杨晓华 张金明 蔡建国 陆 波 李仲毅 叶霄鹏 宋朋晓
(1.中国铁建投资集团有限公司, 广东珠海 519000; 2.珠海铁建大厦置业有限公司, 广东珠海 519030;3.东南大学国家预应力工程技术研究中心, 南京 210096)
近年来,随着建筑技术水平的不断提高,建筑功能及造型等方面的多样化需求得以满足。其中,高层连体结构能够实现建筑间的连通,加强整体结构刚度,且造型优美独特,因而其建筑形式得到广泛应用。高层建筑是典型的风敏感结构,风荷载是高层建筑结构设计的主要控制荷载之一[1],而高层多塔连体结构的风致响应又因各塔之间的互相干扰而愈加复杂[2-3]。针对造型复杂的高层结构体系,获得结构表面风压数据的常用手段为物理风洞试验与数值风洞模拟方法。传统物理风洞试验测得的建筑表面风压数据理论上都可通过数值风洞模拟方法获得[4]。由于物理风洞试验成本较高、耗时长,因此在结构方案或初步设计阶段,对高层多塔连体结构开展数值风洞模拟能够迅速迭代设计,更为经济、便捷。另外,物理风洞试验模型受限于风洞尺寸,往往采用较大的缩尺比例,复杂构造处风压的精确测量存在较大难度。因此,采用计算流体动力学(CFD)方法开展复杂高层建筑结构的风场环境模拟已成为风荷载评估的可靠手段之一。
毛璐璐等采用CFD方法对不同截面形式的典型超高层建筑进行数值模拟,分析不同截面建筑表面风压规律以进行抗风形体优化[5]。Jendzelovsky等结合风洞试验和CFD方法对三角形高层建筑的外部风压系数进行计算,分析风场对异形高层建筑的影响[6]。Xing等利用CFD方法研究三栋高层建筑的群体影响,探究了高层建筑周围的风场流动[7]。现有的研究成果表明CFD方法具有分析高层复杂形体的能力,且能够考虑建筑之间的群体效应,因此对于造型复杂的多塔连体结构具有良好的适用性。于丽波等采用了4种不同的湍流模型对超高层三塔连体建筑进行了风洞数值模拟分析,发现不同湍流模型下迎风面风压值较为一致,但背风面和侧风面风压数值有稍许波动[8]。闫渤文等基于计算流体动力学与有限元方法对某高层双塔建筑的风荷载及风振响应问题开展研究[9],结果表明该数值模拟方法能够满足高层多塔建筑结构的抗风设计需求。柯世堂等考虑裙房及子楼的干扰作用,针对某超高层三塔连体建筑主楼,基于大涡模拟方法进行数值风洞模拟并分析该建筑风荷载特征及干扰效应[10]。然而现有针对高层多塔连体结构的风场模拟仍有不足,其主要面向的多塔结构的连接体大多布置于中低层,研究结果难以反映高位连接体对多塔结构整体的风压影响。除此以外,针对高层不规则多塔连体结构的风荷载体型系数的研究也相对较少。
本文的高层多塔连体结构地处广东珠海,隶属台风频发地区,易对高层建筑结构造成摧毁性自然灾害。另外,本工程为外形不规则结构,高位连接体之间存在高差,且连接体与塔楼连接处设置多层不规则悬挑结构,本工程的风场环境更加复杂。我国GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》(简称《规范》)[11]对于此类复杂的建筑缺乏相应的体型系数规定,因此对该高层多塔连体结构进行了物理风洞试验,但由于试验模型为缩尺模型,且受限于受压测点的布置,在高位连接体及不规则悬挑处无法完全反映细部的风压系数,也无法反映风压的整体分布。针对本工程特征,本文采用CFD数值模拟技术,对该高层多塔连体结构进行数值风洞模拟仿真,研究建筑表面的风荷载分布以及建筑群周边的风场特征,比较分析CFD模拟结果与物理风洞试验结果,得到建筑物的整体及细部体型系数分布情况,为此类高层多塔连体结构的风荷载计算提供建议。
本文研究对象为珠海横琴铁建广场项目,该项目由T1～T4四栋高层主塔楼、低层裙房以及塔楼之间的高位连廊组成了高层多塔连体结构,建筑模型如图1所示。其中T1塔楼建筑高度为179.4 m,T2、T3塔楼建筑高度为99.7 m,T4塔楼建筑高度为145.7 m。4栋塔楼在高空通过钢结构连廊连接,设置高度为84.4,89.3,94.2 m处。另外,分别在84.40～104.6 m高度处设置了大跨度悬挑楼面,最大悬挑长度约为13 m。空中高位连廊和悬挑楼面的外形为不规则曲面,如图2及图3所示。
