屋蓋開孔建筑的內(nèi)壓風(fēng)洞試驗(yàn)研究

李壽科， 田玉基, 李壽英， 陳政清， 孫洪鑫

(1.湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 湘潭　411201; 2.北京交通大學(xué) 結(jié)構(gòu)風(fēng)工程與城市風(fēng)環(huán)境北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京　100044;3.湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙　410082)

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屋蓋開孔建筑的內(nèi)壓風(fēng)洞試驗(yàn)研究

李壽科1， 田玉基2, 李壽英3， 陳政清3， 孫洪鑫1

(1.湖南科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 湘潭411201; 2.北京交通大學(xué) 結(jié)構(gòu)風(fēng)工程與城市風(fēng)環(huán)境北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京100044;3.湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙410082)

對不同開孔位置、開孔率和內(nèi)部容積的17個(gè)屋蓋開孔建筑進(jìn)行了縮尺剛性模型測壓試驗(yàn)，分析內(nèi)外風(fēng)壓的空間分布規(guī)律和相關(guān)性，采用穩(wěn)態(tài)方法和單開孔內(nèi)壓傳遞方程分別對平均和脈動(dòng)內(nèi)壓進(jìn)行理論估計(jì)，擬合了峰值內(nèi)外壓系數(shù)比的無量綱設(shè)計(jì)公式。結(jié)果表明：屋蓋開孔建筑的內(nèi)部風(fēng)壓系數(shù)相關(guān)性和相干性較好，可采用統(tǒng)一的值來描述內(nèi)壓；內(nèi)外風(fēng)壓系數(shù)以正相關(guān)為主，相關(guān)性大于立墻開孔工況；平均內(nèi)壓設(shè)計(jì)值可取為0.8倍開孔處外部平均風(fēng)壓，可采用單開孔內(nèi)壓傳遞方程估計(jì)垂直風(fēng)向的脈動(dòng)內(nèi)壓，誤差小于15%。擬合的脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比和峰值內(nèi)外壓系數(shù)比設(shè)計(jì)公式，可應(yīng)用于屋蓋中心開孔建筑，改進(jìn)了GINGER方法的精度。

風(fēng)洞試驗(yàn)；屋蓋開孔；相關(guān)系數(shù)；峰值內(nèi)壓

建筑的開孔通常可分為功能性開孔和破壞性開孔兩類。功能性開孔按照開孔位置區(qū)分有立墻開孔和屋蓋開孔，如立墻的門窗開孔，屋蓋的功能性天窗、體育場的開合式屋蓋。破壞性開孔是由建筑物的損壞而形成的一類開孔，可能發(fā)生在建筑的任何部位。對于低矮建筑，風(fēng)致破壞性開孔通常較早的出現(xiàn)于屋蓋的邊緣或角部。屋蓋表面開孔后，其風(fēng)荷載不再完全由外表面風(fēng)荷載決定，內(nèi)部風(fēng)荷載對結(jié)構(gòu)凈風(fēng)荷載的貢獻(xiàn)明顯增大。目前國內(nèi)外對于開孔結(jié)構(gòu)風(fēng)效應(yīng)的研究大多集中于立墻開孔建筑，如HOLMES[1]對一立墻單開孔的雙坡低矮房屋進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，采用了單參數(shù)的Helmohotz共振方程表示內(nèi)壓響應(yīng)；隨后，LIU等[2-4]對內(nèi)壓傳遞方程的開孔阻尼參數(shù)和損失參數(shù)的表達(dá)形式進(jìn)行了進(jìn)一步的推導(dǎo)和改進(jìn)，得到了雙參數(shù)或三參數(shù)的內(nèi)壓傳遞方程。余世策[5]通過剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了立墻開孔的建筑的內(nèi)部風(fēng)效應(yīng)，對內(nèi)壓進(jìn)行了理論估計(jì)。HOLMES等[6]對TTU(Texas Tech University Building Model)實(shí)測內(nèi)壓數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，擬合了脈動(dòng)內(nèi)外壓之比設(shè)計(jì)公式。SHARMA等[7]對1∶50的立墻開孔TTU建筑進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了屋蓋上下表面風(fēng)壓之間的相關(guān)性以及表面凈風(fēng)壓分布規(guī)律。樊友川[8]對一系列不同高跨比的立墻開孔工業(yè)廠房進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，擬合了內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)隨結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)變化的設(shè)計(jì)公式。余先鋒等[9-10]對立墻多開孔的單腔和雙腔建筑的內(nèi)壓進(jìn)行了理論與試驗(yàn)研究。

