結(jié)構(gòu)風荷載數(shù)值模擬研究演示文稿

結(jié)構(gòu)風荷載數(shù)值模擬研究演示文稿當前第1頁\共有94頁\編于星期三\10點（優(yōu)選）結(jié)構(gòu)風荷載數(shù)值模擬研究當前第2頁\共有94頁\編于星期三\10點第一章CFD的應(yīng)用范圍

計算流體動力學在建筑工程中的應(yīng)用主要涉及以下幾個方面：1、建筑防火：規(guī)范依據(jù)：標準火條件，結(jié)構(gòu)的真實耐火極限與約束條件、荷載、空間位置及實際火災特性等有關(guān)?；饒瞿M、大跨結(jié)構(gòu)）2、建筑滅火：涉及熱、煙的輸運和擴散，燃燒化學反應(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4、建筑風環(huán)境設(shè)計：峽谷效應(yīng)對行人的影響等。5、結(jié)構(gòu)所受風荷載分析與研究當前第3頁\共有94頁\編于星期三\10點

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。風對處于其中的結(jié)構(gòu)均存在荷載作用。對于超高層建筑，風載效應(yīng)可達總效應(yīng)的50％以上。

2、風工程的研究方法包括現(xiàn)場實測、實驗室模擬(主要是風洞模擬)和理論分析（包括數(shù)值計算）。當前主要的研究手段仍為實驗室模擬。

3、目前，風洞試驗面臨著很多困難:(1)縮尺模型，一般比例在1:200~1:1000之間,較小構(gòu)件的風載效應(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)的動力特征是項艱難的工作。與風洞試驗相比;(4)實踐中不可能針對每個方案都進行風洞模擬試驗;(5)不能對結(jié)構(gòu)在罕遇風暴作用下的特性作出恰當?shù)拿枋觯划斍暗?頁\共有94頁\編于星期三\10點簡介計算流體動力學(CFD)在風工程中的的應(yīng)用為風荷載的研究提供了一個新的、有別于風洞試驗和現(xiàn)場實測的研究手段。課題以基于CFD技術(shù)的軟件Fluent6.0為依托，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),對獨柱支承廣告牌和開洞高層建筑結(jié)構(gòu)等的靜力風荷載進行了大量的數(shù)值模擬研究。當前第5頁\共有94頁\編于星期三\10點日本NEC大廈臺灣高雄銀行開洞建筑工程實例當前第6頁\共有94頁\編于星期三\10點新加坡IBM大廈南斯拉夫貝爾格萊德GenexTower當前第7頁\共有94頁\編于星期三\10點風工程簡史1889年GustafuEiffel是將假設(shè)的風荷載作用于結(jié)構(gòu)上。

二十世紀初，空氣動力學得以創(chuàng)立。1940年塔科馬窄橋(TacomaNarrowBridge)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)風工程專用風洞。5.1974年，theJournalofWindEngineering創(chuàng)刊。

6.1975年成立“國際風工程協(xié)會”(InternationalAssociationforWindEngineering，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)對風工程的研究起步相對較晚。當前第8頁\共有94頁\編于星期三\10點CFD所依賴的控制方程在數(shù)學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：（1）計算節(jié)點和單元數(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。CFD數(shù)值模擬的特點當前第9頁\共有94頁\編于星期三\10點CFD應(yīng)用舉例1997年Selvam等采用LES對得克薩斯科學研究建筑進行了數(shù)值分析研究，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測與實測結(jié)果均吻合較好，但對峰值壓力，只有根據(jù)實測數(shù)據(jù)生成脈動來流條件的數(shù)值模擬結(jié)果與實測吻合較好。

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壓，得到了與實測在一定程度上較為相符的數(shù)值結(jié)果。目前已有科學工作者開始用CFD研究風—結(jié)構(gòu)相互作用問題，TetsuroTamura等對幾何形狀相對簡單的柱體氣動彈性行為進行了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)。當前第10頁\共有94頁\編于星期三\10點第二章CFD基本原理

