基于cfd的房屋雙坡房屋風壓系數(shù)研究

基于cfd的房屋雙坡房屋風壓系數(shù)研究

低土地房屋是工業(yè)和民用建筑中常見的房屋形式。部分低矮房屋,如目前開發(fā)應用的冷彎薄壁型鋼結構房屋及其屋面材料向著輕質(zhì)高強的方向發(fā)展,對于該類結構體系,風荷載在結構設計中往往起著主要的控制作用。歷次的臺風災害調(diào)查表明屋面破壞是低層雙坡屋面房屋的主要破壞形式之一。1969年的“卡邁爾颶風”席卷了美國整個密西西比州之后,一美國海軍基地對300幢低矮建筑物的調(diào)查后發(fā)現(xiàn),有12%全部倒塌,78%需要加蓋新屋面。影響低層房屋屋面風荷載的因素很多,如風向角、屋面坡角、房屋長寬比、房屋高寬比等,但是我國現(xiàn)行《建筑結構荷載規(guī)范》(GB50009-2001)中,僅給出了考慮屋面坡角的雙坡屋面房屋各面的體型系數(shù),對于其它影響因素均未提及,這已明顯不能滿足日異月新的工程應用需求。因此,較全面準確地掌握這類房屋的屋面風壓分布規(guī)律十分必要。大氣邊界層中鈍體繞流是非常復雜的,對于結構的風荷載,很難從流體力學理論上直接進行分析。傳統(tǒng)的研究方法有兩種:現(xiàn)場實測和風洞試驗。相對于高層建筑,低層房屋的全尺寸場地試驗開展得較多。例如Hoxey等人[4―5]對12個不同山墻形狀的雙坡屋面房屋進行了實尺度模型風壓測試,結果顯示房屋的幾何外形如高、寬、坡度等因素均對其受風作用有較明顯的影響。在低矮建筑的原型試驗中頗具影響的是美國德州理工大學風工程研究現(xiàn)場試驗室(TexasTechWindEngineeringResearchFieldLaboratory,WERFL)的TTU(TexasTechUniversityBuildingModel)建筑模型場地試驗[6―8]。風洞試驗是目前公認較為準確的確定結構風荷載的方法。但是,不論是風洞試驗,還是現(xiàn)場實測都存在著試驗經(jīng)費大、周期長等問題。隨著計算機軟硬件水平的飛速發(fā)展和計算流體動力學(CFD,ComputationalFluidDynamics)技術的不斷完善,出現(xiàn)了與試驗相對應的數(shù)值模擬方法,并已逐步成為繼風洞試驗后預測建筑物表面風壓、周圍風速和湍流特性的一種新的有效方法。王輝[10―11]采用標準k-ε和RNGk-ε湍流模型,對一幢低層雙坡屋面房屋在不同風向角下的表面風壓進行了數(shù)值模擬,并與風洞試驗結果作了比較分析。但是,該文的風洞試驗和數(shù)值模擬均忽略了大氣邊界層風速的影響,來流風取為均勻流,且僅對單一建筑進行了分析,并未深入研究影響其表面風壓的影響因素。陳水福采用Realizablek-ε湍流模型對文獻中的12個雙坡屋面房屋模型的屋面風壓進行了數(shù)值模擬,數(shù)值模擬結果與足尺試驗的結果誤差普遍在20%―30%。并在此基礎上,對同類房屋在不同高寬比和不同坡度情況下的風壓變化規(guī)律進行了參數(shù)分析,但是該文的數(shù)值分析也是建立在均勻流的基礎上,且僅針對特定的12個足尺試驗模型進行分析,部分模型可比性較差,規(guī)律不夠明顯。顧明對TTU標準模型進行了風洞試驗研究,并采用Fluent的RSM(雷諾應力)模型和CFX的SST(剪切應力運輸)模型研究了TTU實尺度模型的定常繞流場,并重點比較分析了數(shù)值模擬結果、實測結果及縮尺模型風洞試驗之間的差異,并未深入研究低矮建筑的風壓分布情況。文獻[14―15]由標準k-ε模型得到的建筑表面風壓及湍動能等時均值與大氣邊界層風洞試驗值有一定的吻合,但在建筑物背風面及側風面處計算值偏小,回流區(qū)域也明顯偏小。