建筑群不均勻性對拖曳力影響的風(fēng)洞測壓實(shí)驗(yàn)

李 彪，劉 京,，高嘉明，李美玲

建筑群不均勻性對拖曳力影響的風(fēng)洞測壓實(shí)驗(yàn)

李 彪1，劉 京1,2，高嘉明1，李美玲1

(1. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)市政環(huán)境工程學(xué)院，哈爾濱 150090；
2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)城市水資源與水環(huán)境國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150090)

針對建筑群不均勻性缺乏系統(tǒng)的研究方法以及多數(shù)處于定性研究的現(xiàn)狀，從建筑幾何結(jié)構(gòu)的形態(tài)學(xué)角度出發(fā)，采用迎風(fēng)面積指數(shù)、平面面積指數(shù)、形狀指數(shù)和綜合非直線系數(shù)表達(dá)建筑群的不均勻性．風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)中采用剛性模型測壓的方法進(jìn)行建筑表面壓力的測量，并設(shè)計(jì)了懸浮實(shí)驗(yàn)平臺(tái)直接測量整個(gè)區(qū)域所受的拖曳力．實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，分布在較大平面區(qū)域內(nèi)各建筑的單體拖曳力系數(shù)沿風(fēng)向的變化趨勢近似為一條熱容模式的衰減曲線；利用有代表性的建筑表面壓力測量結(jié)果求取的整個(gè)區(qū)域拖曳力系數(shù)和基于拖曳力直接測量的拖曳力系數(shù)具有相同的趨勢，但普遍大10%～20%；對比可知，地面粗糙度改變對模型表面風(fēng)壓差系數(shù)的分布影響不顯著，綜合非直線系數(shù)為1.332 5的工況較1.177 5的工況拖曳力系數(shù)減小約17.7%，H型建筑表面風(fēng)壓差系數(shù)分布與矩形建筑不同，其對氣流的強(qiáng)烈作用造成拖曳力系數(shù)約34.6%的增加．

建筑群不均勻性；拖曳力系數(shù)；風(fēng)壓差系數(shù)；風(fēng)洞

以建筑群為特征的城市區(qū)域在整體上會(huì)對來流風(fēng)產(chǎn)生衰減作用，并且明顯區(qū)別于均勻下墊面[1]，且城市下墊面在所有尺度上都是不均勻的，其粗糙特性因建筑群結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性而難以明確．實(shí)際城市區(qū)域建筑群的不均勻性直接導(dǎo)致區(qū)域范圍內(nèi)大氣能量和物質(zhì)交換極大的不均勻，是獨(dú)特的城市氣候[2-3]的主要成因．目前，城市對大氣影響的實(shí)驗(yàn)研究方法主要有現(xiàn)場實(shí)測[4-5]和模型實(shí)驗(yàn)[6-7]，其中模型實(shí)驗(yàn)研究主要利用大氣邊界層風(fēng)洞進(jìn)行．精密的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)有助于加深對氣流流動(dòng)本質(zhì)的認(rèn)識，其中剛性模型測壓實(shí)驗(yàn)是獲得建筑結(jié)構(gòu)表面壓力的重要手段，大量應(yīng)用于建筑結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載的研究中，但用于建筑對大氣影響的研究極其匱乏．鑒于此，本文利用風(fēng)洞剛性模型測壓得到拖曳力的方法，與拖曳力直接測量方法相對比，考察建筑群不均勻性對大氣動(dòng)力特性的影響，以期建立城市建筑群影響大氣動(dòng)力特性研究的新方法，更好地探尋城市建筑不均勻性對城市氣候的影響機(jī)理．

目前，建筑群不均勻性的相關(guān)研究，基本是定性的分析和語言化的表達(dá)，缺乏定量的研究和處理．文獻(xiàn)[8]提出一種參數(shù)化方法來表達(dá)建筑群的不均勻性，其中，迎風(fēng)面積系數(shù)λf[9-10]為粗糙元在垂直于風(fēng)向的方向上暴露于風(fēng)中面積之和與總的平面面積之比，真實(shí)城市中約為20%～60%[11]；平面面積系數(shù)λp[7,12]是粗糙元所占平面面積之和與總平面面積之比，真實(shí)城市中約為10%～50%[13]；形狀指數(shù)SBC[14-15]是將研究對象與圓形比較得到的一個(gè)相對系數(shù)，圓形最小，為1，直線時(shí)最大，為187.5；對于建筑布局，一般規(guī)劃中認(rèn)為路網(wǎng)的形式?jīng)Q定一個(gè)城市或小區(qū)的建筑布局形態(tài)，加之城市中道路就是風(fēng)的主要通道，因此辨識路網(wǎng)形式成為解讀布局對風(fēng)影響的關(guān)鍵，于是引入道路網(wǎng)的綜合非直線系數(shù)R[16-17]，真實(shí)城市中該系數(shù)取值多在1.10～1.41范圍內(nèi)．