图1 建筑模型示意Fig.1 The schematic diagram of the building model
图2 89.30 m标高平面示意Fig.2 The plane diagram at an elevation of 89.30 meters
图3 94.200 m标高平面示意Fig.3 The plane diagram at an elevation of 94.20 meters
本工程属于大底盘高层连体结构,各高层之间存在较大高度差异,结构高位处存在多层连廊与不规则悬挑,结构低层处设置不规则裙房结构。此外,项目周边存在多个干扰建筑,因此风场环境较为复杂。为了明确本工程建筑表面风压及风场特征,本文利用CFD方法对高层多塔连体结构及周围干扰建筑进行数值风洞模拟,以分析其周边风场环境,探究具有高位连接体的高层多塔连体结构风荷载体型系数分布情况,并与风洞试验结果进行比较。
该项目在华南理工大学风洞实验室进行了物理风洞试验[12],所用风洞是一座闭口单试验段回流低速风洞,试验段宽5 m、高3 m、长24 m。测压系统采用美国PSI公司的Initium压力精密测量系统。试验模型的几何缩尺比为1∶250,如图4所示。物理风洞试验中以10°为间隔,测试了36个风向角下建筑物表面的风压分布。根据试验建筑体形和试验要求,在T1～T4塔楼模型表面布置了795个测压点,在围护结构布置了424个测压点。用于确定结构刚度校核用荷载的重现期为50 a,基本风压为0.85 kN/m2。按风洞试验技术要求,采用ESDU数学模型确定塔楼周边场地类型,并以二元尖塔、挡板及粗糙元进行地貌模拟。最终得到了模型表面各点的风压系数,并计算出了表面体型系数以及截面体型系数。截面体型系数是根据整个截面所受风荷载的合力定义的。以矩形平面封闭房屋为例,当风向垂直于墙面时,《规范》给出的迎风面和背风面的体型系数分别是+0.8和-0.5,则截面体型系数为1.3。截面体型系数随着截面高度和风向角的变化而变化,而《规范》无法反映这一变化,需要利用物理风洞试验和数值风洞模拟来进一步求解。
图4 物理风洞试验模型Fig.4 Models in the physical wind tunnel test
3.1 计算模型
本文前处理采用ANSYS ICEM CFD软件,数值风洞模拟仿真采用FLUENT软件,后处理采用CFD-POST软件。
首先确定数值风洞模拟计算域。本工程周围存在多个已建成的高层建筑,周边干扰建筑会对多塔连体结构的表面风压产生一定程度的影响,在建立计算域时应考虑计算范围的大小。为保证流动的充分发展,又要避免对于计算资源的过度损耗,本次数值风洞模拟仿真计算域根据DB31/T 922—2015《建筑环境数值模拟技术规程》确定。如图5所示,计算域水平方向的长和宽在模拟对象各向延伸了4H,垂直方向高度为3H(H为计算域内最高建筑的高度,也称为特征尺寸,本文取200 m)。
图5 计算域确定原则示意Fig.5 The schematic diagram of computing domain determination principle
其次建立数值风洞模拟几何模型,如图6所示。几何模型的建立遵循规则处简化、关键构造处细化的原则,在规则结构如周边建筑、塔楼非云层处进行简化处理,对局部非重要性构件进行简化;在关键位置处如云层悬挑、高位连廊及裙房处尽可能精确反映建筑外表面的曲面特征,对局部位置进行优化处理。
图6 数值风洞模拟几何模型Fig.6 Geometric models for numerical wind tunnel simulation
3.2 网格划分
划分网格时,对高层多塔连体结构几何模型表面进行了局部加密处理,网格类型采用Tetra/Mixed的非结构网格类型,整体最大网格尺寸为20 m。主楼最大网格尺寸为2 m,局部加密部位网格尺寸为1 m,周边建筑最大网格尺寸为5 m。网格单元数量大约为8 627 000。流域表面及主楼表面网格划分如图7与图8所示。
图7 流域表面网格划分Fig.7 Meshing of the watershed surface
图8 主楼表面网格划分Fig.8 Meshing of the tower surface
