開孔建筑內壓風洞試驗及其與國內外規范對比

陳 勝，黃 鵬，顧 明

（同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海200092）

在臺風等風災破壞中，當風致碎片沖擊并損壞建筑的圍護結構以后，原本處于封閉狀態的建筑將會產生開孔，從而導致建筑內部風壓突然增大，對開孔建筑的安全性造成巨大的威脅［1-2］。因此，在開孔建筑的抗風設計中，建筑內部風壓的取值是保證建筑抗風安全性重要的一部分。開孔建筑的風致內壓響應是一個復雜的問題，有很多因素都會導致開孔建筑內壓發生變化，例如建筑周邊地貌環境、開孔的位置和大小、建筑背景孔隙率和結構的柔度等［3-5］。但是在實際建筑抗風設計中，建筑物的外形、背景孔隙率以及柔度等特性區別較大，很難將所有因素對開孔建筑內壓的影響都考慮在內。特別是對于風荷載規范，由于其需要廣泛的適用性，故應在對開孔建筑內壓系數取值時考慮最主要的影響因素。

目前世界上各個國家的風荷載規范對開孔建筑風致內壓取值的規定有較大的不同。日本建筑學會在本國規范［6］中指出，開孔建筑內壓的計算必須考慮開孔在墻面上的大小，但其只定義了封閉建筑的內壓系數，取值為0或-0.4。我國在《建筑結構荷載規范》［7］中不僅定義了封閉建筑的內壓系數，還根據開孔率的大小定義了開孔建筑的內壓系數。美國土木工程師協會提出的ASCE7-16規范［8］將建筑分成封閉式和開敞式等不同類型，并根據建筑類型給出了相應的內壓系數。澳大利亞/新西蘭AS/NZS 1170.2：2011規范［9］對開孔建筑內壓系數的定義最為詳細，不僅給出了建筑迎風面開孔時的內壓系數，還定義了開孔位于側風面、背風面和屋面時的內壓系數。需要說明的是，各國風荷載規范中定義的內壓系數均為開孔建筑內部風壓的平均值。

本文首先通過風洞試驗對開孔低矮房屋模型的內壓響應進行了測量，討論了開孔孔口周邊的外部風壓、風向角、風場湍流強度和開孔率對開孔建筑內壓均值響應的影響，并從時程和功率譜兩方面分析了開孔結構內部風壓與開孔孔口周邊外壓的相關性。然后將風洞試驗結果與當前國內外具有代表性的3種風荷載規范：我國《建筑結構荷載規范》、美國規范ASCE7-16規范以及澳大利亞/新西蘭規范AS/NZS 1170.2：2011進行了對比。最后對這3種規范在開孔建筑內壓系數取值方面的準確性進行評價，并分析了它們各自的優勢和不足之處。

1 風洞試驗概況

1.1 試驗模型及測點布置

開孔建筑內壓響應試驗在同濟大學土木工程學院土木工程防災國家重點實驗室的TJ-2大氣邊界層風洞完成，TJ-2大氣邊界層風洞是一個閉口回流式矩形截面風洞。在開孔結構的內壓研究中，美國德州理工大學風工程研究現場試驗室的TTU（Texas Tech University）建筑模型具有較廣泛的應用［10］，許多研究人員均以此建筑為原型進行開孔結構的風致內壓研究［11-12］，因此本文也采用TTU模型作為建筑原型進行剛性風洞試驗研究。試驗模型長548 mm，寬364 mm，高160 mm，縮尺比為1：25，如圖1。該模型采用雙層有機玻璃板制作而成，將測壓管線布置在雙層板中間，減小了在來流作用下測壓管對結構內壓的干擾。雙層板板厚為10 mm，因此模型內部長528 mm，寬344 mm，高150 mm，內部容積為0.027 m3。主開孔布置在模型的迎風面上，可通過拆卸并更換不同的迎風面來模擬不同面積大小的開孔。風洞試驗風向角以來流垂直于開孔墻面為0°，逆時針方向為正風向角，如圖2所示。根據對稱性，試驗風向角范圍取為0°到180°，間隔為10°。