需要指出的是，本文中使用拖曳力系數(shù)Cd作為反映大氣動(dòng)力特性的參數(shù)，不使用粗糙高度和零平面位移的主要原因是在近期的多項(xiàng)研究[18-20]中發(fā)現(xiàn)粗糙高度和零平面位移存在顯著的不確定性衰減．

1 風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)概述

實(shí)驗(yàn)在哈爾濱工業(yè)大學(xué)風(fēng)洞與浪槽聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室(WTWF-HIT)中完成，如圖1所示，該大氣邊界層風(fēng)洞為閉口回流矩形截面式．本實(shí)驗(yàn)在其尺寸為寬4.0,m、高3.0,m、長25,m的小實(shí)驗(yàn)段內(nèi)進(jìn)行，當(dāng)風(fēng)速大于5,m/s時(shí)風(fēng)洞性能穩(wěn)定，空風(fēng)洞中實(shí)驗(yàn)區(qū)域流場速度不均勻性小于1%、湍流度小于0.46%、平均氣流偏角小于0.5°．本實(shí)驗(yàn)在11,m/s指導(dǎo)風(fēng)速下完成．

圖1 風(fēng)洞內(nèi)部實(shí)物圖Fig.1 Picture within the wind tunnel

1.1 測試儀器及方法

總體拖曳力在如圖2所示實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上測量獲得，實(shí)驗(yàn)臺(tái)使用Interface的SPI-3LBF型力傳感器，采樣頻率為100,Hz，在測試期間連續(xù)測量．實(shí)驗(yàn)平臺(tái)將模型安裝平面完全獨(dú)立地懸浮在水面上，使除風(fēng)的拖曳力作用外其他受力充分減小，并且為減小水張力的作用對懸浮機(jī)構(gòu)所在水槽進(jìn)行了特殊處理．傳感器受力平面與水槽邊壁為點(diǎn)面接觸．

圖2 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)示意Fig.2 Schematic diagram of experimental platform

剛性模型表面風(fēng)壓力采用壓力掃描閥測量，每個(gè)工況對其中代表性位置(見第1.3節(jié)說明)的3個(gè)模型進(jìn)行模型表面風(fēng)壓測量，每個(gè)測壓模型表面布置24～40個(gè)不等的測點(diǎn)．采用SCANIVALVE的DSM3400型電子壓力掃描閥系統(tǒng)，采樣頻率為312.5,Hz，采樣時(shí)間為36,s，每個(gè)樣本的每個(gè)測點(diǎn)得到11,250個(gè)數(shù)據(jù)，每個(gè)工況重復(fù)采樣3次．風(fēng)洞中參考風(fēng)速采用畢托管測量，其數(shù)據(jù)利用電子壓力掃描閥獲得．

1.2 模型設(shè)計(jì)

本文中建筑不均勻性參數(shù)化方案與文獻(xiàn)[8]中一致．其中迎風(fēng)面積系數(shù)λf和平面面積系數(shù)λp參考文獻(xiàn)[11，13，21]和城市中的實(shí)際情況，取λf為40%和20%，λp為27.5%和42.5%．對于建筑的形狀指數(shù)SBC和建筑布局的綜合非直線系數(shù)R[8]，基于建筑和規(guī)劃的分類并考慮現(xiàn)實(shí)情況，選擇H形和矩形截面的建筑形狀，選擇非對稱方格式路網(wǎng)和方格對角式路網(wǎng)的建筑布局，兩參數(shù)的詳細(xì)設(shè)計(jì)結(jié)果見表1和圖3．

本實(shí)驗(yàn)共采用5種不同的模型(見表2)．其中，編號H42a代表建筑形狀為H形，數(shù)字4表示迎風(fēng)面積指數(shù)為40.0%，數(shù)字2表示平面面積指數(shù)為27.5%，a表示非對稱方格式布局；編號R22b指建筑形狀為矩形，迎風(fēng)面積系數(shù)20%，平面面積系數(shù)27.5%，方格網(wǎng)對角式布局；其他編號依此類推．

