不同風場中特高壓換流站閥廳屋蓋風壓特性試驗研究

汪之松, 王宇杰, 余 波, 徐 晴, 何 勇, 李正良

(1. 重慶大學 土木工程學院,重慶 400045; 2. 重慶大學 山地城鎮(zhèn)建設與新技術教育部重點實驗室,重慶 400045; 3. 中國電力工程顧問集團西南電力設計院有限公司,成都 610021)

閥廳是換流站的核心建筑,其主體一般采用單層單跨的鋼結構,屋面多為坡度較小的直立鎖邊金屬板屋面。在風荷載作用下,閥廳屋面板的風揭事故多發(fā),從而造成閥廳關鍵設備損壞,嚴重影響電力系統的正常運轉。作為重要的圍護結構,閥廳金屬屋面的設計風壓通常采用規(guī)范規(guī)定的良態(tài)風下的極值風壓,且一般只考慮結構主軸方向的風荷載[1]。然而,由于實際氣候復雜多變,在對圍護結構設計風荷載取值時,不僅要考慮大氣邊界層風場的影響,也不能忽視雷暴風等極端風場的作用,因此,進行不同風場作用下全風向角工況的閥廳屋面風壓分布特性研究十分必要。

對低矮建筑的屋面極值風壓分布規(guī)律的研究已經被廣泛開展。Tieleman等[2-3]在風洞中研究了來流中湍流強度的不同對低矮建筑物表面風壓的影響,發(fā)現當湍流積分尺度在某些范圍之內時,屋面角部區(qū)域測點的峰值風壓系數和脈動風壓系數受到較大的影響。Hoxey等[4-5]基于風洞試驗對不同雷諾數下雙坡屋面旋渦再附處測點的風壓特征進行了分析,發(fā)現在迎風前緣處和屋脊分離區(qū)測點的風壓雷諾數效應明顯。傅繼陽等[6]在風洞試驗中對某大跨懸挑平屋蓋結構進行了研究,討論了均勻流和大氣邊界層B類風場下該結構的局部體形系數和極值分布規(guī)律,發(fā)現在兩種風場的平均與脈動風壓上都具有顯著差別。董欣等[7]基于平屋蓋風洞剛性模型測壓試驗結果,分析了均勻流場與湍流流場作用下錐形渦的作用特點。秦樂等[8]分析了風向角、風速、屋蓋厚度和場地環(huán)境等參數對大跨屋蓋的風壓分布特性的影響,重點討論了錐形渦對屋面風壓的影響,引入斜度與峰態(tài)值來區(qū)分屋面風壓的高斯與非高斯區(qū)域。

在下擊暴流風場模擬方面,壁面射流能夠較好模擬下擊暴流的出流段,并且因模型比例尺不受限制而得到廣泛應用。Letchford等[9-10]采用倒立的射流裝置來實現靜止和移動下擊暴流模擬,并研究了下擊暴流作用下立方體塊的表面風壓分布規(guī)律,并與均勻流和邊界層風結果相比較。王超等[11]分別采用沖擊射流和壁面射流兩種模型進行數值模擬,表明二者風速水平分量在徑向各位置均吻合良好,這為采用壁面射流在大氣邊界層風洞中實現大比例尺的下擊暴流出流段的模擬提供了參考。段旻等[12]在常規(guī)大氣邊界層風洞中得到了平均風速剖面與經驗模型相吻合的下擊暴流風場,并對圓柱形大跨屋蓋的風壓特性進行了分析。鐘永力等[13]通過在壁面射流中引入協同流的方法來模擬下擊暴流的移動增大效應,得到了下擊暴流任意水平移動速度下的最大平均風剖面。

在計算屋面極值風壓時,峰值因子法通常假設風壓時程服從高斯分布,并基于零值穿越理論給出峰值因子,將其乘以時程的標準差來考慮風壓的脈動成分。Gioffre等[14]通過與高斯模型比較發(fā)現,非高斯風壓導致的結構破壞程度比高斯風壓的大15%～30%,所以需要重視屋面風壓的非高斯特性。莊翔等[15]根據風洞試驗的測壓結果,用三階、四階矩來進行高層建筑表面高斯與非高斯區(qū)域的劃分,并采用了Hermite級數、全概率迭代和Sadek-Simiu法來計算峰值因子,并對Hermite級數中的各項參數進行了簡化,其得到的三參數Heimite矩法與改進的Hermite矩法相比差距較小。葉繼紅等[16]采用三階、四階統計量及柯爾莫哥洛夫檢驗法研究了五種模型屋面風壓,發(fā)現在迎風前緣區(qū)域及尾流區(qū)域非高斯特性較強。

