山地超高層建筑風(fēng)致響應(yīng)研究

李正良，魏奇科，黃漢杰，孫 毅

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045;2.中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心低速空氣動(dòng)力研究所，四川 綿陽(yáng) 621000)

山地超高層建筑風(fēng)致響應(yīng)研究

李正良1，魏奇科1，黃漢杰2，孫 毅1

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045;2.中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心低速空氣動(dòng)力研究所，四川 綿陽(yáng) 621000)

風(fēng)在山地地形的干擾下，其幅值和空間分布規(guī)律相對(duì)平地均會(huì)發(fā)生較大改變，尤其是山頂處風(fēng)速有明顯增大。如果不考慮山地的影響，仍然用平地邊界層風(fēng)場(chǎng)進(jìn)行高層建筑維護(hù)結(jié)構(gòu)和整體結(jié)構(gòu)計(jì)算將偏于不安全。以前對(duì)山地風(fēng)場(chǎng)的研究多限于平均風(fēng)的變化，而對(duì)于脈動(dòng)風(fēng)的湍流特征和頻域特性較少提及，且缺少山地與平地風(fēng)場(chǎng)中超高層建筑風(fēng)致響應(yīng)計(jì)算的對(duì)比。本文建立了鐘形、高斯形、余弦型幾種軸對(duì)稱三維山體模型，通過(guò)數(shù)值計(jì)算得到了不同山體坡度下山頂平均風(fēng)加速比。計(jì)算結(jié)果顯示，山頂平均風(fēng)有較大的增大效應(yīng)，最大加速比可達(dá)1.7，且反函數(shù)擬合結(jié)果與模擬結(jié)果更加吻合。通過(guò)與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比可見(jiàn)，平均風(fēng)的數(shù)值模擬有較高準(zhǔn)確性，湍流與試驗(yàn)相比還有一定差別。通過(guò)某超高層建筑的風(fēng)振響應(yīng)分析表明，山地風(fēng)的增大效應(yīng)對(duì)超高層建筑整體響應(yīng)計(jì)算不可忽略，位移響應(yīng)增大比例最大可達(dá)20%。

山地風(fēng)場(chǎng);CFD;風(fēng)洞試驗(yàn);超高層建筑;風(fēng)致響應(yīng)

大氣邊界層在山地地形的影響下，其幅值和空間分布規(guī)律均會(huì)發(fā)生較大改變。很多學(xué)者針對(duì)山地風(fēng)場(chǎng)進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)、數(shù)值模擬以及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)研究。Taylor［1，2］總結(jié)了早期的一些研究成果，并運(yùn)用混合譜有限差分法(MSFD)及非線性混合譜有限差分法(NLMS-FD)對(duì)山地風(fēng)流動(dòng)進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)合風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果提出了山地風(fēng)計(jì)算模型;Miller，Davenport［3］進(jìn)行了一系列二維復(fù)雜山體的風(fēng)洞試驗(yàn)，并與加拿大、英國(guó)規(guī)范和MSFD模型進(jìn)行了對(duì)比，得出了規(guī)范偏保守的結(jié)論;Weng［4］基于MSFD和NLMSFD的計(jì)算結(jié)果，考慮了表面粗糙度和風(fēng)速增大系數(shù)的非線性，提出了新的風(fēng)場(chǎng)模型;Kim［5，6］對(duì)四處典型山地地形進(jìn)行了數(shù)值模擬，選用了標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型和RNG k－ε模型兩種湍流模型，通過(guò)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比，認(rèn)為數(shù)值模擬可以作為復(fù)雜山地風(fēng)場(chǎng)預(yù)測(cè)可靠的工具;Carpenter［7］進(jìn)行了1:1 000比例的二維山地風(fēng)洞試驗(yàn)，包括坡度較小和較大的正弦截面山體、多個(gè)連續(xù)山體以及不規(guī)則山體;T.Takahashi［8］利用熱線風(fēng)速儀測(cè)量了兩種不同表面粗糙度下二維山體近地平均風(fēng)剖面、湍流度、雷諾應(yīng)力、湍動(dòng)能和湍流粘性剖面，分析了不同粗糙表面山體的湍流特性;同時(shí)，一些國(guó)家和地區(qū)規(guī)范按地形條件提供了地形影響系數(shù)以供參考。

