基于風壓譜的剛性平屋蓋分區(qū)體型系數(shù)研究

基于風壓譜的剛性平屋蓋分區(qū)體型系數(shù)研究

分離泡作用下風壓分布平屋蓋結(jié)構(gòu)是空間結(jié)構(gòu)中最常見的大型交叉結(jié)構(gòu)。結(jié)構(gòu)本身相對較低，處于水流較大的地區(qū)。流量的分離和積聚效應非常復雜。尤其是當流量上升到屋蓋邊緣時，流量不是通過墻的表面，而是通過切割層的分離，最終通過屋蓋的某個部分產(chǎn)生分離氣泡。此時屋面風壓分布并不均勻:旋渦作用區(qū)內(nèi)風吸力強勁,而在旋渦脫落區(qū)吸力則顯著減弱。然而對于平屋蓋結(jié)構(gòu),我國現(xiàn)行的《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009—2001)中規(guī)定屋面各部分體型系數(shù)均為-0.6。從旋渦作用角度出發(fā),這一規(guī)定本身缺乏合理性,而目前國內(nèi)對于平屋蓋體型系數(shù)的研究卻寥寥無幾。因此,本文著眼于分離泡結(jié)構(gòu),分析其作用下的平屋蓋表面風壓分布,進而對屋面進行分區(qū),最后給出平屋蓋分區(qū)體型系數(shù)。關于分離泡作用下的風壓分布,國內(nèi)外已開展了一系列研究:Saathoff分析了湍流度對于分離泡作用下的二維鈍體平板表面風壓脈動影響,發(fā)現(xiàn)風壓脈動隨著來流湍流度增大而增大,相反旋渦的平均再附長度則隨著湍流度的增加而減小。MasaruKiya指出:由于分離泡內(nèi)部存在一種大尺度的低頻不穩(wěn)定性,在此作用之下分離泡結(jié)構(gòu)不斷收縮、放大,且收縮速率大于放大速率。Cherry通過測壓試驗和流動顯示試驗研究了二維鈍體平板表面的不穩(wěn)定分離結(jié)構(gòu)和再附流,結(jié)果表明隨著與迎風前緣距離的增加,風壓的橫向互相關性降低,風壓源逐漸趨向三維。Yeung分析了分離泡作用下鈍體平板表面的風壓分布特征,他指出當采用流場的特征參數(shù)作為折減坐標時,分離泡誘導的平均、脈動風壓分布具有相似的特征。Lee分析了二維后臺階上的分離、再附流動,給出了臺階表面風壓脈動的時均統(tǒng)計和互譜分析,研究發(fā)現(xiàn)脈動風壓最大點位于再附位置的上游某點,且風壓脈動的最大能量也位于再附點的上游。Richards指出對于風向垂直于立方體屋面的情況,均勻流場下流動將在迎風邊產(chǎn)生分離但無再附,此時屋面風壓基本是均勻分布的,而湍流場作用下分離的剪切層將在屋面某處再附,從而導致迎風前緣附近吸力最強,越往下游發(fā)展吸力越弱。Zhao通過流場可視化試驗研究了分離泡結(jié)構(gòu)及其作用下的風壓分布,發(fā)現(xiàn)分離泡在橫風向是細長形的,在順風向則存在著4個流動區(qū)域,即分離流動與逆向流動相遇所形成的鍥形區(qū)、逆流區(qū)、再附區(qū)以及順風向流動區(qū)。Matsumoto研究了在不同流場下二維鈍體平板表面的展向風壓相干性,結(jié)果表明分離泡結(jié)構(gòu)在展向具有均一特性,這將引起橫風向的強相干性,在順風向?qū)Y(jié)構(gòu)表面抖振力貢獻最大的是位于再附點上游某處的風壓脈動。然而,目前國內(nèi)有關分離泡的研究基本局限于航空領域,與建筑結(jié)構(gòu)方面的融合則并不多見,此外對于結(jié)構(gòu)風荷載體型系數(shù)的研究大多基于風洞測壓試驗,根據(jù)宏觀的平均、脈動風壓分布確定體型系數(shù)的取值。