3.3 湍流模型
湍流是一种流动状态,是时空上混沌且强烈变化、多尺度相互耦合、耗散的三维流体运动状态。湍流模型的选取是CFD模拟中的关键之一[13]。对于建筑物风场的模拟,一般常用的是标准k-ω模型、RNGk-ω模型、SSTk-ω模型以及大涡模型。综合考虑模拟精度、节省计算资源,本文采用SSTk-ω模型作为湍流模型进行计算[14]。
SSTk-ω模型主要包含两个方程[15-16],其中关于湍动能k(m2·s-2)和湍流耗散率ω(s-1)的计算式分别如下:
(1a)
(1b)
其中σω,2=1/0.850 34,μk=μ+μt/σk
μω=μ+μt/σω
式中:ρ为空气密度;U为入射自由流气流;β*和β为湍流模型常数;Pω为湍流耗散率ω的产生速率;F1为被限制变化的函数,在壁面上为1,在壁面边界层外为0;μt为是修正的湍流黏度;σk和σω为模型的扩散常数。另外,有:
(2a)
(2b)
式中:Sij为变形分量的平均速率,s-1;δij为Kronecker delta函数。
3.4 边界条件
选择SIMPLE求解器算法对计算模型进行求解。对于边界条件,最重要的就是入口边界条件。根据风洞实验技术要求,采用ESDU数学模型确定的该工程项目塔楼周边场地类型既有B类地貌又有C类地貌,在编辑风剖面时应分别考虑。入口边界条件利用UDF编译输入梯度风速分布,风速分布采用指数表达式为:
v(z)/vref=(z/zref)α
(3)
式中:z为所求点离基底的距离;zref为参考高度,取10 m;vref为参考高度处的风速,按基本风压0.85 kN/m2计算得到;α根据不同的地貌分别取值。出口边界条件认为是湍流完全发展,流场变量散度为零,所以采用自由出口边界条件。计算域的其余边界条件采用对称边界条件。模型中的建筑表面及地面采用无滑移壁面条件。
3.5 风向角工况
针对本工程高位多塔连体结构以及周边建筑的分布不对称性,进行多风向角下的数值风洞模拟分析。为充分对比数值风洞模拟数据与物理风洞试验数据[12],风向角以10°为间隔,共选择36个风向工况进行分析。风向角分析工况定义如图9所示,其中编号①～④代表高位多塔连体结构的4个立面编号。
图9 数值风洞模拟风向角示意Fig.9 Wind directions angles of numerical wind tunnel simulation
选取0°、180°、210°、270°几个较为典型的风向角工况进行分析。0°和270°风向角下分别对应主楼①号和④号立面被风直吹的情况,周边建筑对于主楼的影响较小,结果较为直观,方便进行对比;180°风向角下对应建筑物③号立面被风直吹的情况,周边建筑对其有明显遮挡;210°风向角下对应建筑物被斜吹的工况。这4种风向角工况能够反映本工程高层多塔连体结构的风场特征。
4.1 数据处理
风荷载体型系数的计算公式为:
(4a)
(4b)
式中:Cpi为i点的平均风压系数;pi为建筑表面i点的绝对压力;μsi为i点的风荷载体型系数;μs为总体风荷载体型系数,选择合适的方向即可依此计算截面体型系数;Ai为i点对应的面积,常取投影面积;A为相应面的投影面积。
4.2 0°风向角模拟结果分析
0°风向角下周边建筑对于主楼的影响较小,主要为4栋主楼之间的相互干扰,4个立面的体型系数计算结果如图10所示。结果显示,在0°风向角下,迎风面的体型系数大部分为正值,其余三个面的体型系数大多为负值。对于①号立面,其为迎风面,T1楼前并无其他楼体遮挡,体型系数的分布为中间大、两边小,T2楼受到T1楼的影响,体型系数分布略有变化,但是大体分布与T1楼一致,体型系数极值为+1.27,大于《规范》所规定的+0.80,但是平均体型系数小于《规范》规定值;③号立面为背风面,体型系数均为负值,其分布较为平均,极值为-0.80,大于《规范》所规定的-0.60,但是大部分区域值均小于《规范》值;②号和④号立面的体型系数分布均为大面积区域负值,沿高度和宽度方向均没有明显规律,其体型系数极值为+0.50和-1.46,其中T1楼高处的体型系数较大。若进行截面体型系数的计算,数值风洞模拟时各高度处的截面体型系数均小于《规范》规定值,且除T1楼的顺风向截面体型系数外,均与物理风洞试验结果相差不大。0°风向角下主楼各高度处数值风洞模拟与物理风洞试验截面体型系数对比如表1所示。