本文基于專業(yè)CFD軟件平臺Fluent6.3,首先采用基于Reynolds時均(RANS,ReynoldsAveragedNavier-Stokes)的標準k-ε等湍流模型計算了TTU標準低層建筑模型的靜態(tài)繞流的風流場,建立了適用于低層建筑結構的數(shù)值風洞模型,并將各湍流模型的計算結果進行了比較分析。其次,采用RNGk-ε模型對低層雙坡房屋進行了數(shù)值分析。較系統(tǒng)地研究了來流風向角、屋面坡度、挑檐長度、檐口高度和房屋長寬比對屋面風壓系數(shù)以及建筑物各表面體型系數(shù)的影響。1ttu標準建筑模型的數(shù)值模擬1.1引入新的湍流模型方程在計算風工程中,鈍體繞流問題的控制方程是粘性不可壓Navier-Stokes方程。當前應用最廣的是基于RANS的N-S方程,并由湍流模型進行封閉,再作離散求解的數(shù)值模擬方法。湍流時均流動的控制方程如下[16―17]:上面三式分別為時均連續(xù)方程、雷諾方程和標量φ的時均輸運方程。要使方程組封閉,必須對Reynolds應力項作出某種假定,即引入新的湍流模型方程,把湍流的脈動值與時均值等聯(lián)系起來。標準k-ε模型是渦粘模型中最具代表性的兩方程模型,并在科學研究及工程實踐中得到了最為廣泛的檢驗和成功應用。在標準k-ε模型中,對于Reynolds應力的各個分量,假定粘性系數(shù)μt是各向同性的標量。由于建筑物背面、側面處氣流將出現(xiàn)回流和分離現(xiàn)象,湍流表現(xiàn)為較強烈的各向異性,μt應是各向異性的張量,因此對預測非各向同性湍流不是特別理想。為彌補標準k-ε模型的缺陷,許多研究者提出了對標準k-ε模型的改進方案。其中,RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型就是兩種應用比較廣泛的改進方案。標準k-ε模型、RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型都是針對充分發(fā)展的湍流才有效的,而在壁面區(qū),流動情況變化很大,特別是在粘性底層,流動幾乎是層流,湍流應力幾乎不起作用,因此,需要采用壁面函數(shù)法將壁面上的物理量與湍流核心區(qū)內(nèi)相應物理量聯(lián)系起來。1.2現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)TTU建筑模型是美國德克薩斯州理工大學WERFL提出的一種低矮建筑標準模型。該標準模型有真實的原型建筑,TTU研究小組在該原型建筑物上布置了風壓測點,通過實地壓力測量得到了大量珍貴的現(xiàn)場數(shù)據(jù),它是當前較為權威的一種探討建筑風洞模擬技術的標準模型。該建筑的外形尺寸為30ft×45ft×13ft(W9.1m×L13.7m×H4m),頂面有一斜率為1/60的小坡度,見圖1。計算流域取為150m×90m×40m,建筑物置于流域沿流向前1/3處。流域設置滿足阻塞率<3%的要求,以盡量消除計算域?qū)λP心的模型附近流態(tài)的影響。采用結構化網(wǎng)格劃分,建筑物表面較密,遠離建筑物表面的界面區(qū)域較稀疏。共生成80萬個體單元的網(wǎng)格。1.3平均風速剖面和速度壓力耦合進流面:速度進流邊界條件(velocity-inlet),根據(jù)TTU建筑風洞試驗數(shù)據(jù)采用對數(shù)率模擬大氣邊界層風速剖面如下:式中:U*為摩擦速度,等于0.7052m/s;Z1為粗糙長度,等于0.024m;K為馮·卡門常數(shù),等于0.42;Z、U為流域中某高度和對應的平均風速。