顧明等對體育場挑篷的平均、脈動風壓分布進行分析,討論了分塊體型系數(shù)的特性和脈動風壓對設計風荷載的貢獻。研究表明按規(guī)范方法(基于平均風壓)得到的圍護結(jié)構(gòu)設計風荷載偏小,可能偏于不安全。李方慧等對雙坡、球殼及柱殼屋蓋進行風洞試驗,發(fā)現(xiàn)在風壓敏感區(qū)域,局部體型系數(shù)可能會超過規(guī)范限值。孫瑛就平屋蓋體型系數(shù)取值問題,對比了我國規(guī)范與國外規(guī)范的差別,結(jié)合風洞測壓試驗給出了平屋蓋體型系數(shù)的取值建議,作者考慮了分離泡作用對平屋蓋表面進行分區(qū),但并未給出具體的分區(qū)依據(jù)。裴永忠等研究了大跨機庫的風荷載體型系數(shù),指出氣流流經(jīng)屋面時二維效應明顯,整個屋面基本處于負壓區(qū),我國現(xiàn)行荷載規(guī)范中采用一個均勻體型系數(shù),這對大跨度機庫屋面顯然是不合適的。目前國外有關分離泡結(jié)構(gòu)的研究基本集中于二維鈍體平板,對大跨屋蓋表面分離泡的研究較少,且研究內(nèi)容多為湍流度對于分離泡及其作用下的風壓分布的宏觀影響、風壓變化的統(tǒng)一描述,但并未涉及到風壓特征的細觀變化;國內(nèi)雖有學者提出平屋蓋的分區(qū)體型系數(shù),但并未給出具體的分區(qū)依據(jù),且體型系數(shù)的計算也基本局限于傳統(tǒng)方法。因此本文通過平屋蓋剛性模型風洞測壓試驗,基于分離泡作用機理,對屋蓋表面的風壓數(shù)值、風壓譜特性及相關特性進行了細致分析,進而對屋蓋表面進行分區(qū),通過面積平均壓力(area-averagedpressure)計算分區(qū)體型系數(shù),并將計算結(jié)果與我國《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009—2001)、美國規(guī)范(ASCE7—98)、加拿大規(guī)范(NBC-1995)以及日本規(guī)范(AIJ-2004)進行對比,所得結(jié)論可為大跨度平屋蓋結(jié)構(gòu)的抗風設計提供參考依據(jù)。1剛性模型開口試驗1.1試驗段的寬度本文風洞試驗是在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室的TJ-2大氣邊界層風洞中完成的。試驗段寬3m、高2.5m、長15m。試驗采用的脈動測壓系統(tǒng)包括:美國Scanivalve公司的DSM3000電子式壓力掃描閥系統(tǒng)、PC機、以及自編的數(shù)據(jù)處理軟件組成的風壓測量、記錄及數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)。1.2試驗相似比設計試驗所用的平屋蓋模型為剛性模型,四周封閉,用有機玻璃制成,如圖1所示。模型底面尺寸為750mm×750mm,屋檐高度為300mm?？紤]到風洞試驗段的截面尺寸,平屋蓋模型的幾何縮尺比設為1∶80,阻塞率為3%。對于非定常試驗,需要模擬斯特勞哈數(shù),因此本試驗在滿足幾何相似的基礎上,同時滿足斯特勞哈數(shù)St相似,即:式中:fm、fp分別為模型和原型的頻率;Dm、Dp分別為模型和原型的幾何尺寸;Um、Up分別為風洞試驗的風速和實際風速。