預制艙變電站建筑屋面角區風荷載的數值模擬對比

雷翔勝， 王流火， 王彥峰， 楊 易

(1. 廣東電網有限責任公司電網規劃研究中心， 廣東 廣州 510600; 2. 廣東電網有限責任公司，廣東 廣州 510600; 3. 華南理工大學 亞熱帶建筑科學國家重點實驗室， 廣東 廣州 510640)

低矮雙坡屋面建筑是我國東南沿海地區一種常見的建筑造型，在強風作用下容易受到損壞。研究發現，低矮建筑的破壞主要發生在建筑屋面迎風角區、屋檐和屋脊等部位，其中低矮建筑物屋檐和屋頂的構造(如檐口、女兒墻、厝頭等)對屋面的風壓分布有著較大的影響[1,2]。眾多學者針對此類建筑開展了一系列研究，并對其在風荷載下破壞機理以及女兒墻結構對其所受風荷載的影響有了進一步的認識。王相軍等[3]對一棟低矮雙坡屋面建筑進行了數值模擬研究，發現在屋面角區局部設置類似女兒墻的構造板構件可以降低角區局部區域的平均風壓。夏少軍[4]通過數值模擬研究了不同形式的女兒墻對低矮建筑屋面風壓分布的影響，發現不同形式的女兒墻均能不同程度降低迎風角區處風壓，但當女兒墻高度較低時反而可能會增加屋角處風壓。李壽科等[5]對一棟低矮建筑進行了數值模擬研究，發現斜風向工況下屋面迎風邊緣角區為全風向下最不利的區域，且女兒墻可以明顯減小屋面的平均風吸力。Al-Chalabi和Elshaer[6]通過大渦模擬方法研究發現在低矮雙坡屋面建筑角區局部增設女兒墻后能有效減小屋面迎風角區的平均風壓和風荷載吸力。這些表明設置適當的女兒墻結構能一定程度上優化低矮雙坡屋面建筑屋面的風荷載分布。

近年來，智能電網發展規劃在我國不斷推進，相關科研成果不斷轉化、落地，其中以預制艙式變電站為典型代表的模塊化電力設施備受關注[7]。按照預制艙設計標準，預制艙式變電站一般設計為低矮雙坡屋面建筑形態。以往研究表明，這類建筑可在屋面增設附加構件進行結構抗風優化，對于傳統的女兒墻構件，有一定程度的減小角區不利風荷載的作用，同時最不利風壓系數的出現位置也遠離了屋面角部區域，但其外形并未結合對應建筑的具體流動特性進行科學設計，采用傳統屋面構件例如女兒墻、檐口等設計對于模塊化設計建造的工業建筑來說，是不符合實際且不滿足功能需求的。最后，本文基于這一類模塊化設計建造的工業建筑進行研究，分析其合理的風荷載優化途徑，其風洞試驗與數值模擬的對比結果可為預制艙變電站抗風設計提供一定的參考。

本文對某工程預制艙變電站低矮建筑群建立數值風洞，針對其中體型最大、風荷載最不利的綜合艙，分別設計了屋面角區無構件、設置女兒墻構件和一類新型三維曲面構件的三種工況，采用SSTk-ω模型在0°正吹與30°斜吹這兩個典型來流風向角下進行數值模擬，并將模擬得到的屋面上測點處的平均風壓系數與風洞試驗進行對比分析，以研究在預制艙角區設置不同附加構件對艙體屋面角區局部風壓分布規律的影響。

1 模型工況及風洞試驗

1.1 試驗模型

本文的研究對象為某預制艙變電站項目低矮建筑群，包含7個艙體，其中綜合艙體型最大，余下為體型相近的GIS艙、電容器艙、生活艙等6個艙體，如圖1所示。風洞試驗中采用的縮尺比為1∶50。根據雙坡屋面建筑風荷載特性，本文選取其中體型最高大(屋頂高度H=12 m)、預期屋面風荷載相對其他艙體最不利的綜合艙作為重點研究對象。

圖1 預制艙建筑模型

根據研究需要設計了3種工況，工況1為預制艙建筑原型，工況2，3分別在綜合艙屋面的四個角區設置了某種附加構件，其中一種為新型三維曲面附加構件，另一種為常規的類似于女兒墻的構件，以探討這兩種附加構件對綜合艙屋面角區局部風荷載的影響。表1列出了風洞試驗的3個工況，每種工況進行了36個風向角下的剛性模型測壓風洞試驗(角度間隔為10°)。