粘性流動的基本方程

牛頓流體本構(gòu)方程：連續(xù)性方程：N-S方程：當前第11頁\共有94頁\編于星期三\10點雷諾時均運動方程將湍流場看成是平均運動場和脈動運動場的疊加：雷諾平均運動的連續(xù)性方程和運動方程：當前第12頁\共有94頁\編于星期三\10點雷諾應(yīng)力輸運方程及其模式化完整的雷諾應(yīng)力輸運方程上述各項依次為：對流、湍流擴散、分子擴散、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。

當前第13頁\共有94頁\編于星期三\10點近壁面分區(qū)壁面函數(shù)法(左)和近壁面模式化法(右)當前第14頁\共有94頁\編于星期三\10點非平衡壁面函數(shù)壁面函數(shù)法中，粘性影響內(nèi)區(qū)不采用網(wǎng)格進行分辨、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)點是：(1)采用Launder和Spalding提出的平均速度對數(shù)律強烈依賴于壓力梯度；(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。當前第15頁\共有94頁\編于星期三\10點澳大利亞規(guī)范各類地貌下的湍流度近似曲線根據(jù)相關(guān)資料給出的湍流度數(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式：Z為所論點距底面的高度。上述回歸中的R2

依次為0.9655、0.9784、0.9953和0.9946。當前第16頁\共有94頁\編于星期三\10點來流邊界條件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：

入口來流條件：以具有代表性的地貌類別對應(yīng)的大氣邊界層流為來流條件進行計算。模型化后風剖面(模型比1:S)的表達式為：風場模擬中，我國現(xiàn)行規(guī)范還沒有明確的湍流度要求，B、C和D類地貌的湍流強度分別采用澳大利亞規(guī)范中第2、3和4類地貌的。

當前第17頁\共有94頁\編于星期三\10點第三章Fluent6.0計算靜力風荷載的可行性

3.1Fluent6.0簡介Fluent6.0是美國Fluent.Inc公司推出的大型計算流體動力學(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)風荷載的模擬納入該軟件的適用范圍內(nèi)。同濟大學楊偉等采用標準和Realizablek－ε模型對一假想高層建筑進行了數(shù)值模擬，但與Baines(1963)的風洞試驗結(jié)果相比，正面最大誤差20%，在建筑背風面的很大區(qū)域上，計算風壓系數(shù)僅為試驗值的一半，結(jié)果并不理想。

當前第18頁\共有94頁\編于星期三\10點(1)較為通用，計算量大。是最為復雜的經(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)Nonequilibriumwallfunctions)。雷諾應(yīng)力方程模型(RSM)的特點當前第19頁\共有94頁\編于星期三\10點數(shù)值求解技術(shù)及收斂標準

CFD問題最終集成為數(shù)量達數(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(Semi_ImplicitMethodforPressure-LinkedEquatations)

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

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，認為所得流場進入了穩(wěn)態(tài)。當前第20頁\共有94頁\編于星期三\10點壁面和出口邊界條件及網(wǎng)格劃分示意計算域出口條件：湍流充分發(fā)展，流場任意物理量沿出口法向的梯度為零，即：計算域壁面(針對風洞)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)。

當前第21頁\共有94頁\編于星期三\10點3.2獨立墻體和懸空訊號牌對b/h不是很大的獨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試驗結(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壓系數(shù)Fluent計算值為3.0,與實測得到的結(jié)果吻合較好。當前第22頁\共有94頁\編于星期三\10點獨立墻體的風壓系數(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93針對兩個實際墻體(b/h分別為10和18)進行了實測研究，測點沿豎向分別布置在距墻體端部5h和9h處，實測得到的CP平均值為1.581。文獻93采用Phoenix軟件(κ－ε模型)計算得到的CP為1.59；本文Fluent6.0(κ－ε和RSM模型)得到的結(jié)果分別為1.57和1.612。當前第23頁\共有94頁\編于星期三\10點3.3立方體和柱體CFD計算

