大跨屋蓋結構屋面板抗風揭研究

郝 勇 周建彬 韓天驕 武航飛 董華海 周 垠 巴盼鋒 董文麗 王小東*

(1.河北建筑工程學院,河北 張家口 075000;2.中鐵二十局集團第二工程有限公司,北京 100142;3.天津城建大學,天津 300384)

0 引 言

隨著經濟的飛速發展與建造技術的日益革新,空間尺度更大、幾何外形更新穎、屋蓋表面曲率更復雜的大跨屋蓋結構建筑被廣泛應用在體育場館、車站、航站樓等公共建筑中.金屬屋面作為大跨屋蓋圍護結構體系中最主要的部分,其抗風揭性能決定著整體建筑的抗風水平.工程實踐表明,屋面的風揭破壞已成為大跨屋蓋結構建筑中最主要的破壞形式[1-3].在此背景下,研究金屬屋面抗風揭性能將對我國大跨屋蓋結構建筑的發展具有十分重要的意義.

金屬屋面各構件之間多通過機械連接固定,在大風天氣下會受到強大的風荷載吸力與不定常的脈動效應共同作用,引起屋面結構產生風振作用,造成構件之間連接失效,導致金屬屋面發生風揭破壞[4].目前,屋蓋結構抗風揭研究多基于屋蓋基本幾何參數[5,6]、屋蓋風向角、傾角變化對風壓分布影響[7-12],屋面板連接方式不同對抗風揭性能的影響[13-15]等,未考慮屋蓋造型變化對屋面風揭的影響.因此,本篇首先利用Fluent軟件對張家口奧體中心大跨屋蓋結構游泳館建立足尺模型,與風洞試驗模型進行了310°風向角風壓的對比,之后考慮屋蓋造型變化對結構的影響,計算出不同風向角下各測點的標準風壓.最后,將統計意義下的局部極值風壓值與極值風吸力值的風壓導入有限元分析軟件,對比分析造型變化與受風向角度的改變對金屬屋面板的力學性能影響.

1 工程實例

1.1 工程概況

游泳館位于張家口奧林匹克體育中心東北角,屋蓋外觀整體為中心部分內凹的自由曲面.屋蓋桁架結構最大長度119.2m,最大寬度86.3m,跨中厚度3.8m,建筑最高點22.7m,水平投影面積約10000m2.整體效果如圖1所示,游泳館整體結構如圖2所示.

圖1 奧體中心整體效果圖 圖2 游泳館整體結構圖

1.2 風洞試驗

游泳館風洞試驗為剛性模型測壓試驗,幾何縮尺比為1:250,其中屋面部分布置了154個測點.模型定義來流從正北方向吹向正南方向為0°風向角,并以10°為間隔逆時針旋轉,共測試了360°風向角范圍內的36個風向角工況.風洞中的試驗模型見圖3,游泳館屋面測點布置見圖4.

圖3 試驗模型圖 圖4 游泳館屋蓋測點布置圖

張家口奧體中心游泳館,地表粗糙度類型為B類(α=0.15),風洞試驗中模擬得到的平均風速和順風向紊流度(Iu)剖面如圖5所示.圖5(a)中的實線和散點分別代表建筑結構荷載規范[16]平均風速的理論值和風洞試驗實際的平均風速模擬值,可知風洞試驗風速剖面與規范風速剖面整體吻合較好.

(a)平均風速剖面 (b)紊流度剖面圖5 平均風速剖面和紊流度剖面

風洞試驗采用無量綱風壓系數來表述結構表面測點的風壓:

(1)

式中:Cpi,θ為屋蓋結構測點i在不同風向角θ下的風壓系數;Pi,θ為屋蓋結構測點i在風向角θ下總壓;Ps為參考點處靜壓平均值;Pt為參考高度h處總壓;ρ為空氣密度;V0為參考高度10m處的平均風速.

根據風洞試驗得到了張家口奧體中心游泳館模型在0°～360°風向角下的表面壓力分布情況.風洞測壓試驗得到以下結論:

(1)張家口奧體中心游泳館屋面的極值負壓較大,且負壓較大區域位于游泳館屋面結構頂部西北側外邊緣懸挑處.

(2)屋蓋中間內凹區域的極值正、負風壓較邊緣區域比較小.

2 CFD數值模擬

鑒于張家口奧林匹克體育中心建筑群巨大的體量和復雜的體型,需考慮游泳館周邊建筑干擾影響[17],不利于大跨屋蓋結構抗風揭研究的推廣.因此在現有風洞試驗基礎上,對游泳館采用流體仿真軟件Fluent進行CFD數值模擬,探究屋蓋中心凹凸體型變化對金屬屋面的風荷載影響.計算模型采用1∶1足尺模型,流域尺寸參考國內外相關文獻[18-20]設置大小為800m(X)×720m(Y)×220m(Z),將游泳館模型放置于迎風向X軸三分之一處.游泳館阻塞率:(86.3×22.7)m2/(720×220)m2=1.24%<3%,流域滿足要求,見圖6.模型整體采用非結構化網格進行網格劃分,游泳館模型處進行加密處理,最終整體模型網格數量達到200萬,游泳館網格劃分及局部加密見圖7.