在實(shí)際工程中，功能性、破壞性的屋蓋開孔建筑廣泛存在。本文以屋蓋頂部中心開孔和角部開孔的TTU建筑為研究對象，設(shè)置不同開孔率、不同開孔位置和不同內(nèi)部容積共17種工況，研究建筑內(nèi)部風(fēng)壓的空間分布特性，內(nèi)外風(fēng)壓的相關(guān)特性，以及內(nèi)風(fēng)壓的估計(jì)方法，對試驗(yàn)的峰值內(nèi)外壓比進(jìn)行關(guān)于無量綱開孔參數(shù)和湍流度參數(shù)的公式擬合，得到的結(jié)果可用于指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)。

1　剛性模型測壓風(fēng)洞試驗(yàn)概況

試驗(yàn)在湖南大學(xué)HD-2風(fēng)洞的高速試驗(yàn)段進(jìn)行。試驗(yàn)?zāi)M了“建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范:GB 50009—2012”中的B類地貌，風(fēng)場比例為1∶50，平均風(fēng)剖面指數(shù)為0.15，湍流度剖面也與實(shí)際大氣中的情況基本一致，10 m高度處湍流度大小為0.20。試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎糜袡C(jī)玻璃制作，在主要尺寸上與TTU建筑(13.72 m×9.14 m×3.96 m)保持幾何相似，在建筑屋蓋的中心或角部進(jìn)行不同比例的開孔，模型的幾何縮尺比為1∶50，試驗(yàn)照片見圖1。試驗(yàn)定義開孔面積與屋蓋面積之比為開孔率。不同開孔率的屋蓋開孔建筑的立墻測點(diǎn)布置相同，內(nèi)外表面各56個(gè)測點(diǎn)，測點(diǎn)位置對應(yīng)；屋蓋測點(diǎn)數(shù)有所區(qū)別，上下表面測點(diǎn)位置對應(yīng)，詳細(xì)測點(diǎn)布置見圖2。需注意的是，為了保證開孔結(jié)構(gòu)內(nèi)部脈動(dòng)風(fēng)壓相似，需對結(jié)構(gòu)內(nèi)部體積進(jìn)行擴(kuò)充。

試驗(yàn)包括3種屋蓋中心開孔(15%、20%、25%)，3種角部開孔(3%、5%、8%)，3種模型內(nèi)部容積(9.00L3、7.29L3、5.76L3)，共計(jì)17種工況見表1，L表示原型尺寸。試驗(yàn)風(fēng)向角定義見圖2，風(fēng)向角間隔5°，每個(gè)工況共測試72個(gè)風(fēng)向角。采樣時(shí)長33 s，采樣頻率330 Hz，共采集10 000個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)。試驗(yàn)風(fēng)速11.0 m/s，風(fēng)洞中參考高度為8 cm。風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法詳見文獻(xiàn)[11]。

表1　屋蓋開孔建筑風(fēng)致內(nèi)壓試驗(yàn)工況

圖1　試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼掌現(xiàn)ig.1　Photo of test model

圖2　試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y點(diǎn)布置圖Fig.2　Tap location of test model

