結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載數(shù)值模擬研究

1、 計算流體動力學(xué)在建筑工程中的應(yīng)用主要涉及以下幾個方面：1、建筑防火： 規(guī)范依據(jù)：標(biāo)準(zhǔn)火條件，結(jié)構(gòu)的真實(shí)耐火極限與約束條件、荷載、空間位置及實(shí)際火災(zāi)特性等有關(guān)?；饒瞿M、大跨結(jié)構(gòu)）2、建筑滅火： 涉及熱、煙的輸運(yùn)和擴(kuò)散，燃燒化學(xué)反應(yīng)過程等，多相流問題；工程中用于優(yōu)化滅火噴頭的設(shè)計，以便產(chǎn)生滅火效果較好的水霧。3、采暖與通風(fēng)4、建筑風(fēng)環(huán)境設(shè)計：峽谷效應(yīng)對行人的影響等。5、結(jié)構(gòu)所受風(fēng)荷載分析與研究 1、空氣無時不與我們同在，空氣的流動就是我們通常所說的風(fēng)。風(fēng)對處于其中的結(jié)構(gòu)均存在荷載作用。對于超高層建筑，風(fēng)載效應(yīng)可達(dá)總效應(yīng)的50以上。 2、風(fēng)工程的研究方法包括現(xiàn)場實(shí)測、實(shí)驗(yàn)室模擬(主要是風(fēng)洞模擬)

2、和理論分析（包括數(shù)值計算）。當(dāng)前主要的研究手段仍為實(shí)驗(yàn)室模擬 。 3、目前，風(fēng)洞試驗(yàn)面臨著很多困難:(1)縮尺模型，一般比例在1:2001:1000之間, 較小構(gòu)件的風(fēng)載效應(yīng)也無法正確得到; (2)在研究對雷諾數(shù)敏感的結(jié)構(gòu)風(fēng)載特性時面臨困難（如有切角的塔狀結(jié)構(gòu)）； (3)正確模擬結(jié)構(gòu)的動力特征是項(xiàng)艱難的工作。與風(fēng)洞試驗(yàn)相比; (4)實(shí)踐中不可能針對每個方案都進(jìn)行風(fēng)洞模擬試驗(yàn) ; (5)不能對結(jié)構(gòu)在罕遇風(fēng)暴作用下的特性作出恰當(dāng)?shù)拿枋觯?計算流體動力學(xué)(CFD)在風(fēng)工程中的的應(yīng)用為風(fēng)荷載的研究提供了一個新的、有別于風(fēng)洞試驗(yàn)和現(xiàn)場實(shí)測的研究手段。 課題以基于CFD技術(shù)的軟件Fluent6.0為依托，

3、采用可以考慮雷諾應(yīng)力方向性影響的、具有較高精度和通用性的雷諾應(yīng)力方程湍流模型(RSM), 對獨(dú)柱支承廣告牌和開洞高層建筑結(jié)構(gòu)等的靜力風(fēng)荷載進(jìn)行了大量的數(shù)值模擬研究。 日本NEC大廈臺灣高雄銀行 新加坡IBM大廈南斯拉夫貝爾格萊德 Genex Tower1889年Gustafu Eiffel是將假設(shè)的風(fēng)荷載作用于結(jié)構(gòu)上。 二十世紀(jì)初，空氣動力學(xué)得以創(chuàng)立。1940年塔科馬窄橋(Tacoma Narrow Bridge) 事件。 4. 六十年代中期，出現(xiàn)了模擬大氣邊界層氣流的結(jié)構(gòu)風(fēng)工程專用風(fēng)洞。5. 1974年，the Journal of Wind Engineering創(chuàng)刊。 6. 1975年成

4、立“國際風(fēng)工程協(xié)會”(International Association for Wind Engineering，簡稱IAWE) 。7. 第8屆ICWE (1991)上幾篇CFD論文得以入選論文集。8. 國內(nèi)對風(fēng)工程的研究起步相對較晚。CFD所依賴的控制方程在數(shù)學(xué)上為一組偏微分方程；幾乎只能通過數(shù)值方法得到工程實(shí)際問題的解答。2. 計算一般必須湍流模型。3. 數(shù)值計算特點(diǎn)：（1）計算節(jié)點(diǎn)和單元數(shù)量巨大。（2）必須采用迭代算法求解。（3）求解方法與問題的具體特點(diǎn)密切相關(guān)。 4. CFD的應(yīng)用還僅限于對流場平均特性的描述。1997年Selvam等采用LES對得克薩斯科學(xué)研究建筑進(jìn)行了數(shù)值分析研究

5、，分析采用了三種不同的來流條件，結(jié)果表明對平均值的預(yù)測與實(shí)測結(jié)果均吻合較好，但對峰值壓力，只有根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)生成脈動來流條件的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測吻合較好。 1999年吳江航等采用CFX5.3(RSM模型)模擬了廈門國際銀行大廈有相鄰高層建筑物影響情況下的風(fēng)壓，得到了與實(shí)測在一定程度上較為相符的數(shù)值結(jié)果。目前已有科學(xué)工作者開始用CFD研究風(fēng)結(jié)構(gòu)相互作用問題，Tetsuro Tamura等對幾何形狀相對簡單的柱體氣動彈性行為進(jìn)行了CFD研究，成功地再現(xiàn)了柱體各種振動和失穩(wěn)現(xiàn)象(結(jié)構(gòu)本身簡化為用彈性元件支承的剛體)。牛頓流體本構(gòu)方程：連續(xù)性方程：N-S方程：ijijjiijijijepxuxup2)(

6、0iixujjiiiixxuxpfdtdu2將湍流場看成是平均運(yùn)動場和脈動運(yùn)動場的疊加 ： 雷諾平均運(yùn)動的連續(xù)性方程和運(yùn)動方程：iiiuuupppi0jixuijijiijijiuuuxxpfxuutu2)(完整的雷諾應(yīng)力輸運(yùn)方程)(jikkijuuuxC)(,jikikjkjikijTuuuuuxD)(,jikijLuuxD)(kikjkjkiijxuuuxuuuP)(ijjiijugugG)(ijjiijxuxupkjkiijDxuxuD,2)(2jkmmiikmmjkijuuuuF 上述各項(xiàng)依次為：對流、湍流擴(kuò)散、分子擴(kuò)散、壓力產(chǎn)生、浮力產(chǎn)生、壓力應(yīng)變、粘性耗散和系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生項(xiàng)。 use