但已有研究均只針對(duì)山地平均風(fēng)，對(duì)于山地風(fēng)的湍流特征和頻域特性研究較少，對(duì)山地風(fēng)作用下超高層建筑的響應(yīng)研究也較少。

1 山地平均風(fēng)加速比

1.1 加速比模型

加速效應(yīng)(speed-up effect)指在山地地形中，某高度平均風(fēng)速比平地相應(yīng)高度平均風(fēng)速有所增加的效應(yīng)，一般在山頂?shù)慕孛孀顬槊黠@。通常用一個(gè)無(wú)量綱的參數(shù):加速比(speed－up ratio)來(lái)定量描述加速效應(yīng):

式中:U(z)表示山地地面以上z高度處的風(fēng)速，U0(z)表示平地地面以上z高度處的風(fēng)速。

針對(duì)山頂加速比，Jackson和Hunt［9］最先提出了一種計(jì)算二維光滑山體加速效應(yīng)的解析算法，但這種算法僅僅適用于未發(fā)生流動(dòng)分離的情況;隨后Jackson［10］運(yùn)用風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬檢驗(yàn)了這種算法;Hunt［11］又對(duì)其提出了修改，使之更加趨于完善。Mason和Sykes［12］在Jackson等人的基礎(chǔ)上，將其算法延伸到單個(gè)三維山體的情況。Kaimal和Finnigan［13］通過(guò)研究指出，以Jackson和Hunt的方法為主體的算法，在計(jì)算未發(fā)生流動(dòng)分離時(shí)的最大加速效應(yīng)誤差可以小于15%到18%。

Jackson和Hunt［9］提出的算法中，對(duì)于最大加速比的規(guī)定為:

Taylor和 Lee［14］的在 Jackson算法基礎(chǔ)上提出了“原始算法”，可以計(jì)算山頂不同高度處的加速比:

圖1 山體形狀及加速效應(yīng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of a hill and the speed-up effect

1.2 一些國(guó)家和地區(qū)風(fēng)荷載規(guī)范關(guān)于地形修正系數(shù)的建議

1.2.1 中國(guó)規(guī)范［15］

風(fēng)壓高度變化系數(shù)考慮地形條件的影響系數(shù)在山頂處可用以下公式計(jì)算:

tgα是山峰或山坡在迎風(fēng)面一側(cè)的坡度;κ是系數(shù)，對(duì)山峰取3.2，對(duì)山坡取1.4;H是山峰或山坡高度;z是建筑物計(jì)算位置離地面的高度(當(dāng)z＞2.5H時(shí)，取z=2.5H)。對(duì)于山峰和山坡的其他部位，影響系數(shù)按η的線性插值確定。

1.2.2 美國(guó)最小荷載規(guī)范(ASCE)［16］

風(fēng)速地形增大因子Kzt，其表達(dá)式如下:

表1 美國(guó)規(guī)范中地形影響系數(shù)各參數(shù)的取值Tab.1 Coefficients for Kztin ASCE

美國(guó)規(guī)范總結(jié)了 Taylor［1，2］和 Weng［4］的研究成果，綜合考慮了地貌類別，山體形狀，山體坡度等的影響。

1.2.3 加拿大規(guī)范及ISO標(biāo)準(zhǔn)

加拿大規(guī)范［17］及 ISO 標(biāo)準(zhǔn)［18］的思想同美國(guó)規(guī)范基本相同，僅K1的系數(shù)取值不同:

(1)加拿大規(guī)范不考慮地貌類別差異，山脊、陡坡和小山各地形 K1的系數(shù)分別為2.2、1.3 和1.6，比美國(guó)規(guī)范各類地貌K1的系數(shù)都大;

(2)ISO標(biāo)準(zhǔn)也不考慮地貌類別差異，山脊、陡坡和小山各地形 K1的系數(shù)分別為 2.0、1.8 和1.6。

1.2.4 日本規(guī)(AIJ)［19］

地形影響系數(shù)可由式(6)確定。

1.2.5 澳大利亞規(guī)范(AS/NZS)［20］

① 當(dāng) H/2Lu＜0.05 時(shí)，Mh=1.0;