圖1 TTU剛性測壓試驗模型Fig.1 TTU rigid test building model

圖2 風向角定義Fig.2 Definition of wind direction

在屋面布置了20個內壓測點，左右墻面各布置了15個內壓測點，背風面布置了12個內壓測點，迎風面根據開孔大小的不同布置了22或20個內壓測點。其中位于開孔孔口周邊的8個測點為內外壓雙面測點，目的是為了分析孔口周邊的外部風壓與開孔結構內壓的相關性，內外風壓滿足同步測量的要求，測點布置圖如圖3所示。為了研究開孔面積（開孔率）對內壓響應的影響，設置了4種位于迎風面正中心、面積不同的方形開孔，其邊長分別為31、53、68和81 mm，對應的開孔率（開孔面積與開孔墻面面積之比）分別為0.017、0.048、0.079和0.112。

圖3 測點布置Fig.3 Layout of pressure taps

1.2 風場模擬

試驗采用被動模擬的方法實現所需風場的模擬，為了研究湍流強度對開孔結構內壓響應的影響，需保證模型開孔處范圍內的湍流強度一致，因此模擬的風場需為均勻湍流場。此外，為了消除地面邊界層對均勻湍流場的影響，試驗設置了一個高20 cm、直徑100 cm的圓形試驗平臺（如圖1所示），將模型從地面抬高20 cm，從而確保模型開孔處范圍內的湍流場是均勻的。圖4為從圓形試驗平臺表面開始算起風洞試驗中模擬的3種均勻風場的平均風速剖面、湍流度剖面和開孔中心高度處的風速功率譜，模型迎風面開孔處的風速均保持為10 m·s-1。圖中，參數n為頻率，Su（n）為風速功率譜函數，σ2為風速方差，Lu為湍流積分尺度，U為風速均值。從圖中可知，在模型最大開孔高度范圍4～12 cm內，平均風速和湍流度均相差不大，在此范圍內風場1、2、3的湍流強度分別約為0.014、0.094和0.176，均滿足均勻風場的要求，且試驗風速功率譜與Karman譜吻合良好。

圖4 各風場平均風速剖面、湍流度剖面及風速功率譜Fig.4 Profiles of mean wind speed and turbulence intensity,and wind speed spectra for three wind fields

風壓測量采用Scanivalve電子壓力掃描閥系統，采樣頻率為312.5 Hz，采樣時間設置為28.8 s，即每個測點的采樣數據為9 000個。由于試驗風速和實際風速比為1：1，模型縮尺比為1：25，根據相似定律，28.8 s采樣時間對應的實際采樣時間為12 min，大于10 min，滿足規范要求［7］。

2 風洞試驗結果分析

2.1 內壓與孔口周邊外壓的相關性

2.1.1 內外壓隨風向角變化

圖5為開孔周邊外部風壓系數和開孔模型內部風壓系數隨風向角的變化曲線，開孔孔口尺寸為53 mm×53 mm（開孔率0.048）。需要說明的是，在對內壓數據進行處理前，首先對內壓在結構內部不同位置處的空間分布特性進行了分析，結果表明不論在正風向還是斜風向下，開孔結構的平均和脈動內壓均具有較好的空間相關性，即在開孔結構內部均勻分布。因此，數據處理中將采用所有內壓測點數據的平均值代表開孔結構內壓響應的大小，而孔口周邊外壓系數也均為所有外壓測點測得數據的平均值。由圖可見，不論在哪個風向角下，該開孔尺寸的內壓響應大小與孔口周邊的外部風壓都非常接近，外壓只比內壓稍大一些。當風向角大于60°以后，內外壓系數均開始由正值（壓力）變成負值（吸力）。因此，開孔結構平均內壓系數的大小需要根據開孔孔口周邊外壓系數的大小來確定，后文的規范對比將對此進行相關的討論。

圖5 平均外壓和內壓系數隨風向角變化Fig.5 Mean external and internal pressure coefficients as a function of wind direction

