雙坡屋面低矮房屋風(fēng)致內(nèi)壓的數(shù)值模擬

肖明葵，趙民，王濤

（1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045；2.重慶大學(xué) 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045）

雙坡屋面低矮房屋風(fēng)致內(nèi)壓的數(shù)值模擬

肖明葵1，2，趙民1，王濤1

（1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045；2.重慶大學(xué) 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045）

針對圍護(hù)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)洞口后風(fēng)致內(nèi)壓與外壓聯(lián)合作用這一造成建筑物嚴(yán)重破壞的主要原因，應(yīng)用計算流體力學(xué)軟件ANSYS Fluent 12.0，選用基于Reynolds時均的標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型，對低矮房屋單一主洞口及多洞口模型進(jìn)行不同工況的數(shù)值模擬分析.結(jié)果表明：單一洞口工況下開孔率對風(fēng)致內(nèi)壓影響很小，而開洞位置對各表面風(fēng)致內(nèi)壓分布的影響顯著；多洞口工況0°風(fēng)向角時，平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)隨著洞口面積比的增大而增大，但增大趨勢逐漸變緩；縱墻和屋面同時開洞且開洞面積比一定時，結(jié)構(gòu)平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)向角變化顯著，且內(nèi)壓分布的不均勻性顯著增強(qiáng).

計算流體力學(xué)；雙坡屋面；風(fēng)致內(nèi)壓；數(shù)值模擬；湍流模型

國內(nèi)外風(fēng)災(zāi)調(diào)查數(shù)據(jù)表明，全球每年由于風(fēng)災(zāi)造成的損失在100億美元以上，其中由于低矮房屋損毀造成的損失占50%以上［1］；在國內(nèi)，由于風(fēng)致內(nèi)壓和外風(fēng)壓的聯(lián)合作用，破壞最多的是圍護(hù)結(jié)構(gòu)及屋面體系［2－3］.Liu，Vickery，Stathopoulos，Holmes等［4－7］早在19世紀(jì)70年代就研究了圍護(hù)結(jié)構(gòu)突然出現(xiàn)洞口時，屋蓋結(jié)構(gòu)的瞬態(tài)動力響應(yīng)和Helmholtz共振的影響.Woods等［8］通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究孔隙率和主洞口對非穩(wěn)態(tài)和穩(wěn)態(tài)階段風(fēng)致內(nèi)壓的影響，考慮了單一主洞口以及迎風(fēng)面和背風(fēng)面各開一個主洞口的情況，但是沒有考慮風(fēng)向角的影響.Beste等［9］研究了低矮建筑風(fēng)致內(nèi)壓與平均外風(fēng)壓的相關(guān)性.Sharma等［10－11］對單一主洞口情況下圍護(hù)結(jié)構(gòu)柔度對風(fēng)致內(nèi)壓和凈風(fēng)壓的影響進(jìn)行了研究，顯示圍護(hù)結(jié)構(gòu)的柔度能降低Helmholtz共振頻率并增大阻尼；此外，通過風(fēng)洞試驗(yàn)對一縮尺模型進(jìn)行了斜風(fēng)作用下建筑存在單一主洞口時的Helmholtz共振現(xiàn)象的研究.在國內(nèi)，樓文娟、盧旦、余世策等［12－14］對結(jié)構(gòu)突然開洞后大跨屋蓋的風(fēng)致振動響應(yīng)及內(nèi)風(fēng)壓進(jìn)行了研究.以上研究主要集中在開洞瞬間圍護(hù)結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)和可能發(fā)生Helmholtz共振的情況，而流動達(dá)到穩(wěn)態(tài)階段后內(nèi)風(fēng)壓規(guī)律則沒有得到足夠的重視，相應(yīng)的研究較少.宋芳芳等［15］對穩(wěn)態(tài)階段洞口分布位置和數(shù)量變化，以及風(fēng)向角等因素對內(nèi)風(fēng)壓分布規(guī)律的影響進(jìn)行了研究，但文中沒有提及開孔率對內(nèi)壓分布的影響，并且在考慮多洞口工況時，其洞口分布較單一.因此，本文針對開孔率及單一洞口和多洞口工況對風(fēng)致內(nèi)壓的影響進(jìn)行數(shù)值模擬研究.