表1 形狀指數(shù)和綜合非直線系數(shù)Tab.1 Shape indexes and integrated non-linear coefficients

圖3 建筑物形狀和路網(wǎng)形式Fig.3 Building shapes and road-web layouts

實(shí)驗(yàn)所使用的模型均為剛性模型，各工況均滿足風(fēng)洞阻塞率的要求．測壓模型采用有機(jī)玻璃制作，具有足夠的強(qiáng)度和剛度，能夠保證在實(shí)驗(yàn)風(fēng)速下不發(fā)生明顯的振動(dòng)現(xiàn)象，保證測量精度．每個(gè)工況中進(jìn)行表面風(fēng)壓測量的3個(gè)模型前、后兩個(gè)表面分別布設(shè)測壓管，每個(gè)測點(diǎn)埋設(shè)外徑1.2,mm、內(nèi)徑1.0,mm的不銹鋼管，測壓管垂直于建筑物表面，且與模型外表面平齊無凹凸，實(shí)驗(yàn)前經(jīng)過嚴(yán)格氣密性檢查，測壓孔全部有效．各工況模型樣式及測壓點(diǎn)分布如圖4所示，其中正立面圖中黑點(diǎn)表示測壓點(diǎn)．非測壓模型使用ABS板制作，具有足夠強(qiáng)度，保證在實(shí)驗(yàn)風(fēng)速下不發(fā)生破壞．模型制作精度要求垂直邊誤差角不大于1°．

表2 模型設(shè)計(jì)Tab.2 Design of models

1.3 實(shí)驗(yàn)實(shí)施

本實(shí)驗(yàn)共進(jìn)行了7個(gè)不同工況的測試，實(shí)施情況見表3，其中R22a-C*是R22a-C的驗(yàn)證工況．考慮不同地面粗糙度的影響，依據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范(GB 50009—2001)》確定B、C兩類地面粗糙度，B類指建筑不很密集的城市郊區(qū)，C類指建筑較為密集的城市市區(qū)．為考查單個(gè)建筑在整體建筑布局中所處位置不同時(shí)所受拖曳力的變化，將測量表面風(fēng)壓的模型塊沿風(fēng)向布置，分別位于整體建筑布局的前、中、后3處，不同編號模型整體的具體布置如圖5所示．

表3 實(shí)驗(yàn)工況Tab.3 Experimental operation conditions

圖4 各編號單體模型平面圖及立面測壓點(diǎn)分布(單位：mm)Fig.4 Planar graph and pressure taps distributions of each single model(unit：mm)

圖5 各工況模型平面圖Fig.5 Planar graphs of each experimental operation conditions

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

風(fēng)作用于單個(gè)建筑上的拖曳力系數(shù)Cd

p0可以通過測量單個(gè)建筑表面壓力經(jīng)過計(jì)算獲得，即

式中：Dp為基于模型表面壓力測量所得建筑單體拖曳力；pf為迎風(fēng)面壓力；pb為背風(fēng)面壓力；Af為單個(gè)建筑迎風(fēng)面面積；Ap為單個(gè)建筑所占的平面區(qū)域面積；uref為指導(dǎo)風(fēng)速；ρ為空氣密度．

對測壓模型前后表面壓力測量結(jié)果的差值，以其來流指導(dǎo)風(fēng)速的動(dòng)能進(jìn)行無量綱化，所得系數(shù)稱為風(fēng)壓差系數(shù)Cp．Cp的計(jì)算式為

繪制風(fēng)壓差系數(shù)等值線時(shí)，使用Kriging插值方法將實(shí)驗(yàn)所得不大于4×5的數(shù)值矩陣進(jìn)行插值擴(kuò)展，使其滿足等值線繪制的數(shù)據(jù)要求．

2.1 拖曳力系數(shù)

2.1.1 基于拖曳力直接測量的建筑群整體拖曳力系數(shù)本實(shí)驗(yàn)利用懸浮機(jī)構(gòu)直接測量得到整個(gè)模型區(qū)域所受的拖曳力，則建筑群整體的拖曳力系數(shù)Cd為

式中：D為建筑群整體拖曳力；Ab為區(qū)域的總面積．

表4所示為各工況的整體拖曳力系數(shù)，其中τb為整個(gè)區(qū)域所受風(fēng)的剪切力．可以看出，迎風(fēng)面積系數(shù)為40%的工況較20%時(shí)拖曳力系數(shù)增大約12.2%；42.5%建筑密度的工況較27.5%時(shí)增大約18.4%；H形建筑群較矩形的拖曳力系數(shù)增大約34.6%；綜合非直線系數(shù)為1.332,5的工況較1.177,5的拖曳力系數(shù)減小約17.7%；地面粗糙度變化對拖曳力系數(shù)的影響不顯著．