2.1.2 內外壓響應時程相關性

圖6對比了開孔尺寸為53 mm×53 mm的模型，在0°正風向角和70°斜風向角下的內壓系數與孔口周邊外壓系數的時程變化曲線。由圖可見，無論在0°還是70°風向角下，開孔結構的內壓響應與孔口周邊外壓響應在時程上均具有高度的同步性，且不會受到風向角的影響。

圖6 孔口周邊外壓系數與內壓系數時程曲線對比Fig.6 Comparison of time histories of external pressure coefficient around orifice and internal pressure coefficient

2.1.3 內外壓響應功率譜相關性

為了進一步分析開孔結構內壓動力響應的特性及其與孔口周邊外壓響應之間的關系，圖7對比了在0°正風向角和70°斜風向角下，開孔尺寸為53 mm×53 mm時模型內外壓系數的功率譜曲線。從圖中可以看出，雖然內外壓響應功率譜的同步性沒有內外壓響應時程的同步性那么高，但是在0°正風向角下仍然表現出了一定的相關性，并且彼此之間相差不大。而在70°斜風向角下，內外壓系數功率譜函數則有很大的區別，尤其是在內壓功率譜函數曲線上，出現了2個共振峰，內壓系數功率譜在這2個共振峰的頻率附近明顯大于外壓系數功率譜。根據相關研究的結論，這2個共振峰可能是由于斜風剪切流在孔口處產生的漩渦脫落與內壓Helmholtz共振導致的［13-15］。

為了更直觀地對比內外風壓系數功率譜函數的大小，將內壓系數功率譜與外壓系數功率譜的比值定義為內壓導納，并將0°正風向角和70°斜風向角的開孔模型內壓導納曲線繪于圖8中。由圖可見，在0°正風向角下，總體上內外壓系數功率譜相差不大，內壓導納的值基本在1左右的范圍內波動。但是在70°斜風向角下，內壓導納波動很大并且也出現了2個明顯的峰值，其最大值甚至超過了10，這意味著內壓系數功率譜可能比外壓系數功率譜大10倍以上。因此，開孔結構的內壓響應在功率譜上與孔口周邊外壓在斜風向角下存在很大的差異。

圖8 內壓系數導納曲線Fig.8 Admittance curves of internal pressure coefficient

2.2 湍流強度的影響

建筑物周邊不同類型的地貌會導致來流湍流強度發生很大的變化，對開孔建筑的內壓響應具有不可忽略的影響。圖9為來流風速為10 m·s-1時，邊長53 mm的方形中心開孔結構在3種不同湍流度的均勻湍流風場中平均內壓系數隨風向角的變化曲線。由圖可見，在同一風向角下，湍流度越大，開孔結構的平均內壓系數越大，這意味著較大的湍流度將會增強開孔結構的內壓均值響應。此外不論來流湍流度多大，平均內壓系數的最大正值均出現在0°風向角時，即開孔墻面垂直于來流方向。但是平均內壓系數的最大負值出現在90°風向角下，即開孔墻面平行于來流方向，而不是大于90°的風向角，即迎風墻面位于背風面時。

圖9 3種湍流風場中平均內壓系數隨風向角變化Fig.9 Mean internal pressure coefficients as a function of wind direction for three turbulent wind fields

2.3 開孔面積（開孔率）的影響

圖10為邊長分別為31、53、68和81 mm（開孔率分別為0.017、0.048、0.079和0.112）的4種方形中心開孔結構在10 m·s-1來流風速下平均內壓系數隨風向角的變化曲線。由圖可見，在同一風向角下，開孔結構的平均內壓系數隨開孔面積的增大而增大，這是因為較大的開孔面積增大了外部風壓對內部風壓的影響，同時還減小了內壓體系的阻尼比［16］，導致開孔結構的內壓響應更加強烈。此外，隨著開孔面積的增大，內壓均值響應的增大幅度卻逐漸減小，當開孔面積為68 mm×68 mm（開孔率0.079）和81 mm×81 mm（開孔率0.112）時，它們的平均內壓系數在各風向角下幾乎都相等。因此，當開孔率達到0.1左右后，開孔建筑的平均內壓系數隨開孔面積的進一步增大變化很小。