7、rijijDijijijijLijTijjiSFDGPDDCuut,)( /yvvu 45. 5)/ln(5 . 2/yvvu vu/ )/ln(yv 壁面函數(shù)法(左)和近壁面模式化法(右) 壁面函數(shù)法中，粘性影響內(nèi)區(qū)不采用網(wǎng)格進(jìn)行分辨、而是在壁面和充分發(fā)展湍流區(qū)之間引入半經(jīng)驗(yàn)的壁面函數(shù)來建立聯(lián)系。 非平衡壁面函數(shù)的主要出發(fā)點(diǎn)是：(1)采用Launder和Spalding提出的平均速度對數(shù)律強(qiáng)烈依賴于壓力梯度；(2)雙層模式思想被用于近壁面湍流動能相關(guān)量的計算。 在平均流場和湍流具有較大梯度和變化的復(fù)雜流場(包含分離、再附和沖擊等現(xiàn)象)中，非平衡壁面函數(shù)可以給出更好的數(shù)值模擬結(jié)果。 根據(jù)相關(guān)資

8、料給出的湍流度數(shù)據(jù)表，對第1、2、3和4類地貌數(shù)據(jù)回歸，分別得到了下述表達(dá)式：5069. 0)ln(0590. 03255. 0)ln(0357. 02453. 0)ln(0261. 02102. 0)ln(0231. 0zIzIzIzI20.533zzzz342. 0271. 0207. 0171. 0IIII20533zzzzZ為所論點(diǎn)距底面的高度。上述回歸中的R2 依次為0.9655、0.9784、0.9953和0.9946。來流湍流特性通過直接給定湍動能和湍流耗散率值的方式給出： lkIzVk/09. 0,)(5 . 123432 入口來流條件：以具有代表性的地貌類別對應(yīng)的大氣邊界層流

9、為來流條件進(jìn)行計算。模型化后風(fēng)剖面(模型比1:S)的表達(dá)式為：)10/()(10SzVzV 風(fēng)場模擬中，我國現(xiàn)行規(guī)范還沒有明確的湍流度要求，B、C和D類地貌的湍流強(qiáng)度分別采用澳大利亞規(guī)范中第2、3和4類地貌的。 來流邊界處的風(fēng)剖面)(zV、k和均采用 UDF 編程與 Fluent 接口實(shí)現(xiàn)。 Fluent6.0是美國Fluent.Inc公司推出的大型計算流體動力學(xué)(CFD)商業(yè)軟件,是全球市場份額最大的CFD商業(yè)軟件 。 目前，在Fluent6.0平臺提供的使用說明書中沒有涉及鈍體繞流的算例，也沒有明確地將建筑結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的模擬納入該軟件的適用范圍內(nèi)。 同濟(jì)大學(xué)楊偉等采用標(biāo)準(zhǔn)和Realizabl

10、e k模型對一假想高層建筑進(jìn)行了數(shù)值模擬，但與Baines(1963)的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果相比，正面最大誤差20%，在建筑背風(fēng)面的很大區(qū)域上，計算風(fēng)壓系數(shù)僅為試驗(yàn)值的一半，結(jié)果并不理想。 (1) 較為通用，計算量大。是最為復(fù)雜的經(jīng)典湍流模型。(2)可以考慮雷諾應(yīng)力方向性的影響。(3)模型本身只適用于流場核心區(qū)，必須引入壁面函數(shù)以使RSM在近壁面區(qū)域具有適用性（非平衡壁面函數(shù)Non equilibrium wall functions)。 CFD問題最終集成為數(shù)量達(dá)數(shù)百萬甚至上千萬個線性方程的方程組的迭代求解過程 1972年由Patankar和Spalding提出SIMPLE 算法求解速度壓力耦合方程

11、(Semi_Implicit Method for Pressure-Linked Equatations) 引入多重網(wǎng)格技術(shù)以消除數(shù)值計算誤差的低頻慢變項(xiàng) 采用有限體積法，為保證計算過程的數(shù)值穩(wěn)定性，離散化處理控制方程時采用一階迎風(fēng)格式?？紤]壁面存在對流場的影響，對于所研究的具有逆壓梯度和回流現(xiàn)象的流場問題，利用非平衡壁面函數(shù)來修正RSM，以使RSM適用于近壁面區(qū)域 。 監(jiān)測12個RSM下的控制方程迭代殘余量和廣告牌多個表面的壓力系數(shù)變化，當(dāng)所有控制方程的相對迭代殘余量均小于5x10-4且同時監(jiān)測得到的表面壓力系數(shù)基本不發(fā)生變化時，認(rèn)為所得流場進(jìn)入了穩(wěn)態(tài)。計算域出口條件：湍流充分發(fā)展，流場任

12、意物理量沿出口法向的梯度為零， 即：0n計算域壁面(針對風(fēng)洞)及研究對象表面：無滑移； 右圖為本章方柱體(1:1:8)計算域利用對稱性以后的網(wǎng)格劃分示意圖(僅示出計算域?qū)ΨQ面和底面上的網(wǎng)格)。 對b/h不是很大的獨(dú)立墻體和與地面間隙較大的懸空廣告牌，F(xiàn)luent結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。b/h較大時，F(xiàn)luent結(jié)果顯示的平均壓力系數(shù)CP隨b/h的變化趨勢與該文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果恰好相反。在最不利來流方向角下，墻體端部總體平均最大風(fēng)壓系數(shù)Fluent計算值為3.0, 與實(shí)測得到的結(jié)果吻合較好。表3-1 獨(dú)立墻體和廣告牌的總體平均風(fēng)壓系數(shù) Table 3-1 total mean pressure coe

13、fficients of freestanding walls and hoardings 序號 1 2 3 4 5 6 7 c/h 1 1 1 0.3 0.5 0.9 0.9 b/c 2 5 10 3 2 0.2 0.5 文獻(xiàn)21 1.14 1.05 1.04 1.49 1.42 1.44 1.41 Fluent 1.15 1.42 1.56 1.54 1.44 1.18 1.57 表 3-2 獨(dú)立墻體平均風(fēng)壓系數(shù) Table 3-2 mean pressure coefficients of free-standings b/h 2 4 10 20 40 100 Cp 1.2 1.24 1