由于本試驗采用剛性模型,因此不考慮剛度受重力的影響,即不考慮弗勞德數(shù)相似。相似比設計如表1所示。風洞試驗控制風速為10m/s,將模型放置在木制轉(zhuǎn)盤中心,通過旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)盤模擬不同風向。模型的測壓點布置和風向角定義如圖2所示。平屋蓋模型試驗風向角由0°~90°每隔15°測量一次,共7種工況。由于本文的研究內(nèi)容基于分離泡,因此試驗結(jié)果的討論范圍僅限于0°風向角。1.3試驗結(jié)果及采樣頻率國外大量試驗研究表明,均勻流場下,在迎風前緣分離的氣流可能不再附著于屋面,而湍流場由于其特有的平均風速剖面,使得氣流具有更多動能,剪切層中的渦量和雷諾應力中的動量使得分離流產(chǎn)生向下的運動,從而導致了較早的再附著。因此本文的試驗流場選為B類風場,試驗前在試驗段內(nèi)布置粗糙元、尖劈,模擬B類地貌。來流風速剖面、湍流度分布及脈動風速譜模擬結(jié)果見圖3。圖3(a)中的Ug為梯度風速,圖3(b)中f為頻率,z為屋檐高度,U為屋檐高度處的平均風速,σ為風壓系數(shù)脈動值的方差。由式(1),本試驗模型的幾何縮尺比1∶80,風速比1∶2,實際風場的截止頻率取1.5Hz(由圖3(b)中的Kaimal譜曲線變化趨勢可以看出,此頻率處的能量已經(jīng)很小),代入上式得到fm=60Hz。根據(jù)奈奎斯特定理:對于任意頻帶受限的信號,用不低于兩倍信號的最高頻率對其采樣,不會丟失信息。因此,試驗中的采樣頻率應該高于或等于120Hz,測壓信號的采樣頻率為312.5Hz,滿足要求。試驗中每個測點采集6000個數(shù)據(jù),采樣時長19.2s,根據(jù)表1,該采樣時間換算到原型為768s,即12.8min,而我國《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009—2001)中規(guī)定平均風時距為10min,包含了約10個陣風卓越周期,可反映記錄數(shù)據(jù)中較大風速的實際作用,本文風洞試驗的實際風持時12.8min>10min,因此所得試驗結(jié)果是可靠且穩(wěn)定的。1.4風壓系數(shù)測定各測壓點上的風壓值采用無量綱壓力系數(shù)表示:式中:Pi(t)為模型上第i測壓孔處測得的表面風壓值;P0和P∞分別為參考點處的平均總壓和平均靜壓。風壓系數(shù)參考點設置在屋檐高度處。壓力向下或向內(nèi)為正;壓力向上或向外為負(吸力)。2試驗結(jié)果與討論2.1脈動風壓分布0°風向角下平屋蓋表面的平均、脈動風壓分布見圖4。由圖4(a),迎風屋面出現(xiàn)近似平行的一系列等壓線,表現(xiàn)出明顯的壓力梯度:靠近迎風前緣平均吸力較大,越往下游發(fā)展吸力越小。圖4(b)中的脈動風壓變化規(guī)律與平均風壓相同。產(chǎn)生以上風壓變化規(guī)律是因為剪切層中的湍流成分增加了剪切層的卷吸率,降低了其曲率半徑,最終使流動在屋面再附,進而生成了分離泡,其內(nèi)部局部流速增加,因而屋面迎風前緣附近出現(xiàn)強吸力(脈動),隨著旋渦作用的減弱,吸力(脈動)也逐漸減小。2.1.1脈動風壓與吸力鑒于順風向各列測點的風壓特征相似,限于篇幅,以隨機抽取的第6列測點(圖2,始于測點6)為例進行討論。第6列各測點的平均、脈動風壓如圖5所示。