平均風速剖面采用Fluent提供的UDF(User-DefinedFunctions)編程與Fluent作接口實現(xiàn)。出流面:由于出流接近完全發(fā)展,采用完全發(fā)展出流邊界條件(outflow),流場任意物理量沿出口法向的梯度為零,即?ψ/?n=0。流域頂部和兩側:采用對稱邊界條件(symmetry),等價于自由滑移的壁面。建筑物表面和地面:采用無滑移的壁面條件(wall)。計算采用3D單精度,分離式求解器,空氣模型選用了不可壓縮的常密度空氣模型,對流項的離散采用了精度較高的二階迎風格式,速度壓力耦合采用了SIMPLEC算法。鈍體繞流出現(xiàn)分離、再附、沖撞、環(huán)繞及旋渦等一系列復雜的流動,選用非平衡壁面函數(shù)(NonEquilibriumWallFunction)來模擬壁面附近復雜的流動現(xiàn)象。1.4來流湍流強度的確定湍流度對結構所受靜力風荷載的影響較小,而對脈動風載效應影響較大(規(guī)范中是通過風振系數(shù)來考慮的)。湍流強度I取值如下:計算中,來流湍流特性通過在進流處以直接給定湍動能k和湍流耗散率ε的方式給定入流處湍流參數(shù):k=1.5(UI)2,ε=0.090.75k1.5/l,式中l(wèi)是湍流尺度。k和ε值同樣采用UDF編程與Fluent作接口實現(xiàn)。1.5實測模型與實測結果比較分別采用FLUENT軟件提供的基于Reynolds時均的5種常用的兩方程渦粘湍流模型:標準k-ε模型、RNGk-ε模型、Realizablek-ε模型、標準k-ω模型、SSTk-ω模型對TTU建筑風場進行數(shù)值模擬,分別計算了90°和60°風向角下的風壓系數(shù)。計算結果與TTU實尺模型場地實測數(shù)據(jù)和同濟大學TJ-2風洞試驗數(shù)據(jù)在模型中軸線測點處的風壓系數(shù)曲線比較見圖2。圖2中建筑剖面A→B→C→D→E表示建筑中軸線90°→270°的11個測點位置順序。無量綱的風壓系數(shù)Cp以模型頂部高度處來流動壓作為無量綱化的參考風壓,由下式計算:式中:P為測點平均壓力;P0為參考高度處的靜壓;ρ為空氣密度,取為1.225kg/m3;U0為參考高度處的風速(建筑物頂部4m高度處)。由圖2知,5種湍流模型的數(shù)值模擬結果都很好的反應了風壓系數(shù)的變化趨勢。90°風向角下,除了SSTk-ω模型在屋面的風壓系數(shù)比場地實測結果和試驗結果偏大外,其它模型的計算結果都與場地實測結果和TJ-2風洞試驗結果非常接近,基本落在了實尺模型測量數(shù)據(jù)范圍之內(nèi)。60°風向角下,除標準k-ω和SSTk-ω模型的計算風壓系數(shù)在背風墻面DE一側稍微大于實測結果外,其它各湍流模型均落在了實測數(shù)據(jù)范圍內(nèi)。因此,數(shù)值模擬結果具有較高的精度。2低坡房屋風荷載分析2.1模型算例2:《截面為軸類,積分法計算工況,確定不同地域,形成不同的網(wǎng)格。請將建筑物中,有以下幾個面體單元,按模型域分基本模型(情況6-30°)的特征尺寸為長(L)×寬(W)×高(H)=15m×12.8m×9.9m,雙坡屋面,屋面坡度θ=30°,挑檐長度B=0.9m,檐口高度為9.9m,如圖3所示。計算流域取為160m×90m×60m,建筑物置于流域沿流向前1/3處。流域設置滿足阻塞率<3%的要求。采用混合網(wǎng)格離散方式,將計算區(qū)域分為內(nèi)外兩部分:在模型附近的內(nèi)部區(qū)域采用四面體單元,網(wǎng)格較密;在遠離模型的外圍空間,采用六面體單元離散,遠離柱面的界面區(qū)域較稀疏。