14、.32 1.38 1.62 1.78 2.00 獨(dú)立墻體的風(fēng)壓系數(shù)取值，各國規(guī)范建議值不盡相同，在一些情況下存在較大的差異。早期根據(jù)均勻流場情況下的試驗(yàn)結(jié)果給出的CP如表3-2所示 對于b/c=的平板，CP計算平均值為與表3-2吻合較好的2.02。文獻(xiàn)93針對兩個實(shí)際墻體(b/h分別為10和18)進(jìn)行了實(shí)測研究，測點(diǎn)沿豎向分別布置在距墻體端部5h和9h處，實(shí)測得到的CP平均值為1.581。文獻(xiàn)93采用Phoenix軟件(模型)計算得到的CP為1.59；本文Fluent6.0 (和RSM模型)得到的結(jié)果分別為1.57和1.612。 側(cè)面 正面 背面 頂面 大氣邊界層流條件下，柱體正面壓力系數(shù)沿高

15、度變化明顯；而側(cè)面和背面變化相對比較緩慢，壓力分布比較均勻。在數(shù)值上，兩者在正面和背面上吻合較好；在頂面上，Baines的結(jié)果未能反映出屋面前緣因漩渦生成和脫落引起的較大風(fēng)吸力現(xiàn)象，F(xiàn)luent則捕捉到了這一現(xiàn)象；對于側(cè)面，試驗(yàn)值大于計算值。 相關(guān)文獻(xiàn)和CFD計算表明，在側(cè)面上，來流側(cè)的風(fēng)吸力系數(shù)應(yīng)該大于另一側(cè)的，由此可以推斷：Baines在報告試驗(yàn)結(jié)果時，可能將側(cè)面風(fēng)壓分布中的來流方向標(biāo)反了. 表 3-4 162x162x600 方柱體風(fēng)洞試驗(yàn)與 Fluent 計算結(jié)果 Table 3-4 Wind tunnel and Fluent results of square cylinder m

16、odel(162x162x600) 風(fēng)洞試驗(yàn) Fluent 序號 模型尺寸 傾覆力矩 風(fēng)壓系數(shù) 傾覆力矩 風(fēng)壓系數(shù) 1 162x162x600 -3.70Nm 1.02718 2 162x162x600 -3.99Nm 1.11045 -3.60Nm 0.985 大量試驗(yàn)得到的無限長方柱體的阻力系數(shù)為2.0左右。R.Frankie, W.Rodi采用RSM模型(應(yīng)用了壁面函數(shù))得到平均阻力系數(shù)為2.15。 采用LES方法，文獻(xiàn)95得到的平均阻力系數(shù)只有1.65左右。 Fluent6.0按非穩(wěn)態(tài)問題計算得到的長時段后的阻力系數(shù)在1.601.92之間變化，平均值1.76, 較試驗(yàn)值偏低。這一方面說

17、明了無限長方柱體繞流問題的復(fù)雜性，另一方面也暗示采用相同的方法，具體的算法和網(wǎng)格等因素也會對最終計算結(jié)果產(chǎn)生影響。 1 . 施 擾 和 受 擾 模 型 尺 寸 均 為100 x100 x600mm, 風(fēng)洞斷面1.8x1.8m，B類地貌。2. IFm定義為受干擾后的基底覆力矩與未受干擾的傾覆力矩之比。圖 3-7 模型布置方案 Fig.3-7 Model layout Fluent結(jié)果與文獻(xiàn)26的試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，說明 Fluent6.0完全可以用于高層建筑靜風(fēng)荷載干擾效應(yīng)的分析研究。 靜風(fēng)荷載下受擾建筑的彎矩干擾因子 IFm 序號 1 2 3 4 5 6 Sx, Sy 2b, 0 3b, 0 4

18、b, 0 5b, 0 8b, 0 5b, 1b 文獻(xiàn) 26 -0.005 0.18 0.40 0.51 0.62 0.6 Fluent6.0 -0.05 0.13 0.32 0.48 0.615 0.618 序號 7 8 9 10 11 12 Sx, Sy 3b, 1.5b 5b, 1.5b 8b, 1.5b 5b, 2.5b -3b, 1.5b 12b, 2.5b 文獻(xiàn) 26 0.88 0.77 0.71 0.97 0.91 0.87 Fluent6.0 0.92 0.82 0.78 0.98 0.89 0.90 1.只有當(dāng)控制方程的迭代殘余量少于指定值，且所研究對象各表面的壓力系數(shù)基本不發(fā)

19、生變化時，才可認(rèn)為流場進(jìn)入了穩(wěn)態(tài)。 2.現(xiàn)有的一些風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果間還存在不一致的地方，還有待進(jìn)一步進(jìn)行研究或驗(yàn)證。 3.考慮到鈍體繞流流場的高度非線性本質(zhì)以及風(fēng)洞試驗(yàn)本身具有的噪聲水平， Fluent6.0對流場平均特性的描述已經(jīng)可以給出較好的結(jié)果。 4.將來應(yīng)提供更加精細(xì)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，以便進(jìn)一步驗(yàn)證和完善該軟件，為其在結(jié)構(gòu)靜力風(fēng)荷載計算中的廣泛應(yīng)用創(chuàng)造條件。兩平行面板組成的獨(dú)柱支承廣告牌三塊面板組成的獨(dú)柱支承廣告牌廣告牌示意 表 4-1 廣 告 牌 按 實(shí) 體 結(jié) 構(gòu) 考 慮 的 計 算 結(jié) 果 序 號 1 2 3 4 5 (度 ) 0 0 0 15 30 Nt 909561 1241303 1

20、251231 地 貌 C C C C C Re 6.16x104 6.16x105 6.16x104 6.16x104 6.16x104 來 流 均 勻 流 剪 切 流 CPA 0.811 0.817 0.740 0.708 0.610 CPB -0.524 -0.531 -0.501 -0.638 -0.808 CM T 0 0 0 -0.00614 -0.0237 序 號 6 7 8 9 10 (度 ) 45 60 75 45 45 Nt 1237673 1248232 1238785 1237673 地 貌 C C C B D Re 6.16x104 6.16x104 6.16x104

21、7.57x104 4.64x104 來 流 剪 切 流 CPA 0.440 0.248 0.0671 0.460 0.458 CPB -0.837 -0.578 -0.263 -0.838 -0.797 CM T -0.0268 -0.0204 -0.0098 -0.0267 -0.0264 =00情況取半邊區(qū)域進(jìn)行計算，利用了對稱性；CPA、CPB分別為表面A、B上的平均壓力系數(shù)，CMT為風(fēng)載所致繞面板中心豎軸的扭矩系數(shù)。迎風(fēng)面（表面A）背風(fēng)面（表面B） 實(shí)體模式廣告牌表面風(fēng)壓力系數(shù) （順風(fēng)向垂直于面板觀看，=450）實(shí)體模式組合模式圖3.5 組合模式廣告牌表面風(fēng)壓力系數(shù)（順風(fēng)向垂至于面板表