表1 風洞試驗工況

風洞試驗在華南理工大學大氣邊界層風洞實驗室進行。該風洞試驗段長24 m，橫截面寬5.4 m，高3 m，風洞試驗模型安裝在試驗段后端4 m直徑轉盤上。在試驗段上游采用尖劈及粗糙元在轉盤模型區模擬我國現行GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》[8]中的B類地貌大氣邊界層風場特性。風洞試驗照片見圖2。

圖2 風洞試驗照片

風洞試驗模型設計中，在綜合艙屋面和側面墻體上布置風壓測點，并在風壓梯度變化較大的角部區域做了測點加密處理，綜合艙屋面局部測點布置見圖3。

圖3 預制艙屋面局部測點布置/mm

1.2 角區附加構件

研究表明，在斜風向下，低矮建筑屋面迎風角區的繞流場極其復雜，氣流分離會誘導生成一系列錐形渦，在屋面產生強勁的風荷載吸力[9]，使得屋面角區成為易受損的部位?；诳諝鈩恿W原理，本文通過設計貼合壁面的流線型屋面角區附加構件，使得角區錐形渦的生成得到有效抑制，進而改善建筑屋面的風壓分布，設計得到新型三維曲面附加構件，其設計步驟詳見文獻[10]，詳細尺寸如圖4a所示，構件上適當開洞是為了減小附加構件自身的風荷載及滿足屋面排水的要求。

圖4 兩種角區構件尺寸/mm

為了使傳統開洞女兒墻附加構件和新型三維曲面構件之間能進行公平對比，兩種構件在角區每側的長度、垂直屋檐方向上的擋風面積及開洞面積與擋風面積之比都保持大致相同，如圖4b所示。圖5a,5b分別為新型三維曲面構件與女兒墻構件的實物，兩種構件實物均通過3D打印技術制作。

圖5 2種角區構件實物

2 數值模擬

2.1 計算域與網格劃分

數值風洞采用ANSYS ICEM CFD 19.2完成建模并導入ANSYS CFX中進行計算，計算域尺寸取L×B×H=600 m×270 m×150 m，這樣可保證在按照1∶50縮尺后計算域截面尺寸與華南理工大學實驗室風洞一致，同時也能滿足數值風洞中阻塞率小于3%的要求[11]，計算域尺寸及邊界條件示意如圖6所示。流域網格采用內、外域網格混合劃分方案，靠近建筑的內域采用四面體非結構網格劃分，外域采用拓撲結構規則的六面體結構網格劃分，其中在內域網格劃分過程中，通過“密度盒”功能對靠近預制艙屋面部分進行局部網格加密，以捕捉所關注區域流場的更多信息?？拷ㄖ诿娴谝粚泳W格高度為1 mm，近壁面y+<1，滿足湍流模型壁面函數的要求。外域網格單元數約為466萬，內域網格單元數約為350萬，數值風洞計算域的整體網格劃分如圖7所示。值得說明的是，新型曲面構件及女兒墻構件的數值模型建模過程中，在保留主要尺寸沒有改變的前提下，對構件與屋面交接處局部一些過小的開洞做了適當簡化，兩種構件在數值風洞模型中的建模如圖8所示。

圖6 數值風洞計算域尺寸及邊界條件/m

圖7 數值風洞整體網格劃分

圖8 兩種角區構件建模

2.2 湍流模型與入口邊界條件

鈍體繞流CFD模擬中湍流模型將對結果的準確程度與可信度產生很大影響，故選擇合適的湍流模型十分重要。本次采用雷諾平均方法(Reynolds Averaged Navier-Stokes,RANS)進行數值模擬，湍流模型采用Menter[12]提出的對鈍體結構繞流具有較高精度的SSTk-ω模型。速度 - 壓力耦合方式采用SIMPLEC，動量方程和湍流模型方程擴散項采用二階迎風格式，迭代步數設置為200步，所有變量和連續性方程殘差收斂標準設為10-5。

平衡態大氣邊界層湍流風場的準確模擬，是數值風洞模擬的前提要求，也是影響數值模擬結果精度的關鍵因素之一。入口邊界條件的定義將極大影響邊界層風場的自保持特性，為生成具有平衡態的大氣邊界層風場，參考《建筑風環境測試與評價標準》[13]中的建議，入口邊界條件通過Yang等[14]提出的一類模擬平衡態大氣邊界層的速度及湍流特征參數剖面公式(1)～(3)來定義，采用指數律描述大氣邊界層風場的平均風速剖面和湍流特征參數剖面。

(1)

(2)

(3)

式中：u為平均速度；z為離地高度；zr為參考高度10 m；ur為參考高度處風速10 m/s；ls為無量綱模型縮尺比，取1/50；αi為測點i處地面粗糙度指數，取0.15；k為湍動能；D1，D2為根據規范取值的常數，D1=-2.7，D2=9.4；ω為湍流頻率；Cμ為湍流模型常數，取0.04。