2　風(fēng)致內(nèi)壓的空間分布特性和相干性

圖3給出了工況1和工況4時(shí)0°風(fēng)向角下屋蓋下表面平均風(fēng)壓系數(shù)分布。由圖3可知，工況1屋蓋下表面風(fēng)壓系數(shù)分布均勻且非常接近，在-0.30～-0.32之間分布，可采用統(tǒng)一的平均風(fēng)壓系數(shù)來描述內(nèi)部平均風(fēng)壓，誤差小于8%。相應(yīng)于角部開孔工況，對于工況4，屋蓋下表面風(fēng)壓也表現(xiàn)為較均勻的負(fù)風(fēng)壓分布，在-0.78～-0.82范圍內(nèi)變化，數(shù)值的變化范圍在7%以內(nèi)，內(nèi)部平均風(fēng)壓亦可采用統(tǒng)一的平均風(fēng)壓系數(shù)來描述。但屋蓋角部開孔時(shí)建筑內(nèi)部平均風(fēng)吸力明顯大于屋蓋中心開孔工況。

圖3　工況1和工況4的屋蓋平均風(fēng)壓系數(shù)(0°風(fēng)向角)Fig.3　Mean wind pressure coefficients on case No.1 and case No.4

圖4給出了工況1和工況4時(shí)0°風(fēng)向角下屋蓋下表面脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)分布。由圖4可知，下表面風(fēng)壓脈動(dòng)較小且較均勻，工況1的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)為0.12～0.15，工況4的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)為0.148～0.154,且分布均勻。工況1和工況4脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)的變化范圍均在8%以內(nèi)，內(nèi)部脈動(dòng)風(fēng)壓可采用統(tǒng)一脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)來描述。故在后文中以屋蓋所有下表面測點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)或脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)的平均值，用以描述屋蓋開孔建筑的內(nèi)部平均或脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)。

圖4　工況1和工況4的屋蓋脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)(0°風(fēng)向角)Fig.4　Fluctuating wind pressure coefficients on case No.1 and case No.4

為了進(jìn)一步明確內(nèi)壓取值方法，圖5從頻域上進(jìn)一步研究了屋蓋開孔建筑的內(nèi)壓相干函數(shù)。圖5(a)給出了工況1下0°、45°和90°風(fēng)向角時(shí)內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)曲線。從圖5(a)可知，在0°風(fēng)向角時(shí)，內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)幅值在0～3 Hz頻率范圍內(nèi)大于0.9；在45°斜風(fēng)向時(shí)，內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)曲線幅值在0～0.86 Hz內(nèi)大于0.9，而在0.86～3 Hz這段區(qū)域內(nèi)波動(dòng)較大，但幅值大于0.8；在90°風(fēng)向角時(shí)，內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)曲線幅值在0～1.9 Hz頻率范圍內(nèi)大于0.9。比較0°和90°風(fēng)向角的內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)可知，屋蓋頂部開孔順風(fēng)向越寬，其相干性越差，而在45°斜風(fēng)向時(shí)，受錐形渦的影響，導(dǎo)致其內(nèi)部風(fēng)壓的相干性下降。但總體上來說，屋蓋中心開孔的建筑內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)幅值在主要頻率范圍均接近1.0，相關(guān)性較好，進(jìn)一步說明內(nèi)部風(fēng)壓可以采用統(tǒng)一時(shí)程表示。

圖5(b)給出了工況4下0°、315°和270°風(fēng)向角時(shí)內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)曲線。從圖5(b)可知，0°風(fēng)向角時(shí)，內(nèi)壓相干函數(shù)幅值在0～3 Hz頻率范圍內(nèi)大于0.98；270°風(fēng)向角時(shí)，內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)幅值在0～3 Hz頻率范圍接近1.0，頻率大于3 Hz時(shí)相干函數(shù)開始衰減；斜風(fēng)向315°時(shí)，在0～3 Hz以內(nèi)相干函數(shù)幅值接近于1.0。對比3個(gè)典型風(fēng)向角的內(nèi)風(fēng)壓相干函數(shù)可知，屋蓋角部開孔建筑的內(nèi)部風(fēng)壓高度相關(guān)，進(jìn)一步說明內(nèi)壓可采用統(tǒng)一時(shí)程表示，且角部開孔的工況的內(nèi)風(fēng)壓相干性要高于中心開孔的工況。