22、面觀看, =450）表面A表面B表面C表面D 組合模式 廣告牌表面風(fēng)壓力系數(shù)（順風(fēng)向垂至于面板表面觀看,=500）表面A表面B廣告牌示意受傳統(tǒng)習(xí)慣的影響，獨(dú)柱支承的三角形平面廣告牌的基本尺寸一般為：h=12m，總高度H18m，每塊廣告牌面板6x18m(面積108m2)，三個面板之間的間隙C一般為零。 圖 4-9 廣告牌半高處局部流速矢量(左)及風(fēng)壓系數(shù)等值線圖(右) Fig. 4-9 Local velocity vectors (left) and contour of wind pressure coefficients (right) 面板2和3的存在，雖不能阻止表面2后的漩渦形成，但可

23、以顯著降低漩渦強(qiáng)度，避免產(chǎn)生很大的風(fēng)吸力作用，這種作用類似于折墻對獨(dú)立墻體端部風(fēng)壓力的減小作用，而且前者的作用強(qiáng)于后者。 序號 1 2 3 4 5 6 (度) 0 0 0 10 20 30 來流 均勻 均勻 剪切 剪切 剪切 剪切 地貌 C C C C C B Nt 1205026 1223580 1234323 1228555 Re 61613 123226 61613 61613 61613 75797 CP1 0.843 0.852 0.776 0.796 0.749 0.652 CP2 -0.616 -0.630 -0.564 -0.579 -0.338 -0.488 CP3 -0.4

24、96 -0.495 -0.422 -0.405 -0.416 -0.460 CP4 -0.588 -0.591 -0.520 -0.389 -0.301 -0.220 CP5 -0.491 -0.497 -0.421 -0.385 -0.356 -0.262 CP6 -0.592 -0.582 -0.529 -0.474 -0.419 -0.326 CMT -0.0013 -0.0043 -0.0010 -0.010 -0.0169 -0.0174 Cp 1.363 1.388 1.238 1.342 1.323 1.243 s 1.363 1.388 1.343 1.454 1.435 1.

25、350 序號 7 8 9 10 11 (度) 30 30 40 50 60 來流 剪切 剪切 剪切 剪切 剪切 地貌 C D C C C Nt 1228555 1230882 1232809 1228556 Re 61613 46391 61613 61613 61613 CP1 0.678 0.663 0.604 0.430 0.278 CP2 -0.450 -0.424 -0.368 -0.285 -0.252 CP3 -0.428 -0.448 -0.500 -0.478 -0.496 CP4 -0.157 -0.101 -0.0653 0.062 0.113 CP5 -0.218 -0

26、.209 -0.060 0.099 0.258 CP6 -0.322 -0.289 -0.258 -0.239 -0.255 CMT -0.0177 -0.0179 -0.0175 -0.0096 0.0016 Cp 1.254 1.274 1.304 1.115 1.136 s 1.361 1.383 1.415 1.210 1.233 面板1表面風(fēng)壓系數(shù)分布圖(10)表面1表面2CpCMTS11.21.41.61.822.22.418192021222324H(m) H對Cp，CMT，s的影響(C=0)(30,CMT數(shù)值應(yīng)乘以系數(shù)-0.01) 廣告牌的風(fēng)載在H=20m時最大的原因，估計在于

27、此時廣告牌面板和地面之間的間隙，有利于面板上下端脫落的氣流在尾流區(qū)產(chǎn)生強(qiáng)烈的相互作用，從而引起較大的風(fēng)荷載。關(guān)于這一點(diǎn)有必要在將來的相關(guān)風(fēng)洞試驗(yàn)研究中加以觀察證實(shí)。 表 4-2 間隙 C 的影響 C(mm) 300 600 (度) 10 20 30 40 20 Cp 1.34 1.370 1.322 1.252 1.377 CMT -0.0104 -0.0205 -0.0215 -0.0155 -0.0202 s1 1.52 1.332 1.338 0.946 1.380 s 1.450 1.487 1.435 1.359 1.489 C(mm) 600 900 (度) 30 10 20 30

28、 40 Cp 1.326 1.557 1.635 1.55 1.51 CMT -0.0216 -0.0104 -0.0212 -0.0240 -0.0205 s1 1.155 1.715 1.538 1.201 1.056 s 1.439 1.70 1.774 1.680 1.639 間隙的存在將導(dǎo)致廣告牌整體承受較大的風(fēng)荷載，且間距越大, 風(fēng)荷載也越大, 風(fēng)致扭矩和剪力最大值分別出現(xiàn)在30和20。 控制單塊面板設(shè)計的工況仍然為10，局部風(fēng)壓系數(shù)仍然可以取1.8。 表面1表面2 面板1表面風(fēng)壓系數(shù)分布圖(C=900mm,10)00)(84.105WHCQzZPw00)(10584WHCMzZT

29、MTwT 式 中 ：0 結(jié) 構(gòu) 重 要 性 系 數(shù) ；Q、TM 風(fēng) 致 剪 力 (K N )和 扭 矩(K N m )；PC、MTC 整 體 風(fēng) 壓 和 風(fēng) 致 扭 矩 系 數(shù) ；Z和ZT順 風(fēng) 向 風(fēng) 振 系 數(shù) 和 扭 轉(zhuǎn) 風(fēng) 振 系 數(shù) (按 廣 告 牌 頂 標(biāo) 高 取 用 )；w 風(fēng)荷 載 分 項(xiàng) 系 數(shù) ； 0W 設(shè) 計 基 本 風(fēng) 壓 (K N /m2)；H 廣 告 牌 總 高 度(18m )； ，)(Hz H高 度 處 的 風(fēng) 壓 高 度 系 數(shù) 。 建議采用計算順風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng)的方法來進(jìn)行風(fēng)致扭轉(zhuǎn)荷載計算，但計算中應(yīng)用結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)自振周期取代順風(fēng)向的自振周期。 (1)應(yīng)根據(jù)廣告牌上