圖中的橫坐標為無量綱坐標Y/H,其中Y表示各測點與迎風邊的距離,H為屋檐高度。由圖5可見,在Y/H=0~0.25之間,吸力(脈動)強勁,旋渦作用突出;在Y/H=0.25~1.3之間,平均吸力迅速衰減,Y/H=0.25~1.1之間,脈動吸力衰減較快,此時旋渦作用逐漸減弱;從Y/H=1.3開始,旋渦逐漸脫落,平均、脈動風壓均趨于平穩(wěn)。2.1.2旋轉(zhuǎn)方向相關系數(shù)降為5時以測點6為參考點,圖6表示該列中其余各點與參考點的互相關系數(shù)。圖中Y/H=0.5時,相關系數(shù)降為0,此后即轉(zhuǎn)為負值,表明存在次級渦作用,這也符合Saathoff的流動顯示試驗,即次級渦與主渦之間相關性為負,兩者旋轉(zhuǎn)方向相反。這是因為剪切層二次卷吸形成次級渦時,次級渦內(nèi)渦量聚集而主渦中的流體向外擴散所致。2.1.3風壓互譜的脈動作用第6列各測點脈動風壓譜如圖7所示,圖中風壓譜函數(shù)的自變量表示為折減頻率,即F=fH/V;其中f為頻率,H為屋檐高度,V為屋檐高度處的平均風速。風壓譜用頻率和風壓系數(shù)脈動值的方差進行無量綱化,即表示為f×S(f)/σ2。由圖7中的風壓譜形狀及譜值可以看出:(1)在剪切層分離的早期,低頻脈動(F<0.1)占優(yōu),即屋面風壓主要受剪切層遠場渦量脈動的影響,隨著來流向下游發(fā)展,風壓脈動中的高頻成分增加,即剪切層近場脈動成為主導因素。(2)分離泡作用下的屋面風壓脈動基本可以分為三個區(qū)域(圖8):a.分離泡主渦作用區(qū)(測點6~測點65),低頻脈動占主導;b.次級渦作用區(qū)(測點75~測點120),高頻脈動成分增加;c.旋渦脫落區(qū)(測點135~測點173),譜峰繼續(xù)向高頻擴展,但譜峰值減小。然而,這些區(qū)域之間實際是有相互重疊的,并無明顯界限。為進一步顯示分離泡主渦與次渦的相互作用,圖9以測點6作為參考點,給出了旋渦內(nèi)(圖8)的順風向風壓互譜。由圖9可見,在分離泡主渦作用范圍內(nèi),風壓互譜的脈動能量基本集中在折減頻率F<0.4以內(nèi),剪切層分離運動對于各點(點26、點43)風壓脈動的干涉是增強的,而從界限測點65開始,分離運動對各點(點75、點86、點103)的干涉變?yōu)橄魅醯?到測點120時,干涉基本維持在0上下。結(jié)合圖6可以看出,主渦與次級渦之間的相關性和相干性均為負值,來流、主渦以及次級渦之間的相互作用可用圖10進行簡明示意。因此主渦和次級渦之間的相互作用可以從兩方面考慮:(1)在來流、次級渦的共同作用下,主渦在屋面分離區(qū)引起了穩(wěn)定的強吸力,這也可以看成是次級渦對于剪切層分離的擾動反饋所致,反饋作用越大,吸力(脈動)越大。(2)主渦與次級渦的脈動方向相反,因此當主渦上方的剪切層向下運動時,次級渦則傾向于向上運動,即主渦后部的氣流被抬升;而反之當次級渦上部的剪切層向下運動時,則主渦處氣流被抬升。這就說明主渦與次級渦并非同時膨脹或縮小。2.1.4分離泡運動分析當分離剪切層向下運動時,分離泡向外部釋放氣體,此時分離泡結(jié)構(gòu)收縮,脈動風壓時程曲線中出現(xiàn)波谷(負向),屋面吸力增大;反之剪切層向上運動時,外部流動注入分離泡,分離泡膨脹,此時風壓時程曲線中出現(xiàn)波峰(正向),屋面吸力減小,以上所謂的收縮與膨脹均是針對分離泡的橫截面方向而言。