本文研究對象為典型特高壓換流站閥廳,其幾何尺寸為77.8 m×32.6 m×32.0 m(長×寬×高),雙坡屋面坡度為5°,是一個外形規(guī)則的單層鋼結構建筑。雖然現有文獻對低矮坡屋面處于邊界層風中的風壓特征研究已相當豐富,但建筑高度多小于24.0 m,對達到32.0 m高度的閥廳屋面鮮有研究。且使用壁面射流裝置對于下擊暴流風場中屋面極值風壓的研究更為少見。鑒于特高壓換流站閥廳屋面的抗風揭工程需求,本文通過剛性模型的測壓風洞試驗,探討邊界層風場、壁面射流風場和均勻湍流風場中建筑屋面風壓的分布規(guī)律,為該類屋面的抗風揭設計取值提供參考。

1 風洞試驗概況

1.1 試驗裝置

測壓試驗在重慶大學復合直流風洞中進行,試驗段尺寸為18.0 m×2.4 m×1.8 m(長×寬×高),具備壁面射流的模擬功能[17]。壁面射流噴口位于試驗段起始處,高度為60 mm,寬度與邊界層風洞一致,最大射流風速可達到45 m/s。壁面射流裝置如圖1(a)所示,風洞內壁面射流入口如圖1(b)所示。采用壁面射流模擬下擊暴流風場的原理示意圖如圖1(c)所示,其中:Uc為主風洞風機均勻流風速;Uj為壁面射流風速,由壁面射流裝置產生;得到的混合風場剖面最大風速為Um,最大風速高度為ym。大氣邊界層風場和均勻湍流風場分別采用尖劈、粗糙元和格柵在主風洞中實現。模型在壁面射流、邊界層和均勻湍流風場中的試驗照片分別如圖1(b)、圖2(a)和圖2(b)所示。

圖1 壁面射流裝置、壁面射流試驗與風場原理Fig.1 Wall-jet device, wall-jet test and wind field principle

圖2 大氣邊界層風與均勻湍流風洞試驗Fig.2 Wind tunnel test of ABL wind and homogeneous turbulence flow

1.2 試驗模型及工況

測壓試驗模型縮尺比為1∶100。閥廳屋面為雙軸對稱,測點布置分為A,B,C,D,E,F6個區(qū);測點在屋面邊緣位置加密,總計共378個測點。試驗風向角為0°～90°,每15°一個工況,共7個風向角。測點布置分區(qū)、編號規(guī)則與風向角示意如圖3所示。

圖3 閥廳屋蓋測點布置與風向角示意圖Fig.3 The pressure measuring points on valve hall roof and wind direction in the tests

本次試驗考慮B類大氣邊界層風場,均勻湍流分別考慮三種風速和三種湍流度,以及壁面射流模擬的下擊暴流風場。總體試驗工況如表1所示,其中UH為參考點高度處風速,本文試驗參考點高度取為建筑頂面高度0.32 m。

表1 風洞試驗工況設置Tab.1 Wind tunnel test conditions

1.3 試驗與理論、經驗模型對比

1.3.1 大氣邊界層風場

采用Cobra探頭獲取不同高度的風速,得到該位置處的平均風剖面及湍流度剖面與理論值對比如圖4所示。

圖4 風洞試驗與理論剖面對比Fig.4 Comparison of wind profiles of test and theoretical model

在建筑模型高度范圍內,試驗風場基本吻合理論值。圖5為來流參考高度處無量綱化的風速譜,橫坐標為折減頻率,即fH/UH,為了方便對比,圖中還給出了Kamial譜和我國規(guī)范建議的Davenport譜。