圖5　內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相干函數(shù)Fig.5　Coherence of internal wind pressure coefficients

3　內(nèi)外風(fēng)壓的相關(guān)性分析

內(nèi)外風(fēng)壓的相關(guān)系數(shù)是衡量風(fēng)壓聯(lián)合作用的重要參數(shù)，在決定屋面覆面材料等圍護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，起著重要的作用。圖6給出了工況1屋蓋在0°、45°和90°風(fēng)向角時(shí)的上下表面風(fēng)壓之間的相關(guān)系數(shù)分布等值線圖。由圖6可知，對于垂直風(fēng)向0°和90°時(shí)風(fēng)向角時(shí)，屋蓋上下表面風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)分別為-0.15～0.55和-0.40～0.50，最大相關(guān)系數(shù)發(fā)生在屋蓋開孔處，最小相關(guān)系數(shù)發(fā)生在尾流區(qū)后半屋蓋，此時(shí)上下表面風(fēng)壓基本不相關(guān)；對于斜風(fēng)向45°風(fēng)向角時(shí)，屋蓋上下表面風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)為-0.30～0.80，最大相關(guān)系數(shù)(0.80)發(fā)生在屋蓋開孔處錐形渦側(cè)，屋蓋上下表面風(fēng)壓聯(lián)合作用明顯。

圖7給出了工況4屋蓋在0°、270°、315°、45°、90°和180°風(fēng)向角時(shí)的上下表面風(fēng)壓之間的相關(guān)系數(shù)分布等值線圖。由圖7可知，0°、270°、315°、45°、90°和180°風(fēng)向角時(shí)屋蓋上下表面風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)分別為0～0.6、-0.05～0.75、0.1～0.75、0～0.55、0～0.45、0～0.55，最大相關(guān)系數(shù)均出現(xiàn)在屋蓋開孔處，尾流區(qū)屋蓋相關(guān)系數(shù)較低。最大相關(guān)性發(fā)生在315°風(fēng)向角，達(dá)到0.75，屋蓋上下表面風(fēng)壓聯(lián)合作用明顯。

SHARMA通過試驗(yàn)研究表明立墻開孔的屋蓋內(nèi)外風(fēng)壓系數(shù)之間的相關(guān)性最高為-0.6，且以負(fù)相關(guān)為主，BESTE和CERMARK通過風(fēng)洞試驗(yàn)表明立墻開孔的建筑屋蓋邊緣區(qū)域和角部區(qū)域的相關(guān)系數(shù)最高為-0.5[12]。結(jié)合圖6和圖7與以往立墻開孔的試驗(yàn)結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，屋蓋開孔的建筑內(nèi)外風(fēng)壓系數(shù)相關(guān)性以正相關(guān)為主，中心開孔工況最大相關(guān)系數(shù)為0.80，角部開孔工況最大相關(guān)系數(shù)為0.75，相關(guān)程度要高于立墻開孔工況。

圖6　工況1屋蓋上下表面風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)(開孔率15%)Fig.6　Correlation coefficients between upside and downside wind pressure on case No.1

圖7　工況4屋蓋上下表面風(fēng)壓相關(guān)系數(shù)(開孔率3%)Fig.7　Correlation coefficients between upside and downside wind pressure on case No.4

4　風(fēng)致內(nèi)壓的理論估計(jì)

4.1內(nèi)壓估計(jì)方法

穩(wěn)態(tài)方法被廣泛用于估計(jì)背景泄漏、多開孔建筑的內(nèi)部平均風(fēng)壓。假設(shè)建筑開孔處為理想的定常不可壓縮流體，由伯努利理論可得多個(gè)開孔時(shí)的建筑內(nèi)部平均風(fēng)壓系數(shù)：

(1)

(2)

單開孔建筑脈動(dòng)內(nèi)壓估計(jì)通常是通過求解單開孔內(nèi)壓傳遞方程實(shí)現(xiàn)。單開孔內(nèi)壓傳遞方程為：

(3)