鑒于此,本文對風洞試驗所得分離泡作用范圍內(nèi)的脈動風壓時程進行分析,統(tǒng)計了以不同固定值作為界限值時,風壓脈動超過界限值的次數(shù)(穿越次數(shù)),即波峰、波谷的個數(shù),如表2所示,以分析屋面不同部位分離泡的運動狀況。由表2可以看出,無論取何界限值,在分離泡主渦區(qū)內(nèi),剪切層的上下運動活躍,但運動基本處于低頻段(由圖7),而在次級渦作用區(qū),運動逐漸趨于平緩。因此,剪切層向上或向下的脈動能量大部分集中在主渦范圍內(nèi),此時分離泡不斷從主流中吸收無旋氣體,同時又向主流中釋放氣體,這一循環(huán)過程形成了分離泡內(nèi)的質(zhì)量平衡,最終構(gòu)成了整體的分離泡結(jié)構(gòu)。到旋渦邊緣(測點120)時,風壓脈動已經(jīng)明顯減小,旋渦的渦量逐漸被外部無旋流抵消,風壓脈動大部分轉(zhuǎn)為正向,且風壓時程的偏度也轉(zhuǎn)為正值。此外,從表2觀察到一個重要現(xiàn)象:當界限值的絕對值相等(±0.3)時,測點6、點26和點43(順風向前三排測點)的風壓時程曲線正負向穿越次數(shù)也大致相等,分離泡主渦形成一個穩(wěn)定、閉合的真空區(qū),在此誘導下屋面也出現(xiàn)了穩(wěn)定的強吸力(脈動)。2.1.5順應系數(shù)的擬合曲線旋渦作用下風壓的互相關性也是考察旋渦作用強度的一個重要指標。限于篇幅,本文在平屋蓋表面選取了6列順風向測點(圖8中旋渦區(qū)以內(nèi)),以最靠近迎風前緣的點作為參考點,計算了各列中參考點與其余點風壓的相關系數(shù)(測點編號詳見圖2),見表3。表中Rpp為相關系數(shù),D/H為無量綱距離,是各點和參考點之間的距離與平屋蓋高度之比。本文對順風向相關系數(shù)的變化進行數(shù)據(jù)擬合,見圖11。圖中的4、6、8、10、12、14分別指平屋蓋表面縱向測點列的編號(圖2)。圖11表明分離泡作用下平屋蓋表面的順風向風壓脈動為指數(shù)衰減。根據(jù)擬合曲線,本文在Saathoff所提相關長度的基礎上,對各列測點順風向相關系數(shù)進行積分,具體定義如下:式中:d為無量綱積分長度,本文統(tǒng)一取為分離泡界限長度與屋檐高度的比值,即395mm/300mm=1.32;R(x)為圖11中的擬合曲線方程。根據(jù)式(3)得到順風向共6列測點的風壓互相關長度(表4),可見分離泡作用下順風向各列測點的風壓互相關長度較為接近,說明分離泡在順風向具有較一致的相關長度,體現(xiàn)了柱狀渦在橫截面方向的均勻性。2.1.6平屋蓋內(nèi)風壓分布作為順風向風壓變化的對比,本文隨機抽取了6排橫風向測點,其平均、脈動風壓分布如圖12所示。圖中橫坐標X/H表示測點至平屋蓋左側(cè)邊緣的距離與屋檐高度的比值,測點編號詳見圖2。由圖12可見,在主渦范圍(2、4排)內(nèi),測點平均、脈動風壓基本分布均勻,僅在屋蓋兩側(cè)邊緣處略小;次級渦內(nèi)(6、8排)的風壓曲線稍有變化,風壓分布的均勻區(qū)略有減小,主要差距仍然存在于邊緣處;在旋渦脫落區(qū)(12、16排),橫風向風壓則無明顯變化規(guī)律。2.1.7橫風向相關分析考慮到分離泡本身的圓柱狀特點,其風壓橫風向效應也是不容忽視的,而分離泡結(jié)構(gòu)本身的維度問題也是研究熱點之一:Matsumoto指出分離泡在橫風向具有均一化特性,Saathoff通過互相關長度研究了分離泡結(jié)構(gòu)的橫向長度,Lee利用相干函數(shù)以及波數(shù)-頻率譜研究了橫風向風壓脈動的空間特性?？