表4 拖曳力直接測量所得拖曳力系數(shù)Tab.4 Average drag coefficients based on direct drag force measurements

2.1.2 基于壓力測量的拖曳力系數(shù)

考慮到拖曳力是建筑物對風(fēng)的阻力的反作用力，其應(yīng)具備類似阻尼作用的變化趨勢，因此采用類似阻尼作用的曲線對3個(gè)單個(gè)建筑的拖曳力進(jìn)行擬合．各工況的擬合結(jié)果如圖6所示．可以直觀地看出擬合曲線的衰減趨勢明顯，建筑物對風(fēng)有較強(qiáng)的阻尼作用．同時(shí)，各工況擬合曲線有良好的相似性，可以認(rèn)為分布在較大平面區(qū)域內(nèi)的各單個(gè)建筑的單體拖曳力系數(shù)沿風(fēng)向的變化的趨勢近似為熱容模式的衰減曲線，其擬合公式為

式中：a0、b0、c0均為常數(shù)，分別約為1×10-2、1×10-6、1×103；x為沿風(fēng)向從懸浮區(qū)域上風(fēng)向邊緣起算到模型平面形心的水平距離，mm．

近似認(rèn)為圖中各工況沿風(fēng)向每一列建筑物的拖曳力分布與測量列相同，則可利用擬合所得函數(shù)計(jì)算出各建筑物所在區(qū)域的拖曳力系數(shù)，進(jìn)而求得整個(gè)區(qū)域面積的平均值，所得平均拖曳力系數(shù)定義為整個(gè)懸浮平面Ab上基于壓力測量的拖曳力系數(shù)Cpd(結(jié)果見表5)，其中

由表5中數(shù)據(jù)可以看出：直接暴露在來流風(fēng)場中的建筑會(huì)受到最大的拖曳力作用；H42a-C工況拖曳力系數(shù)各測壓模塊間衰減最大，是由于其迎風(fēng)面積系數(shù)大引起的；R22b-C工況中由于該工況建筑布局道路較多，通透性較好，拖曳力系數(shù)各測壓模塊間衰減最?。畬τ贖24a-C工況，中部測壓模型出現(xiàn)負(fù)值，這與前述規(guī)律存在顯著差異，對整體拖曳力數(shù)據(jù)的結(jié)果造成巨大偏差，這可能是由于該工況中模型體量較大，中部測壓模型實(shí)際位于沿風(fēng)向的第2行，且與上風(fēng)向模型基本對正，間距較小，造成該測壓模塊處于大體量的上風(fēng)向模型的尾流區(qū)域中，從而單體拖曳力系數(shù)值為負(fù)．筆者認(rèn)為負(fù)值是測壓模塊特殊位置造成的，非測量誤差，鑒于其特殊性，且實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有限，未進(jìn)行擬合及深入探討．

圖6 各工況中單個(gè)建筑拖曳力沿風(fēng)向衰減的擬合結(jié)果Fig.6Fitting results of single building drag coefficients decaying trend along the wind direction

表5 基于壓力測量所得拖曳力系數(shù)Tab.5 Average drag coefficients based on pressure measurements 10-2

圖7 基于壓力測量和基于拖曳力測量的拖曳力系數(shù)對比Fig.7 Comparison of drag coefficients based on pressuremeasurement and drag force measurement

圖7 所示為兩種拖曳力測量方法對比，可知基于壓力測量的拖曳力系數(shù)值和基于拖曳力直接測量的拖曳力系數(shù)值在不同工況間的大小，除個(gè)別工況外，趨勢上是吻合的，前者較后者普遍增大約10%～ 20%．其數(shù)值差異可能是由于進(jìn)行壓力測量的模型數(shù)量較少，未能準(zhǔn)確把握整個(gè)區(qū)域內(nèi)各建筑表面的壓力分布，以及采用擬合曲線計(jì)算得到的拖曳力系數(shù)近似值與真實(shí)值存在偏差造成的．說明基于部分模型表面壓力測量求取區(qū)域整體拖曳力系數(shù)的方法還有待進(jìn)一步完善．