a—①号立面; b—③号立面; c—②号立面; d—④号立面。图10 0°风向角立面体型系数Fig.10 Shape coefficients of facades at 0° wind direction angle
表1 0°风向角下各楼各高度下风荷载截面体型系数计算对比Table 1 Comparisons of shape coefficients of tower sections at different heights and 0° wind direction angle under wind load
4.3 180°风向角模拟结果分析
180°风向角下主楼被周边建筑明显遮挡,4个立面的体型系数计算结果如图11所示。对于迎风面③号立面,建筑物上部体型系数为正值,分布呈现出两边大、中间小,而下部由于周边建筑的遮挡,体型系数主要为负值。①号、②号和④号立面为背风面及侧面,体型系数均呈现大面积负值。但是①号立面下部体型系数绝对值比上部的体型系数绝对值大,这是因为对于高层建筑来说,其背风面会形成一个尺度较大的旋涡,导致建筑物顶部和底部风速较大且相近,中间位置风速较小,考虑到体型系数的计算与建筑物高度呈负相关,所以下部的体型系数绝对值较大。该情况在0°风向角下的③号立面也有所体现,在进行抗风设计时应予以考虑。4个主要立面的平均体型系数均小于《规范》规定值。180°风向角下各高度处数值风洞模拟与物理风洞试验截面体型系数对比见表2,和0°风向角体型系数规律类似,二者的顺风向截面体型系数略有差别,但均小于《规范》值。
a—①号立面; b—③号立面; c—②号立面; d—④号立面。图11 180°风向角立面体型系数Fig.11 Shape coefficients of facades at 0° wind direction angle
4.4 210°风向角模拟结果分析
210°风向角下主楼建筑几乎没有被遮挡,但是气流方向和建筑物正向呈一定角度。4个立面的体型系数计算结果如图12所示。210°风向角下,迎风面为③号及④号立面,大部分区域体型系数为正值,其中体型系数极值在建筑物边缘处,这点在T4楼尤为明显,这说明气流遇到直角后产生了分流,在两个面均产生了较强的风压。此外,裙房迎风面处也形成了较大的体型系数,主要是由于主楼附近的气流撞击建筑物后下沉,与裙房附近气流合为一处所致。①号与②号立面为背风面,产生大面积体型系数负值,分布无明显规律。210°风向角下各高度处数值风洞模拟与物理风洞试验截面体型系数对比见表3,和前述风向角工况类似,顺风向截面体型系数数值存在差异,其余情况下差别较小,但该工况下部分高度处的数值风洞模拟值与物理风洞试验结果大于《规范》规定值,主要位置在临近裙房或高位连廊、悬挑处。可见这些位置处的建筑物不规则外形使得气流发生碰撞、绕流等现象,造成局部体型系数增大的现象,不过从整体上来看,这种影响较为有限。
表2 180°风向角下各楼各高度下风荷载截面体型系数计算对比Table 2 Comparisons of shape coefficients of tower sections at different heights and 180° wind direction angle under wind load
a—①号立面; b—③号立面; c— ②号立面; d—④号立面。图12 210°风向角立面体型系数Fig.12 Shape coefficients of facadesat 210° wind direction angle
4.5 270°风向角模拟结果分析