紤]到屋蓋的對稱性,本文以屋蓋縱向平分線(圖8)上的測點為參考點,平分線左側(cè)各點與參考點的相關系數(shù)見表5。表中D/H仍然表示無量綱距離,是各點和參考點之間的距離與平屋蓋高度之比,測點編號詳見圖2。對上述各排橫風向風壓相關系數(shù)的變化進行數(shù)據(jù)擬合,如圖13所示。圖中的1、2、4、6、7、11分別指平屋蓋表面橫向測點排的編號(圖2)。仍然依據(jù)式(3)計算橫風向風壓脈動的相關長度,所得無量綱常數(shù)可作為分離泡橫向強度或者分離泡維度的量化指標。式(3)中的d仍然表示無量綱積分長度,本文中統(tǒng)一取為屋蓋橫風向距離的一半與屋檐高度的比值,即375mm/300mm=1.25,R(x)為圖13中的擬合曲線方程,積分結(jié)果見表6。由圖13和表6可以看出:(1)分離泡主渦區(qū)內(nèi)風壓相關性表現(xiàn)為線性衰減,次級渦作用區(qū)內(nèi)則表現(xiàn)為指數(shù)衰減;(2)分離泡主渦(前4排)的橫向長度基本能夠保持穩(wěn)定,旋渦作用強勁,至次級渦作用區(qū)時,旋渦的橫向長度顯著減小,此時旋渦強度也隨之減弱。將表6與表4對比發(fā)現(xiàn),分離泡橫風向相關長度大于順風向相關長度,因此,在剪切層分離的早期,流動是二維的,風壓在橫風向表現(xiàn)出強烈且均一的相關特征,然而當流動往下游發(fā)展時,風壓橫風向相關性逐漸減弱,分離泡的三維特征開始展現(xiàn)。如表6所示,風壓的橫風向相關長度在前四排基本保持穩(wěn)定;若結(jié)合表3中的數(shù)值也可以發(fā)現(xiàn),相關系數(shù)變化梯度最大處分別發(fā)生于:測點42、43、44、45、47、48、49,即圖2中的順風向第3排測點;另外關于表2前文曾提及對于順風向前三排風壓測點,在隨機選取的某些穿越界限條件下,其正負向穿越次數(shù)基本相等。根據(jù)以上列舉的三個風壓變化特征可以判定,在平屋蓋表面的前三排測點區(qū)內(nèi)(即Y/H=0~0.25),風壓脈動強勁且穩(wěn)定,本文稱為強吸力區(qū)。2.1.8縱向平分線—橫風向脈動風壓互譜圖14分別給出了主渦區(qū)(包括強吸力區(qū))、次級渦區(qū)以及旋渦脫落區(qū)內(nèi)的橫風向脈動風壓互譜。考慮到屋蓋的對稱性,此處的互譜計算點均位于屋蓋縱向平分線(圖8)左側(cè)。不同于圖9,圖14中的互譜能量大部分為正值,正向譜峰基本位于F<0.3以內(nèi),即橫風向各測點的風壓脈動是相互增強的;隨著兩點之間橫向距離的增加,高頻段互譜能量將出現(xiàn)少量負值。當來流向下游發(fā)展時,正向譜峰值減小,也即隨著旋渦強度的減弱,風壓脈動的橫風向相干性也減小。2.2屋頂以單一體型系數(shù)為標準對于平屋蓋結(jié)構(gòu),我國現(xiàn)行的《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB50009—2001)規(guī)定整個屋面僅取單一體型系數(shù)-0.6。然而前文的討論結(jié)果表明,分離泡作用下結(jié)構(gòu)表面的風壓分布并不均勻,因而這種單一取值并不合理。鑒于此,本節(jié)將首先對屋蓋表面進行分區(qū),進而基于面積平均壓力計算分區(qū)體型系數(shù),所得計算結(jié)果將與美國規(guī)范、加拿大規(guī)范以及日本規(guī)范進行對比。