當前第24頁\共有94頁\編于星期三\10點大氣邊界層流條件下，柱體正面壓力系數(shù)沿高度變化明顯；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，試驗值大于計算值。

相關(guān)文獻和CFD計算表明，在側(cè)面上，來流側(cè)的風吸力系數(shù)應(yīng)該大于另一側(cè)的，由此可以推斷：Baines在報告試驗結(jié)果時，可能將側(cè)面風壓分布中的來流方向標反了.當前第25頁\共有94頁\編于星期三\10點大量試驗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1.60~1.92之間變化，平均值1.76,較試驗值偏低。這一方面說明了無限長方柱體繞流問題的復雜性，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。當前第26頁\共有94頁\編于星期三\10點兩建筑風致干擾效應(yīng)算例1.施擾和受擾模型尺寸均為100x100x600mm,風洞斷面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。Fluent結(jié)果與文獻26的試驗結(jié)果吻合較好，說明Fluent6.0完全可以用于高層建筑靜風荷載干擾效應(yīng)的分析研究。當前第27頁\共有94頁\編于星期三\10點本章小結(jié)1.只有當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)生變化時，才可認為流場進入了穩(wěn)態(tài)。2.現(xiàn)有的一些風洞試驗結(jié)果間還存在不一致的地方，還有待進一步進行研究或驗證。3.考慮到鈍體繞流流場的高度非線性本質(zhì)以及風洞試驗本身具有的噪聲水平，F(xiàn)luent6.0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)提供更加精細的試驗數(shù)據(jù)，以便進一步驗證和完善該軟件，為其在結(jié)構(gòu)靜力風荷載計算中的廣泛應(yīng)用創(chuàng)造條件。當前第28頁\共有94頁\編于星期三\10點第4章獨柱支承廣告牌的風荷載兩平行面板組成的獨柱支承廣告牌三塊面板組成的獨柱支承廣告牌當前第29頁\共有94頁\編于星期三\10點4.1平行面板組成的獨柱支承廣告牌廣告牌示意當前第30頁\共有94頁\編于星期三\10點θ=00情況取半邊區(qū)域進行計算，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為風載所致繞面板中心豎軸的扭矩系數(shù)。實體模式計算結(jié)果當前第31頁\共有94頁\編于星期三\10點迎風面（表面A）背風面（表面B）實體模式廣告牌表面風壓力系數(shù)（順風向垂直于面板觀看，θ=450）實體模式控制面板設(shè)計的風壓分布當前第32頁\共有94頁\編于星期三\10點實體模式組合模式面板半高處局部流速矢量圖當前第33頁\共有94頁\編于星期三\10點圖3.5組合模式廣告牌表面風壓力系數(shù)（順風向垂至于面板表面觀看,θ=450）表面A表面B表面C表面D組合模式表面風壓分布示例當前第34頁\共有94頁\編于星期三\10點組合模式廣告牌表面風壓力系數(shù)（順風向垂至于面板表面觀看,θ=500）表面A表面B組合模式控制面板設(shè)計的風壓分布當前第35頁\共有94頁\編于星期三\10點4.2三角形平面廣告牌的風荷載廣告牌示意受傳統(tǒng)習慣的影響，獨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H＝18m，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。當前第36頁\共有94頁\編于星期三\10點半高處流速矢量及風壓系數(shù)面板2和3的存在，雖不能阻止表面2后的漩渦形成，但可以顯著降低漩渦強度，避免產(chǎn)生很大的風吸力作用，這種作用類似于折墻對獨立墻體端部風壓力的減小作用，而且前者的作用強于后者。當前第37頁\共有94頁\編于星期三\10點各來流方向角下表面風壓計算值當前第38頁\共有94頁\編于星期三\10點面板1表面風壓系數(shù)分布圖(θ＝10°)表面1表面2控制面板設(shè)計的風壓分布當前第39頁\共有94頁\編于星期三\10點CpCMTμSH對Cp，CMT，μs的影響(C=0)(θ＝30°,CMT數(shù)值應(yīng)乘以系數(shù)-0.01)H的影響廣告牌的風載在H=20m時最大的原因，估計在于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)生強烈的相互作用，從而引起較大的風荷載。關(guān)于這一點有必要在將來的相關(guān)風洞試驗研究中加以觀察證實。當前第40頁\共有94頁\編于星期三\10點間隙C的影響間隙的存在將導致廣告牌整體承受較大的風荷載，且間距越大,風荷載也越大,風致扭矩和剪力最大值分別出現(xiàn)在θ＝30°和20°。