式(3)為二階非線性微分方程，為了求解方便，許多學(xué)者提出了阻尼項(xiàng)線性化方法，其中最常用的為能量平均和概率平均線性化方法，線性化阻尼后便可采用頻域法進(jìn)行求解。然而，對于非線性方程，時(shí)域求解方法被廣泛采用。本文采用四階龍格-庫塔法從時(shí)域求解式(3) 。

4.2內(nèi)壓的估計(jì)結(jié)果

表2給出屋蓋中心開孔的工況1、工況2、工況3、工況8、工況12、工況13、工況17時(shí)0°風(fēng)向角的平均和脈動(dòng)內(nèi)壓的理論估計(jì)結(jié)果。由表2可知，在風(fēng)向角為0°時(shí)，采用穩(wěn)態(tài)方法可以較好地估計(jì)平均內(nèi)壓，估計(jì)誤差較小，最大估計(jì)誤差為12.77%，發(fā)生在工況2，其余工況的估計(jì)誤差均小于10%；采用單開孔內(nèi)壓傳遞方程可以較好的估計(jì)脈動(dòng)內(nèi)壓，多數(shù)工況下估計(jì)誤差均小于15%，僅在工況3，脈動(dòng)內(nèi)壓估計(jì)誤差最大，為23.08%。

表3給出屋蓋中心開孔的工況1、工況2、工況3、工況8、工況12、工況13、工況17時(shí)45°風(fēng)向角的平均內(nèi)壓和脈動(dòng)內(nèi)壓估計(jì)結(jié)果。由表3可知，在風(fēng)向角為45°時(shí)，內(nèi)壓與外壓的測點(diǎn)相關(guān)性較低，采用穩(wěn)態(tài)方法估計(jì)斜風(fēng)向平均內(nèi)壓誤差較大，發(fā)生在工況2；采用單開孔內(nèi)壓傳遞方程可以較好的估計(jì)脈動(dòng)內(nèi)壓，多數(shù)工況下估計(jì)誤差均小于15%，只在工況13脈動(dòng)內(nèi)壓估計(jì)誤差最大，為25%。對比0°和45°風(fēng)向角的內(nèi)壓估計(jì)結(jié)果可知，垂直風(fēng)向0°風(fēng)向角的內(nèi)壓估計(jì)性能優(yōu)于45°斜風(fēng)向。

表2　內(nèi)壓試驗(yàn)值與理論估計(jì)值(0°風(fēng)向角)

表4～表6給出屋蓋角部開孔的工況4、工況5、工況6、工況9、工況10、工況11、工況14、工況15、工況16在0°、315°和90°風(fēng)向角的平均和脈動(dòng)內(nèi)壓的理論估計(jì)結(jié)果。由表4～表6可知，當(dāng)開孔迎風(fēng)(0°、315°)時(shí)，由于驅(qū)動(dòng)內(nèi)壓的外部風(fēng)壓測點(diǎn)定義只有孔口的背風(fēng)向測點(diǎn)，所以此時(shí)內(nèi)壓的理論估計(jì)性能一般，其平均內(nèi)壓估計(jì)的最大誤差為25.42%，發(fā)生在工況11， 且315°風(fēng)向角的估計(jì)誤差大于0°，脈動(dòng)內(nèi)壓估計(jì)的最大誤差為33.33%；當(dāng)開孔背風(fēng)(90°)時(shí)，此時(shí)氣流由外部平均測點(diǎn)流向結(jié)構(gòu)內(nèi)部，內(nèi)壓的理論估計(jì)性能優(yōu)于開孔迎風(fēng)風(fēng)向角，其平均內(nèi)壓估計(jì)的最大誤差為20%，發(fā)生在工況5，脈動(dòng)內(nèi)壓估計(jì)在90°風(fēng)向角的多數(shù)工況的估計(jì)誤差均在16%以內(nèi)，最大估計(jì)誤差發(fā)生在工況5，最大誤差為40%。

表3　內(nèi)壓試驗(yàn)值與理論估計(jì)值(45°風(fēng)向角)

表4　內(nèi)壓試驗(yàn)值與理論估計(jì)值(0°風(fēng)向角)