2.2.1平屋蓋表面分區(qū)如前文所述,分離泡作用下的平屋蓋表面可以分為:主渦作用區(qū)、次級渦作用區(qū)和旋渦脫落區(qū)。在此基礎上,考慮到迎風前緣附近穩(wěn)定且強烈的風吸力,本文在主渦作用區(qū)內(nèi)進一步細分出強吸力區(qū),因此最終擬定對平屋蓋表面進行如下分區(qū):a1(Y/H=0~0.25):強吸力區(qū);a2(Y/H=0.25~0.5):分離泡主渦作用區(qū);a3(Y/H=0.5~1.2):次級渦作用區(qū);a4(Y/H=1.2~2.5):旋渦脫落區(qū)。2.2.2最大浚系的面壓力我國荷載規(guī)范中的體型系數(shù)表示建筑物某一區(qū)域(如墻面、屋面等)的風壓系數(shù)平均值,可以通過對局部風壓系數(shù)在這個區(qū)域上的積分再除以該區(qū)域的表面積得到。由于風洞試驗中測壓點的數(shù)量是有限的,此時體型系數(shù)μs可按下式確定:式中:A為所考慮區(qū)域的總面積;Cpmean,i和Ai分別為第i測點的局部平均風壓系數(shù)和其所屬的面積;N為該區(qū)域上的測點總數(shù)。利用式(4)計算體型系數(shù)較為簡便,但同時也缺失了一些重要的風壓信息(如脈動值、峰值等),此外單點壓力值也無法直接應用于具有一定面積的圍護結(jié)構(gòu)或覆面材料的抗風設計。因此,本文擬采用Bi建議的面積平均風壓時程(area-averagedpressure)來計算各分區(qū)體型系數(shù)。具體而言,首先對每個測點i指定一個附屬面積Ai,得到測點i風壓系數(shù)的權重因子:式中:Ai、Ak分別為測點i及測點k的附屬面積,本文設定各點位于其附屬面積的中心,以此確定各點的附屬面積大小;N表示目標區(qū)域內(nèi)總的測點數(shù)。由此得到目標區(qū)域內(nèi)的面積平均壓力時程為:式中:Cpk為試驗所得測點k的風壓時程。體型系數(shù)與面積平均風壓時程從本質(zhì)上而言,都是單點壓力的集合,且體型系數(shù)實質(zhì)上即為面積平均風壓Cpa(t)的均值,推導如下:所不同的是,我國規(guī)范給出的體型系數(shù)是直接利用風洞試驗測得的測點平均風壓得到的,因而體型系數(shù)僅考慮了風壓的平均成分,在實際的抗風設計中需通過乘以陣風系數(shù)的方法來加入風壓的脈動成分;面積平均風壓時程中則同時包含了風壓的更多信息(如平均值、脈動值和峰值),可直接用于設計或研究工作。因此,本文根據(jù)式(5)和式(6)計算了4個分區(qū)的面積平均風壓時程(簡稱為面壓力),得到其各自的均值吸力、脈動吸力和峰值吸力,如表7所示。根據(jù)表7中各分區(qū)面積平均風壓時程的均值,得到平屋蓋表面的分區(qū)體型系數(shù)如圖15所示。鑒于式(6)計算所得的面壓力時程涵蓋了分區(qū)中各測點的實測風壓信息,本文將通過該時程在各個分區(qū)內(nèi)驗證陣風系數(shù)法和峰值因子法的有效性以及我國荷載規(guī)范中單一體型系數(shù)-0.6的適用性?？紤]到進行圍護結(jié)構(gòu)及覆面設計時,需要使用最大瞬時風壓系數(shù),下文分別利用陣風系數(shù)法和峰值因子法求得風壓時程的最大瞬時風壓系數(shù)通過面積平均風壓時程的累積概率曲線,給出各方法所得最大瞬時風壓系數(shù)的超越概率。