并列圓角弧邊三角形雙塔層風力干擾特性研究

藍呂康， 陳水福

（浙江大學建筑工程學院，杭州 310058）

0 引言

高層建筑常采用平面規則且較為對稱的截面形式，例如方形、圓形、三角形等形式。雙塔高層建筑之間存在明顯的相互氣動干擾效應，該效應一直是結構風工程領域的研究熱點。相關研究主要集中在建筑間距、建筑高度、建筑排布角度和體型的影響等方面。文獻［1］對群體建筑之間的干擾效應進行了系統綜述，介紹了該領域研究狀況以及規范成果。吳倩云等［2］采用風洞試驗方法研究了間距比的變化對并列雙方柱的風壓系數、升力系數和阻力系數的影響，結果表明間距比等于2.5是一臨界工況，當大于2.5時干擾效應不再顯著。陳強等［3］基于實際工程項目，研究了圓角三角形雙塔高層建筑四種不同排布角度對風荷載的影響，并做了風振響應分析，結果顯示30°錯位和角對角排布下，雙塔建筑局部體型系數最小。謝壯寧等［4］研究了不同高寬比的兩方柱在不同地貌下的靜力和動力干擾效應，發現施擾建筑高寬比對動力干擾效應有很大影響，指出了之前文獻在對高寬比影響的描述上的不足。顧明等［5，6］研究了施擾建筑高度變化對主建筑層風力的影響，結果顯示并列排布時，高度比較大時層平均升力系數相對更大，且間距比越小，層脈動升力功率譜峰值與單體相比增大越多；串列排布時，高度比增大時層平均阻力系數減小，遮擋效應愈發顯著。余先鋒等［7-10］研究了相對位置、寬度比和高度比等多種干擾工況下受擾方形建筑扭矩響應和順風向加速度的干擾效應，值得注意的是，由于渦激共振的影響，施擾建筑在小寬度比情況時容易導致受擾建筑出現扭轉向渦激共振干擾效應，并出現較大的頂部順風向峰值加速度干擾因子包絡值。

以上是基于風洞試驗對高層建筑間氣動干擾效應的研究，這也是目前的主要研究方式。近年來，CFD數值摸擬逐漸被應用于山地風場、建筑結構風荷載評估以及其他風工程研究領域，也是一種研究風工程問題比較有效的方法。閆渤文等［11］提出了基于剛度映射算法的CFD/FEM單向耦合的高層建筑風效應及舒適度評估框架，研究了高層雙塔建筑圍護結構風荷載及主體結構風振響應，結果顯示受擾建筑位于施擾建筑尾流區，可能會受到尾流抖振的影響，從而使受擾建筑表面風荷載加大。

對于三角形建筑，為獲得更有效的使用空間和更優越的抗風效果，近年來常采用圓角弧邊的截面形式代替直角直邊形式。并列和串列排布作為兩種對稱的雙塔排布方式，在實際工程中有廣泛的應用，例如新建的杭州新世界環球中心高層建筑就采用了圓角弧邊三角形雙塔形式。然而，目前對此類雙塔建筑的風致干擾效應尚缺乏較深入的研究。文中以圓角弧邊三角形雙塔高層建筑為研究對象，通過剛性模型風洞測壓試驗方法，研究D類地貌下并列排布時兩建筑之間的順風向和橫風向層風力干擾特性，為實際工程中該類建筑的抗風設計提供參考依據。

1 風洞試驗概況

試驗在浙江大學ZD-1邊界層風洞中進行，風洞試驗段截面寬4m、高3m。為了獲得與實際相符的風場環境，通過調整風洞中地表粗糙元和格柵的數量和位置來模擬所需的我國規范規定的D類風場。試驗的實測風速剖面和湍流度如圖1所示，試驗參考風速為Uref=10.8m/s，測點采樣頻率為312.5Hz，采樣長度為10000次。

圖1 風剖面模擬

研究對象由兩個完全相同的高度300m、邊長60m的施擾和受擾圓角弧邊三角形建筑組成，模型縮尺比1：300，對應風洞試驗模型高度為1.0m。模型在風洞中的最大阻塞比遠小于5%，滿足試驗要求。