2.2 表面風(fēng)壓差系數(shù)分布

由于篇幅限制，風(fēng)壓差系數(shù)對比全部列于圖8中．每1行為1個(gè)獨(dú)立工況，1列為同一個(gè)測壓模型位置．測試過程中，本文進(jìn)行了穩(wěn)定性驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，如圖R22a-C和R22a-C*為相同指導(dǎo)風(fēng)速下，同一模型的兩個(gè)測量工況，分別處于實(shí)驗(yàn)的開始和結(jié)束階段，由圖可見其風(fēng)壓差系數(shù)分布基本沒有變化，說明實(shí)驗(yàn)可重復(fù)性較好，風(fēng)洞和電子壓力掃描閥性能穩(wěn)定，在建筑群中進(jìn)行多個(gè)模型風(fēng)壓測量的結(jié)果可靠性高．2.2.1 分布的一般規(guī)律及地面粗糙度影響

以圖8中R22a-C為例，沿風(fēng)向進(jìn)行風(fēng)壓差系數(shù)分布的對比，可得風(fēng)壓差系數(shù)分布的一般規(guī)律．上風(fēng)向測壓模型上的風(fēng)壓差系數(shù)最大；其后風(fēng)的作用力迅速減小，在中部測壓模型上風(fēng)壓差系數(shù)降低1個(gè)以上量級，其拖曳力系數(shù)僅為上風(fēng)向測壓模型的9.42%；下風(fēng)向的測壓模型受風(fēng)的作用力最小，其拖曳力系數(shù)為中部測壓模型的30.36%，但較上風(fēng)向測壓模型到中部測壓模型拖曳力系數(shù)的下降程度大為減緩．同時(shí)，上風(fēng)向測壓模塊表面風(fēng)壓差系數(shù)分布的最大值出現(xiàn)在中部，約0.5,H(H為模型高度)；而中部測壓模塊風(fēng)壓差系數(shù)的最大值出現(xiàn)在頂部，可知在此之前主流已經(jīng)開始掠過模型塊運(yùn)動(dòng)，因此該部分模型塊所受拖曳力劇減；到達(dá)下風(fēng)向模型塊時(shí)風(fēng)已完全掠過，模型表面受上空流動(dòng)的誘導(dǎo)出現(xiàn)負(fù)壓．

對R22a號模型進(jìn)行地面粗糙度影響實(shí)驗(yàn)的結(jié)果如圖8中R22a-C和R22a-B所示．對比B、C兩類地面粗糙度下風(fēng)壓差系數(shù)分布，可見不同地面粗糙度條件下上風(fēng)向和中部的測壓模型表面風(fēng)壓差系數(shù)分布相似，而下風(fēng)向模型由于處于尾流區(qū)湍動(dòng)強(qiáng)烈，雖然表面風(fēng)壓差系數(shù)分布差別較大，但其數(shù)值很小，因此可以認(rèn)為地面粗糙度改變對模型表面風(fēng)壓差系數(shù)的分布影響不顯著，與直接拖曳力測量結(jié)果一致．

2.2.2 建筑布局的影響

R22a-C和R22b-C兩工況僅建筑布局相異，前者為非對稱方格式路網(wǎng)，后者為方格對角式路網(wǎng)，后者綜合非直線系數(shù)較小，意味著其通行更加便捷，也可近似認(rèn)為道路及道路交叉更多．

建筑布局不同時(shí)測壓模塊表面風(fēng)壓差系數(shù)分布對比如圖中R22a-C和R22b-C所示，該工況下沿風(fēng)向變化的規(guī)律與前述基本一致．特別地，圖8(b)中R22b-C的風(fēng)壓差系數(shù)等值線近似“垂直”y軸分布，并沿y軸正向數(shù)值減小，這是由于該測壓模型所處位置造成的．由圖5(e)可知該測壓模型迎風(fēng)面之前是1條斜向的道路，風(fēng)向受道路影響有一定偏斜，因此作用在建筑表面的風(fēng)壓差有該形式的分布．

圖8 風(fēng)壓差系數(shù)分布Fig.8 Distributions of wind pressure difference coefficients