30、下左右表面作（或不作）封閉處理，按實(shí)體（或面板組合）模式考慮該類廣告牌的風(fēng)荷載計算問題。最不利總體平均風(fēng)壓系數(shù)均可按CP=1.42取用，控制面板設(shè)計的局部風(fēng)壓系數(shù)最大值可取用3.0。但后者的風(fēng)致扭矩較前者的約大20%。采用封閉模式有利于減小作用于廣告牌的設(shè)計風(fēng)荷載。(2)當(dāng)來流風(fēng)向角不為0時，面板上的壓力分布不均勻、也不對稱，風(fēng)對廣告牌存在風(fēng)致扭轉(zhuǎn)作用。 (3)兩種模式下的面板受力機(jī)理有所不同，實(shí)體模式下，前（后）面板分別受壓（吸）力作用。而在組合模式中，面板1對面板2有遮擋效應(yīng)，面板1的兩表面分別受到存在疊加效應(yīng)的同向風(fēng)荷載作用，而面板2的兩表面則分別受到存在抵消效應(yīng)的反向風(fēng)荷載作用。由于具

31、有不確定和隨機(jī)性，面板設(shè)計中必須考慮兩表面風(fēng)荷載的疊加效應(yīng)。 (1)結(jié)構(gòu)不具有雷諾數(shù)敏感性，地貌類別對Cp、CMT和s的影響可以忽略不計。(2)對任一面板，其余兩塊面板的存在可以有效降低面板背風(fēng)面的風(fēng)吸力，減小作用于面板上的局部最大風(fēng)荷載。C900mm時，控制面板設(shè)計的最不利來流方向角為10，此時面板設(shè)計的局部風(fēng)壓系數(shù)可取1.8。(3) 整體風(fēng)壓系數(shù)Cp最大值出現(xiàn)在1020，最大風(fēng)致扭矩出現(xiàn)在30。間隙的存在，導(dǎo)致作用于整個結(jié)構(gòu)上的風(fēng)荷載增加，間隙越大，風(fēng)荷載也越大，因而工程中宜采用無間隙設(shè)計。(4)在一定范圍內(nèi)，H對Cp、CMT和s有較大的影響。無間隙情況下，H=20m時，三者均取得最大值，

32、當(dāng)H22m時，三者就不再隨H發(fā)生變化。1.日本NEC大廈，開洞率R=4.5%, 據(jù)文獻(xiàn)介紹可以減少風(fēng)荷載25( 風(fēng)順洞口風(fēng)向作用）2.哈工大土木工程學(xué)院與汕頭大學(xué)合作完成的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明：高層建筑開洞可以減小靜力風(fēng)荷載作用，但不如前者明顯。3.日本學(xué)者：Kikitsu 和Okadu試驗(yàn)研究表明在一定范圍內(nèi)，開洞能顯著減少高層建筑的氣動力響應(yīng)。4.對于有均勻開洞的信號牌或廣告牌結(jié)構(gòu)：1）ASCE7: R30%, 沒減少作用；2）Australian Standard: 靜風(fēng)荷載減少系數(shù)為K=1-R2 ； 3) C.W. Letchford: 靜風(fēng)荷載減少系數(shù)為K=1-R1.5 對涉及兩種開洞率

33、、三種不同開洞位置和全封閉的八個高層建筑剛性模型的表面壓力分布進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)研究，并借助大型CFD商業(yè)軟件Fluent6.0，對當(dāng)來流沿洞口方向時的試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃筒煌瑏砹鞣较蚪乔闆r下的下部大開洞模型進(jìn)行了數(shù)值模擬，并在對比分析試驗(yàn)和計算結(jié)果的基礎(chǔ)之上, 結(jié)合現(xiàn)行規(guī)范的取值，對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了評價。注：兩個試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎糜袡C(jī)玻璃制作，它們的外幾何尺寸完全相同，只是在立面的上、中、下三個部分開兩種不同大小的洞口，試驗(yàn)時分別蓋住另外兩個洞口、露出第三個洞口或者將洞口全部蓋住，形成上開口、中開口、下開口或者全封閉情況 試驗(yàn)假設(shè)擬建高層建筑地處城市中心，按國家建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范(GB50009-2001)22該地

34、區(qū)屬 C 類地貌，其地面粗糙度指數(shù)0.22。在湍流邊界層來流條件下，試驗(yàn)共進(jìn)行了 16 個風(fēng)向角下的模型表面風(fēng)壓測試；以模型屋頂高度作為本次試驗(yàn)的參考高度，此標(biāo)高對應(yīng)的遠(yuǎn)處試驗(yàn)來流風(fēng)速rV13.5m/s。 模型外幾何尺寸均為162x162x600mm。小開洞率模型的洞口尺寸為54mm90mm，開洞率為5%； 大開洞率模型的洞口尺寸為72mm120mm，開洞率為8.9%。 置于試驗(yàn)段內(nèi)的大開洞模型 90 洞口側(cè)壁 162 54 洞口底面（頂面） 162 120 洞口側(cè)壁 162 72 洞口底面（頂面） 162 600 60 60 120 120 162 162 81 36 單位：mm 頂面 迎風(fēng)

35、面 側(cè)面 B I P Q R U Z Y X W V 600 60 90 90 90 162 162 81 27 單位：mm 迎風(fēng)面 側(cè)面 頂面 P位：mm Q位：mm S位：mm I位：mm B位：mm V位：mm W位：mm X位：mm Y位：mm Z位：mm (a)非洞口測點(diǎn)層 (b)洞口所在測點(diǎn)層 (c)屋頂及洞口頂(底)面測點(diǎn)層 洞口YX風(fēng)向 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 Z/Zr 實(shí)驗(yàn)值 理論值=0.22 湍流度 速度 (V/Vr)及湍流度 模型方位及風(fēng)

36、向示意圖 C類地貌風(fēng)剖面和湍流度 測壓系統(tǒng)采用美國Scan valve公司的HyScan-1000電子掃描閥測壓系統(tǒng)，所用壓力模塊為Zoc33。測壓試驗(yàn)測量的是試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕细麟x散點(diǎn)的局部平均風(fēng)壓。剛性模型上各個測壓孔以PVC管與壓力傳感器連接。通過對離散點(diǎn)上測得的風(fēng)壓進(jìn)行插值，可以得到建筑整體表面上的風(fēng)壓信息，諸如不同高度覆面的風(fēng)壓分布曲線，覆面上的等壓線。通過對離散點(diǎn)風(fēng)壓數(shù)據(jù)積分，可以估算較大部件及整個建筑的局部風(fēng)荷載。 模型表面各點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)由下式給出： )/()(0ppppCipi風(fēng) 荷 載 以 無 量 綱 形 式 的 靜 態(tài) 氣 動 力 系 數(shù)xC、yC和 靜 態(tài) 氣 動 力 矩 系 數(shù)