1 單一主洞口模型的數(shù)值模擬

目前研究結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載方法主要有理論方法、現(xiàn)場實(shí)測和風(fēng)洞試驗(yàn)3種.由于大氣邊界層中鈍體繞流是非常復(fù)雜的，對于結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載，很難從流體力學(xué)理論上直接進(jìn)行分析.風(fēng)洞試驗(yàn)是目前公認(rèn)較為準(zhǔn)確的確定結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的方法.低矮房屋的全尺寸場地試驗(yàn)開展得較多，頗具影響的是美國德州理工大學(xué)風(fēng)工程研究現(xiàn)場試驗(yàn)室（WERFL）的TTU建筑模型場地試驗(yàn)［16－18］.風(fēng)洞試驗(yàn)和現(xiàn)場實(shí)測都存在著試驗(yàn)經(jīng)費(fèi)大、周期長的問題.隨著計算機(jī)軟硬件水平的飛速發(fā)展和計算流體動力學(xué)技術(shù)的不斷完善，出現(xiàn)了與試驗(yàn)相對應(yīng)的數(shù)值模擬方法，并已逐步成為繼風(fēng)洞試驗(yàn)后預(yù)測建筑物表面風(fēng)壓、周圍風(fēng)速和湍流特性的有效方法 .只要參數(shù)取得合理，數(shù)值模擬分析結(jié)果與理論計算值和文獻(xiàn)［17－18］試驗(yàn)的實(shí)測結(jié)果可以較好地吻合.

1.1 幾何建模及網(wǎng)格劃分

基本廠房模型：特征尺寸（長（L）×寬（W）×高（H））為60m×21m×7.8m；單跨、雙坡屋面；屋面坡度為5°；檐口高度為7.8m.計算流域分為外域和內(nèi)域，其外域尺寸為260m×200m×60m，內(nèi)域尺寸為50m×100m×30m［19］，內(nèi)域網(wǎng)格加密處理.建筑物置于流域沿流向前1／3處，流域設(shè)置滿足阻塞率小于3%的要求.

首先模擬0°風(fēng)向角時的5種單一主洞口的工況.當(dāng)一個洞口的面積大于背景孔隙泄露面積的2倍時，就可以把它定義為主洞口，主洞口處的外風(fēng)壓性質(zhì)對于內(nèi)風(fēng)壓的大小起著決定性的作用.5種洞口分別設(shè)置在強(qiáng)風(fēng)中容易發(fā)生破壞的位置，其洞口的尺寸和位置如圖1和表1所示.表1中：a為開洞率；洞口尺寸為寬（W）×高（H）.

圖1 雙坡屋面廠房模型洞口位置及風(fēng)向角示意圖Fig.1 Model size and wind attack angle of plant house with gable roof

表1 雙坡屋面廠房各模型信息Tab.1 Model′s information of plant house with gable roof

1.2 邊界條件及參數(shù)的設(shè)定

速度進(jìn)流邊界條件采用指數(shù)率模擬大氣邊界層風(fēng)速剖面［20］，即有

式（1）中：Z0為參考高度；U0為參考高度處風(fēng)速，文中參考高度統(tǒng)一取10m［21］，U0＝12.8m·s－1；Z，U分別為流域中任意一點(diǎn)高度和其對應(yīng)的平均風(fēng)速；α為地面粗糙度指數(shù)，由于廠房多位于城市郊區(qū)或鄉(xiāng)鎮(zhèn)，故取B類地貌，α＝0.16.

出流面上采用完全發(fā)展出流邊界條件，即流域頂部和兩側(cè)采用對稱邊界條件，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.在風(fēng)場模擬中，我國現(xiàn)行規(guī)范還沒有明確的湍流度要求，文中對B類風(fēng)場的湍流強(qiáng)度參考日本規(guī)范建議的湍流強(qiáng)度I取值［3，19，22］，即

在B類風(fēng)場下，式（2）中各符號取值如下：I0＝0.23；γ＝0.2；Zb＝5m；梯度風(fēng)高度Zg＝350m.計算中，在進(jìn)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)，有

式（3）中：Cu＝0.09；湍流積分尺度l＝0.07L，L為建筑物的特征尺寸.