② 當(dāng)0.05≤H/2Lu≤0.45 時(shí)，

③ 當(dāng)H/2Lu＞0.45時(shí)，山頂近地面的流動(dòng)分離區(qū)

H是小山、山脊或陡坡的高度;Lu是小山、山脊或陡坡頂至半山高的水平距離;x是建筑物上風(fēng)向或下風(fēng)向至山頂?shù)乃骄嚯x;L1取0.36Lu或0.4H的較大值;L2除了陡坡的下風(fēng)向取10L1外，其他均取4L1;Z是離地面高度。

1.2.6 不同規(guī)范的對(duì)比分析

一個(gè)三維山體，高150 m，半山高到山頂?shù)木嚯x300 m，坡度h/L1=0.5。根據(jù)各規(guī)范計(jì)算的山頂平均風(fēng)增大系數(shù)見(jiàn)圖2。

可見(jiàn)，根據(jù)各參考模型計(jì)算的山頂位置平均風(fēng)增大系數(shù)相差較大。中國(guó)規(guī)范計(jì)算值最大，美國(guó)規(guī)范次之，日本和澳大利亞規(guī)范接近。并由此說(shuō)明，山地風(fēng)場(chǎng)平均風(fēng)的加速效應(yīng)仍然沒(méi)有一個(gè)相對(duì)一致的研究結(jié)果。

2 山地風(fēng)場(chǎng)特性數(shù)值模擬

2.1 幾何建模及網(wǎng)格劃分

本文采用Fluent建立模型進(jìn)行數(shù)值模擬。計(jì)算域在豎直方向取為10 H，模型上游10 H，下游20 H，寬度20 H，模型采用六面體映射網(wǎng)格劃分計(jì)算區(qū)域。山體近壁網(wǎng)格劃分較密，取網(wǎng)格豎向尺寸為H/150，遠(yuǎn)離壁面網(wǎng)格尺寸為H/2。山體的幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示。

2.2 邊界條件設(shè)定和求解設(shè)置

入流面選用速度進(jìn)口邊界。速度剖面選用中國(guó)規(guī)范B類場(chǎng)地，取α=0.16。湍流度剖面和湍流積分尺度參考日本規(guī)范。

在入流處直接給定湍動(dòng)能k和湍流耗散率ε:

出流面采用自由出流邊界，流域頂部和兩側(cè)采用對(duì)稱邊界，等價(jià)于自由滑移壁面邊界。地面采用無(wú)滑移的壁面條件，且在地面引入粗糙壁面修正［21］。由于鈍體繞流將出現(xiàn)分離、再附、沖撞、環(huán)繞及旋渦等復(fù)雜的流動(dòng)，所以選用非平衡壁面函數(shù)來(lái)模擬壁面附近復(fù)雜的流動(dòng)現(xiàn)象。

壓力－速度求解選用耦合算法求解，同時(shí)選用二階迎風(fēng)格式離散控制方程，以減少假擴(kuò)散誤差。湍流模型采用RNG k－ε模型，可較好的處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大的流動(dòng)［22］。

2.3 山體形狀影響

常用的山體形狀模型包括鐘型、高斯型和余弦型。

式中:r為到山頂?shù)乃骄嚯x，h是山體高度，L是山頂?shù)桨肷礁叨忍幍乃骄嚯x。圖4是不同山體形狀加速比計(jì)算結(jié)果。

可見(jiàn)，山體形狀對(duì)山頂平均風(fēng)加速比影響不大。因此本次模擬和相關(guān)試驗(yàn)就采用同一種山體形狀——余弦型山體。

表2 不同山體形狀山頂加速比對(duì)比Tab.2 The comparison of speed-up ratio at the hilltop of different hill shapes

2.4 山頂加速比沿高度的分布

綜合前面的分析，可以看出加速比沿高度的分布可以歸納為兩種形式:一種是以美國(guó)規(guī)范為代表的指數(shù)函數(shù)形式;一種是以澳大利亞規(guī)范為代表的反函數(shù)形式。取較緩和較陡兩種坡度，分別運(yùn)用公式(14a)和(14b)對(duì)山頂平均風(fēng)加速比數(shù)值計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行擬合，如圖5所示。