37、mxC、myC給出 。 其 定 義 分 別 為 ： xrxAwdAiwC yryAwdAjwC ( (5 5- -2) ) HAwdAhjwCyrimx HAwdAhiwCxrimy (5-3) 式中w為第i測點(diǎn)層所包含表面的 單位面積風(fēng)壓矢量，i、j為參考坐標(biāo)系(圖 2)x、y軸上的單位矢量，ih為第i測點(diǎn)層距離地面的高度，dA為表面微元面積， 為構(gòu)件表面積分區(qū)域，rw為參考動壓25 .0rV，(rV相應(yīng)于模型頂標(biāo)高處的遠(yuǎn)處來流風(fēng)速)，yxAA ,為00時x、y向的建筑模型立面面積(不考慮洞口的削弱)，H為建筑模型高度。 04590135180225270315360-1.1-0.9-0.7

38、-0.5-0.3-0.10.10.30.50.70.91.1 靜態(tài)氣動力系數(shù)Cx(Cy) (a)大開洞率模型(度)全封閉Cx全封閉Cy下開洞Cx下開洞Cy中開洞Cx中開洞Cy上開洞Cx上開洞Cy04590135180225270315360-1.1-0.9-0.7-0.5-0.3-0.10.10.30.50.70.91.1 靜態(tài)氣動力系數(shù)Cx(Cy) (b)小開洞率模型(度)全封閉Cx全封閉Cy下開洞Cx下開洞Cy中開洞Cx中開洞Cy上開洞Cx上開洞Cy各試驗(yàn)?zāi)Ｐ挽o態(tài)氣動力系數(shù)隨風(fēng)向角的變化 Cx和Cy隨的變化基本呈現(xiàn)互補(bǔ)關(guān)系。與相對應(yīng)全封閉模型的對比可發(fā)現(xiàn)：當(dāng)風(fēng)向與開洞方向平行時，基礎(chǔ)順風(fēng)向

39、的總平均風(fēng)荷載得到了最大程度的降低。所以沿建筑物所在地的主導(dǎo)風(fēng)向的方向設(shè)置洞口，有利于建筑的抗風(fēng)。各模型情況下當(dāng)風(fēng)沿建筑物對角線方向吹過時，基礎(chǔ)所受風(fēng)荷載最大。 00045090表表 5 5- -1 1 全風(fēng)向最大平均負(fù)壓系數(shù)分布全風(fēng)向最大平均負(fù)壓系數(shù)分布 工 況 最 大 負(fù) 壓系數(shù) 測點(diǎn)編號 風(fēng)向角 全封閉 -1.03 U9 0 下開口 -1.25 B10 67.5 中開口 -1.69 X3 67.5 大 開洞率 上開口 -1.95 Y3 67.5 全封閉 -0.98 S4 90 下開口 -1.24 B10 67.5 中開口 -1.40 X2 67.5 小開洞率 上開口 -1.75 Y2 1

40、12.5 注：此表未考慮各工況的屋面最大平均負(fù)壓系數(shù) 開洞位置對最大平均正壓系數(shù)的影響不明顯，但對全風(fēng)向最大平均負(fù)壓系數(shù)的影響很大，其中以上部開洞模型最大平均負(fù)壓系數(shù)提高最大。 0.50.60.70.80.91.01.11.21.3020406080100120140160180(米)Cpy(a)大開洞率模型全封閉下開洞中開洞上開洞0.50.60.70.80.91.01.11.21.31.4020406080100120140160180(米)Cpy(b)小開洞率模型全封閉下開洞中開洞上開洞 270 度時兩種開洞率建筑 Cpy 沿高度的變化 風(fēng)荷載沿建筑高度的變化并非規(guī)范中那種按照下小上大的規(guī)

41、律分布，而是中上部大、兩端小。 開洞位置處建筑表面所受風(fēng)荷載明顯減小，各工況下最大風(fēng)壓均出現(xiàn)在8/99/10的建筑高度范圍內(nèi)。洞口設(shè)置所致結(jié)構(gòu)受荷面積的減少是整體風(fēng)荷載減少的主要因素之一。 風(fēng)大開洞全封閉正面等壓線大開洞全封閉側(cè)面等壓線大開洞全封閉背面等壓線大開洞全封閉屋頂?shù)葔壕€大開洞全封閉模型風(fēng)大開洞中開口正面等壓線大開洞中開口側(cè)面等壓線大開洞中開口背面等壓線大開洞中開口屋頂?shù)葔壕€大開洞中口側(cè)面等壓線大開洞中口底、頂面等壓線大開洞率中開洞模型表 1 各種情況下的表面風(fēng)壓系數(shù) Cp、Cmx及 Cy對比(風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，2700) Table 1 Pressure coefficients Cp

42、on every surface and comparisons of Cmx and Cy in various cases(wind tunnel tests, 2700) 柱體表面 Cp 洞口表面 Cp 序號 開洞情況 洞口位置 正面 側(cè)面 背面 頂面 頂面 側(cè)面 底面 mxC 相對 減少 yC 相對 減少 1 封閉 無 0.62 -0.80 -0.49 -0.89 -0.613 0 1.11 0 2 下 0.54 -0.63 -0.37 -0.67 -0.69 -0.56 -0.514 0.162 0.91 0.126 3 中 0.60 -0.57 -0.32 -0.76 -0.67

43、-0.57 -0.52 -0.510 0.168 0.92 0.172 4 小開洞 5% 上 0.55 -0.72 -0.40 -0.82 -0.63 -0.68 -0.73 -0.511 0.166 0.95 0.148 5 封閉 無 0.53 -0.82 -0.50 -0.89 -0.568 0 1.03 0 6 下 0.48 -0.76 -0.44 -0.80 -0.88 -0.66 -0.524 0.078 0.92 0.105 7 中 0.46 -0.76 -0.40 -0.85 -0.85 -0.53 -0.62 -0.480 0.155 0.86 0.168 8 大開洞8.9%