大氣邊界層風(fēng)速剖面u、湍動能k和湍流耗率ε采用Fluent提供的UDF（user defined functions）編程與Fluent作接口實(shí)現(xiàn).計算采用3D單精度，分離式求解器，空氣模型選用不可壓縮的常密度空氣模型，對流項(xiàng)的離散采用精度較高的二階迎風(fēng)格式，速度壓力耦合采用SIMPLEC算法，選用非平衡壁面函數(shù)模擬壁面附近復(fù)雜的流動現(xiàn)象.計算迭代收斂的標(biāo)準(zhǔn)為所有變量的量綱殘差降至10－4以下.

1.3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

風(fēng)壓系數(shù)CP以10m高度處的流動壓作為無量綱化的參考風(fēng)壓來計算，即有

式（4）中：ˉP為平均風(fēng)壓；P0為參考風(fēng)壓；ρ為空氣密度；ˉUh為參考高度處的平均風(fēng)速.

1.3.1 開孔率的影響 以模型1為基準(zhǔn)，僅改變縱墻開孔率，分別對開孔率為0.02，0.10，0.25，0.50和1.00等5種工況進(jìn)行模擬.分析結(jié)果表明：縱墻開洞大小對模型各面平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)影響較??；內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)在0.70～0.75之間波動，且在各個面分布均勻；外風(fēng)壓系數(shù)幾乎不隨開洞面積大小的變化而變化.說明在單面開洞情況下，開洞的大小對模型周圍流場的影響較小，對建筑內(nèi)外表面的平均風(fēng)壓的影響是可以忽略的.

1.3.2 不同開洞位置的模擬 由于開孔率對建筑內(nèi)外表面的平均風(fēng)壓的影響很小，因此對表1中開洞位置不同的各模型進(jìn)行數(shù)值模擬，并將結(jié)果與封閉模型數(shù)值模擬結(jié)果做對比分析，如表2所示.表2中：凈風(fēng)壓系數(shù)等于外風(fēng)壓系數(shù)與內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)之差.

表2 0°風(fēng)向角時模型各面風(fēng)壓系數(shù)模擬結(jié)果Tab.2 Simulation results of pressure coefficients of models at wind attack angle 0°

從表2可以看出：模型各面的風(fēng)致內(nèi)壓分布都很均勻，平均風(fēng)壓系數(shù)相差很小，所以可以用一個平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)來表示整個結(jié)構(gòu)的風(fēng)致內(nèi)壓.0°風(fēng)向角時，5種開洞位置中不利情況出現(xiàn)在模型1和模型4，迎風(fēng)縱墻開洞時除迎風(fēng)縱墻本身外，其余各面的凈風(fēng)壓系數(shù)相對于封閉結(jié)構(gòu)外表面風(fēng)壓系數(shù)均增大兩倍以上 .屋檐處開洞時內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)相對其他幾種工況十分突出，這是由于屋面坡度較小時，來流在屋檐處由于漩渦脫落形成負(fù)壓極值區(qū)，最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)各面承受較大的正壓力 .這不會導(dǎo)致圍護(hù)結(jié)構(gòu)被風(fēng)吹跑等破壞，但仍應(yīng)考慮其與恒載共同作用時的不利影響 .此外，其他3種開洞位置模型均降低了除迎風(fēng)縱墻外各面的風(fēng)壓系數(shù).

表2同時表明：開洞對模型各面外風(fēng)壓分布影響較小.從結(jié)構(gòu)內(nèi)、外壓平衡的角度看，表面開一個主洞口時，內(nèi)外氣壓在達(dá)到平衡后，內(nèi)部氣流幾乎沒有流動，則內(nèi)部壓力處處相等，且等于洞口處風(fēng)壓.內(nèi)、外壓的這種平衡作用使模型在開孔處猶如產(chǎn)生一道“氣墻”，因而開孔對模型周圍空氣流場的破壞程度不大.此時對于建筑外部而言，相當(dāng)于沒有開孔，故孔口處的風(fēng)壓等于沒有開孔時的外部風(fēng)壓，則平均內(nèi)壓也等于沒有開孔時的孔口處外壓.