表6　內(nèi)壓試驗(yàn)值與理論估計(jì)值(90°風(fēng)向角)

5　風(fēng)致內(nèi)壓的無量綱設(shè)計(jì)公式

5.1脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比的擬合

VICKERY和BLOXHAM對阻尼進(jìn)行了線性化，并采用穩(wěn)態(tài)流假定取耗散系數(shù)k=0.61，通過頻域方法對式(3)進(jìn)行求解。求解過程中，假定高頻的HELMHOLTZ共振可以從低頻的背景響應(yīng)中進(jìn)行分離，假定外壓功率譜為KARMAN譜、外脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)為0.35，得到了立墻開孔建筑的脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比為：

(4)

IRWIN和DUNN忽略內(nèi)壓傳遞方程的慣性項(xiàng)，推導(dǎo)了立墻開孔建筑的脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比[15]：

(5)

式中:τ為瞬態(tài)內(nèi)壓響應(yīng)時(shí)間;其相應(yīng)數(shù)值由式(6)決定：

(6)

HOLMES則對一系列的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了擬合，得到了立墻開孔的脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比的經(jīng)驗(yàn)公式為[13]：

(7)

在本文試驗(yàn)中開孔參數(shù)S的取值為17.3～58.4，式(7)對本文試驗(yàn)并不適用。本文對屋蓋中心開孔0°風(fēng)向角試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行最小二乘公式擬合，得到屋蓋中心開孔建筑脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比的經(jīng)驗(yàn)公式為：

(8)

基于本文屋蓋中心開孔參數(shù)S，假定湍流積分尺度為75 m，耗散系數(shù)k為0.15，利用VICKERY和BLOXHAM(1992)方法，IRWIN和DUNN(1993)方法和本文的擬合公式求得脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)之比繪制于圖8。由圖8可知，VICKERY方法高估了屋蓋開孔建筑的脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比，IWIN方法由于忽略流體慣性而低估了屋蓋開孔建筑的脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比，本文的擬合公式對屋蓋開孔建筑的脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比做出了較好的估計(jì)，且相應(yīng)于以往方法具有更高的保證率。

圖8　屋蓋中心開孔建筑的脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比Fig.8　The ratio between fluctuating internal pressure and external pressure

5.2峰值內(nèi)外壓系數(shù)比的擬合

為了設(shè)計(jì)需要，ASCE(2005)規(guī)范給出了開孔結(jié)構(gòu)峰值內(nèi)外壓系數(shù)比的公式：

(9)

式中：Vi為建筑內(nèi)部體積；Aog為開孔面積。由于其忽略慣性項(xiàng)，故式(9)得出的結(jié)果<1，采用該式將低估屋蓋開孔建筑峰值內(nèi)外壓系數(shù)比。

GINGER在基于來流通過迎風(fēng)面開孔的風(fēng)洞試驗(yàn)基礎(chǔ)上給出了類似開孔結(jié)構(gòu)的峰值內(nèi)外壓系數(shù)比為[14]：

(10)

式中：g為峰值因子，可由相應(yīng)峰值因子方法獲得，通常取值為3.5～4；Iu為來流湍流度。

本文基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行最小二乘擬合，得到屋蓋開孔建筑的峰值內(nèi)外壓系數(shù)比的擬合公式為：

(11)

圖9給出了GINGER和本文試驗(yàn)以及本文擬合公式計(jì)算得到的峰值(極小值)內(nèi)外壓系數(shù)比。由圖9可知，GINGER方法低估了屋蓋中心開孔建筑的峰值內(nèi)外壓系數(shù)比，本文擬合的公式可以對屋蓋中心開孔建筑的峰值內(nèi)外壓系數(shù)比做出較好的估計(jì)，與試驗(yàn)獲得值比較接近，改進(jìn)了GINGER方法的精度。

圖9　屋蓋中心開孔建筑的峰值內(nèi)外壓系數(shù)比Fig.9　The ratio between peak internal pressure and external pressure