圖5 順風向脈動風速功率譜Fig.5 The power spectrums of windward wind speed

1.3.2 壁面射流風場

圖6為試驗和各模型水平速度的無量綱化風剖面,橫坐標以最大水平風速Um進行無量綱化,縱坐標以Um相對應的zm進行無量綱化。

圖6 水平速度的無量綱豎向風剖面對比Fig.6 Comparison of non-dimensional vertical wind speed profiles by different models

所有的經驗模型在zm高度以下的水平風速都比實測的結果小,OB模型[18]無論是內層還是外層與實測結果都相差較大,Vicroy模型[19]、Wood模型[20]在外層與實測結果符合的較好,壁面射流得到的數據相較于其他模型與實測吻合的程度較高,此次試驗的水平風速豎向風剖面與Wood模型吻合較好。壁面射流的極值風速出現在200～300 mm的高度范圍內,與閥廳建筑模型高度相近。

1.3.3 均勻湍流風場

圖7為均勻湍流風場試驗的平均風剖面和湍流強度剖面。試驗風速分三檔:Ua=5 m/s,Ub=10 m/s,Uc=14 m/s;湍流強度也分為三檔:Ia=5%,Ib=8%,Ic=13%。對于試驗的平均風速,當風速較低時平均風剖面基本保持豎直;隨著試驗風速的增大,風洞壁面效應對近地面風速影響增大,但與設計風速相差不超過1 m/s,基本可以認為是均勻湍流場。

圖7 均勻湍流試驗風場Fig.7 The profiles of mean wind speed and turbulence intensity of the homogeneous turbulence test wind field

湍流強度較低時,湍流度沿高度分布基本穩(wěn)定;湍流強度達到13%時,其沿高度分布出現明顯波動,本文主要關注屋蓋附近流場,故取建筑物頂面高度處的湍流強度作為該工況下的湍流度。

2 屋面測點風壓統計特征

2.1 平均風壓系數

風洞試驗測壓系統采用PSI電子壓力掃描閥,采樣頻率約為333 Hz,屋面無量綱風壓系數時程計算公式為

(1)

式中:Cpi(tn)為測點i處tn時刻的壓力系數;Pi為測點i處測得的壓力,Pa;P0和P∞分別為試驗時參考高度處的總壓和靜壓,Pa;ρ為空氣密度,kg/m3;UH為參考高度風速,m/s。

平均風壓系數Cpi,mean的計算式

(2)

式中,N為采樣數。

由試驗得到大氣邊界層風場、壁面射流風場和均勻湍流風場下的閥廳屋面平均風壓系數分布規(guī)律基本類似,只是局部區(qū)域系數大小有區(qū)別,限于篇幅,此處僅給出大氣邊界層與壁面射流的屋蓋平均風壓系數云圖,如圖8和圖9所示(風向角與測點布置見圖3)。

圖8 大氣邊界層風閥廳屋蓋平均風壓系數Fig.8 The mead wind pressure coefficient of valve roof in the ABL flow

圖9 壁面射流風場閥廳屋蓋平均風壓系數Fig.9 The mead wind pressure coefficient of valve roof in wall-jet flow

由圖8可知,大氣邊界層風場作用下,平均分壓系數均為負值,且在迎風前緣的平均風壓系數絕對值較大,在經過一定范圍后,平均風壓系數的值趨于平緩。在0°和90°風向角下,風壓分布沿流動方向存在明顯從大到小的分層梯度變化;45°風向角時,受到角部錐形渦影響,風壓在迎風屋面角部沿45°斜向呈對稱分布,兩側角部出現最不利平均風壓系數為-1.51。

對比圖8和圖9可發(fā)現,兩種風場下風壓梯度變化趨勢基本一致,但風壓大小存在差異。特別是45°風向時,壁面射流下在迎風前緣位置的最不利平均風壓系可達-2.30左右。由此可見屋面風壓分布可能隨風剖面改變而改變。