44、上 0.49 -0.76 -0.39 -0.82 -0.69 -0.58 -0.82 -0.464 0.183 0.88 0.152 與全封閉模型相比，開洞模型的Cmx和Cy均有減少，分別減少了7.818.3%和10.117.2%，表明立面開洞確實(shí)可以減小風(fēng)荷載的作用。 表 2 各種情況下的風(fēng)載體型系數(shù)s(風(fēng)洞試驗(yàn), 2700) Table 2 Configure Coefficients s on every surface in various cases (wind tunnel tests, 2700) 柱體表面 洞口表面 序號 開洞情況 洞口位置 正面 側(cè)面 背面 頂面 頂面 側(cè)面

45、底面 1 封閉 無 0.93 -1.26 -0.78 -0.89 2 下 0.78 -1.00 -0.55 -0.67 -1.58 -1.64 3 中 0.90 -1.05 -0.48 -0.76 -0.84 -0.76 -0.73 4 小開洞 5% 上 0.82 -1.14 -0.60 -0.82 -0.66 -0.74 -0.83 5 封閉 無 0.78 -1.22 -0.78 -0.89 6 下 0.67 -1.20 -0.60 -0.80 -1.78 -1.72 7 中 0.68 -1.18 -0.57 -0.85 -1.06 -0.93 -0.92 8 大開洞8.9% 上 0.73

46、-1.18 -0.56 -0.82 -0.72 -0.79 -0.95 與以往根據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果得到的規(guī)范建議值相比，正面接近或略大、背面偏大，而側(cè)面高出規(guī)范值最多達(dá)80%，這顯示本風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果具有異常現(xiàn)象。 1.本次風(fēng)洞試驗(yàn)，理論上完全相同的兩個全封閉模型測試結(jié)果，存在一定的差異，CMX、CY相差在8%以上，這從一個側(cè)面反映了風(fēng)洞試驗(yàn)本身具有較高的噪聲水平。 2.大開洞率試驗(yàn)得到的結(jié)果表明下開口對CMX的影響較小，而小開洞率試驗(yàn)結(jié)果卻顯示上、中、下開口對CMX的影響都較為顯著、且三者的影響程度相差不大。 3.從根據(jù)表面風(fēng)壓換算得到的全封閉模型風(fēng)載體型系數(shù)看，與以往根據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果得到的規(guī)范建議

47、值相比，正面接近或略大、背面偏大，而側(cè)面高出規(guī)范值最多達(dá)80% 4.考慮到本次試驗(yàn)各種情況只做了一次，無法對試驗(yàn)誤差做出估計，只能從相對比較中得到定性結(jié)論，今后應(yīng)開展更精確的風(fēng)洞試驗(yàn)研究，以便能結(jié)合數(shù)值分析得到可靠的定量結(jié)果。 1、對于各試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢H考慮來流方向平行于洞口情況2、對于底部大開洞模型，考慮各種來流方向角情況計算模型與試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯耆嗤?，模型置于斷面?x2m、長度為4m的計算域內(nèi)，模型中心距入口邊界1.2m，最大堵塞度為2.43%。計算域采用非結(jié)構(gòu)化四面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型表面的三角形網(wǎng)格最小尺寸為5mm。前面試驗(yàn)表明，當(dāng)來流方向與洞口方向相同時，洞口對建筑所受的總體靜力風(fēng)荷載影

48、響最大，同時考慮到CFD計算量巨大，因而在本章中僅考慮來流方向角=2700 的情況。 (洞口尺寸72x120mm)，采用Fluent研究了來流方向角在0900間變化時各表面的風(fēng)壓系數(shù)分布(這里的與前面的存在關(guān)系：=-900)，由于模型的對稱性，其它來流方向角下的風(fēng)壓系數(shù)分布情況可以根據(jù)對稱性得到。 表面編號 不開洞 小開洞 5% (54x90mm) 大開洞 8.9% (72x120mm) 洞口位置 無 下 中 上 下 中 上 MX 3.60 3.44 3.40 3.34 3.40 3.22 3.06 mx 1 0.956 0.944 0.928 0.944 0.894 0.850 1-mx 0

49、 0.044 0.056 0.072 0.056 0.106 0.150 CY 0.985 0.953 0.931 0.914 0.935 0.874 0.870 CP 1 0.970 0.945 0.928 0.949 0.887 0.879 1-CP 0 0.030 0.055 0.072 0.051 0.113 0.121 洞口的存在對模型的基礎(chǔ)平均風(fēng)荷載有一定減小作用，洞口越大，風(fēng)荷載減小的也越多，上部開洞對減小基礎(chǔ)傾覆力矩和順風(fēng)向平均風(fēng)壓都更為有利。 注:mx、CY分別為各情況下的彎矩和風(fēng)壓系數(shù)計算值與不開洞情況下的比值 模型外表面 洞口表面 序號 情況 洞口位置 正面 側(cè)面 背面

50、頂面 頂面 側(cè)面 底面 1 無 0.632 -0.528 -0.352 -0.615 2 下 0.587 -0.538 -0.348 -0.622 -0.792 -0.718 3 中 0.577 -0.534 -0.296 -0.740 -0.513 -0.419 -0.392 4 大開洞 上 0.561 -0.474 -0.308 -0.664 -0.451 -0.496 -0.585 5 下 0.610 -0.548 -0.352 -0.547 -0.599 -0.479 6 中 0.594 -0.496 -0.337 -0.612 -0.541 -0.465 -0.422 7 小開洞 上

51、 0.595 -0.479 -0.320 -0.637 -0.454 -0.512 -0.592 柱體表面 洞口表面 序號 情況 洞口位置 正面 側(cè)面 背面 頂面 頂面 側(cè)面 底面 1 無 0.911 -0.760 -0.507 -0.615 2 下 0.846 -0.776 -0.501 -0.622 -1.607 -1.749 3 中 0.831 -0.768 -0.427 -0.740 -0.643 -0.569 -0.586 4 大開洞 上 0.808 -0.682 -0.444 -0.664 -0.473 -0.547 -0.684 5 下 0.879 -0.790 -0.508 -

52、0.547 -1.381 -1.588 6 中 0.855 -0.714 -0.486 -0.556 -0.678 -0.617 -0.600 7 小開洞 上 0.856 -0.690 -0.460 -0.578 -0.476 -0.561 -0.671 表面 1 表面 2 表面 3 表面 4 表面 5 表面 8 表面 6 表面 7 表面 1 表面 2 表面 3 表面 4 表面 5 表面 8 表面 6 表面 7 洞口對迎風(fēng)面正壓的影響主要集中在洞口附近，具有一定的局部性。 序號 1 2 3 4 5 6 7 8 9 (度 ) 0 10 15 22.5 35 40 45 67.5 90 CX 0