6　結(jié)　論

(1) 屋蓋開孔建筑的屋蓋下表面受均勻的風(fēng)吸力作用，相干性好，內(nèi)部風(fēng)壓系數(shù)可采用統(tǒng)一的值來描述。

(2) 屋蓋開孔建筑的內(nèi)外風(fēng)壓系數(shù)以正相關(guān)為主，屋蓋中心開孔工況最大相關(guān)系數(shù)為0.80，屋蓋角部開孔工況最大相關(guān)系數(shù)為0.75，相關(guān)程度高于立墻開孔工況。

(3) 采用穩(wěn)態(tài)方法估計(jì)屋蓋開孔建筑的內(nèi)部平均風(fēng)壓的估計(jì)誤差≈20%，建議屋蓋單開孔建筑的平均內(nèi)壓設(shè)計(jì)值可取為0.8倍開孔處外部平均風(fēng)壓，我國規(guī)范低估了屋蓋開孔建筑內(nèi)部平均風(fēng)壓。

(4) 采用單開孔內(nèi)壓傳遞方程估計(jì)屋蓋開孔建筑的內(nèi)部脈動(dòng)風(fēng)壓，垂直風(fēng)向0°風(fēng)向角的中心開孔工況和90°風(fēng)向角的角部開孔工況估計(jì)誤差小于15%。

(5) 基于無量綱開孔參數(shù)和湍流度參數(shù)，本文擬合了脈動(dòng)內(nèi)外壓系數(shù)比和峰值內(nèi)外壓系數(shù)比的設(shè)計(jì)公式，改進(jìn)了GINGER方法的精度，可運(yùn)用于工程設(shè)計(jì)。

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Wind tunnel tests on internal pressures of buildings with a roof opening

LI Shouke1, TIAN Yuji2, LI Shouying3, CHEN Zhengqing3, SUN Hongxin1

(1. School of Civil Engineering, Hunan University of Science and Technology, Xiangtan 411201, China;2. Beijing’s Key Laboratory of Structural Wind Engineering and Urban Wind Environment, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China;3. Hunan Provincial Key Laboratory of Wind Engineering and Bridge Engineering，Hunan University，Changsha 410082，China)

The effects of seventeen roof opening configurations on the internal pressures in a typical TTU building were examined by wind tunnel tests with the volume-scaled method. The configurations examined are of different opening locations and sizes, as well as the different volumes of internal spaces. The spatial distributions of the internal and external pressures and the correlations between them were specially studied. Theoretical methods for estimating the mean and root-mean-square of internal pressures were introduced, and a dimensionless formula for peak internal pressure coefficients ratio was fitted. The results show that the internal pressures in roof opening buildings are highly correlative and coherent, so the internal pressure coefficients in roof opening building can be described by using a unified value. The correlation coefficients between external and internal pressure coefficients are positive, and larger than those in wall opening cases. The mean external pressure coefficients around the opening multiplied by 0.8 can be used to estimate the mean internal pressure coefficients. For single dominant opening buildings, the Helmholtz equation can be used to simulate the fluctuating internal pressure, and the estimation error is below 15% for the wind in vertical orientation. The empirical formulas about the ratio between fluctuating internal pressure and external pressure, and the ratio between peak internal pressure and external pressure were fitted with the non-dimension opening parameters, which are more effective than other methods，such as GINGER method and HOLMES method.

wind tunnel test; roof opening; correlation coefficients; peak internal pressure

國家自然科學(xué)基金資助(51508184)；湖南省高校創(chuàng)新平臺開放基金資助(湘教通(2012)595)；北京交通大學(xué)結(jié)構(gòu)風(fēng)工程與城市風(fēng)環(huán)境北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助；長沙理工大學(xué)橋梁工程安全控制技術(shù)與裝備湖南省工程技術(shù)研究中心開放基金資助;湖南省自然科學(xué)基金資助(2016JJ3063 )

2015-07-02修改稿收到日期：2015-09-15

李壽科 男，博士，副教授,1981年生

TU119+.21

A DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.14.001