式中ΔSmax反映的山頂表面的最大加速比，而k反映的是加速比的影響高度。

圖4 數(shù)值模擬結(jié)果的擬合Fig.4 The fitting of the numerical simulation result

可見(jiàn)，不管坡度是緩還是陡，用反函數(shù)的形式進(jìn)行擬合的結(jié)果與數(shù)值模擬吻合更好。因此，本文都采用反函數(shù)的形式進(jìn)行擬合。

2.5 山體坡度影響

由澳大利亞規(guī)范可得:

可以看出澳大利亞規(guī)范中ΔSmax隨山體坡度線性增加，一直到坡度為0.9時(shí)趨于0.714，而k與山體坡度呈反函數(shù)關(guān)系，最后趨于0.4 H。

對(duì)不同坡度下山頂加速比數(shù)值模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行參數(shù)ΔSmax和k二次擬合的結(jié)果可見(jiàn)圖5、圖6。

其中坡度β=H/LH。

由圖6可見(jiàn)，參數(shù)k用式(16b)擬合的結(jié)果與計(jì)算結(jié)果非常吻合，但與澳大利亞規(guī)范相比，明顯要小。

2.6 湍流特征

湍流的強(qiáng)弱主要由湍動(dòng)能來(lái)衡量。類比于平均風(fēng)速，山地風(fēng)場(chǎng)湍動(dòng)能的改變也可以用湍動(dòng)能增大系數(shù)來(lái)表示，如公式(17)所示。

由圖6可見(jiàn)，與澳大利亞規(guī)范相比，參數(shù)ΔSmax數(shù)值模擬和擬合結(jié)果比規(guī)范要大，同時(shí)曲線形狀也有所不同。規(guī)范采用的是折線形模型，而計(jì)算結(jié)果可以用經(jīng)過(guò)原點(diǎn)的三次多項(xiàng)式如式(16a)擬合，擬合效果很好。

式中:k(z)表示山地地面以上z高度處的湍動(dòng)能，k0(z)表示平地地面以上z高度處的湍動(dòng)能。

由圖可以看出，當(dāng)坡度較小時(shí)，山頂近地湍動(dòng)能比來(lái)流湍動(dòng)能略小，分析原因可能是數(shù)值模擬大氣邊界層的不平衡原因引起的。對(duì)于這個(gè)問(wèn)題，很多學(xué)者進(jìn)行了研究［23］，但是有效的保持大氣邊界層水平平衡性，尤其是近地表水平平衡性的方法還沒(méi)有得到。

隨著坡度增大，底部湍動(dòng)能逐漸增大，但增大并不明顯。而邊界層上部湍動(dòng)能卻略有減小，分析原因應(yīng)該為上部邊界層基本沒(méi)有受到山地的干擾，因此如果以絕對(duì)高度來(lái)比較，應(yīng)該是相等的，但是增大系數(shù)是以相對(duì)于地表的高度來(lái)比較的，而湍流度隨高度越高而約小，因此上部邊界層湍動(dòng)能增大系數(shù)還略有減小?？偟膩?lái)說(shuō)，山頂湍動(dòng)能的變化不大，沒(méi)有平均風(fēng)速的增大效應(yīng)明顯。

3 山地風(fēng)場(chǎng)風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)比

試驗(yàn)在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心低速所1.4 m×1.4 m風(fēng)洞中進(jìn)行。幾何模型縮尺比為1∶1 000，風(fēng)速縮尺比約為1∶2.5，測(cè)試儀器采用排管和電子掃描閥。對(duì)大氣邊界層進(jìn)行了細(xì)致的調(diào)試，評(píng)價(jià)指標(biāo)包括平均風(fēng)速剖面、湍流度剖面、脈動(dòng)風(fēng)功率譜、各指標(biāo)均滿足要求。試驗(yàn)湍流積分尺度結(jié)果約為0.2m，換算到實(shí)際尺度約200 m，與大氣邊界層的湍流積分尺度基本一致。

山體坡度分別為0.5和1.0時(shí)，山頂平均風(fēng)加速比數(shù)值模擬和試驗(yàn)的對(duì)比見(jiàn)圖8。

圖7 湍動(dòng)能增大系數(shù)Fig.7 Increasing coefficient of turbulent kinetic energy

圖8 平均風(fēng)加速比數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)比Fig.8 Comparison of the speed-up ratio

