測點不同風向角下風速比數值風洞模擬結果Fig.19 Distributions of wind speed ratio for typical locations under different wind directions by the numerical simulation

由圖18與圖19的風速比玫瑰圖可以看出，兩個風速測點的風速比都隨著風向的變化而迅速變化，具有很強的風向性。由于數值風洞僅模擬了5個典型風向角，相對于風洞試驗而言，其風速比玫瑰圖比較簡單。但其數值模擬結果在風速比及其發生的風向角方向上與風洞試驗結果都相當的吻合。說明利用大渦模擬（LES）的數值風洞能夠很好地模擬出建筑物周邊的風速分布情況。

4 結 論

在大氣邊界層風洞中對深圳新火車站在不同火車數量工況下進行了全面系統的風洞動態測壓試驗，詳細分析了火車站屋蓋表面平均風壓、脈動風壓特性；同時對火車站東側縱（南北方向）、橫（東西方向）方向大開洞處進行詳細的風速放大效應風洞試驗研究；并與數值風洞模擬計算結果進行對比，得出以下幾點結論：

（1）深圳新火車站屋蓋表面以負風壓為主，在迎風的屋檐出現明顯的氣流分離，存在很大的負風壓；下風向區域負風壓很小甚至出現較小的正風壓。

（2）脈動風壓系數分布與平均風壓系數具有相類似的分布特征，在平均負風壓系數大的位置其脈動風壓系數也大，反之亦然。

（3）當氣流垂直（或斜向）于主站房南（或北）幕墻時，由于氣流受到幕墻的阻擋與反射作用，產生的下沉氣流會在靠近南（或北）站臺雨棚的上表面區域附著，形成比較大的正風壓。

（4）火車數量對屋面平均風壓與脈動風壓有一定的影響，但它們的變化僅限于局部小區域，對于整體而言影響較小。

（5）迎風區域的測點，其脈動風壓在負風壓區出現明顯的延伸，說明其具有很高的負壓發生概率；而對于下風向的中間區域測點，則符合正態高斯分布。

（6）主站房東面大開洞具有明顯的風速放大效應，其最大放大系數達到1.34。

（7）通過對比風洞試驗結果與數值風洞模擬結果，以及火車站東側大開洞位置風速放大效應可以發現：數值風洞模擬結果與物理風洞試驗結果相當吻合，說明采用新的大渦模擬方法以及采用DSRFG方法生成湍流脈動風速入口風場技術能很好的模擬出建筑表面的風壓分布以及周邊環境的壓力及風速分布結果。

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