各模型網(wǎng)格總數(shù)在70萬左右。網(wǎng)格劃分見圖4。2.2邊界條件及湍流模型進流面:速度進流邊界條件,參考我國《建筑結構荷載規(guī)范》(GB50009-2001),采用指數(shù)率模擬大氣邊界層風速剖面如下:式中:Z0、U0為參考高度和參考高度處的風速,為方便比較,本文統(tǒng)一取10m高度作為參考高度,風速為12.8m/s;Z、U為流域中某高度和對應的平均風速;α為地面粗糙度指數(shù),本文選取B類地貌,α=0.16。其余邊界條件的設定同1.3節(jié)。由1.5節(jié)知,無論90°風向角還是60°風向角,RNGk-ε湍流模型對低層房屋的模擬均具有較高的精度,所以以下計算均選用該湍流模型。在風場模擬中,我國現(xiàn)行規(guī)范還沒有明確的湍流度要求,本文對B類風場的湍流強度,參考日本建議的湍流強度I取值如下:式中:B類風場下,I0=0.23;γ=0.2;Zb=5m;Zg為梯度風高度,取350m。計算中,湍動能k和湍流耗散率ε的給定同1.4節(jié)。表1為各模型編號及相應參數(shù),對于每個模型,風向角又分為0°、45°、90°三種工況。各模型的網(wǎng)格劃分、邊界條件和參數(shù)設置均相同。2.3體型系數(shù)面面積加權平均風壓系數(shù)Cp以10m高度處來流動壓作為無量綱化的參考風壓,由式(6)計算得出。體型系數(shù)為風壓系數(shù)對所在面進行面積加權平均后的結果。計算式如下:式中:Cpi為第i測點風壓系數(shù);Ai為該點所屬表面面積;A為表面總面積;Zi為第i測點高度,當Zi<10時,取Zi=10。2.3.1坡面坡度和坡面時的體型系數(shù)以基準模型情況6-30°為基礎,僅改變屋面坡度分別為0°、15°、25°、30°、35°、45°、60°,建立模型情況6-0°、情況6-15°、情況6-25°、情況6-30°、情況6-35°、情況6-45°和情況6-60°。不同屋面坡度下,屋面風壓系數(shù)等值線如圖5所示,房屋各表面的體型系數(shù)變化曲線見圖6。0°風向角下,房屋的風速矢量圖見圖7。在0°風向角下,迎風墻面Y1和迎風下挑檐面Y2不受屋面坡度的影響,各模型的體型系數(shù)基本相同,Y1為0.48―0.52,Y2為0.60―0.65。迎風屋面屋檐(15°、25°、30°、35°坡度時)及背風屋面屋脊線附近由于存在明顯的氣流分離,形成較高的負壓。迎風屋面T1的體型系數(shù)隨著坡度的增大呈現(xiàn)由負壓(吸力)到正壓(壓力)的變化規(guī)律,即從-0.99―0.41。計算結果表明:坡度小于40°時,迎風屋面T1的體型系數(shù)為負值,且其絕對值隨著坡面坡度的增大而減小;坡度大于40°時,迎風屋面T1的體型系數(shù)為正值,且隨著坡度的增大而增大。對于15°、45°、60°坡度,迎風屋面T1的體型系數(shù)最大值(絕對值)均出現(xiàn)在檐口處,且向著屋脊方向逐漸減小;25°、30°、35°坡度時,呈現(xiàn)檐口和屋脊處體型系數(shù)最大,中間小的分布形態(tài)。背風屋面T2在各坡度下均為負壓,在15°坡度時,負壓絕對值相對較小,60°坡度時,負壓絕對值相對較大,但在25°坡度到45°坡度之間,體型系數(shù)相對穩(wěn)定。各個坡度下,背風屋面T2的最大負壓均出現(xiàn)在屋脊處,且向屋檐方向逐漸減小。背風墻面B1和背風下挑檐面B2,體型系數(shù)(絕對值)隨屋面坡度的增加而增大,背風墻面B1的體型系數(shù)在-0.48―-0.85之間。45°風向角下,氣流在房屋周圍產(chǎn)生嚴重的氣流分離,氣流的脈動變化比較大,容易引起局部的高負壓。