控制單塊面板設(shè)計的工況仍然為θ＝10°，局部風壓系數(shù)仍然可以取1.8。

當前第41頁\共有94頁\編于星期三\10點表面1表面2面板1表面風壓系數(shù)分布圖(C=900mm,θ＝10°)間隙面板設(shè)計控制風壓分布當前第42頁\共有94頁\編于星期三\10點4.3風致剪力和扭矩計算表達式建議采用計算順風向風振響應(yīng)的方法來進行風致扭轉(zhuǎn)荷載計算，但計算中應(yīng)用結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)自振周期取代順風向的自振周期。

當前第43頁\共有94頁\編于星期三\10點平行面板獨柱支承廣告牌設(shè)計建議(1)應(yīng)根據(jù)廣告牌上下左右表面作（或不作）封閉處理，按實體（或面板組合）模式考慮該類廣告牌的風荷載計算問題。最不利總體平均風壓系數(shù)均可按CP=1.42取用，控制面板設(shè)計的局部風壓系數(shù)最大值可取用3.0。但后者的風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)計風荷載。(2)當來流風向角θ不為0時，面板上的壓力分布不均勻、也不對稱，風對廣告牌存在風致扭轉(zhuǎn)作用。(3)兩種模式下的面板受力機理有所不同，實體模式下，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)的反向風荷載作用。由于θ具有不確定和隨機性，面板設(shè)計中必須考慮兩表面風荷載的疊加效應(yīng)。

當前第44頁\共有94頁\編于星期三\10點(1)結(jié)構(gòu)不具有雷諾數(shù)敏感性，地貌類別對Cp、CMT和μs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面的風吸力，減小作用于面板上的局部最大風荷載。C≤900mm時，控制面板設(shè)計的最不利來流方向角為θ＝10°，此時面板設(shè)計的局部風壓系數(shù)可取1.8。(3)整體風壓系數(shù)Cp最大值出現(xiàn)在θ＝10～20°，最大風致扭矩出現(xiàn)在θ＝30°。間隙的存在，導致作用于整個結(jié)構(gòu)上的風荷載增加，間隙越大，風荷載也越大，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μs有較大的影響。無間隙情況下，H=20m時，三者均取得最大值，當H≥22m時，三者就不再隨H發(fā)生變化。三角形平面獨柱支承廣告牌設(shè)計建議當前第45頁\共有94頁\編于星期三\10點第5章高層開洞建筑測壓風洞模型試驗及CFD數(shù)值模擬

1.日本NEC大廈，開洞率R=4.5%,據(jù)文獻介紹可以減少風荷載25％(風順洞口風向作用）2.哈工大土木工程學院與汕頭大學合作完成的風洞試驗結(jié)果表明：高層建筑開洞可以減小靜力風荷載作用，但不如前者明顯。3.日本學者：Kikitsu和Okadu試驗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）ASCE－7:R<30%,沒減少作用；2）AustralianStandard:靜風荷載減少系數(shù)為K=1-R2；

