超高層建筑橫風向風振局部氣動外形優(yōu)化

王　磊, 梁樞果,王澤康,張正維

(1.河南理工大學 土木工程學院,河南 焦作 454000； 2. 武漢大學 土木建筑工程學院,湖北 武漢 430072；3.奧雅納工程咨詢(上海)有限公司,上海 200031)

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超高層建筑橫風向風振局部氣動外形優(yōu)化

王磊1,2, 梁樞果2,王澤康1,張正維3

(1.河南理工大學 土木工程學院,河南 焦作 454000； 2. 武漢大學 土木建筑工程學院,湖北 武漢 430072；3.奧雅納工程咨詢(上海)有限公司,上海 200031)

摘要:為了研究局部氣動措施對方截面超高層建筑橫風向風振的控制效果,開展大量的多自由度氣彈模型風洞實驗,測量模型在多種切角率、圓角率、粗糙條及開洞方式下的橫風向風致位移響應,對橫風向位移進行對比分析.結(jié)果表明：當切角率大于5%或圓角率大于15%時,橫風向風致位移響應顯著降低,位移均方根隨折算風速的變化曲線接近直線而不再呈倒“V”字形,說明渦激共振發(fā)生的可能性得到了有效抑制；切角率或圓角率越大,橫風向位移響應的減小幅度越顯著；特定粗糙條的設置可以使渦振響應幅值降低20%以上；通風洞不論是垂直于來流還是平行來流,都會使渦振響應幅值減小,且洞口在中上部時的效果最佳.整體來看,局部氣動外形控制措施具有顯著的抗風優(yōu)化效果.

關鍵詞：超高層建筑；渦激振動；多自由度氣彈模型；氣動外形；切角；圓角；粗糙條；開洞

氣動外形的合理設置可以大大降低風敏感結(jié)構(gòu)的風致響應.對于達到一定高度級別的超高層建筑,建筑體型優(yōu)化被認為是最有效的氣動控制措施,因為通過建筑體型優(yōu)化來改變風特性是“治本”的行為[1-2].在局部外形優(yōu)化措施中,切角和圓角處理措施是一種典型的高層建筑抗風氣動優(yōu)化方式[3].Kwok等[4-5]開展了表面角沿處理等氣動外形對高層建筑動力風致響應的研究,結(jié)果表明,削角會顯著降低橫風向和順風向的風荷載,當切角率為10%時,橫風向和順風向風致位移會減小30%～40%.Kawai[6]對多種斷面形狀的柱體進行擺式氣彈模型試驗,研究發(fā)現(xiàn),對于切角、倒角、圓角3種角部處理方式來說,圓角的優(yōu)化效果最顯著,即便單側(cè)角部尺寸改變只有截面的5%,風致響應仍受到很大影響.Hayashida等[7-8]分別采用測力天平、氣彈和測壓模型技術研究不同斷面外形對600 m 高的超高層建筑的氣動力、風壓特性和風致動態(tài)響應的影響.Hayashida等[9]采用測力天平技術研究開口和削角對方形斷面風效應的影響.謝壯寧等[10]對錐度化的高層建筑進行了切角處理,說明切角處理措施能夠基本上消除橫風向的漩渦脫落現(xiàn)象.顧明等[11-12]通過風洞實驗研究不同外形的超高層建筑的動態(tài)風載,采用多種不同外形的剛性模型,通過高頻測力天平技術研究建筑物長細比、截面形狀等因素的影響.曹慧蘭等[13]通過高層建筑擺式氣彈模型實驗,研究方形截面超高層建筑的削角、凹角處理及截面沿高收縮率對順風向氣動阻尼比的影響.張正維等[14]通過測力天平實驗,研究切角和圓角對基底彎矩的影響,并擬合不同切角率和圓角率模型的基底彎矩修正系數(shù).有關局部通風洞對風效應的影響方面,目前研究主要集中在通風洞對局部和整體風壓的影響[15-17].

整體來看,盡管風工程界先后研究了削角、圓角、開口等局部外形對風致響應的影響,但既有研究多以剛性模型測壓、測力天平測基底力的方式開展,該方式無法兼顧到氣彈效應的影響；另一方面,既有研究的氣彈模型試驗多是基于底部彈性支撐的單自由度模型展開,精確性難以保證[17],且研究對象并非針對渦激振動本身,因而有關橫風向振動尤其是渦激振動方面的氣動控制效果及原因的分析有待完善.本文通過精細的多自由度氣彈模型,針對橫風向渦振現(xiàn)象,考察幾種常見的氣動外形優(yōu)化結(jié)果,以期為超高層建筑局部氣動外形優(yōu)化工作提供參考.