由圖8可知，不管較緩的山體還是陡峭的山體，數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)的結(jié)果都非常接近，數(shù)值模擬的結(jié)果略大，加速比沿高度的分布基本相同。數(shù)值模擬在平均風(fēng)速風(fēng)壓的模擬方面已經(jīng)比較準(zhǔn)確。本文擬合的山地平均風(fēng)加速比公式為對(duì)山地平均風(fēng)取值提供了參考。

但是從許多學(xué)者進(jìn)行數(shù)值模擬的經(jīng)驗(yàn)來(lái)看，風(fēng)場(chǎng)湍流模擬方面與試驗(yàn)相比還有一定差距。以下列出本文數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)湍動(dòng)能的對(duì)比，如圖9。

由湍動(dòng)能增大系數(shù)對(duì)比可以看出，數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果基本都分布在－0.2～0.2之間，在邊界層上部比較吻合，但是在近地部分有較大差別。數(shù)值模擬比風(fēng)洞試驗(yàn)在近地高處湍動(dòng)能要高，估計(jì)與模擬采用的湍流模型有關(guān)，兩參數(shù)的高雷諾數(shù)湍流模型都過(guò)大的估計(jì)了近地處的湍動(dòng)能。因此，數(shù)值模擬的結(jié)果比試驗(yàn)要高。

由于數(shù)值模擬采用的定常計(jì)算，并不能反映風(fēng)場(chǎng)的頻域特性，因此山地風(fēng)場(chǎng)的頻域特性只能通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)得到。為此將風(fēng)洞試驗(yàn)中，山頂位置脈動(dòng)風(fēng)速功率譜與前方來(lái)流參考脈動(dòng)風(fēng)速功率譜進(jìn)行對(duì)比如圖10。

由圖可見(jiàn)，山頂位置縱向脈動(dòng)風(fēng)速功率譜與來(lái)流脈動(dòng)風(fēng)速基本一致。山頂位置與平地相比，頻域特征基本相同。

4 山地風(fēng)場(chǎng)下超高層建筑風(fēng)振響應(yīng)分析

某超高層建筑總高300 m，特征寬度50 m，高寬比為6.0，單位高度質(zhì)量5×105kg/m。由于超高層建筑各頻率間隔較大，振型間的耦合影響較小，同時(shí)高階振型影響較小，因此本文僅計(jì)算超高層建筑的一階位移響應(yīng)。一階振型取為線性振型，一階頻率0.15 Hz，周期約為7 s，阻尼比1.5%，基本風(fēng)壓取為0.55 kPa。通過(guò)抖振頻域分析方法計(jì)算建筑的風(fēng)振響應(yīng)，以得到山地對(duì)超高層建筑風(fēng)振響應(yīng)的影響范圍

由數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)的結(jié)果可知，山頂位置風(fēng)場(chǎng)的湍流特性和頻域特性變化不大，因此本文平地和山頂位置的風(fēng)速譜均直接選用廣泛應(yīng)用的Davenport譜，見(jiàn)公式(19);相干函數(shù)采用指數(shù)形式，如公式(20)，取Cy=7。

則一階廣義力譜可由各層荷載互譜乘以振型的平方在空間上積分得到，如公式(21);

一階廣義力譜乘以傳遞函數(shù)就得到一階廣義位移譜，然后再乘以振型的平方就可以得到各層位移譜，如公式(22);

對(duì)各層位移譜頻域積分可得各層位移根方差值，如公式(23);再乘以峰值系數(shù)3.0，疊加上平均靜力響應(yīng)，即可得到超高層建筑的總響應(yīng)。

表3 平地與山地高層1建筑頂部位移響應(yīng)對(duì)比Tab.3 Displacement response of building in flat terrain and in hilly terrain

平地超高層建筑和坡度為0.5的山頂位置超高層建筑風(fēng)振響應(yīng)對(duì)比見(jiàn)表3，由表3可見(jiàn)，當(dāng)超高層建筑位于坡度為0.5的山地的山頂時(shí)，超高層建筑的平均位移響應(yīng)、動(dòng)力位移響應(yīng)以及總位移響應(yīng)都比相應(yīng)的平地要大。其中平均位移響應(yīng)增大約28%，動(dòng)力位移響應(yīng)增大約20%，總的位移響應(yīng)增大24%。