3)C.W.Letchford:靜風荷載減少系數(shù)為K=1-R1.5

對開洞結(jié)構(gòu)風載特性的有關(guān)認識當前第46頁\共有94頁\編于星期三\10點本章主要工作對涉及兩種開洞率、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行了風洞試驗研究，并借助大型CFD商業(yè)軟件Fluent6.0，對當來流沿洞口方向時的試驗模型和不同來流方向角情況下的下部大開洞模型進行了數(shù)值模擬，并在對比分析試驗和計算結(jié)果的基礎(chǔ)之上,結(jié)合現(xiàn)行規(guī)范的取值，對試驗結(jié)果進行了評價。注：兩個試驗模型采用有機玻璃制作，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

當前第47頁\共有94頁\編于星期三\10點1:300模型的洞口尺寸及模擬場地條件模型外幾何尺寸均為162x162x600mm。小開洞率模型的洞口尺寸為54mm×90mm，開洞率為5%；

大開洞率模型的洞口尺寸為72mm×120mm，開洞率為8.9%。

置于試驗段內(nèi)的大開洞模型當前第48頁\共有94頁\編于星期三\10點模型尺寸及測點布置圖當前第49頁\共有94頁\編于星期三\10點模型方位、試驗風剖面和湍流度及測壓系統(tǒng)模型方位及風向示意圖

C類地貌風剖面和湍流度

測壓系統(tǒng)采用美國Scanvalve公司的HyScan-1000電子掃描閥測壓系統(tǒng)，所用壓力模塊為Zoc33。測壓試驗測量的是試驗模型上各離散點的局部平均風壓。剛性模型上各個測壓孔以PVC管與壓力傳感器連接。通過對離散點上測得的風壓進行插值，可以得到建筑整體表面上的風壓信息，諸如不同高度覆面的風壓分布曲線，覆面上的等壓線。通過對離散點風壓數(shù)據(jù)積分，可以估算較大部件及整個建筑的局部風荷載。

當前第50頁\共有94頁\編于星期三\10點總體靜態(tài)氣動力系數(shù)定義模型表面各點的風壓系數(shù)由下式給出：

當前第51頁\共有94頁\編于星期三\10點試驗結(jié)果

各試驗模型靜態(tài)氣動力系數(shù)隨風向角的變化

Cx和Cy隨的變化基本呈現(xiàn)互補關(guān)系。與相對應(yīng)全封閉模型的對比可發(fā)現(xiàn)：當風向與開洞方向平行時，基礎(chǔ)順風向的總平均風荷載得到了最大程度的降低。所以沿建筑物所在地的主導風向的方向設(shè)置洞口，有利于建筑的抗風。各模型情況下當風沿建筑物對角線方向吹過時，基礎(chǔ)所受風荷載最大。

當前第52頁\共有94頁\編于星期三\10點開洞位置對最大平均正壓系數(shù)的影響不明顯，但對全風向最大平均負壓系數(shù)的影響很大，其中以上部開洞模型最大平均負壓系數(shù)提高最大。

最大平均風壓分布當前第53頁\共有94頁\編于星期三\10點結(jié)構(gòu)各斷面所受風荷載隨建筑高度的變化風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)律分布，而是中上部大、兩端小。開洞位置處建筑表面所受風荷載明顯減小，各工況下最大風壓均出現(xiàn)在8/9～9/10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荷載減少的主要因素之一。

當前第54頁\共有94頁\編于星期三\10點表面風壓系數(shù)分布示意1大開洞全封閉模型當前第55頁\共有94頁\編于星期三\10點表面風壓系數(shù)分布示意2大開洞率中開洞模型當前第56頁\共有94頁\編于星期三\10點模型表面風壓分布及總體靜風荷載比較

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7.8~18.3%和10.1~17.2%，表明立面開洞確實可以減小風荷載的作用。

當前第57頁\共有94頁\編于星期三\10點模型各表面風載體型系數(shù)與以往根據(jù)風洞試驗結(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80%，這顯示本風洞試驗結(jié)果具有異?，F(xiàn)象。