53、-0.203 -0.140 0.0883 0.0564 0.088 0.149 0.197 0 CY 0.935 0.918 0.941 1.065 1.122 1.172 1.170 1.042 0.941 CP 0.935 0.940 0.951 1.069 1.123 1.175 1.179 1.060 0.941 MX(Nm) -3.40 -3.44 -3.569 -4.089 -4.147 -4.359 -4.220 -3.780 -3.478 CMX -0.523 -0.529 -0.549 -0.629 -0.679 -0.671 -0.649 -0.582 -0.535 MY(

54、Nm) 0 -0.759 -0.635 -0.116 -0.033 -0.597 -0.293 -0.570 0 CMY 0 -0.117 -0.098 -0.018 -0.005 -0.092 -0.045 -0.088 0 M(Nm) 3.40 3.53 3.625 4.091 4.147 4.359 4.230 3.823 3.478 C 0.523 0.543 0.558 0.629 0.638 0.671 0.651 0.588 0.535 注：222)(YXPCCC；222)(YXMMM；222)(MYMXMCCC 風(fēng)對模型存在升力作用，升力系數(shù)最多可達(dá)0.203，升力在=22.5

55、0時作用方向發(fā)生改變；順風(fēng)向阻力CY隨的變化而有所改變，阻力和升力的合力在=450時達(dá)到1.179的最大值。橫風(fēng)向基底傾覆力矩MY在=100時達(dá)到最大值，此時該橫風(fēng)向力矩僅為順風(fēng)向的22%，順、橫風(fēng)向傾覆力矩的合力矩系數(shù)在=400時達(dá)到0.671的最大值，較=00時的高出26%，而此時模型表面在來流方向的投影面積約增加了40%，由此可以推斷模型在流場中相對于來流的形狀對風(fēng)荷載有顯著的影響，最不利來流方向角為=40450。 對于規(guī)范考慮的全封閉情況，正面、側(cè)面和背面風(fēng)載體型系數(shù)計算值分別較現(xiàn)行規(guī)范值約偏高14%、8.6%和1.4%。 在風(fēng)洞試驗(yàn)中，由于客觀條件所限，不可能在感興趣的區(qū)域布置足夠多

56、的測壓點(diǎn)，因而風(fēng)洞試驗(yàn)可能捕捉不到一些具有典型性的局部現(xiàn)象，例如本次模型試驗(yàn)中沒有觀察到：1)2700時，模型頂面前緣角部的較大風(fēng)吸力；2)穿過洞口的高速氣流在背風(fēng)面洞口周邊小范圍內(nèi)引起的較大風(fēng)吸力；3) 2700時，側(cè)風(fēng)面前緣上角部因強(qiáng)烈氣流漩渦引起的局部較大風(fēng)吸力。計算明顯地反映了上述現(xiàn)象。 將來在進(jìn)行一些建筑模型的風(fēng)洞試驗(yàn)前，可以借助CFD方法先對模型進(jìn)行數(shù)值模擬，然后根據(jù)計算結(jié)果由有針對性地進(jìn)行測壓點(diǎn)的位置及布置疏密程度的控制。并在維護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計中將風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果和CFD結(jié)果有機(jī)地結(jié)合起來。 本章主要工作：建筑幾何尺寸比例對建筑表面風(fēng)壓的影響 洞口形狀對模型表面風(fēng)壓分布的影響 1. 3.

57、 洞口大小或開洞率的影響1. 截面寬厚比的影響模型尺寸：162x324x600, 162x81x660; 100 x100 x600;100 x400 x600, 400 x100 x600;表 6-1 不同 B:D 下的模型表面風(fēng)壓系數(shù)PC(H=600mm) Table 6-1 Surface wind pressure coefficient of models with different B:D 序號 B:D 正面 側(cè)面 背面 頂面 1 1:4 0.592 -0.331 -0.155 -0.256 2 1:2 0.599 -0.489 -0.199 -0.440 3 1:1 0.608

58、 -0.562 -0.377 -0.728 4 2:1 0.601 -0.589 -0.424 -0.815 5 4:1 0.629 -0.611 -0.452 -0.749 隨B:D的增加，就平均風(fēng)壓系數(shù)而言，正面的變化不大，側(cè)面和背面的有顯著增加，模型頂面的平均風(fēng)壓系數(shù)則在B:D=2:1時達(dá)到最大值，一般地，B:D較大時模型頂面的風(fēng)吸力大于B:D較小情況下的。 BD12 （162x324x600) 正面 側(cè)面 背面 頂面 正面 側(cè)面 背面 頂面 BD21 （162x81x600) 1.比較BD12和BD14的風(fēng)壓，可以看到，當(dāng)模型寬厚比減小時，正面的風(fēng)壓系數(shù)分布特征、最大和平均風(fēng)壓系數(shù)基本

59、相同；側(cè)面最大風(fēng)吸力系數(shù)增加、平均風(fēng)吸力系數(shù)降低；而背面風(fēng)吸力則隨厚度的增加而減??；模型頂面的最大風(fēng)吸力相差不大，但平均風(fēng)吸力明顯隨厚度的增加而減小。 2.比較BD21和BD41的風(fēng)壓系數(shù)分布，可以看到當(dāng)模型寬厚比增加時，正面風(fēng)壓系數(shù)分布特征、最大和平均正風(fēng)壓系數(shù)基本相同；側(cè)面最大風(fēng)吸力系數(shù)減小(后者比前者約減小了20%)，平均風(fēng)吸力系數(shù)基本相同；而背面風(fēng)吸力則隨寬厚比的減小而有所增加；模型頂面的最大和平均風(fēng)吸力隨寬厚比的增加而減小。 模型162x162xH (H分別為81、200、400和600mm） 表 6-2 不同 H 下的模型表面平均風(fēng)壓系數(shù)PC Table 6-2 Surface m

60、ean wind pressure coefficient of models with different H 序號 高度 H 正面 側(cè)面 背面 頂面 CY CY相對值 1 81mm 0.768 -0.612 -0.136 -0.594 0.904 0.918 2 200mm 0.618 -0.502 -0.353 -0.662 0.971 0.986 3 400mm 0.595 -0.520 -0.356 -0.699 0.951 0.965 4 600mm 0.608 -0.582 -0.377 -0.728 0.985 1 H=200600mm的頂面風(fēng)壓分布狀態(tài)相似，順風(fēng)向總體平均風(fēng)壓