1風洞試驗概況

本文的試驗研究對象是高寬比為10、一階頻率為0.095 Hz、高度為600 m的方截面超高層建筑.模型的幾何縮尺比為1∶600,風速縮尺比約為1∶6,頻率縮尺比約為100∶1,最終的頻率比要根據(jù)調(diào)試完成后的模型頻率作一定調(diào)整,風速比隨之微調(diào).圖1給出本文多自由度氣彈模型的設計簡圖和模型圖片,有關該實驗更詳細的模型制作方法、測量儀器、風場調(diào)試等實驗概況可以參見文獻[18,19].為了便于調(diào)整局部外形,綜合采用有機玻璃和輕木板兩種外衣材料,關于不同外形模型的制作情況將在以下各節(jié)分別介紹.測試對象為模型頂部橫風向風致位移響應,試驗風速為4～16 m/s,橫風向共振臨界風速理論值為9.5～10.5 m/s,風場粗糙度類別為B類.

圖1　多自由度模型設計簡圖及效果圖Fig.1　Design of MDOF model

圖2　切角模型橫截面簡圖Fig.2　Cross sections of MDOF model with chamfering

2切角對渦振響應的影響

圖2給出本節(jié)試驗工況的模型橫截面簡圖.定義切角率為單側(cè)切角尺寸與橫截面寬度之比,圖2的切角率依次為0%、2.5%、5%、7.5%、12.5%.由于模型骨架的制作周期長、費用高,這些不同的切角率是在不更換模型骨架的情況下,通過相應形狀的邊條實現(xiàn),如圖3所示為調(diào)整切角率所用邊條.

圖4給出部分切角模型照片.可以看出,各模型的制作效果較好,自上而下截面形狀比較一致,在接縫處外形過渡比較順暢.表1給出不同切角率模型結(jié)構(gòu)參數(shù).表中,n0為各工況一階自振頻率,M為均勻當量質(zhì)量,ξ為結(jié)構(gòu)阻尼比,Sc為斯科拉頓數(shù),γc為角部處理率.從表1可以看出,各模型的質(zhì)量阻尼參數(shù)差別很小,這保證了不同工況之間的可比性,說明以上調(diào)整切角率的方法取得了較好的效果.

圖3　調(diào)整切角率所用邊條Fig.3　Coated strips for adjusting chamfering ratio

圖4　部分切角模型照片F(xiàn)ig.4　Photos of MDOF model with chamfering

工況n0/HzM/(kg·m-1)ξ/%Scγc/%123459.949.609.589.209.202.052.152.202.051.952.52.32.22.42.68.28.07.87.98.302.55.07.512.5

圖5　不同切角率模型的橫風向均方根位移 Fig.5　RMS responses of models with different chamfering

如圖5所示為不同切角率模型的橫風向均方根位移統(tǒng)計結(jié)果.圖中,Vr為模型頂部風速為參考的無量綱折算風速,σ為模型頂部均方根位移響應.從圖5可以看出,在臨界風速附近,不切角(切角率為0%)模型的均方根位移最大,切角率為2.5%的模型的均方根位移比不切角模型減小幅度甚微；當切角率達到5%時,均方根位移顯著變小,且均方根位移曲線不再呈倒“V”狀,即可以認為該切角的存在大大降低了共振發(fā)生的可能性.

圖6　不同切角率靜止模型的橫風向氣動力譜[3]Fig.6　Wind force spectrums of models with different chamferings[3]

一個值得注意的現(xiàn)象是,在圖5中切角率為5%、7.5%和12.5%的模型渦振位移都是在折算風速9附近有略微的上凸趨勢.顯然,此處的上凸現(xiàn)象是因為在該風速下渦脫頻率與結(jié)構(gòu)頻率的近似相等所致,這說明切角率在該范圍內(nèi)時模型的St相對較大(從圖6的風力譜的主峰橫坐標可以識別出St,結(jié)果與該結(jié)論基本一致),這會造成渦振臨界風速的提前,從而使得切角模型在臨界風速附近即便不發(fā)生共振,也可能出現(xiàn)不小的渦振位移.當切角率增加到20%時,St的增大幅度更顯著.

為了進一步探討切角使渦振響應降低的機理,借用文獻[14]的研究結(jié)果.張正維等[14]分析不同切角率模型的橫風向基底彎矩,擬合得到切角模型相對于不切角模型的橫風向基底彎矩修正系數(shù)經(jīng)驗公式：

(1)

式中：γc為切角率.

