围护结构风致连续破坏数值模拟_潘攀

第41卷第7期2011年7月建筑结构Building Structure Vol．41No．7Jul．2011围护结构风致连续破坏数值模拟潘攀，田玉基（北京交通大学土木建筑工程学院，北京100044）［摘要］基于CFX5.7软件平台，对一典型大跨度空间结构进行风荷载数值模拟，研究结构模型各墙面及屋盖等围护结构存在开孔时内外压联合作用的情况。

并将模拟结果与依据《建筑结构荷载规范》（GB50009—2001）中关于内部压力修正的规定得出的结果进行对比，指出规范中存在的一些不足之处。

归纳出建筑物围护结构风致连续破坏的一些规律。

［关键词］围护结构；风致内压；体型系数；数值模拟中图分类号：TU312.1文献标识码：A文章编号：1002-848X （2011）07-0127-03Numerical simulation on wind-induced continuous damage of building envelopePan Pan ，Tian Yuji（School of Civil Engineering ，Beijing Jiaotong University ，Beijing 100044，China ）Abstract ：Mean wind pressures of a large span space structure were computed based on CFX5.7software with shear stress transport．According to the numerical simulation ，the influence of wind-induced internal pressure was studied．Comparisons between the results from the present computation and the results from the related items in Load code for the design of building structures were made ，and it showed that the method provided in the code was not complete．According to the results from the numerical simulation ，some rules about wind-induced continuous damage of building envelope were put forward．Keywords ：building envelope ；wind-induced internal pressure ；shape coefficient ；numerical simulation作者简介：潘攀，硕士研究生，Email ：panpan_cc@ 。

0引言大型现代建筑在风荷载作用下整体破坏的例子并不多见，但其局部围护结构遭到风致破坏的情况时有发生。

当建筑物的墙面或其他部位围护结构破坏致使建筑开有孔洞时，因开孔而产生风致内压，此时屋盖和墙面受到内外压的共同作用，常使结构处于非常不利的受力状态［1］，甚至导致结构产生连续性的破坏。

迄今为止，建筑物风致内压研究在实际工程中的运用还不是十分理想，各国荷载规范只是笼统地提到了内压取值范围，对于不同开孔情况下的内压取值无详细规定。

工程设计中没有统一明确的规范，这也是一些破坏事故产生的重要原因。

目前对建筑进行风荷载研究的主要方法是风洞试验方法，但风洞试验费用昂贵，周期较长，因此无法对多个不同参数的方案进行对比，且试验要受缩尺影响。

数值模拟方法能提供风洞试验不便或无法提供的绕流流场信息，可以方便地变化模拟中的各种参数，以探讨各种参数变化对结构抗风性能的影响，且成本较低［2］。

由于Stathpouolos 通过试验发现突然开孔时内压瞬时响应的极值要比随后的稳态响应的极值要小，这一发现告诉人们研究开孔结构内压的稳态响应更具有现实意义［3］。

因此，采用基于CFX 流体动力学数值模拟的软件平台进行稳态下的模拟研究。

1数值模型的建立1.1几何建模及模拟工况模拟的大跨度空间结构长120m ，宽80m ，低端墙高20m ，高端墙高30m ，屋面结构为柱面网架钢结构，屋面矢跨比1/8，采用实尺寸建模，计算域取1320m ˑ1280m ˑ300m ，建筑物置于计算域沿流向前1/3处。

计算域的设置满足阻塞率小于3%的要求，以尽量消除计算域对所关心模型附近流场的影响。

模拟共分4种工况，工况1：模型为全封闭，并且在长安大学大气边界层风洞中进行了相应的表面压力测量风洞试验，该风洞是一座回、直流两用型风洞，风洞洞体为钢和混凝土混合结构，试验段尺寸为3m ˑ2.5m ˑ15m ，测压风洞试验模型为一刚体模型，具有足够的强度和刚度，在13 15m /s 的试验风速下不发生破坏并且不出现振动，保证了压力测量的精度，模型的几何缩尺比为1/100；工况2：模型低端处墙面有一个6m ˑ6m 的开孔；工况3：模型低端及高端处墙面分别有一个6m ˑ6m 的开孔；工况4：模型屋盖中部有一个6m ˑ6m 的开孔。

对以上4种工况分别进行了13个风向角的计算模拟，风向角间隔为15ʎ，风向角变化方向、模型上的代表性测点布置及各工况开孔位置见图1。

使用非结构化网格离散流域，工况1模型在0ʎ建筑结构2011年图1各测点布置及各工况开孔位置示意图2工况1模型0ʎ风向角网格划分风向角下的网格划分见图2。

1.2边界条件及湍流模型1.2.1边界条件入口风速剖面采用指数律：v =v 0（z /z 0）α。

式中α为地面粗糙度指数，参照《建筑结构荷载规范》（GB50009—2001）（以下简称荷载规范）中的B 类地貌，α=0.16。

z 0为参考点高度，取为10m ，该点平均风速v 0=8.6m /s ，z ，v 分别为流域内某高度及此高度处对应的平均风速。

入口边界处湍动能k 和湍动涡量的平方平均值ω运用以下公式计算：k =1.5（vI ）2（1）ω=k 12/c 14μL（2）湍流参数c μ取值为0.09，湍流强度I 和湍流积分尺度L 借鉴日本规范给定的公式［4］：I =0.1（z /z G ）－α－0.05（5＜z ≤350）0.1（5/z G ）－α－0.05（z ≤5{）（3）L =100（z /30）0.5（30＜z ≤350）100（z ≤30{）（4）式中z G 为B 类地貌梯度风高度，取350m 。