為了單獨考慮風速、湍流度對屋面風壓分布的影響,如圖10和圖11所示,給出了均勻湍流工況下的風壓統計結果,可以發(fā)現均勻湍流風場中屋面平均風壓系數也基本為負值。在圖10中給出了湍流度為5%時三種不同風速的平均風壓系數分布情況,圖中橫坐標為風速7 m/s時的平均風壓系數,將其作為基準比較不同風速對屋蓋平均風壓系數的影響。在0°風向角,不同風速下,屋蓋的平均風壓系數幾乎都處于基準工況10%誤差線內,個別點超出了20%誤差線。且都表現出平均風壓系數分布從-0.30～-0.55較為均勻的特征。在45°風向角下,除了平均風壓位于-0.50附近,其余也幾乎都處于20%誤差線內部。不同于0°的平均風壓系數的均勻分布,此時多數點聚集于橫坐標-0.10～-0.50,小于-1.0的平均風壓系數較少,這是由于極小值僅出現在屋蓋的角渦區(qū),所以數量有限。在90°風向角下,屋蓋的平均風壓系數在0和-0.35附近出現了兩個聚集區(qū),當橫坐標大于-0.20時,由于基準平均風壓系數值較小,所以眾多點都超出了20%誤差線的范圍,而當橫坐標小于-0.20時,誤差值就處于20%誤差線內部。綜合來看,當湍流度相同均為5%時,不同風速下,屋蓋的平均風壓系數除個別測點以外,各風向角下屋面的平均風壓系數相差均位于20%誤差內,表面風壓分布形式基本一致,這說明在本次試驗的雷諾數范圍(Re≈1.6×106～3.2×106)內風速對于屋面風壓分布影響較小。

圖10 湍流度5%時不同風速下屋面平均風壓系數對比Fig.10 Comparison of mean wind pressure coefficients on the roof at different wind speeds while the turbulence intensity is 5%

圖11 風速10 m/s時不同湍流度屋面平均風壓系數對比Fig.11 Comparison of mean wind pressure coefficients of valve roof under different turbulence intensity while the wind speed is 10 m/s

圖11給出了同為10 m/s風速時三種湍流度的平均風壓系數分布情況。由圖11可知,相同風速不同湍流度時,0°和90°風向工況下屋面風壓分布差別顯著,且湍流度越高,其平均風壓系數偏離基準工況越多;在0°風向時,湍流度為8%時,其平均風壓系數偏離基準值多位于20%誤差線附近;湍流度13%時,平均風壓系數已經遠超過基準工況的20%誤差線。并且較大的湍流度造成極小值風壓系數偏離最為嚴重,這可能與迎風前緣柱渦隨湍流度的增大而加強有關。在90°風向時,湍流度為8%,平均風壓系數部分超出20%誤差線,而13%的湍流度使得平均風壓系數大部分都在20%誤差線外。而45°風向時屋面風壓分布隨湍流度變化反而不太明顯,基本上都處于10%～20%誤差線之間,這表明湍流度對于角渦的生成影響不大。

2.2 脈動風壓系數與極小值風壓系數

為了研究特征湍流對屋面脈動風壓系數與極小值風壓系數的影響,給出了閥廳屋面在大氣邊界層風與壁面射流兩種工況下的風壓統計量。其中脈動風壓系數Cpi,rms

(3)

按我國GB 50009—2012《建筑結構荷載規(guī)范》的方法計算屋面負壓系數極值

Cpi,min=Cpi,mean-kCpi,rms

(4)

式中:Cpi,mean為平均風壓系數;Cpi,rms為脈動風壓系數,k=3.5。

圖12和圖13分別給出了0°與45°工況時大氣邊界層風場和壁面射流下的屋面脈動風壓系數與極小值風壓系數。可以看出: 在兩類風場下,0°工況時脈動風壓系數與極小值風壓系數基本呈對稱分布,沿屋面分布規(guī)律與平均風壓系數相似,迎風邊角部區(qū)域值最為不利;45°風向時,在迎風的兩個屋面邊緣靠近迎風角附近最為不利,該區(qū)域也是錐形渦影響區(qū)域,說明錐形渦控制區(qū)域內脈動風壓系數、極小值風壓系數普遍較大。

圖12 大氣邊界層風閥廳屋面風壓系數統計量Fig.12 Statistics of wind pressure coefficient on the roof in the ABL wind

圖13 壁面射流風場閥廳屋面風壓系數統計量Fig.13 Statistics of wind pressure coefficient on the roof in wall-jet flow