對比圖8(a)中R22a-C和R22b-C可知：上風(fēng)向測壓模型表面風(fēng)壓差系數(shù)相似，具有相似的約0.5H高度的最大值區(qū)域以及類似的變化趨勢．R=1.332,5工況表面風(fēng)壓差系數(shù)較大，這可能與該模塊所靠近的通風(fēng)廊道比較通透有關(guān)．對比圖8(b)中R22a-C和R22b-C，兩測壓模塊位于相似位置但后者的表面風(fēng)壓差系數(shù)整體分布明顯較大，主要是綜合非直線系數(shù)較小時(shí)區(qū)域整體的通透性較好，區(qū)域中部風(fēng)速較大所致．對比圖8(c)中R22a-C和R22b-C下風(fēng)向測壓模塊的表面風(fēng)壓差系數(shù)，綜合非直線系數(shù)較小時(shí)測壓模型整體風(fēng)壓差系數(shù)分布明顯較大．于是，對比兩工況可以認(rèn)為當(dāng)建筑區(qū)域中道路及交叉增多，即綜合非直線系數(shù)較小時(shí)，建筑群對風(fēng)的阻力較大，即模型區(qū)域所受拖曳力增大，整體的拖曳力系數(shù)增大，這與直接拖曳力測量結(jié)果一致．

2.2.3 建筑形狀的影響

R22a-C與H22a-C模型工況僅建筑形狀不同，前者為矩形建筑，后者為H形建筑．形狀指數(shù)增大意味著形狀與圓形相去較遠(yuǎn)，可以近似認(rèn)為是建筑平面圖圖形的長寬比增大，一般伴隨形狀不規(guī)則性增加．

對比圖中R22a-C和H22a-C，可知H形測壓模型表面風(fēng)壓差系數(shù)分布與矩形差別明顯，等風(fēng)壓差線多呈縱向，且沒有封閉的等壓差區(qū)域形成．3個(gè)位置上的H形工況風(fēng)壓差系數(shù)分布值均較矩形工況小，可知H形單個(gè)建筑物的拖曳力系數(shù)較小，但由表4和表5知H形工況總體的拖曳力系數(shù)卻較大．這是由于在其他參數(shù)相同的情況下，所得H形單個(gè)建筑的迎風(fēng)面積和平面面積小，H形結(jié)構(gòu)改變增大的拖曳力系數(shù)不足以彌補(bǔ)這兩參數(shù)帶來的拖曳力系數(shù)的減?。欢鴮τ趨^(qū)域整體，兩者迎風(fēng)面積和平面面積相同，H形結(jié)構(gòu)對氣流的作用更強(qiáng)烈，從而整體的拖曳力系數(shù)較大．剛性模型測壓的總體拖曳力系數(shù)變化與直接測量結(jié)果一致，說明依據(jù)模型表面風(fēng)壓力測量求解整體拖曳力系數(shù)的方法可行．

2.2.4 建筑迎風(fēng)面積和密度的影響

因篇幅所限，文中未給出H42a-C和H24a-C工況的風(fēng)壓差系數(shù)分布圖，僅在此表述結(jié)論．首先，當(dāng)迎風(fēng)面積系數(shù)增大時(shí)，建筑群對風(fēng)場的阻擋作用增大，而下風(fēng)向模型單體所受風(fēng)的作用力減小，說明迎風(fēng)面積系數(shù)增大時(shí)氣流通過建筑群時(shí)衰減更快，這與第2.1.2節(jié)中表述一致．其次，建筑密度對拖曳力的作用也較顯著，平面面積系數(shù)增大時(shí)模型體量增大，較大的建筑體量對來流阻礙作用也較強(qiáng)，并且受較大模型體積及位置的影響，中部測壓模型表面風(fēng)壓差系數(shù)出現(xiàn)大面積的負(fù)值，其原因在第2.1.2節(jié)中已進(jìn)行了討論．

3 結(jié) 論

本文提出了采用單個(gè)建筑剛性模型測壓得到建筑群整體拖曳力系數(shù)的方法，并與直接測量拖曳力的方法進(jìn)行對比，認(rèn)為該方法能較好地反映出拖曳力的變化趨勢，并簡化拖曳力測量．重點(diǎn)考查了形狀和建筑布局對建筑表面風(fēng)壓差系數(shù)分布的影響，可知表面壓力的測量有利于深化影響機(jī)理的研究．同時(shí)得到如下結(jié)論．

(1) 分布在較大平面區(qū)域內(nèi)的各單個(gè)建筑的單體拖曳力系數(shù)沿風(fēng)向的變化的趨勢近似為熱容模式的衰減曲線．利用3個(gè)單個(gè)建筑的表面壓力測量結(jié)果求取整個(gè)區(qū)域拖曳力系數(shù)的方法有較好的可行性，所得拖曳力系數(shù)較基于直接拖曳力測量的拖曳力系數(shù)大10%～20%．