圖10 不同開孔面積的平均內壓系數隨風向角變化Fig.10 Mean internal pressure coefficients with different opening sizes as a function of wind direction

3 風洞試驗結果與各國規范的對比

3.1 對比我國規范GB 50009—2012

我國《建筑結構荷載規范：GB 50009—2012》規定，建筑物內部壓力的局部體型系數可按下列規定采用：①封閉式建筑物。按其外表面風壓的正負情況取-0.2或0.2。②僅一面墻有主導孔口的建筑物。當0.02＜δ≤0.10時，取0.4μsl；當0.10＜δ≤0.30時，取0.6μsl；當δ＞0.30時，取0.8μsl。③其他情況。按開放式建筑物的μsl取值。其中，δ為開孔率；系數μsl為外部風壓局部體型系數，即外部平均風壓系數，此處應取主導孔口對應位置的值，對應風洞試驗模型的開孔迎風墻面局部體型系數μsl取值應為1.0。由此可計算，當開孔墻面正對風向時不同開孔率對應的開孔建筑內壓系數，并將其與風洞試驗結果進行對比，如圖11所示。

圖11 規范和風洞試驗的內壓系數隨開孔率變化對比Fig.11 Comparison of mean internal pressure coefficients as a function of opening ratio in Chinese code and wind tunnel test

從圖中可以看到，無論開孔多大，風洞試驗結果均遠大于規范取值。需要特別說明的是，這里風洞試驗的結果是在湍流度為0.014的均勻風場中得到的，而在規范中的體型系數值是基于B類風場（田野、鄉村、叢林、丘陵以及房屋比較稀疏的鄉鎮地區）10 m高度處的基本風速定義的，其對應的風場湍流度為0.14。根據前文開孔結構平均內壓系數隨來流湍流度的變化規律可知，湍流度越大，平均內壓系數也越大，所以如果增大風洞試驗中的湍流度使其與規范一致，將進一步增大試驗的內壓均值響應結果，從而使規范的取值與風洞試驗結果相差更大。因此，我國現行風荷載規范較大低估了開孔結構風致內壓的取值，需要較大幅度提高目前所規定的內壓體型系數。

3.2 對比美國規范ASCE7-16

美國規范ASCE7-16將建筑物分為4類：全封閉式、部分封閉式、開敞式和部分開敞式。①全封閉式建筑：外部風壓為正壓的墻面上的開孔總面積A0不超過0.37 m2或該墻面總面積Ag的1%中的較小值。②部分封閉式建筑：外部風壓為正壓的墻面上的開孔總面積A0應大于建筑其他圍護結構（墻面和屋面）上的開孔總面積A0i的1.1倍，并且外部風壓為正壓的墻面上的開孔總面積A0大于0.37 m2或該墻面總面積Ag的1%中的較小值，且建筑其他圍護結構（墻面和屋面）的開孔率不超過20%。③開敞式建筑：建筑每個墻面上的開孔率都不小于80%。④部分開敞式建筑：不符合全封閉式、部分封閉式或開敞式建筑物要求的建筑物。規范ASCE7-16給出了以上各類建筑的內部風壓系數的取值，如表1所示。

表1 ASCE7-16內壓系數取值Tab.1 Internal pressure coefficient of ASCE7-16

本文風洞試驗模型開孔尺寸對應的開孔率分 別 為0.017、0.048、0.079和0.112，均 滿 足0.01Ag＜A0＜0.8Ag，并且試驗中所有模型的開孔均為建筑圍護結構上的單個開孔，即A0i=0，故風洞試驗的開孔模型均屬于部分封閉式建筑類型。將風洞試驗的結果與規范ASCE7-16的取值進行對比，如圖12所示。由圖可見，規范ASCE7-16對開孔建筑內壓系數的取值遠小于風洞試驗獲得的內壓系數，并且隨著開孔率的增大二者的差距也越來越大，規范ASCE7-16低估了開孔建筑的內壓系數。由風洞試驗結果可知，開孔建筑的平均內壓系數隨開孔面積的增大而增大，而規范ASCE7-16并沒有區分開孔率在0.01～0.80范圍內（部分封閉式建筑）的開孔建筑內壓系數，因此現行規范ASCE7-16對開孔建筑內壓系數的取值方法較粗略，應該基于開孔率的大小對其進行更細致的區分。