圖9a,9b分別為根據所定義的邊界條件在空計算域中得到的速度剖面和湍動能剖面云圖，由圖9可以看出，模擬的速度和湍動能剖面在順流域方向基本保持不變，可以認為所定義的邊界條件生成了平衡態的大氣邊界層風場。

圖9 平衡態大氣邊界層特性模擬云圖

3 數據處理與結果分析

3.1 試驗數據處理

(4)

3.2 結果分析

在風洞試驗與數值模擬的眾多工況中，本文選取兩個典型風向角0°正吹與30°斜吹工況下，綜合艙屋面角區的測壓風洞試驗結果和數值模擬結果進行對比分析。所探討的工況風向角及測點區域(測點編號為1～53號)，如圖10所示(虛線框為角部區域)。對于預制艙這一類低矮建筑，屋面角區、檐口和屋脊等部位是需重點關注的風災易損區；本文主要探討附加構件對屋面角區極值風壓的影響，因此重點對比這2種不同來流風向角工況下屋面角區的風荷載特性。

圖10 風向角定義及所分析屋面測點區域示意

3.2.1 0°風向角工況

圖11,12分別為風洞試驗和數值模擬在0°風向角，綜合艙屋面角區分別為無構件、曲面構件、女兒墻構件工況下，得到測點區域的平均風壓系數云圖。

圖11 風洞試驗0°風向角下屋面平均風壓系數云圖

圖11a，工況1(無構件工況)風洞試驗結果顯示，所研究區域的角區平均風壓系數最大達到-0.94(本文中平均風壓系數按照習慣表達以絕對值比較大小)，系數沿來流風向從左到右整體上呈減小趨勢，在右下角處最小平均風壓系數為-0.72。

圖11b，工況2(曲面構件工況)風洞試驗結果顯示，所研究區域的平均風壓系數最大為-0.92，最小為-0.66，左下角區局部平均風壓約為-0.86，略小于無構件工況的-0.94，說明在0°風向角下，曲面構件能略微減小屋面角區的平均風荷載。

圖11c，工況3(女兒墻構件工況)風洞試驗結果顯示，所研究區域的平均風壓系數最大為-0.88，最小為-0.66，分布情況與曲面構件工況云圖類似，說明女兒墻構件也能略微減小屋面來流方向角區的平均風壓，且減小效果相當。

由圖12可見，數值模擬得到0°風向角工況下，綜合艙屋面角區分別為無構件、曲面構件、女兒墻構件時，平均風壓系數沿來流風向從左到右整體上呈減小趨勢。其中無構件、曲面構件、女兒墻構件工況下最大平均風壓系數分別為-0.78,-0.6,-0.6，最小平均風壓系數都在-0.42左右；和風洞試驗結果相比，數值稍偏小，總體而言，數值模擬結果與風洞試驗趨勢一致，均顯示曲面構件與女兒墻構件能減小屋面角區的平均風壓，且兩種構件效果基本相當。

圖12 數值模擬0°風向角下屋面平均風壓系數云圖

3.2.2 30°風向角工況

圖13，14分別為風洞試驗和數值模擬在30°風向角工況下，綜合艙屋面角區3種工況下(無構件、曲面構件、女兒墻構件)測點區域的平均風壓系數云圖。

圖13 風洞試驗30°風向角下屋面平均風壓系數云圖

圖13a，無構件工況風洞試驗結果顯示，在風向角30°斜風來流工況下，屋面角區的平均風壓系數范圍在-3.2～-1.6，云圖等值線較密，表明該處具有較大的風壓變化梯度，角區兩側均出現明顯的錐形渦生成區域；最大平均風壓系數約為-3.2，遠大于0°正吹工況的最大平均風壓系數-0.94，說明30°斜風向來流相比0°正吹工況對屋面角區風荷載更為不利。

圖13b，曲面構件工況下，屋面迎風角區局部的最大平均風壓系數在-2.2左右，小于無構件工況；且風壓系數的分布相比無構件工況更加均勻，所研究區域內風壓的變化梯度整體上變得更平緩，角區兩側的旋渦區域不再明顯，說明相對于無構件工況，曲面構件有效抑制了屋面角區兩側旋渦的脫落。

圖13c，女兒墻構件工況下，斜風向迎風角區的平均風壓系數范圍在-2.3～-1.7，風壓整體分布及變化趨勢與曲面構件工況類似。

由圖14可見，數值模擬結果顯示出在30°斜風來流時屋面迎風角區兩側的旋渦脫落特性，無構件、曲面構件及女兒墻構件工況下屋面角區的平均風壓系數最大值分別為-1.35,-1.15,-1.35左右，相比風洞試驗值偏??；曲面構件和女兒墻構件工況下，屋面角區尤其是靠近迎風方向一側的風壓變化梯度具有明顯減緩，同樣展現出風洞試驗結果中兩種附加構件對屋面角區風荷載的優化效果。