2 多洞口模型的數(shù)值模擬

以上討論的是開單一主洞口情況下風(fēng)致內(nèi)壓問題，而實(shí)際情況下強(qiáng)風(fēng)導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)圍護(hù)結(jié)構(gòu)破壞是難以預(yù)料的，有可能出現(xiàn)多處破壞的情況 .下面研究0°風(fēng)向角時迎風(fēng)縱墻A與背風(fēng)屋面B（背風(fēng)縱墻B）同時開洞情況下的風(fēng)致內(nèi)壓問題，主要考察多洞口情況下外風(fēng)壓變化情況，以及風(fēng)致內(nèi)壓隨洞口面積比（β）變化的規(guī)律 .其中：β為迎風(fēng)縱墻A的開洞面積AW與背風(fēng)面的開洞面積AL的比.圖2為多洞口位置與風(fēng)向角示意圖，其網(wǎng)格劃分、邊界條件及參數(shù)設(shè)置均與節(jié)1.2相同.

圖2 多洞口模型與風(fēng)向角示意圖Fig.2 Multi－opening model and wind attack angle

2.1 迎風(fēng)縱墻與屋面同時開洞的模擬

基本模型與節(jié)1.1相同，縱墻A上洞口尺寸為4m×3.5m；屋面B上洞口尺寸為20m×2.5m時，對應(yīng)縱墻A上洞口數(shù)量分別取1，2，4，8，10個；屋面B上洞口尺寸為10m×2.5m時，對應(yīng)縱墻A上洞口數(shù)量取6，10個，由此共得到7種組合工況.7種組合工況對應(yīng)的洞口面積比（β）分別為0.28，0.56，1.12，2.24，2.80，3.36和5.60.

7種工況多洞口模型結(jié)構(gòu)表面平均風(fēng)壓系數(shù)的數(shù)值模擬，如表3所示.表3中：CˉP，E為平均外風(fēng)壓系數(shù)；CˉP，I為平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù).由表3可知：不同開洞面積比對結(jié)構(gòu)表面平均外風(fēng)壓系數(shù)的影響很小，可以認(rèn)為在流動穩(wěn)態(tài)階段結(jié)構(gòu)內(nèi)部風(fēng)場對外部風(fēng)場的影響較小.

表3 各工況多洞口模型結(jié)構(gòu)表面平均風(fēng)壓系數(shù)Tab.3 Mean internal and external pressure coefficients of multi－opening models

當(dāng)開洞面積比β一定時，結(jié)構(gòu)各表面內(nèi)壓系數(shù)分布均勻，可以用一個平均值來表示結(jié)構(gòu)各面的平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù).在迎風(fēng)縱墻與屋面同時開洞時，7種工況的結(jié)構(gòu)表面內(nèi)壓系數(shù)隨開洞面積比β變化的模擬結(jié)果與理論計算結(jié)果的比較，如圖3所示.

圖3 迎風(fēng)縱墻與屋面同時開洞的模擬與計算結(jié)果比較Fig.3 Simulation results for the openings on both windward wall and roof

2.2 迎風(fēng)縱墻與背風(fēng)縱墻同時開洞的模擬

基本模型仍與節(jié)1.1相同，迎風(fēng)縱墻A和背風(fēng)縱墻B上洞口尺寸均為4m×3.5m，各墻面洞口數(shù)量及其組合見表4，由此共得到6種組合工況，洞口面積比β分別為0.2，0.4，1.0，2.5，4.0，8.0.其網(wǎng)格劃分、邊界條件及其他參數(shù)設(shè)置均與節(jié)1.2相同.

由數(shù)值模擬結(jié)果可知，迎風(fēng)縱墻與背風(fēng)縱墻同時開洞情況下，建筑內(nèi)部流場受開洞位置的影響較大；內(nèi)壓分布的不均勻性比單一主洞口時顯著增強(qiáng)，尤其是背風(fēng)縱墻和背風(fēng)屋面的內(nèi)風(fēng)壓受流場影響較大.為考慮內(nèi)壓隨洞口面積比的變化情況，仍以單位面積的風(fēng)壓系數(shù)加權(quán)平均值來表示內(nèi)風(fēng)壓系數(shù) .在迎風(fēng)縱墻與背風(fēng)縱墻同時開洞時，其平均內(nèi)壓系數(shù)隨β變化的數(shù)值模擬與理論計算結(jié)果比較，如圖4所示.圖5為不同β時各面平均外壓系數(shù)變化情況.