圖7　本文與文獻[14]的氣動優(yōu)化結(jié)果對比Fig.7　Comparison of aerodynamic optimization result between this paper and Zhang[14]

從圖7的結(jié)果可得以下結(jié)論.1)在共振風速之前(Vr=7.0,Vr=8.0),本文與文獻[14]數(shù)據(jù)的曲線走勢基本一致,都在切角率為7.5%附近出現(xiàn)曲線斜率由負變正的現(xiàn)象；當切角率為7.5%和12.5%時,兩者的數(shù)據(jù)十分接近,相對于不切角模型的降幅都在25%附近.2)風速越接近折算風速,本文切角模型的“抑振”效果越顯著,當風速達到共振風速(Vr=10.0,Vr=10.5)時,本文切角模型響應結(jié)果的降幅遠遠大于文獻[14]彎矩結(jié)果的降幅.3)在任何折算風速下,當切角率增大到12.5%以上時,整體風荷載和風致響應方面的抗風優(yōu)化效果變差.以上分析表明：當折算風速較小時,可以認為橫風向風致響應的減小主要是由風荷載的減小所致；當折算風速達到共振風速時,渦振響應的降低除受風荷載的影響外,主要是由不同外形的氣彈效應的差別所致.此處所說的風荷載是指靜止模型受到的氣動力.

圖7中,文獻[14]所涉及切角模型的最小切角率為0.75%,擬合曲線在γc≤7.5%時為直線.本文結(jié)果表明,5%切角率模型的風致響應不滿足這一直線關系.有必要通過剛性模型和氣彈模型實驗相結(jié)合進行進一步研究.

根據(jù)以上分析,切角的有利方面是顯著降低了臨界風速附近的位移響應,減小了共振發(fā)生的可能性,不利方面是增大了渦脫頻率,使結(jié)構(gòu)頻率與渦脫頻率在較小的風速下可能達到相等,從而造成橫風向位移的提前增大.考慮這兩個因素：當切角率小于5%時,效果不顯著；當切角率在10%附近(7.5%和12.5%)時,橫風向位移得到了控制,且此時的氣動力譜曲線沒有顯著的峰值,即在降低風荷載的同時又降低了共振發(fā)生的可能性；當切角率增大到20%(由于本文模型骨架尺寸的限制未能進行這一工況的試驗)時,氣動力譜重新出現(xiàn)一定的尖峰狀,從理論上來說,這不僅使臨界風速提前,而且沒有顯著降低共振發(fā)生的可能性,因而對橫風向抗風是不利的.結(jié)合圖7的結(jié)果,可以初步認為切角率為7.5%～10%時可以實現(xiàn)最佳抗風效果.

3圓角對渦振響應的影響

圖8給出圓角模型橫截面簡圖,圖9給出部分圓角模型圖片,表2給出各工況模型參數(shù).

圖8　圓角模型橫截面簡圖Fig.8　Sections of MDOF model with rounding

圖9　圓角模型橫截面簡圖Fig.9　Photos of MDOF model with rounding

工況n0/HzM/(kg·m-1)ξ/%Scγc/%13459.949.629.309.602.051.951.901.882.52.72.72.58.28.48.27.5012.515.017.5

從圖10可以看出：2種方式所得的實驗規(guī)律十分接近,圓角的存在極大地降低了渦振位移,當圓角率約為12.5%時,臨界風速附近的位移曲線隨折算風速波動較大,且橫風向渦振響應水平得到了有效的抑制；當圓角率繼續(xù)增大到15%后,橫風向風致響應大幅減小,且橫風向風致響應隨折算風速的變化近似呈直線狀(針對折算風速>5的情況),說明圓角的設置在很大程度上消除了渦激共振發(fā)生的可能性.

圖10　不同圓角率模型橫渦振響應Fig.10　RMS response of models with different roundings

圖11　不同圓角率靜止模型的橫風向氣動力譜[9]Fig.11　Wind force spectrums of models with different roundings[9]

圖11給出Hayashida[9]對圓角靜止模型風洞試驗所得的橫風向整體風力譜S′(n).可以看出,對于具有一定切角率的模型,橫風向風力譜沒有呈現(xiàn)明顯的譜峰,且整體能量比方截面模型明顯偏小.這一結(jié)論在很大程度上解釋了圖10的結(jié)果,即圓角的存在顯著改變了方柱體的漩渦脫落特性,抑制了漩渦的規(guī)律性發(fā)放特征,顯著減小了橫風向整體風荷載.