當前第58頁\共有94頁\編于星期三\10點試驗結(jié)果評述1.本次風洞試驗，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)面反映了風洞試驗本身具有較高的噪聲水平。2.大開洞率試驗得到的結(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)表面風壓換算得到的全封閉模型風載體型系數(shù)看，與以往根據(jù)風洞試驗結(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80%4.考慮到本次試驗各種情況只做了一次，無法對試驗誤差做出估計，只能從相對比較中得到定性結(jié)論，今后應(yīng)開展更精確的風洞試驗研究，以便能結(jié)合數(shù)值分析得到可靠的定量結(jié)果。

當前第59頁\共有94頁\編于星期三\10點Fluent6.0——數(shù)值模擬1、對于各試驗模型僅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模型完全相同，模型置于斷面為3x2m、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。前面試驗表明，當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荷載影響最大，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β=2700

的情況。

(洞口尺寸72x120mm)，采用Fluent研究了來流方向角θ在0～900間變化時各表面的風壓系數(shù)分布(這里的θ與前面的β存在關(guān)系：θ=β-900)，由于模型的對稱性，其它來流方向角下的風壓系數(shù)分布情況可以根據(jù)對稱性得到。

表面編號當前第60頁\共有94頁\編于星期三\10點傾覆力矩MX和平均風壓系數(shù)CY（CFD）洞口的存在對模型的基礎(chǔ)平均風荷載有一定減小作用，洞口越大，風荷載減小的也越多，上部開洞對減小基礎(chǔ)傾覆力矩和順風向平均風壓都更為有利。

當前第61頁\共有94頁\編于星期三\10點模型各表面風壓和風載體型系數(shù)（CFD）當前第62頁\共有94頁\編于星期三\10點下開洞表面風壓系數(shù)分布示意1(θ=150)當前第63頁\共有94頁\編于星期三\10點下開洞表面風壓系數(shù)分布示意2(θ=450)洞口對迎風面正壓的影響主要集中在洞口附近，具有一定的局部性。當前第64頁\共有94頁\編于星期三\10點下開洞模型基底所受總體平均風荷載隨風向角的變化

風對模型存在升力作用，升力系數(shù)最多可達0.203，升力在θ=22.50時作用方向發(fā)生改變；順風向阻力CY隨θ的變化而有所改變，阻力和升力的合力在θ=450時達到1.179的最大值。橫風向基底傾覆力矩MY在θ=100時達到最大值，此時該橫風向力矩僅為順風向的22%，順、橫風向傾覆力矩的合力矩系數(shù)在θ=400時達到0.671的最大值，較θ=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荷載有顯著的影響，最不利來流方向角為θ=40～450。

當前第65頁\共有94頁\編于星期三\10點Fluent6.0結(jié)果評述對于規(guī)范考慮的全封閉情況，正面、側(cè)面和背面風載體型系數(shù)計算值分別較現(xiàn)行規(guī)范值約偏高14%、8.6%和1.4%。

在風洞試驗中，由于客觀條件所限，不可能在感興趣的區(qū)域布置足夠多的測壓點，因而風洞試驗可能捕捉不到一些具有典型性的局部現(xiàn)象，例如本次模型試驗中沒有觀察到：1)β＝2700時，模型頂面前緣角部的較大風吸力；2)穿過洞口的高速氣流在背風面洞口周邊小范圍內(nèi)引起的較大風吸力；3)β＝2700時，側(cè)風面前緣上角部因強烈氣流漩渦引起的局部較大風吸力。計算明顯地反映了上述現(xiàn)象。將來在進行一些建筑模型的風洞試驗前，可以借助CFD方法先對模型進行數(shù)值模擬，然后根據(jù)計算結(jié)果由有針對性地進行測壓點的位置及布置疏密程度的控制。并在維護結(jié)構(gòu)的設(shè)計中將風洞試驗結(jié)果和CFD結(jié)果有機地結(jié)合起來。