雖然山體坡度越大，近地風(fēng)場(chǎng)平均風(fēng)加速比越大，但是影響的高度也越小。因此坡度越大，對(duì)超高層建筑的影響并不一定一直增大，會(huì)存在一個(gè)極值坡度。與平地情況相比，將不同坡度下超高層建筑的頂部位移風(fēng)振響應(yīng)放大系數(shù)計(jì)算如圖11所示。

由圖11可見(jiàn)，對(duì)于算例特定的超高層建筑而言，按美國(guó)規(guī)范的公式，超高層建筑的頂部位移響應(yīng)在坡度為0.2時(shí)達(dá)到最大，與平地相比頂部位移放大系數(shù)達(dá)到1.3。按澳大利亞規(guī)范計(jì)算頂部位移放大系數(shù)隨坡度增大而增大，直到坡度為0.9時(shí)趨于平穩(wěn)，最大達(dá)1.25。按數(shù)值模擬結(jié)果計(jì)算的頂部位移響應(yīng)在山體坡度為0.7時(shí)達(dá)到最大，頂部位移放大系數(shù)1.2。如果把澳大利亞規(guī)范在坡度大于0.9的部分可以看作是保守的歸并，那么數(shù)值模擬的極值坡度正好在美國(guó)規(guī)范和澳大利亞規(guī)范之間。

圖11 不同坡度建筑頂部位移放大系數(shù)Fig.11 Displacement increasing coefficient by different slope

5 結(jié)論

由數(shù)值模擬的分析，以及和風(fēng)洞試驗(yàn)的對(duì)比可以得出以下結(jié)論:

(1)山地對(duì)平均風(fēng)有較大的增大效應(yīng)，山頂位置最大加速比可達(dá)1.7，對(duì)維護(hù)結(jié)構(gòu)的計(jì)算要嚴(yán)加考慮。

(2)山頂平均風(fēng)最大加速比先增大后減小，而影響高度系數(shù)隨坡度增大呈反函數(shù)減小。本文擬合的山地平均風(fēng)加速比公式為山地平均風(fēng)取值提供了參考。

(3)數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)的對(duì)比可以看出，平均風(fēng)的模擬有較高準(zhǔn)確性，湍流模擬與試驗(yàn)結(jié)果相比還有一定差距。

(4)通過(guò)某超高層建筑的風(fēng)振響應(yīng)分析表明，山地風(fēng)的增大效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)計(jì)算不可忽略，位移響應(yīng)增大比例最大可達(dá)20%。

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Wind-induced response of super tall buildings in hilly terrain

LI Zheng-liang1，WEI Qi-ke1，HUANG Han-jie2，SUN Yi1

(1.College of Civil Engineering，Chongqing University，Chongqing 400045，China;2.China Aerodynamics Research＆ Development Center，Mianyang 621000，China)

Considerable changes of amplitude and spatial distribution of wind velocity take place under interfering of hilly terrain.Wind load and response of super tall buildings at special locations in hilly terrain are significantly different from those in flat terrain，therefore，the current methods for calculating wind-induced response of super tall buildings in flat terrain may be unsafe under condition of hilly terrain.Previous studies were mainly focused on mean wind speed-up effect，and very few studies on turbulent characteristic of pulsive wind are involved with this subject.Besides，there is no comparison between results of wind induced response of super tall buildings in hilly terrain and those in flat terrain.Herein，several kinds of 3D hill model including bell，Gaussian and cosine shaped ones were established with CFD software Fluent.Vertical profiles of mean wind velocity at crest were calculated under different hill slopes.The numerical simulation showed that the great speed-up effect is found at crest and the maximum speed-up ratio reaches 1.7;the results with those using inverse functions;compared to the test data，the simulation of mean velocity is accurate，but the numerical simulation of turbulent has a certain difference.A numerical example of wind-induced response of a super-tall building showed that the effect of hilly terrain can't be ignored，and its displacement response in hilly terrain increases 20%compared with that in flat terrain.

hilly terrain wind field;CFD;wind tunnel test;super tall buildings;wind-induced response

TU973+.31

A

國(guó)家自然科學(xué)基金重大研究計(jì)劃(90715024)

2010－02－05 修改稿收到日期:2010－03－01

李正良 男，教授，博士生導(dǎo)師，1963年生