出流边界：出流接近完全发展，采用完全发展出流边界条件，流场任意物理量沿出口法向的梯度为零。

流域顶部及两侧边界：采用对称边界条件，等价于粘性流动中的自由滑移壁面，垂直于对称面方向的物理量梯度为零。

建筑物表面及地面：采用无滑移的壁面条件。

1.2.2湍流模型采用CFX5.7软件中预测钝体绕流精度较好的SST （shear stress transport ）k-ω湍流模型进行模拟［5］。

2模拟结果及分析2.1模拟结果数据处理各测点无量纲的平均风压系数C P （风压为正，风吸为负）定义为：C P =2P /ρv 20（5）式中：ρ为空气密度；对于工况1，P 为建筑外表面风压，对于工况2 4，P 为内外表面净风压。

按照荷载规范，计算围护结构时，对于封闭的建筑物按外表面风压的正负情况取ʃ0.2的风压修正系数来考虑内压的影响，因此定义工况1各测点的局部体型系数为：μs =（z 0/z ）2αC P ʃ0.2（6）工况2 4各测点的局部体型系数是根据数值模拟考虑开孔模型在内外压联合作用下得出的，不做ʃ0.2的修正［6］，即：μs =（z 0/z ）2αC P （7）2.2工况1模拟结果与风洞试验结果对比图3为通过数值模拟和风洞试验得出的工况1封闭结构0ʎ风向角时屋盖处的C P 等值线图。

从图中可看出，数值模拟结果与风洞试验结果吻合得较好，说明数值模拟中采用的入流边界条件、湍流模型及其他参数具有较高的适用性；也可说明虽然除工况1外的其余3种工况并未做过相关风洞试验，但沿用以上工况1各项模拟条件及参数采用数值模拟的手段进行与工况1具有相同场地类别和相同风环境的工况2 4的流场数值模拟所得出的结论也具有较高可信度。

2.3工况1 工况3模拟结果比较由图4可看出：1）0ʎ 80ʎ风向角内，工况2的局部体型系数绝对值大于工况1的局部体型系数绝对值，说明建筑物外部处于正压区墙面的围护结构破坏，导致单面开孔，使建筑物的屋盖及外侧处于负压区的墙面处于不利状态，仅依据荷载规范对封闭建筑的外压做ʃ0.2的内压修正并不安全；2）在0ʎ及180ʎ风向角附近，工况3的局部体型系数绝对值大于工况1的局部体型系数绝对值，说明建筑物迎风面及背风面墙体同时存在开孔时，屋盖部分依据荷载规范对封闭建筑的外压做ʃ0.2的内压修正也不安全；3）如果建筑围护结构的承载力薄弱点在墙面，由以上分析可总结出建筑围护结构可能出现的821第41卷第7期潘攀，等．围护结构风致连续破坏数值模拟图3工况1模型0ʎ风向角屋盖处C P 等值线图一个风致连续破坏过程：在风荷载作用下，建筑迎风墙面围护结构首先风致破坏形成开孔；建筑内压迅速增大，屋盖处围护结构在外压为负、内压为正的情况下遭连续破坏。

或者表现为迎风墙面围护结构首先破坏形成开孔；建筑外表面处于负压区的墙面围护结构在外压为负、内压为正下接着遭到破坏；背风负压区墙面破坏后类似于工况3的模型，此时在部分风向角下（0ʎ及180ʎ）内压系数仍较大，在风荷载较大时，将可能继续导致屋盖围护结构破坏。

2.4工况1、工况4模拟结果比较分析图5中数据可知：1）由屋盖处的测点3及测点6的模拟结果可见，在绝大多数风向角下，工况1的局部体型系数绝对值大于工况4的局部体型系数绝对值，即对于屋盖可开启式建筑，在大风情况下开启屋盖对屋盖结构有利；2）由墙面上的测点9 12的数据可见，屋盖存在开孔时，外表面处于正压区墙面的围护结构处于不利状态，此时如果只依据荷载规范对封闭建筑的外压做ʃ0.2的内压修正并不合理；3）从测点10 12的数据可见，当风向角处在0ʎ及180ʎ附近时，工况1和工况4的局部体型系数绝对值差距不大但符号相反，即依据荷载规范修正与考虑内外压联合作用得出的局部体型系数所表示的受力方向相反。

说明屋盖开孔，对墙面受力影响很大甚至使受力反向，依据荷载规范按建筑外表面风压的正负相应的取ʃ0.2的内压修正显然不合图4部分测点在工况1 工况3中的局部体型系数变化曲线图5部分测点在工况1、工况4中的局部体型系数变化曲线理甚至会误导设计者；4）如果建筑的承载力薄弱点在屋盖处，由以上分析可总结出建筑围护结构可能出现的另一个风致连续破坏过程：在风荷载作用下，建筑屋盖处围护结构首先遭风致破坏形成开孔；之后建筑内压迅速增大且为负压，建筑外表面处于正压区的墙面围护结构在外压为正、内压为负的情况下接着遭到破坏。