當前第66頁\共有94頁\編于星期三\10點第6章開洞高層建筑靜力風荷載的影響參數(shù)分析本章主要工作：建筑幾何尺寸比例對建筑表面風壓的影響洞口形狀對模型表面風壓分布的影響

3.洞口大小或開洞率的影響當前第67頁\共有94頁\編于星期三\10點高層開洞建筑靜力風荷載的影響參數(shù)分析1.截面寬厚比的影響模型尺寸：162x324x600,162x81x660;100x100x600;100x400x600,400x100x600;隨B:D的增加，就平均風壓系數(shù)而言，正面的變化不大，側(cè)面和背面的有顯著增加，模型頂面的平均風壓系數(shù)則在B:D=2:1時達到最大值，一般地，B:D較大時模型頂面的風吸力大于B:D較小情況下的。

當前第68頁\共有94頁\編于星期三\10點BD12的風壓分布BD12（162x324x600)當前第69頁\共有94頁\編于星期三\10點BD21的風壓分布BD21（162x81x600)當前第70頁\共有94頁\編于星期三\10點寬厚比影響分析1.比較BD12和BD14的風壓，可以看到，當模型寬厚比減小時，正面的風壓系數(shù)分布特征、最大和平均風壓系數(shù)基本相同；側(cè)面最大風吸力系數(shù)增加、平均風吸力系數(shù)降低；而背面風吸力則隨厚度的增加而減?。荒Ｐ晚斆娴淖畲箫L吸力相差不大，但平均風吸力明顯隨厚度的增加而減小。

2.比較BD21和BD41的風壓系數(shù)分布，可以看到當模型寬厚比增加時，正面風壓系數(shù)分布特征、最大和平均正風壓系數(shù)基本相同；側(cè)面最大風吸力系數(shù)減小(后者比前者約減小了20%)，平均風吸力系數(shù)基本相同；而背面風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吸力隨寬厚比的增加而減小。當前第71頁\共有94頁\編于星期三\10點高寬比的影響模型162x162xH(H分別為81、200、400和600mm）H=200~600mm的頂面風壓分布狀態(tài)相似，順風向總體平均風壓系數(shù)相差不超過5%，正面基本相同，背面和頂面隨H的增加而有所增加。H=81mm時的風壓分布和數(shù)值與上述三種情況下的有較大差別，與H＝600mm的相比較，總體平均風壓系數(shù)減小了8.2%，就各表面平均風壓系數(shù)而言，正面增加了26%、背面減少了64%、側(cè)面增加了5%、頂面減小了18.4%；正面最大平均風壓系數(shù)不變，而背面和頂面上的則分別減小了60%和25%。當前第72頁\共有94頁\編于星期三\10點風壓系數(shù)分布示意模型表面風壓系數(shù)分布(162x162x400)162x162x81模型表面風壓系數(shù)分布當前第73頁\共有94頁\編于星期三\10點簡要分析

1.H=200、400和600mm三種情況下，側(cè)面最大風吸力均出現(xiàn)在側(cè)面靠來流邊的左上角部，但在H＝81mm的模型(高寬比2:1)中，最大風吸力的位置在離前緣0.4D的模型半高處，與前三者顯著不同。2.由此可以推斷：在建筑厚度相同的情況下，高寬比大于1和小于1的模型表面風壓有明顯的差別，而在此界限一側(cè)的模型表面風壓分布形態(tài)和數(shù)值大小沒有明顯的差別。其原因在于兩種情況下氣流繞過建筑的主要方式有所變化。當前第74頁\共有94頁\編于星期三\10點洞口形狀的影響（圓形）以外幾何尺寸仍為162x162x600的模型為研究對象，探討圓或方形開洞情況下的模型表面風壓分布和總體平均風荷載。