風洞試驗中，沿主體建筑高度方向共設置了11個風壓測試層，每層布置27個測點，測點層具體布置圖如圖2所示。

圖2 測點層及測點布置

為分析不同建筑排布方式對雙塔干擾效應的影響，文中設計了6組建筑排布方式，如圖3所示，圖中陰影三角形和白色三角形分別表示受擾、施擾建筑。各種排布中，每個三角形均有一條兩角連線是豎直或是水平的，文中采用 U（up）、L（left）、R（right）、D（down）表示第三個角的朝向。因此6種排布方式分別稱為U-U排布、L-R排布、L-L排布、D-D排布、R-R排布、R-L排布?？梢钥闯?，每種排布方式至少存在一條對稱軸，這在實際工程中較為常用。

圖3 雙塔排布工況

為考察建筑相對間距的影響，對每種排布方式進行了6種相對間距的試驗。間距比用X/B表示，其中X為兩建筑的中點距離，B為建筑橫截面的邊長，6個間距比分別為1.5、2.0、3.0、4.0、5.0、6.0。

2 試驗數據處理

文中主要通過對比風荷載作用下的層阻力系數和層升力系數來探討不同排布方式下圓角弧邊三角形雙塔高層建筑的層氣動力沿高度的分布規律。

風力正方向定義如圖4所示，阻力系數和升力系數分別記作CD、CL。第i層平均風力系數和脈動風力系數分別定義如下：

圖4 風力正方向定義

式中，zi表示測點層i的高度；FD（zi）、FL（zi）分別表示層平均阻力和層平均升力；σD（zi）、σL（zi）分別表示層阻力和層升力均方根；A（zi）表示測點層i的迎風面面積；Pref為頂部參考風壓。

3 阻力系數

3.1 平均阻力系數

圖5給出了不同排布工況下受擾建筑平均層阻力系數沿高度的變化曲線?？傮w上各種排布受擾建筑平均阻力系數在建筑頂部附近達到最大。U-U排布、L-R排布和L-L排布當X/B≤2.0時，平均阻力系數明顯增大；而當X/B≥3.0時，平均阻力系數不隨間距變化而變化。

圖5 平均層阻力系數

當X/B=1.5時，D-D排布在z/H≥0.4的測試層，平均阻力系數明顯減小，R-R排布在每個測試層均明顯減小，R-L排布在z/H≤0.4的測試層明顯減??；當X/B≥2時，平均阻力系數基本不隨間距變化而變化。

比較L-R排布和L-L排布，在X/B≤2.0時，L-L排布對受擾建筑的平均阻力系數影響更顯著，當X/B=1.5時平均阻力系數甚至增加0.2左右，明顯增大了順風向平均風荷載。與之相比，R-R排布和R-L排布中，施擾建筑朝向改變對受擾建筑平均阻力系數的影響較小。

3.2 脈動阻力系數

圖6給出了各種排布方式受擾建筑的脈動層阻力系數變化曲線。由圖6看出，對于脈動阻力系數，間距對各種排布下受擾建筑脈動阻力系數影響較小，僅在個別排布X/B=1.5時使受擾建筑脈動阻力系數有所增大或減小，例如D-D排布時該系數值由較明顯減??；其余各間距比脈動阻力系數曲線均接近單體建筑情況，表明不同排布下受擾建筑脈動阻力系數主要源于來流的脈動性，施擾建筑的干擾效應不顯著。

圖6 脈動層阻力系數

受擾建筑脈動阻力系數在圓角迎風時最小，不對稱迎風時次之，弧面迎風時最大。當受擾建筑圓角迎風時，建筑頂部和底部脈動阻力系數沿高度變化較小，而建筑中部脈動阻力系數隨高度先減小后增大，并在0.6H附近達到最小值；當受擾建筑不對稱迎風時，脈動阻力系數沿高度呈“S”型分布，同樣在0.6H附近達到最小值；當受擾建筑弧面迎風時，脈動阻力系數在建筑中上部沿高度變化相對較小，僅在建筑底部迅速減小。

4 升力系數

4.1 平均升力系數

圖7給出了6種排布工況下受擾建筑平均層升力系數沿高度的變化曲線?？傮w而言，各工況平均升力系數曲線在X/B≥4.0時較為接近，基本上不隨間距變化而變化。

圖7 平均層升力系數

當受擾建筑的體型關于來流方向對稱時，平均升力系數曲線沿高度變化較小，單體建筑平均升力系數接近0。對于U-U排布，當X/B≤3.0時，由于峽道效應，氣流在兩建筑間加速，加劇了建筑表面風壓分布的不均勻性，使得平均升力系數隨間距比減小而增大。對于D-D排布，當X/B≥2.0時，同樣由于峽道效應，平均升力系數隨間距比減小而增大；而當X/B=1.5時，施擾建筑的近距離存在并未使受擾建筑平均升力系數明顯增大。