圖12 ASCE7-16和風洞試驗內壓系數隨開孔率變化對比Fig.12 Comparison of mean internal pressure coefficients as a function of opening ratio in ASCE7-16 and wind tunnel test

3.3 對比澳大利亞/新西蘭規范AS/NZS 1170.2：2011

在當前各國的風荷載規范中，澳大利亞/新西蘭規范AS/NZS 1170.2：2011對開孔建筑內壓系數的取值定義最為詳細，其不僅給出了開孔位于迎風面時的內壓系數，還給出了開孔位于側風面、背風面和屋面時的內壓系數。具體取值方法如表2所示。表中，Cpe為最大開孔所在位置處對應的外壓系數，ε為某個表面上的開孔面積與其他表面上開孔面積的比值。

本文進行風洞試驗的模型均為單開孔結構，因此主開孔墻面上的開孔面積與建筑其他表面上的開孔面積之比不小于6，則由表2可知，不論開孔位于迎風面、背風面還是側風面上，建筑的內壓系數均等于外壓系數Cpe。根據規范AS/NZS 1170.2：2011的相關規定，可得與風洞試驗建筑模型相對應的外壓系數，從而確定其開孔狀態下的內壓系數，分別為：開孔位于迎風墻面上時為0.8，開孔位于背風墻面時為-0.3，開孔位于側風墻面時為-0.5。將規范AS/NZS 1170.2：2011對內壓系數的取值與風洞試驗結果進行對比，如圖13所示。

表2 AS/NZS規范內壓系數取值Tab.2 Internal pressure coefficient of AS/NZS code

圖13 AS/NZS規范和風洞試驗內壓系數隨開孔率變化對比Fig.13 Comparison of mean internal pressure coefficients as a function of opening ratio in AS/NZS code and wind tunnel test

由圖中可以看到，總體上規范AS/NZS 1170.2：2011的取值與風洞試驗的吻合程度較為理想。開孔面積的大小對內壓系數的影響在開孔位于迎風墻面上時最明顯，對開孔位于側風墻面時的影響相對較小，而當開孔位于背風墻面上時，開孔建筑的內壓大小幾乎不會受到開孔面積的影響。因此，為了改進現行方法的不足，AS/NZS風荷載規范可以考慮在開孔位于迎風和側風墻面時，根據開孔率的大小對開孔建筑的內壓系數進行更細致的區分。

3.4 3種風荷載規范的比較

通過對比以上3種風荷載規范對開孔建筑內壓系數的取值方法可以發現，各國規范考慮影響內壓系數的因素包括開孔率的大小、開孔處的外部風壓以及開孔所在墻面的風向角。由風洞試驗結果可知，這些因素對開孔結構的風致內壓響應均有顯著的影響。但是這3種規范在區分內壓系數時對這些因素考慮的側重點卻有所不同，并不是每個因素都考慮在內，具體可總結成如表3所示。

表3 3種規范定義內壓系數時考慮的因素Tab.3 Factors considered in three codes determining internal pressure coefficient

從表中可以看到，我國《建筑結構荷載規范》考慮了開孔率和外部風壓對開孔結構內壓系數的影響，但是不足是只給出了主導孔口位于迎風墻面時的內壓系數，缺乏當開孔位于側風墻面和背風墻面等其他墻面上時對內壓系數的定義。美國規范ASCE7-16只簡單考慮了開孔率的大小對內壓系數的影響，但并沒有區分開孔率在0.01～0.80范圍內（部分封閉式建筑）的內壓系數，并且通過風洞試驗結果可知，開孔建筑的內壓大小與孔口周邊的外壓密切相關，而規范ASCE7-16對內壓系數取值時并未考慮開孔處的外壓大小。澳大利亞/新西蘭規范AS/NZS 1170.2：2011的最大特點是不僅定義了開孔位于迎風墻面的內壓系數，還定義了開孔位于側風墻面、背風墻面和屋面時的內壓系數，并且考慮了外部風壓與內部風壓的聯系，但是它并未根據開孔率的大小對內壓系數進行更細致的區分。