由以上分析結(jié)果可得多洞口情況的幾點(diǎn)結(jié)論：1）0°風(fēng)向角時，迎風(fēng)面與背風(fēng)面同時開洞工況下，風(fēng)致外壓不隨洞口面積比β的改變而變化，說明在流動穩(wěn)態(tài)階段洞口處空氣流動達(dá)到平衡狀態(tài)，結(jié)構(gòu)內(nèi)部風(fēng)場對外部風(fēng)場的影響較??；2）平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)隨著洞口面積比的增大而增大，但增大趨勢逐漸變緩，當(dāng)洞口面積比大于3后趨于常值，且數(shù)值模擬結(jié)果與由文獻(xiàn)［4］推導(dǎo)的理論計算公式計算結(jié)果趨勢完全吻合，但仍存在一定誤差.

表4 迎風(fēng)縱墻與背風(fēng)縱墻開洞組合Tab.4 Opening combination of windward wall and leeward wall

圖4 迎風(fēng)縱墻與背風(fēng)縱墻同時開洞的模擬與計算結(jié)果比較Fig.4 Simulation results for the openings on both windward wall and leeward wall

圖5 各表面外壓系數(shù)隨洞口 面積比的變化情況Fig.5 Variation of External pressure coefficients to different opening ratios

3 不同風(fēng)向角工況的數(shù)值模擬

3.1 模型描述

以上所討論的均是0°風(fēng)向角下結(jié)構(gòu)表面內(nèi)壓分布情況，下面以節(jié)2.1的工況7模型為基礎(chǔ)討論風(fēng)向角對內(nèi)壓分布的影響.圖2為其風(fēng)向角的定義，順時針為正，風(fēng)向角的變化從0°到90°，間隔為15°，共7種工況.由前述可知，當(dāng)洞口面積比大于3，其平均內(nèi)壓系數(shù)趨于常值，本節(jié)所討論模型洞口面積比β為5.6.由于隨著風(fēng)向角的變化，圖2結(jié)構(gòu)各表面不再嚴(yán)格符合迎風(fēng)面或背風(fēng)面的定義，洞口面積比β是變量，本節(jié)定義β是縱墻A與屋面B的洞口面積比，其他邊界條件及參數(shù)的設(shè)定參照節(jié)1.2.

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

不同風(fēng)向角下，結(jié)構(gòu)內(nèi)表面平均風(fēng)壓系數(shù)及其標(biāo)準(zhǔn)差，如圖6所示.由圖6可以看出：隨著風(fēng)向角的增大，平均內(nèi)壓系數(shù)呈減小趨勢，同時內(nèi)壓分布的不均勻性顯著增強(qiáng).這是由于在斜風(fēng)向作用下，結(jié)構(gòu)外表面風(fēng)壓分布十分不均勻，當(dāng)結(jié)構(gòu)表面有多處洞口時，氣流從外風(fēng)壓大的洞口處流入，從外風(fēng)壓相對小一些的洞口流出，結(jié)構(gòu)內(nèi)部靠近洞口處和轉(zhuǎn)角的地方多處均有漩渦產(chǎn)生，也就導(dǎo)致了內(nèi)壓分布的不均勻.

圖6 不同風(fēng)向角下平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)和內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差Fig.6 Mean internal pressure coefficients and standard deviation at different wind attack angles

屋面凈風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)向角變化的情況，如圖7所示.由圖7可以看出：0°風(fēng)向角下屋面平均凈風(fēng)壓系數(shù)取最大值，相比封閉結(jié)構(gòu)屋面凈壓增大約1.6倍.所述模型與文獻(xiàn)［15］縱墻和山墻同時開洞模型得到相同的結(jié)論.

4 結(jié)論

圖7 不同風(fēng)向角下屋面凈風(fēng)壓系數(shù)Fig.7 Net pressure coefficients at different wind attack angle

采用數(shù)值風(fēng)洞對單一主洞口及多洞口低矮建筑模型進(jìn)行穩(wěn)態(tài)流動階段風(fēng)致內(nèi)壓分布規(guī)律的分析，得到以下3點(diǎn)主要結(jié)論.