當受擾建筑關于來流方向不對稱時，各工況建筑平均升力系數曲線均沿高度先逐漸增大，之后在建筑頂部處迅速減小。對于R-R排布和R-L排布，受擾建筑圓角均朝右，當X/B≤3.0時，平均升力系數均隨間距比減小而增大，施擾建筑朝向對受擾建筑平均升力系數影響不大。對于L-R排布，當X/B≤3.0時，平均升力系數在建筑中下部較為接近，而在建筑頂部處分離，并隨間距比減小而增大；然而當施擾建筑圓角朝向變為朝左后，L-L排布下平均升力系數曲線分布沒有呈現出峽道效應，當X/B≤3.0時，平均升力系數均隨間距比減小而減小，當X/B=1.5時平均升力系數甚至降至0.3左右。

4.2 脈動升力系數

圖8給出了各排布方式的脈動層升力系數變化曲線。由圖可見，多數情況下受擾建筑弧面迎風時，其脈動升力系數最大，不對稱迎風時次之，圓角迎風時最小。對于U-U排布，各種間距比下受擾建筑脈動升力系數接近并略大于單體建筑情況，橫風向間距的影響較小。對于L-R排布和L-L排布，受擾建筑圓角朝左時，當X/B≥3.0時，各間距比的脈動升力系數曲線接近并略大于單體建筑情況，而當X/B≤2.0時則小于單體建筑情況，且X/B=1.5時明顯更??；相比之下，此時施擾建筑圓角朝左（L-L排布）的系數比朝右（L-R排布）更小，在建筑中下部甚至小于0.2。當受擾和施擾建筑圓角朝右（R-R排布）時，不同間距比下的脈動升力系數接近并略大于單體建筑情況，即使間距比為最小的1.5h，受擾建筑的脈動升力仍改變不大。

各種排布中，D-D排布的脈動升力系數隨間距比的變化最為顯著，見圖8（d），這與該工況下的橫風向漩渦脫落現象有關。對于圓角弧邊三角形單體建筑，當弧面迎風時其漩渦脫落現象最為顯著，致使其脈動升力系數相較其余迎風方式更大，并沿高度先增大后減小，在0.6H附近達到最大值0.43。對于雙塔建筑，當X/B=1.5時，由于間距較小，施擾建筑產生的氣流干擾大幅減弱了受擾建筑的漩渦脫落程度；當間距比為2.0～3.0時，施擾建筑的存在使受擾建筑風壓不均勻性增大，明顯增強了受擾建筑的漩渦脫落程度，脈動升力系數最大值甚至達到0.5；當X/B≥4.0時，由于間距過大，施擾建筑對受擾建筑的干擾不明顯，受擾建筑脈動升力系數接近于單體建筑情況，僅在建筑下部稍大。

圖8 脈動層升力系數

5 結語

文中以并列排布下的圓角弧邊三角形雙塔超高層建筑為對象，通過剛性模型同步測壓試驗，對比分析了建筑間距和排布方式對受擾建筑層阻力系數和層升力系數的影響，據此可得出以下結論：

（1） 當間距比大于2.0時，施擾建筑對受擾建筑的平均和脈動層阻力系數的干擾效果已不明顯；僅當間距比較小時，受擾建筑在不同排布方式下的平均和脈動層阻力系數才可能明顯增大或減小。

（2） 當受擾建筑的體型關于來流方向對稱時，平均升力系數曲線沿高度變化較小，單體建筑平均升力系數接近0；當其體型關于來流方向不對稱時，平均升力系數曲線均沿高度先逐漸增大，后在建筑頂部附近迅速減小。

（3） 當間距比大于3.0時，不同排布方式的受擾建筑的平均升力系數已較為接近；當間距比較小時，僅個別排布方式（如L-R方式）受擾建筑的平均升力系數會由于峽道效應而隨間距比減小而增大，而其他方式的這一系數則因施擾建筑對氣流的干擾而隨間距比減小而減小。

（4） 單體建筑當弧面迎風時，其脈動升力系數由于漩渦脫落現象而達到最大。對弧面迎風的雙塔D-D排布，當間距比較小時，施擾建筑的氣流干擾大幅減弱了受擾建筑的漩渦脫落程度，脈動升力系數顯著減??；當間距比為2.0～3.0時，施擾建筑的存在使受擾建筑的漩渦脫落現象及風壓不均勻性增強，脈動升力系數明顯增大；當間距比達到或超過4.0時，施擾建筑的干擾效應已不明顯，故脈動升力系數接近于單體建筑。