張正維等[14]對于不同圓角率模型的橫風向基底彎矩修正系數(shù)經(jīng)驗公式為

(2)

圖12給出本文結(jié)果與文獻[14]的對比情況.從圖12(a)可以看出,盡管文獻[14]的擬合公式是從圓角率7.5%開始分段的,但事實上在圓角率不大于12.5%時基底彎矩的減小不明顯,甚至有一定的增大現(xiàn)象,這一點與本文Vr=8時的結(jié)果是類似的.當圓角率增大到15%后,Vr=8時的基底彎矩和渦振響應都迅速減小.當折算風速接近臨界風速時,渦振響應結(jié)果的降幅遠大于彎矩結(jié)果的降幅,說明不同氣動外形所造成的氣彈效應有很大不同.

圖12　本文與文獻[14]的氣動優(yōu)化結(jié)果對比Fig.12　Comparison of aerodynamic optimization result between this paper and Zhang[14]

4立面粗糙條對渦振響應的影響

圖13給出帶粗糙條六邊形模型橫截面簡圖和風洞試驗照片,表3給出模型參數(shù)調(diào)試結(jié)果,如圖14所示為渦振響應統(tǒng)計結(jié)果.從圖14可以看出,粗糙條的存在沒有消除渦振位移的倒“V”字現(xiàn)象, 即沒有顯著降低共振發(fā)生的可能性, 但顯著降低了

圖13　帶粗糙條模型圖片F(xiàn)ig.13　Photos of MDOF model with rough strips

工況n0/HzM/(kg·m-1)ξ/%Sc粗糙條129.949.602.052.102.52.68.28.7無有

圖14　有、無粗糙條的結(jié)果對比Fig.14　RMS responses of models with and without rough strips

共振時的響應幅值,降低幅度接近30%.有關粗糙條的影響,本文的工況較少,有必要進行更深入細致的研究.

5通風洞對渦振響應的影響

所謂通風洞是指貫穿于建筑橫斷面的水平向通透孔.圖15給出通風洞的設置即模型制作效果圖,共設置6各通風洞,每個通風洞的尺寸為20 mm×15 mm,可以實現(xiàn)的最大開洞率為1.8%.在試驗時,為了考察不同位置通風洞對渦振響應的影響,所進行的工況有不開洞、開上排洞、開下排洞、開中排洞、上中下排洞都開,其中洞口的開啟與閉合由硬質(zhì)膠帶完成.表4給出不同洞口朝向下模型在橫風向的自振參數(shù).

圖15　開洞模型風洞試驗圖片F(xiàn)ig.15　Photos of MDOF model with openings

工況n0/HzM/(kg·m-1)ξ/%Sc洞口朝向129.8910.621.351.351.83.43.87.3平行與來流垂直于來流

圖16給出洞口平行與來流時,不同通風洞設置方式對于渦振響應的影響結(jié)果.可以看出,當只開上部或下部一排通風洞時,在臨界風速附近的渦振響應與不開洞時相差不大,而當開中洞或全部洞口都打開時,渦振響應幅值顯著減小,減小幅度接近20%.根據(jù)文獻[16,17]的結(jié)論可知,當通風孔與來流平行時,側(cè)面上游的風壓幅值變化不大,但側(cè)面下游的風壓幅值顯著減小,即通風孔的存在會使橫風向風荷載減小.除此,造成圖16結(jié)果的原因主要有以下2點：1)洞口設置對漩渦脫落特性的影響；2)洞口影響區(qū)域范圍大小及該區(qū)域?qū)u振貢獻大小所致,具體來說頂部洞口的影響范圍較小,下部洞口雖然有較大的影響范圍,但該區(qū)域的風荷載對渦振響應的貢獻相對較小,相反,中部開洞和全開洞的工況會顯著降低渦振響應水平.

圖16　通風洞對渦振響應的影響(洞口平行于來流Fig.16　RMS response of models with openings parallel to flow

圖17　通風洞對渦振響應的影響(洞口垂直于來流Fig.17　RMS responses of models with openings perpendicular to flow

圖17給出當洞口垂直于來流時,不同通風洞的設置方式對于渦振響應的影響結(jié)果.可以看出,當洞口垂直于來流時,不同的開洞方法對于渦振響應的影響與洞口平行與來流方向時是類似的,且當開中洞或開洞口全開時,渦振響應幅值的降低幅度都接近20%.從洞口對于漩渦脫落的影響規(guī)律來看,當洞口垂直于來流方向時,洞口的存在會使洞口附近作用在側(cè)面的流體更難以形成規(guī)則有序的漩渦脫落,因而會在一定程度上抑制共振響應水平.