圖14 數值模擬30°風向角下屋面平均風壓系數云圖

圖15，16分別給出了風洞試驗和數值模擬得到的30°風向角下3種工況屋面的局部測點平均風壓系數對比圖。

圖15 風洞試驗30°風向角下屋面局部測點平均風壓系數

圖16 數值模擬30°風向角下屋面局部測點平均風壓系數

由圖15可見，風洞試驗30°風向角無構件工況下，屋面角區附近17,26,35號測點的平均風壓系數都達到了-3以上，其中26號測點最大達到了-3.6(在云圖中由于插值算法和圖形顯示原因，未顯示個別測點結果)，說明在30°風向角下上述測點對風荷載較為敏感，其附近區域的屋面承受著較大的負風壓。且30°斜風來流風向下的最大平均風壓系數大于0°風向角工況，說明相對而言，斜風向來流是對屋面角區風荷載更不利的工況。值得注意的是，在曲面構件和女兒墻構件的工況下，上述測點的平均風壓系數都減小至-2.5以下。對原始數據進一步分析可得，采用曲面構件和女兒墻構件后，上述3個風敏感測點處平均風壓系數的均值分別減小為無構件工況下的67%與72%，說明在對屋面風荷載更不利的斜風來流工況下，曲面構件在屋面角區測點區域對于平均風壓的減小效果比女兒墻構件要更優，這驗證了本文設計的新型三維曲面附加構件對于優化低矮建筑角區風荷載的有效性和相對優勢。

對比圖15,16可見，數值模擬30°風向角下的3種工況得到的測點處的平均風壓系數絕對值比風洞試驗值偏小，但整體上測點的平均風壓分布規律與風洞試驗相近，并且屋面角區附近的17，26，35號測點平均負壓絕對值相對更大，表明數值模擬成功模擬了在30°斜風來流風向角下屋面這些敏感測點位置處的風荷載變化規律。數值模擬結果表明，采用曲面構件和女兒墻構件后，上述3個風敏感測點處平均風壓系數的均值分別減小為無構件工況下的78%與93%，說明在斜風向工況下，曲面構件比女兒墻構件能更有效優化屋面角區的風荷載?？傮w看來，數值模擬結果與風洞試驗雖然數值上存在一定誤差，但整體上再現了風洞試驗中不同構件對屋面角區平均風壓的影響規律。

3.2.3 誤差分析

對比風洞試驗和數值模擬的結果，可以發現所分析兩個風向角下數值模擬得到測點處的平均風壓系數數值上相比風洞試驗中得到的對應結果偏小，分析其原因，可能有以下幾點：(1)受限于計算資源與時間因素，本文所用的湍流模擬方法為基于時間平均的雷諾平均方法(RANS)，在準確捕捉屋面角區出現的極值負壓特征上存在不足，未來將采用更高精度的大渦模擬方法進行湍流模擬計算，以減小數值誤差；(2)本文研究的綜合艙艙體本身高度較矮，數值風洞準確模擬近地面處高湍流風場特征上存在一定誤差；(3)數值風洞中所建兩種附加構件為理想模型，與物理風洞中實物模型在局部細部構造上存在一定差異，也有導致誤差的可能。

4 結 論

本文對一預制艙變電站項目的低矮建筑群建立數值風洞模型，研究了其中綜合艙屋面角區局部的風荷載分布和優化問題。詳細比較了屋面角區3種工況下數值模擬與風洞試驗結果，得到如下主要結論：

(1)0°正吹風向角工況下，采用三維曲面構件與女兒墻構件均能減小屋面角區的平均風壓絕對值，兩種屋面角區附加構件效果相當；

(2)30°斜風來流工況下，屋面角區的平均風壓系數絕對值比0°正吹工況下更大，表明斜風來流對這類屋面結構角區風荷載更不利。三維曲面構件與女兒墻構件均能一定程度減小綜合艙屋面角區局部所受的平均風壓，分別將屋面角區風敏感測點處位置平均風壓系數的均值減小為無構件工況下的67%和72%，表明曲面構件效果相對更好；

(3)數值風洞模擬結果總體上規律與風洞試驗一致，表明數值風洞模擬對研究這類問題具有較好的指導作用；與此同時，數值模擬結果在數值上比風洞試驗結果整體偏小，誤差可能與湍流模擬方法、模型差異等有關，未來有待進一步完善。