1）結(jié)構(gòu)表面出現(xiàn)單一主洞口情況下，開孔率對內(nèi)壓幾乎沒有影響，但開洞位置的不同對平均內(nèi)風(fēng)壓的分布影響顯著.

2）結(jié)構(gòu)表面有多個洞口情況下，0°風(fēng)向角時，開洞位置對結(jié)構(gòu)內(nèi)部風(fēng)場影響較大，但對外部風(fēng)場幾乎沒有影響；不同開洞面積比對結(jié)構(gòu)表面平均外風(fēng)壓的影響很小，而平均內(nèi)風(fēng)壓隨著洞口面積比的增大而增大，但增大趨勢逐漸變緩，當(dāng)洞口面積比大于3時，平均內(nèi)風(fēng)壓趨于常值.

3）在結(jié)構(gòu)縱墻和屋面同時開洞且開洞面積比一定時，結(jié)構(gòu)平均內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)向角變化顯著，且內(nèi)壓分布的不均勻性顯著增強(qiáng)，0°風(fēng)向角下屋面平均凈風(fēng)壓系數(shù)取得最大值.

結(jié)論可為強(qiáng)風(fēng)地區(qū)低矮房屋結(jié)構(gòu)設(shè)計提供參考，同時建議我國現(xiàn)行國家標(biāo)準(zhǔn)GB 50009－2001《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》［23］在強(qiáng)風(fēng)多發(fā)地區(qū)應(yīng)考慮風(fēng)致內(nèi)壓問題.開孔結(jié)構(gòu)風(fēng)致內(nèi)壓對建筑結(jié)構(gòu)作用的研究是結(jié)構(gòu)風(fēng)工程領(lǐng)域的新課題，文中只就開孔結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)階段的數(shù)值模擬研究，并未涉及脈動風(fēng)的影響.事實(shí)上，僅僅模擬湍流的穩(wěn)態(tài)階段對于開孔結(jié)構(gòu)風(fēng)致內(nèi)壓的研究是不夠的，脈動風(fēng)荷載和突然開孔時引起的瞬時脈沖效應(yīng)的研究、結(jié)構(gòu)風(fēng)致振動及流固耦合效應(yīng)的研究是風(fēng)致內(nèi)壓研究領(lǐng)域的熱點(diǎn)和難點(diǎn)，也是需深入開展工作.

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Numerical Simulation of Wind－Induced Internal Pressure on Gable Roof Low－Rise Buildings

XIAO Ming－kui1，2，ZHAO Min1，WANG Tao1

（1.College of Civil Engineering，Chongqing University，Chongqing 400045，China；2.Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area，Chongqing University，Chongqing 400045，China）

The main damages of buildings in gale occurred by the combined effect of external pressure and wind－induced internal pressure which is caused by the sudden openings on structure surfaces.A standard k－εmodel，the Reynolds Averaged Navier－Stokes Equations（RANS）turbulence model，was adopted to numerically simulate different cases of low－rise buildings with one main opening or multi－openings with fluid dynamics software ANSYS Fluent 12.0.The analysis results show that，for single dominant opening cases，the opening ratios doesn′t affect the wind－induced internal pressure，while the opening′locations affect both the magnitude and distribution of wind－induced internal pressures；for multi－openings cases at 0°wind attack angle，the mean internal pressure coefficients increase with increasing the opening ratio，but the trend of increase gradually slows down；at a certain ratio of AW／AL，the mean internal pressure is affected significantly by the wind attack angle，and the inhomogeneity of internal pressure enhances markedly.

computational fluid dynamics；gable roof；wind－induced internal pressure；numerical simulation；turbulence model

TU 312.1

A

1000－5013（2012）03－0310－07

2011－11－27

肖明葵（1952－），女，教授，主要從事工程力學(xué)與工程結(jié)構(gòu)抗震動力分析的研究.E－mail：xmkxy＠yahoo.com.cn.

教育部科學(xué)技術(shù)研究重點(diǎn)項(xiàng)目（108175）；重慶市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（2007BB0126）

（責(zé)任編輯：黃曉楠 英文審校：方德平）