(2) 不同工況中風(fēng)壓差系數(shù)的分布具有一般性的規(guī)律．地面粗糙度改變對模型表面風(fēng)壓差系數(shù)的分布影響不顯著．綜合非直線系數(shù)為1.332,5時(shí)，建筑群區(qū)域的通透性較系數(shù)為1.177,5時(shí)差，整體的拖曳力系數(shù)減小約17.7%．H形建筑表面風(fēng)壓差系數(shù)分布與矩形建筑不同，且H形結(jié)構(gòu)對氣流的作用更強(qiáng)烈，造成拖曳力系數(shù)增加34.6%．

(3) 本文提出的基于剛性模型測壓獲得建筑群整體拖曳力的方法不需要懸浮機(jī)構(gòu)、高靈敏度的力傳感器等特殊裝置，可以簡化建筑群拖曳力的實(shí)驗(yàn)測量，并且有利于深入分析建筑群不均勻性對風(fēng)力衰減作用的內(nèi)在機(jī)理．后續(xù)研究中將利用此方法研究實(shí)際不均勻建筑布局對大氣動(dòng)力特性的影響．

致 謝：

感謝哈爾濱工業(yè)大學(xué)風(fēng)洞與浪槽聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室的孫瑛副教授、邊孝先老師、趙鵬老師、邱野、李兆楊對風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)的幫助．同時(shí)感謝張文杰、吳若勛、高楠、劉海濱等協(xié)助完成實(shí)驗(yàn)工作．

［1］ Roth M. Review of atmospheric turbulence over cities [J]. Quarterly Journal of the Royal Meteorological Society，2000，126(564)：941-990.

［2］ Amfield A J. Two decades of urban climate research：A review of turbulence，exchanges of energy and water，and the urban heat island [J]. International Journal of Climatology，2003，23(1)：1-26.

［3］ Pielke R A，Marland G，Betts R A，et a1. The influence of land-use change and landscape dynamics on the climate system：Relevance to climate-change policy beyond the radiative effect of greenhouse gases [J]. Phil Trans R Soc Lond A，2002，360(1797)：1705-1719.

［4］ 束 炯，江田漢，楊曉明. 上海城市熱島效應(yīng)的特征分析[J]. 上海環(huán)境科學(xué)，2000，19(11)：532-534.

Shu Jiong，Jiang Tianhan，Yang Xiaoming. Temporal characteristics of urban heat island in Shanghai [J]. Shanghai Environmental Sciences，2000，19(11)：532-534(in Chinese).

［5］ Tran H，Uchihama D，Ochi S，et al. Assessment with satellite data of the urban heat island effects in Asian mega cities [J]. International Journal of Applied Earth Observation and Geoinformation，2006，8(1)：34-48.

［6］ Hagishima A，Tanimoto J，Nagayama K，et al. Aerodynamic parameters of regular arrays of rectangular blocks with various geometries[J]. Boundary-Layer Meteorology，2009，132(2)：315-337.

［7］ Cheng H，Haydena P，Robinsa A G，et al. Flow over cube arrays of different packing densities [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2007，95(8)：715-740.

［8］ 李 彪，劉 京，蔣志祥，等. 建筑群不均勻性影響拖曳力的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)研究[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，44(12)：682-687.

Li Biao，Liu Jing，Jiang Zhixiang，et al. Wind tunnel experiments of parameters scheme of non-uniformity buildings[J]. Journal of Harbin Institute of Technology，2012，44(12)：682-687(in Chinese).

［9］ Macdonald R W，Griffiths R F，Hall D J. An improved method for estimation of surface roughness of obstacle arrays [J]. Atmospheric Environment，1998，32(11)：1857-1864.

［10］ 王詠薇，蔣維楣. 多層城市冠層模式的建立及數(shù)值實(shí)驗(yàn)研究[J]. 氣象學(xué)報(bào)，2009，67(6)：1013-1024.

Wang Yongwei，Jiang Weimei. Numerical study on development of a multi-layer urban canopy model [J]. Acta Meteorologica Sinica，2009，67(6)：1013-1024(in Chinese).

［11］ 林子瑜，唐清連，徐金山. 南昌市2010年規(guī)劃中心城區(qū)建筑密度遙感研究[J]. 華東地質(zhì)學(xué)院學(xué)報(bào)，2002，25(1)：27-31.

Lin Ziyu，Tang Qinglian，Xu Jinshan. Remote sensing research for the building density of central city zone of 2010’s layout in Nanchang city[J]. Journal of East China Geological Institute，2002，25(1)：27-31(in Chinese).