事實上,若要進一步分析通風洞對流固耦合現(xiàn)象的影響規(guī)律及機理,可以開展精細的氣彈模型測壓試驗,即在洞口附近甚至洞口內(nèi)側(cè)布置大量的測壓點以捕捉同步風壓,考察洞口附近的渦脫特性,也可以用CFD方法或流跡顯示方法考察模型振動時洞口附近的流體軌跡線.以上兩方面的研究很欠缺,本文沒有涉及,對此有待進一步的深入研究.

6結(jié)論

(1)切角的設置顯著降低了臨界風速附近的位移響應,減小了共振發(fā)生的可能性,但不利方面是增大了斯托羅哈數(shù),使結(jié)構(gòu)頻率與渦脫頻率在較小的風速下可能達到相等,從而造成橫風向位移的提前增大.從整體來看,當切角率為7.5%～10%時可以實現(xiàn)較好的抗風優(yōu)化效果；當切角率大于12.5%時,抗風效果開始變差.

(2)當折算風速較小時,切角模型橫風向風致響應的減小主要是由風荷載的減小所致；當折算風速達到臨界風速附近時,切角模型渦振響應的降低主要是由不同外形的氣彈效應的差別所致.圓角模型在一定程度上呈現(xiàn)出這一特征.

(3)當圓角率約為10%時,橫風向渦振響應水平得到了有效的抑制；當圓角率繼續(xù)增大到15%后,橫風向風致響應隨折算風速的變化近似呈直線狀,說明圓角的存在大大抑制了渦激共振發(fā)生的可能性.

(4)粗糙條的設置可以顯著地降低渦振響應幅值,但沒有消除渦振位移響應曲線的倒“V”字現(xiàn)象,有必要進行更細致的研究,以分析不同粗糙條的設置方式對渦振響應的影響.

(5)不論通風洞是垂直于來流還是平行來流,洞口的存在都會減小渦振響應幅值,且于中上部開洞的方式對渦振響應幅值的抑制效果最顯著.在本文的開洞率范圍內(nèi),渦激共振發(fā)生的可能性沒有得到有效控制.可以開展更細致的通風洞設置及風洞試驗,進行更深入的研究.

(6)可以對多種氣動外形的剛性模型和氣彈模型進行多測點的同步測壓試驗,分析氣動外形對氣彈效應的影響及氣彈模型渦振的機理,進而得出更具指導意義的結(jié)果.

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收稿日期：2015-10-17.浙江大學學報(工學版)網(wǎng)址： www.journals.zju.edu.cn/eng

基金項目：國家自然科學基金資助項目(51178359).

作者簡介：王磊(1987-)，男，講師，從事結(jié)構(gòu)抗風研究. ORCID：0000-0002-8058-9665.E-mail：tumuwanglei@163.com 通信聯(lián)系人：梁樞果，男，教授.ORCID:0000-0003-3581-6440.E-mail: liangsgwhu@sohu.com

DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.07.003

中圖分類號：TU 312; TU 972

文獻標志碼：A

文章編號：1008-973X(2016)07-1239-08

Effect of aerodynamic optimization to across-wind response of super tall buildings

WANG Lei1,2,LIANG Shu-guo2,WANG Ze-kang1,ZHANG Zheng-wei3

(1.SchoolofCivilEngineering,HenanPolytechnicUniversity,Jiaozuo454000,China;2.SchoolofCivilandArchitecturalEngineering,WuhanUniversity,Wuhan430072,China;3.ArupInternationalConsultants(Shanghai)LimitedCompany,Shanghai200031,China)

Abstract:Wind tunnel tests of multi-degree-of-freedom (MDOF) aero-elastic model were conducted in order to analyze the influence of aerodynamic modifications on across-wind response of super high-rise buildings with square section. The across-wind displacements of the models with various chamfering ratio, rounding ratio, openings and roughness were measured. Results showed that the vortex-induced vibration (VIV) displacements were significantly decreased when the chamfering ratio was larger than 5% or the rounding ratio was larger than 15%. Under these conditions, the VIV RMS displacements were almost linear with reduced wind speed. The response level decreased with increasing chamfering ratio or rounding ratio, which means the possibility of vortex induced resonance phenomena was decreased. The setting of the specific rough can reduce the amplitude of the vibration response of the vortex by more than 20%.The openings can make the vortex vibration response amplitude decrease, especially when the opening is located at the middle of the model. In summary,aerodynamic optimization is an efficient way to control the vortex-induced vibration of super-tall buildings．

Key words:super tall building; vortex-induced vibration; multi-degree-of-freedom aero-elastic model; aerodynamic shape; chamfering; rounding; roughness; opening