此外,本文還將單一系數(shù)-0.6乘以與B類地貌相應的陣風系數(shù),以加入風壓脈動成分,然后同樣利用面壓力的累積概率曲線來驗證體型系數(shù)-0.6的適用性。陣風系數(shù)法假定作用在建筑物表面的風壓脈動主要由大氣邊界層中的風速脈動所造成,即應用準定常理論假定,因此最大瞬時風壓系數(shù)可理解為考慮了陣風效應的陣風風壓系數(shù)Cpgust,即:式中:βgz為陣風系數(shù),實際結(jié)構(gòu)高度為24m,根據(jù)我國建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范,B類地貌下此高度對應的陣風系數(shù)按插值計算得1.67,代入a1的平均風壓-0.9194(表7),得到峰值因子法是通過平均風壓加脈動風壓乘以具有一定保證率的峰值因子,最終求得的,其計算公式如下(此處實際求得的是最小風壓系數(shù),也即本文關注的最大吸力系數(shù)):式中:g為峰值因子,根據(jù)我國可靠指標的規(guī)定數(shù)值,我國荷載規(guī)范中的峰值因子g取值為2.2(保證率98.61%),代入a1的風壓平均值和脈動值(表7),得到作為對比,將單一體型系數(shù)-0.6乘以B類地貌對應的陣風系數(shù)1.67以考慮脈動風壓的作用,所得a1的極值風壓系數(shù)為為了計算以上三個最大瞬時風壓系數(shù)的超越概率,作出a1的面壓力累積概率曲線如圖16所示。對照圖16所示曲線,按三種方法計算的a1內(nèi)最大瞬時風壓系數(shù)的超越概率如表8所示。同樣依據(jù)上述三種方法求得a2、a3和a4區(qū)域內(nèi)的最大瞬時風壓系數(shù),并根據(jù)其各自的面壓力時程累積概率曲線計算各的超越概率(見表8)。由表8可見:(1)對于分離泡作用下的平屋蓋,無論在強吸力區(qū)還是屋蓋其余部位,采用平均風壓乘以陣風系數(shù)得到的最大瞬時吸力相比于實測的峰值吸力,超越概率均小于10%,即準定常理論是可以適用的;(2)將荷載規(guī)范中的統(tǒng)一參數(shù)-0.6應用于強吸力區(qū)的抗風設計是偏危險的,峰值吸力的超越概率接近30%,因此在迎風前緣附近(Y/H<0.25),體型系數(shù)宜適量提高,以增加抗風安全性,在分離泡主渦區(qū)a2內(nèi)(Y/H=0.25~0.5),-0.6也可合理滿足抗風要求,而在分離泡主渦作用范圍以外(Y/H>0.5),體型系數(shù)可適量降低以減小工程造價;(3)采用峰值因子法(g=2.2)對平屋蓋進行抗風設計時,最大瞬時峰值吸力的超越概率均小于5%,即峰值因子法是適用的。這是因為本文是將峰值因子法應用于面壓力(通常均應用于點壓力),面積平均效應已將點壓力中的高頻成分過濾,使得風壓非高斯特性減弱,因此我國規(guī)范規(guī)定的g=2.2在此處是適用的。2.2.3明確規(guī)定香港規(guī)范以水平尺寸為10.2水平考慮到各國規(guī)范中平均風時距以及來流參考動壓高度不同,將美國、日本、加拿大規(guī)范中的體型系數(shù)統(tǒng)一換算為我國規(guī)范中的平均風時距10min、參考高度為各區(qū)域的平均高度下所定義的體型系數(shù),如圖17所示。圖17(b)中的端部區(qū)域?qū)挾葄為最小水平尺寸的10%或高度H的40%,兩者取小值,此外,z必須至少為水平尺寸的4%和1m;端部區(qū)域?qū)挾葃應大于6m或2z。圖17(c)中的L為2H和B中的較小者,