［12］ Macdonald R W. Modelling the mean velocity profile in the urban canopy layer [J]. Boundary-Layer Meteorology，2000，97(1)：25-45.

［13］ Sabatino S D，Solazzo E，Paradisi P，et al. A simple model for spatially-averaged wind profiles within and above an urban canopy[J]. Boundary-Layer Meteorology，2008，127(1)：131-151.

［14］ Boyce R R，Clark W A V. The concept of shape in geography[J]. The Geographical Review，1964，54(4)：561-572.

［15］ 王新生，劉紀(jì)遠(yuǎn)，莊大方，等. 中國特大城市空間形態(tài)變化的時(shí)空特征[J]. 地理學(xué)報(bào)，2005，60(3)：392-400.

Wang Xinsheng，Liu Jiyuan，Zhuang Dafang，et al. Spatial-temporal changes of urban spatial morphology in China[J]. Acta Geographica Sinica，2005，60(3)：392-400(in Chinese).

［16］ 陸 建，王 煒. 城市道路網(wǎng)規(guī)劃指標(biāo)體系[J]. 交通運(yùn)輸工程學(xué)報(bào)，2004，4(4)：62-67.

Lu Jian，Wang Wei. Planning indices system of urban road network [J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering，2004，4(4)：62-67(in Chinese).

［17］ 馮樹民，高 賀，郭彩香. 城市道路網(wǎng)結(jié)構(gòu)形式的評價(jià)[J]. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2007，39(10)：1610-1613.

Feng Shumin，Gao He，Guo Caixiang. Evaluation of structural types of urban road network [J]. Journal of Harbin Institute of Technology，2007，39(10)：1610-1613(in Chinese).

［18］ Iyengar A K S，F(xiàn)arell C. Experimental issues in atmospheric boundary layer simulations：Roughness length and integral length scale determination [J]. J Wind Eng Ind Aerodyn，2001，89(11/12)：1059-1080.

［19］ Kanda M. Large-eddy simulations on the effects of surface geometry of building arrays on turbulent organized structures [J]. Boundary-Layer Meteorology，2006，118(1)：151-168.

［20］ Cheng H，Castro I P. Near wall flow over urban-like roughness [J]. Boundary-Layer Meteorology，2002，104(2)：229-259.

［21］ Ratti C，Sabatino S D，Britter R，et al. Analysis of 3-D urban databases with respect to pollution dispersion for a number of European and American cities[J]. Water，Air，and Soil Pollution：Focus，2002，2(5)：459-469.

(責(zé)任編輯：趙艷靜)

Wind Tunnel Pressure Measurement of Drag Force Effects of Non-Uniform Buildings

Li Biao1，Liu Jing1,2，Gao Jiaming1，Li Meiling1
(1. School of Municipal and Environmental Engineering，Harbin Institute of Technology，Harbin 150090，China；2. State Key Laboratory of Urban Water Resource and Environment，Harbin Institute of Technology，Harbin 150090，China)

There are few systematic studies on non-uniform buildings，and most of them are qualitative researches. From the viewpoint of building morphology，the building nonuniformity is described by the frontal area index，the plan area index，the shape index，and the integrated non-linear coefficient. In the wind tunnel experiments，using a designed floating experimental platform，wind pressures on the rigidity model surfaces and the drag force of the whole area were measured，and then the drag force of the whole area was obtained. The results show that the drag coefficients of a single building in the wind direction show a decaying trend which can be described approximately as an attenuation heat capacity model curve. The predicted drag coefficients of the whole area by measuring wind pressures on three representative single buildings show a trend similar to the results obtained from the direct measurements of drag force，and the former results are generally 10%—20% larger than the latter ones. It can also be found that different terrain roughness has no significant effect on the distribution of wind pressure difference coefficients on model surfaces. The drag coefficient has an approximate decrease of 17.7% when the integrated non-linear coefficient decreases from1.332 5 to 1.177 5. In contrast with rectangular shape，H-shape has a different distribution of wind pressure difference coefficients on model surfaces，and its intensity influence on flow causes a 34.6% increase of the drag coefficient.

non-uniform buildings；drag coefficient；wind pressure difference coefficient；wind tunnel

TU119

A

0493-2137(2014)02-0180-09

10.11784/tdxbz201207053

2012-07-16；

2012-09-09.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50879015)；中國氣象局城市氣象科學(xué)研究基金資助項(xiàng)目(UMRF201004).

李 彪（1986— ），男，博士研究生，hit_libiao@163.com.

劉 京，liujinghit0@163.com.