對比圖12和圖13可得,壁面射流下迎風屋面角部區(qū)域脈動風壓系數和極小值風壓系數更大,0°時脈動風壓系數和極小值風壓系數分別達到了0.39和-2.10,而45°時錐形渦區(qū)域脈動風壓系數和極小值風壓系數分別達到0.95和-5.40。

同樣給出均勻湍流的0°和45°工況,來考察湍流度、風速對屋面脈動風壓系數的影響。由圖14和圖15可知,均勻湍流風場下,相同湍流度不同風速時,屋面在各個角度下的脈動風壓系數并無較大區(qū)別,其差值在0.04范圍以內,說明風速的大小對風壓系數的影響較小;而相同風速不同湍流度時,脈動風壓系數有顯著差別,說明湍流度對風壓系數影響顯著。

圖14 湍流度5%時不同風速下閥廳屋面測點脈動風壓系數對比Fig.14 Comparison of fluctuating wind pressure coefficients of valve roof at different wind speeds while turbulence intensity is 5%

圖15 風速為10 m/s時不同湍流度下閥廳屋面測點脈動風壓系數對比Fig.15 Comparison of fluctuating wind pressure coefficients of valve roof at different turbulence intensity while wind speed is 10 m/s

屋面風壓統計量可以反映繞流場中渦的相關信息,即平均風壓系數最小位置的連線可視為渦的中心線,稱為渦跡線,脈動風壓系數最大的位置可視為渦的再附點[21]。45°工況下的大氣邊界層風與壁面射流風場的渦跡線與屋面邊緣形成的夾角α分別為13.5°和9.72°,這說明在壁面射流風場下,錐形渦的尺度相比于大氣邊界層有所減小。從圖16給出的在不同湍流度下的錐形渦跡線與迎風前緣夾角來看,α隨著湍流度增加而呈線性減小,相對應的渦旋尺度降低。

圖16 均勻湍流渦跡線與屋緣夾角變化Fig.16 The angle of the vortex trace and the roof edge in the homogeneous turbulent flow

3 屋面風壓極值估算

3.1 峰值因子

屋面的破壞往往是湍流引起的風壓波動在某一時刻超過設計值而導致的。在風壓是平穩(wěn)隨機過程的假定成立的情況下,張相庭[22]認為屋面風壓時程圍繞均值上下均勻波動,其假定風壓的分布為高斯分布,此時風壓極值可表示為

Cpi,min=Cpi,mean-gCpi,rms

(5)

式中,g為Davenport峰值因子,計算式為

(6)

式中:T為風壓時程的時長;γ為歐拉常數,取為0.577 2;v為零穿越率,計算式為

(7)

式中:S(n)為風壓時程功率譜密度;n為頻率。

然而來流在經過建筑物時會經歷分離、再附著,此時伴隨著漩渦的生成與脫落,流場變化劇烈,擬定常假設不再適用。在高湍流風場中,風壓具有明顯的非高斯特性。采用非高斯峰值因子法計算極值風壓系數,其負壓極值計算式如下

Cpi,min=Cpi,mean-gnCpi,rms

(8)

式中:Cpi,rms為脈動均方根風壓系數;gn為非高斯峰值因子,gn的取值采用基于統計矩的Hermite模型求得。其基本思路為:每一個非高斯過程時程點與高斯過程時程點唯一對應,構造單調函數再進行非線性變換可以將一個非高斯過程用高斯平穩(wěn)隨機過程表達,假設時段T內極值符合Poisson分布,可得到非高斯峰值因子的表達式[23],如下所示

(9)

(10)

(11)

(12)

圖17 大氣邊界層風場下屋面測點峰值因子Fig.17 Peak factor of the measuring points on the roof in ABL wind

圖18 壁面射流風場下屋面測點峰值因子Fig.18 Peak factor of the measuring points on the roof in wall-jet flow

計算結果表明,無論是Davenport基于高斯過程求出極值分布還是Hermite矩法求解峰值因子,都會涉及到零超越率v及時間段T,規(guī)定一定時間段內的時程以正斜率超越零界限的次數vT來表征,其取值一般都在100以上,得到的峰值因子常大于3。將Davenport法與Hermite矩法得到峰值因子相比較,前者為一定值,而后者在兩種風場作用下都要大于前者,而且后者在壁面射流風場下的取值要大于大氣邊界層風。相較之下,Hermite矩法求解的峰值因子保證率更高。