另一方面，通過對比這3種規范的內壓系數取值與風洞試驗的結果還可以發現澳大利亞/新西蘭規范AS/NZS 1170.2：2011的內壓系數取值與風洞試驗結果比較吻合，但是我國《建筑結構荷載規范》和美國規范ASCE7-16都較大低估了開孔建筑內壓系數的大小。因此在對各國規范的改進中，我國和美國的規范都應該增大內壓系數的取值，并且可以考慮加入對開孔位于側風墻面、背風墻面和屋面等建筑其他表面時內壓系數的定義，而澳大利亞/新西蘭的規范應該基于開孔率的大小對開孔建筑的內壓系數進行更細致的區分。

4 結論

設計了3種均勻湍流風場進行開孔低矮建筑的內壓風洞試驗，討論了孔口周邊外部風壓、風向角、風場湍流強度和開孔面積（開孔率）對開孔建筑平均內壓系數的影響，同時將風洞試驗結果與國內外現行風荷載規范進行了對比，分析了當前各國風荷載規范中對開孔建筑內壓系數取值的準確性以及各自的優勢和不足，得到了一些適用于當建筑的門窗等圍護結構在風災中遭受破壞從而產生主開孔時，其內部平均風壓系數大小變化情況的結論。主要研究結論如下：

（1）開孔結構的內壓大小與開孔孔口周邊的外壓大小密切相關。在正風向角和斜風向角下，開孔結構的內壓響應與孔口周邊外壓在時程上均具有高度的同步性，但是斜風向角時的內壓響應與孔口周邊外壓在功率譜上存在很大的差異。由于內壓共振響應的存在，斜風向角時內壓系數功率譜在共振頻率附近明顯大于外壓系數功率譜，且相差可能高達10倍以上。

（2）當孔口位于迎風墻面正中心，且來流方向垂直于開孔墻面時（0°風向角），開孔建筑的平均內壓系數最大，但是當來流方向平行于開孔墻面時（90°風向角）平均內壓系數負值最大。對于湍流度的影響，在同一風向角下，來流湍流度越大，開孔建筑的平均內壓系數也越大。

（3）在同一風向角下，較大的開孔面積（開孔率）將增大開孔建筑的內壓均值響應，但是開孔建筑內壓均值響應的增大幅度隨開孔面積的增大而減小，當開孔率達到0.1左右后，開孔建筑的平均內壓系數隨開孔面積的進一步增大在任一風向角下變化都很小。

（4）我國《建筑結構荷載規范》較大低估了開孔建筑內壓系數的大小，當前規范應提高不同開孔率區間的內壓體型系數取值，此外還應該考慮增加對開孔位于側風墻面、背風墻面和屋面等其他風向角下內壓系數取值的規定。

（5）美國規范ASCE7-16對開孔建筑內壓系數的取值普遍小于風洞試驗的結果，且沒有區分開孔率在0.01～0.80范圍內（部分封閉式建筑）內壓系數的差別，與實際情況相差較大。

（6）澳大利亞/新西蘭規范AS/NZS 1170.2：2011對內壓系數的取值與風洞試驗結果吻合較好，并且較準確地定義了開孔位于側風和背風墻面時的內壓系數。但是當開孔位于迎風和側風墻面時，可以考慮根據開孔率的大小對開孔建筑的內壓系數進行更細致的區分。

作者貢獻說明：

陳勝：提出研究思路，設計研究方案，負責風洞試驗，采集和分析試驗數據，撰寫論文。

黃鵬：修改研究方案，獲取研究經費，指導風洞試驗實施和論文撰寫，審閱和修改論文。

顧明：參與論文選題和設計，修改研究方案，審閱和修訂最終版本論文。