屋面坡度對于迎風面(Y1、Y2和C1)的影響不大。與0°風向角相比,隨著風向角的變化,屋面風壓分布也隨之改變,較高的負壓區(qū)總是出現(xiàn)在迎風一側的氣流分離面附近。迎風屋面T1的體型系數(shù)除60°坡度時為正壓0.14外,其余均為負壓,且負壓絕對值隨著屋面坡度的增大而減小。背風屋面T2均為高負壓,其體型系數(shù)隨著屋面坡度的變化波動相對較大,變化范圍在-0.83―-1.02之間。90°風向角下,總體來說,屋面坡度改變對房屋各表面的體型系數(shù)影響不大。迎風山墻C1面承受正壓力,體型系數(shù)在0.56―0.62之間,背風山墻C2面承受負壓力,體型系數(shù)(絕對值)隨坡度的增加而增加,即從-0.28―-0.37之間。屋面T1和T2的風壓系數(shù)沿屋脊成對稱狀態(tài)分布,均承受負壓力,最大負壓總是出現(xiàn)在迎風一側的氣流分離面附近,最大值達-1.51。遠離來流方向,風壓系數(shù)逐漸減小,且逐漸分布均勻。由圖7知,在位于建筑物前表面的某點處,風場被分為兩部分:一部分以接近建筑物屋面上方的未擾動風通過;另一部分由建筑正面和背面產(chǎn)生的漩渦構成。屋面坡度越大,在屋脊處的氣流分離越嚴重。大約在迎風墻面2/3高度處,氣流有一正面停滯點,該點的速度方向垂直于正迎風面。在該點以上,流動上升并越過建筑物頂面,在該點以下,氣流向下并流向地面,迎風面氣流向下滾動,于是在建筑物迎風面緊靠地面形成了水平滾動,成為駐渦區(qū)。氣流在房屋背風區(qū)域產(chǎn)生了很大的漩渦,即形成負壓。由圖7(d)知,在迎風面邊緣氣流發(fā)生了分離,在兩側山墻形成了較小的漩渦,而在背風墻面形成了兩個對稱的大漩渦。2.3.2面型系數(shù)以基準模型情況6-30°為基礎,僅改變房屋的檐口高度H分別為3.3m、6.6m、13.2m,建立模型情況1、情況2、情況8。圖8為不同檐口高度H下,屋面風壓系數(shù)等值線分布圖。3種風向角下,檐口高度對房屋表面體型系數(shù)的影響曲線見圖9。0°風向角下,隨著房屋檐口高度的增加,迎風墻面Y1和挑檐下表面Y2的體型系數(shù)逐漸增加,其變化范圍分別在0.45―0.54和0.53―0.69之間。房屋高度為3.3m時,迎風屋面T1的體型系數(shù)僅為-0.02,而后隨著檐口高度的增加,T1面所受負壓力(絕對值)逐漸增大。背風屋面T2均承受負壓力,風壓系數(shù)分布比較均勻,體型系數(shù)(絕對值)也隨著檐口高度的增加而逐漸增大。背風墻面B1和山墻面C1、山墻面C2也表現(xiàn)出體型系數(shù)(絕對值)隨檐口高度增加而逐漸增大的規(guī)律。45°風向角下,迎風面(Y1、Y2和C1)均承受正壓力,其體型系數(shù)隨檐口高度變化的趨勢不明顯。屋面T1和T2承受負壓力,隨著檐口高度的增加,負壓絕對值逐漸增大。各模型背風屋面T2自身的風壓系數(shù)分布相對比較均勻,最大負壓出現(xiàn)在屋脊且靠近來流方向處。90°風向角下,僅迎風山墻面C1承受正壓力,體型系數(shù)隨著檐口高度的增加而逐漸增大,即從0.49―0.61。其它各表面均承受負壓力,且體型系數(shù)(絕對值)隨著檐口高度的增加而逐漸增大,屋面風壓系數(shù)均沿著屋脊呈對稱分布。最大負壓總是出現(xiàn)在迎風一側的氣流分離面附近,情況8模型的最大負壓高達-1.57。綜上所述,房屋各表面體型系數(shù)均表現(xiàn)出隨檐口高度增加而增大的趨勢。主要是因為,風速隨著高度按照指數(shù)率的形式分布,而風壓沿高度的變化規(guī)律是風速的平方。本文計算中,各模型的參考高度與參考風速統(tǒng)一取為10m及10m高度處的風速。