270°风向角下主楼几乎没有被遮挡,风向与④号立面垂直。体型系数计算结果如图13所示,不同高度处数值风洞模拟与物理风洞试验截面体型系数对比见表4。对于④号立面,物理风洞试验部分测点的体型系数达到-1.4,与《规范》的规定值+0.8有较大差异。相比较而言,数值风洞模拟结果较为平均且与《规范》值更为接近,主楼上部结构最大值为+0.96。对于②号立面,风荷载体型系数的值较为平均且均为负值,其中物理风洞试验部分测点达到-2.0,与《规范》值-0.6差异较大,而数值风洞模拟结果值在-0.7左右。对于①号和③号立面,风荷载体型系数的分布规律不太明显,主要为负值,其中物理风洞试验结果与《规范》值-0.7相比相差较大,而数值风洞模拟结果与《规范》值较为接近。若进行截面体型系数计算,则《规范》值最大,且总体上看数值风洞模拟结果相对较小,说明《规范》对于风荷载体型系数的规定相对保守。此外还可以发现,对于迎风面即④号立面,其体型系数分布非常均匀,除上文解释过的裙房位置较大外,其余部分体型系数的分布与高度变化关系不大。
表3 210°风向角下各楼各高度下风荷载截面体型系数计算对比Table 3 Comparisons of shape coefficients of tower sections at different heights and 210° wind direction angle under wind load
4.6 局部体型系数模拟结果分析
除了高层多塔连体结构规则表面的体型系数分布外,细部构造的体型系数也是抗风设计的重要参考,对高位连廊以及相连塔楼的悬挑结构进行体型系数分析,其中0°、90°、180°与270°风向角工况下高位连廊与悬挑结构体型系数如图14所示。可见:细部构造的形状对风荷载体型系数有较大影响,对于直吹风向,凹截面的体型系数大于凸截面的体型系数,说明风在凹截面处产生了一些撞击和合流,增加了局部风压,部分立面的体形系数值达到1.3。主楼连廊造型使结构局部存在大量的凹截面,造成连廊表面也存在较大的体型系数,如图14b与图14d所示,在设计建造时应当尤为注意,避免建筑物使用过程中出现主体及围护结构破坏的情况。
a—①号立面; b—③号立面; c—②号立面; d—④号立面。图13 270°风向角立面体型系数Fig.13 Shape coefficients of facades at 270° wind direction angle
表4 270°风向角下各楼各高度下风荷载截面体型系数计算对比Table 4 Comparisons of shape coefficients of tower sections at different heights and 270° wind direction angle under wind load
a—0°风向角; b—90°风向角; c—180°风向角; d—270°风向角。图14 高位连廊及悬挑结构体型系数Fig.14 Shape coefficients of the high-altitudecorridor and cantilever structures
本文以珠海某高层多塔连体结构为例,分析了主楼结构表面及局部构造处风压特征与体型系数在不同风向角下的分布,并将CFD方法结果、物理风洞试验结果与《规范》值进行比较。具体结论如下:
1)多塔连体结构迎风面的体型系数主要为正值,呈现出中间大、两边小的分布形式,纵向分布无明显规律且与高度变化关系不大。背风面及侧面体型系数多为负值,变化区间不大,较为均匀。在无周边建筑遮挡时,多塔楼之间互相干扰作用显著。
2)多塔连体结构的迎风面和背风面可能存在下部裙房体型系数绝对值较大的情况。迎风面由于上部气流撞击建筑物后下沉与下部气流合流,而背风面则形成一个尺度较大的旋涡,导致结构下部位置风速较大。斜向气流在直角处易产生分流,在相邻表面形成较大风压。
3)大多情况下体型系数的数值解和试验结果均小于《规范》值,即《规范》相对保守。相比于试验结果,除裙房和临近高位连廊的局部位置,数值风洞模拟的结果与《规范》值更为接近。风直吹的情况下,数值风洞模拟和物理风洞试验结果存在一定差异,数值风洞模拟的结果更为均匀。
4)对于高位连接体以及相连塔楼的悬挑结构,不规则形状对风荷载体型系数有较大影响。在凹面处会产生较大的体型系数,且其数值一般比矩形截面更大。但从整体结构出发,高位连接体与悬挑结构局部体型系数的分布并未发生明显的突变,对整体表面风压影响有限。
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