當前第75頁\共有94頁\編于星期三\10點由前述兩表可見：1.相同尺寸的圓洞，開在中部和上部時，模型正面、背面的平均風壓系數(shù)以及模型順風向總體平均風壓系數(shù)基本相同；當開洞位置相同時，大、小兩種洞口內(nèi)的最大風吸力系數(shù)相差小于5%；2.各種開洞情況下的側(cè)面和頂面風吸力平均值有所差別。3.大開洞較小開洞對減小基底傾覆力矩更為有效；小開洞情況下，上部開洞減小的基底傾覆力矩約為中部開洞情況下的二倍，但大開洞情況下，兩個部位開洞減小的基底傾覆力矩差別不大。簡要分析當前第76頁\共有94頁\編于星期三\10點洞口形狀的影響（方形）兩種開洞率情況下側(cè)面的平均風吸力系數(shù)相差不大，頂面上小開洞的約高出10%。大洞口內(nèi)的平均風吸力系數(shù)高于小洞口的，表明方洞口情況下，并非洞口越小洞內(nèi)風吸力越大，與前面試驗模型的結(jié)果一致。

當前第77頁\共有94頁\編于星期三\10點圓洞風壓分布示意中部開圓洞時，洞口對正面和背面風壓的影響主要集中在洞口周邊一定范圍內(nèi)，在遠離洞口的區(qū)域，風壓分布與無洞口情況相比，沒有顯著差別，洞口的存在導致側(cè)面的風壓分布呈現(xiàn)明顯的不均勻性，側(cè)面最大風吸力均在左上角部出現(xiàn)、較無洞口情況約增加了25%。來流由圓形洞口穿過進入尾流區(qū)時，不會在洞口周邊局部產(chǎn)生明顯的漩渦。當前第78頁\共有94頁\編于星期三\10點方洞風壓分布示意大、小方洞情況下，在背面洞口下端兩角部，可明顯觀察到與局部漩渦產(chǎn)生有關(guān)的局部最大風吸力及其變化梯度。方洞口內(nèi)的最大風吸力系數(shù)低于圓洞情況下的。與開圓洞情況相比，在洞口面積和位置相同的情況下，圓洞更有利于減小順風向總體平均風荷載，中部大和小開洞情況下，前者相對分別約多減少30%和10%。

當前第79頁\共有94頁\編于星期三\10點洞口大小或開洞率的影響為了研究集中開洞時洞口尺寸對建筑表面風壓的影響，以162x162xH的中開洞模型(幾何縮尺比1:300,H分別為600、750和900mm)為研究對象，考慮洞口尺寸(寬x高)分別為36x81、54x90、72x120、81x150、81x216、108x216和108x300(洞口中心即為模型中心)等情況，進行了大量的算例分析。得到了各種情況下模型各表面的平均風壓、風載體型系數(shù)和總體順風向靜力風荷載，探討了它們與開洞率間的關(guān)系。計算表明，無洞口情況下，隨著H的增加，模型側(cè)面和頂面的風載體型系數(shù)有所增加，與規(guī)范建議值相比，正面分別偏大8.6%、13%和13.6%，背面分別偏大8.6%、3.6%和10.4%，側(cè)面分別高出4%、20%和26%。當前第80頁\共有94頁\編于星期三\10點風壓和風載體型系數(shù)示例(H=900)當前第81頁\共有94頁\編于星期三\10點開洞率對基底傾覆力矩和總體風壓的影響當前第82頁\共有94頁\編于星期三\10點下部開洞情況當前第83頁\共有94頁\編于星期三\10點下部開洞情況下的驗證為了驗證(6-3)和(6-4)的對其它相同截面但高度不同的模型在下開洞情況下的適用性，對幾何尺寸分別為162x162x200和162x162x400mm、底部洞口尺寸均為54x90mm的兩個模型進行了計算，結(jié)果如表6-15所示

當前第84頁\共有94頁\編于星期三\10點底部開洞時洞口內(nèi)的風速增大效應(yīng)建筑物在底部開洞后，洞口內(nèi)的風有如高樓之間人行道上的風，由于眾所周知的峽谷效應(yīng)，風速有增大現(xiàn)象，對建筑風環(huán)境有不利影響。