因此,檐口高度越高,風速越大,風壓也就越大。我國《建筑結構荷載規(guī)范》(GB50009-2001)是以風壓高度變化系數(shù)(任意高度處的風壓與10m高度處的風壓之比)來體現(xiàn)這種變化規(guī)律的,但其規(guī)定對B類風場,10m以下風壓高度變化系數(shù)均取為1。2.3.3所有表面體型系數(shù)的變化范圍y1、s1以基準模型情況6-30°為基礎,僅改變房屋的挑檐長度B分別為0m、0.3m、0.6m、1.2m,建立模型情況3、情況4、情況5、情況7。圖10為不同挑檐長度下,屋面風壓系數(shù)等值線分布圖。挑檐長度對房屋各表面體型系數(shù)的影響曲線見圖11。0°風向角下,從整體來說,挑檐長度對房屋各表面的風壓體型系數(shù)影響不大。迎風屋面T1的最大負壓均出現(xiàn)在檐口處,最大值達-0.72。挑檐下表面Y2承受較大的正壓力,變化范圍在0.61―0.64。Y2面的正壓力與T1面檐口處的負壓力共同作用后,挑檐承受的最大吸力就達-1.37左右,這是在房屋設計時需要特別注意的,尤其是在沿海地區(qū),極易引起房屋屋面的破壞。45°風向角下,挑檐長度的變化對房屋各表面體型系數(shù)的影響較小。迎風的2個墻面Y1、C1以及挑檐下表面Y2承受正壓力,Y1面的體型系數(shù)變化范圍在0.28―0.31之間,C1面的體型系數(shù)變化范圍在0.19―0.22之間。迎風屋面T1均承受負壓力(吸力),該面的體型系數(shù)整體變化不大,變化范圍在-0.42―-0.50之間。T1面在來流方向的屋角處,風壓系數(shù)(負壓絕對值)最小,而后向遠離來流方向風壓系數(shù)絕對值逐漸增大。T2面均承受較大的負壓力(吸力),體型系數(shù)變化范圍在-0.83―-0.88之間。背風山墻面C2的體型系數(shù)變化范圍在-0.49―-0.55之間,背風墻面B1的體型系數(shù)變化范圍在-0.69↓-0.71之間。90°風向角下,房屋各表面體型系數(shù)不受挑檐長度的影響。屋面T1和T2的體型系數(shù)變化范圍分別在-0.54―-0.59和-0.55―-0.58之間。背風山墻C2的體型系數(shù)變化范圍在-0.26―-0.30之間。2.3.4房屋未來年生長中的體型系數(shù)以基準模型情況6-30°為基礎,長度15m保持不變,僅改變房屋的寬度分別為12m、15m,建立模型情況9、情況10。圖12為不同房屋長寬比(長度不變,L/W分別為1、1.25、1.92)下,屋面風壓系數(shù)等值線分布圖。房屋長寬比對房屋表面體型系數(shù)的影響曲線見圖13。0°風向角下,迎風墻面Y1和挑檐下表面Y2的體型系數(shù)幾乎不受房屋長寬比變化的影響,變化范圍分別在0.47―0.51和0.60―0.62之間。迎風屋面T1承受負壓,體型系數(shù)(絕對值)隨房屋長寬比的增大而增大,即從-0.22―-0.39。背風屋面T2、背風墻面B1和B2的體型系數(shù)變化不大。側面山墻C1和C2均承受負壓,體型系數(shù)(絕對值)隨房屋長寬比的增大而減小。45°風向角下,迎風墻面Y1和挑檐下表面Y2的體型系數(shù)隨房屋長寬比的增大而增大。背風山墻面C2承受負壓,其體型系數(shù)(絕對值)隨房屋長寬比的增大而減小。其他各表面體型系數(shù)幾乎不受房屋長寬比的影響。90°風向角下,迎風山墻C1承受正壓力,其體型系數(shù)隨著房屋長寬比的增大而有所增大,即從0.47―0.57。其它各表面均承受負壓力,其體型系數(shù)(絕對值)均隨房屋長寬比的增大而減小。3模擬結果與實尺模型的對比本文首先采用基于Reynolds時均的