3.2 全風向最不利極值風壓

在設計中如果按照風壓測點的極值來進行圍護結構的抗風設計不但會造成設計效率低下,而且由于測點在空間上具有相關性,不一定會在同時刻和同風向達到最不利情況,因此通常取局部面風壓系數極值進行設計。

在JGJ/T 481—2019《屋蓋結構風荷載標準》[24](下文簡稱“屋蓋標準”)中規(guī)定,對于中高層建筑,當屋面坡度在0°<θ≤10°、屋蓋平均高度H>20 m或者H/B≥1,H/D≥1時(H,B,D分別為建筑高、長、寬),屋蓋圍護結構的風荷載分區(qū)應按風荷載分區(qū)圖(如圖19所示)確定,其中a取0.1B,0.1D和0.4H中的最小值,且不應小于0.04B和0.04D中較小值,本文a取0.1D。全風向風壓系數極值Cpe按表2確定。

表2 中高層建筑屋蓋圍護結構全風向風壓系數最值Tab.2 The maximum wind pressure coefficient in the whole wind direction of the roof of medium and high-rise buildings

圖19 JGJ/T 481—2019《屋蓋結構風荷載標準》分區(qū)示意圖Fig.19 Wind load zoning of the roof that suggested by JGJ/T 481—2019

由測壓試驗結果結合非高斯峰值因子取值并按公式(5)計算得到測點風壓系數極值,按屋蓋標準中的分區(qū)方法,在各分區(qū)中對測點風壓系數進行加權平均,并進一步得到各分區(qū)的面風壓系數極值,如圖20所示,圖中括號中數值為屋蓋標準建議取值。從圖中可以看出:在大氣邊界層風場作用下,風洞試驗得到的閥廳屋蓋全風向風壓系數極值與屋蓋標準建議值相比,在角部位置略大,在屋面短邊Rb區(qū)取值較為接近,而在其他區(qū)域,屋蓋標準建議值較為保守;來流為壁面射流時,閥廳屋蓋全風向最不利系數在各個分區(qū)都要超出屋蓋標準建議值,采用屋蓋標準建議取值進行設計可能會導致閥廳屋面圍護結構在極端風場下的不安全。

圖20 不同風場作用下閥廳屋面全風向風壓系數試驗極值Fig.20 The maximum value of the wind pressure coefficient in the whole wind direction of the roof in different wind fields by the tests

4 結 論

基于大氣邊界層、壁面射流和均勻湍流風場下的閥廳模型測壓風洞試驗,討論不同風場參數對閥廳屋面風壓分布的影響規(guī)律,主要結論如下:

(1) 閥廳屋蓋迎風前緣負風壓最大,沿風向屋面風壓梯度變化大。壁面射流風場下平均風壓系數與脈動風壓系數均超過大氣邊界層風場下的結果,因此雷暴風等極端氣候下的風場是閥廳屋蓋圍護的最不利風荷載風場,且控制風向角在45°左右。

(2) 均勻湍流風場作用下的結果表明,風速對閥廳屋蓋的負風壓系數均值和極值影響較小,而湍流度對風壓系數的極值影響較大。相同風速不同湍流度工況的結果表明,45°風向角下渦跡線與屋面邊緣夾角呈現出隨著湍流度的增加而減小的規(guī)律。

(3) 閥廳屋蓋最不利風壓系數的取值方面,在大氣邊界風場下,除屋面角部區(qū)域外,屋蓋標準的最不利風壓系數建議值偏于保守,按照屋蓋荷載標準取值設計是可以保證安全的;但在下擊暴流風場下,閥廳屋蓋全風向最不利風壓系數在所有區(qū)域都大于屋蓋標準建議值,建議考慮下擊暴流極端風環(huán)境的屋蓋最不利風壓系數需要將屋蓋荷載規(guī)范取值放大1.325倍,并在設計中對屋蓋抗風揭加以重視。

由于實際的雷暴風場往往伴隨著風暴的移動和風場的非平穩(wěn)特性,這些因素也會對屋蓋的極值風壓產生很大影響,可以在以后的研究中進一步深入討論。