圖6 模型與整體流域關系圖 圖7 游泳館網格劃分及局部加密圖

計算流域入口邊界條件定義為速度入口(velocity-inlet),采用《建筑結構荷載規范》(GB50009-2012)給定的風速沿高度呈指數率分布風速剖面,使用UDF進行編譯.表達式如下:

(2)

(3)

式中:Z、V為某高度及對應的平均風速;Z0為參考高度(取10m);V0為參考高度處的風速,選取50年重現期基本分壓0.55kN/m2,根據公式(2)換算可得V0=29.66m/s;α為地面粗糙度指數,B類地區取0.15.

出口邊界設置為完全發展出流邊界(Outflow);建筑表面和地面采用無滑移壁面(wall);流域兩側與頂面采用自由滑移壁面(symmetry).風速入口湍流強度I、湍動能k、湍動能比耗散率ω參考日本規范[21,22].

3 模擬結果驗證

大跨屋蓋結構金屬屋面抗風揭研究需要盡可能接近真實情況,為保證風壓模擬的準確性,數值模擬的風載體型系數需要與風洞試驗的數據進行比較,保證較高的重合度.但風洞試驗中周圍建筑群對游泳館存在干擾效應,故本篇僅選取干擾效應影響最小的風向角310°時游泳館屋蓋風載體型系數的模擬結果為例,與風洞試驗進行比較,驗證數值模擬的準確性.

風載體型系數為實際壓力與來流風壓的比值,可由測點的風壓系數計算得到:

(4)

式中:μni,θ為屋蓋結構測點i在不同風向角θ下的風載體型系數;Zi為測點i所處的高度;h為參考點處高度;α為地貌粗糙度指數.

由圖8可以看出,風洞試驗測點數據和數值模擬結果數據整體趨勢吻合較好,規律基本一致,局部屋面凸起部分體型系數存在偏差.分析原因:其一,風洞試驗模型與數值模擬模型外部流場環境不同,風洞試驗中游泳館周圍建筑群對游泳館風壓存在干擾影響;其二,風洞試驗本身屬于縮尺模型試驗,受邊界效應、支架干擾與粗糙度模擬等影響,自身存在一定的缺陷;其三,湍流模型方程采用的是與真實湍流具有較高的精度吻合度的SST-ω模型,雷諾數相似比不能完全滿足風洞試驗與數值模擬的一致性,存在雷諾數效應影響.

4 三種屋蓋計算結果對比

為了更為細致的研究大跨屋蓋金屬屋面抗風揭影響,在考慮張家口奧體中心游泳館真實建筑長軸方向剖面為“元寶”型(后稱模型一,高度為19.67m)的0°～360°風向角的基礎上,進一步考慮改變屋蓋中心部分造型對風壓的影響.結合工程實際與造型要求,增加“平屋面”(后稱模型二,高度為20.21m)、“凸屋面”(后稱模型三,高度為24.80m)屋蓋造型,對另外兩種屋面同樣采用了流體仿真軟件Fluent進行CFD數值模擬.三種屋面長軸方向剖面風跡流線示意圖如圖9所示.為了方便對不同的屋蓋造型進行風荷載描述,根據模型一的造型與風荷載分布特點,將屋面分為九個部分,屋面分區如圖10所示.

圖9 三種屋面風跡流線示意圖 圖10 屋面分區圖

4.1 標準風壓計算

屋面屬于圍護結構,依據我國建筑結構荷載規范圍護結構計算公式,將得到三種造型的屋面體型系數代入,得到屋面的風荷載標準值.

wki,θ=KTβgziCpi,θw0

(5)

上式中,Wki,θ為測點i在不同風向角θ下的風荷載標準值,βgzi為測點i的陣風系數(可由建筑結構荷載規范查得),KT為風場轉換系數,B類地區KT為1.0,Cpi,θ為屋蓋結構測點i在不同風向角θ下的風壓系數.

4.2 計算結果分析

統計三種屋蓋形式0°～360°風向角下各測點的標準風壓,匯總各分區的極值風壓值、極值風吸值,見表1(表中正值為風壓,負值為風吸力).

表1 三種模型各區域的極值風壓、風吸力(kN/m2)

從表1可以看出,模型一的最大極值風壓與最大極值風吸力發生在一區,模型二與模型三最大極值風壓與最大極值風吸力發生在八區.由三種模型正負風壓數值范圍得出:游泳館屋蓋中心部分凹凸造型的改變對屋蓋風吸力的影響大于風壓.伯努力效應指出風速流動越快,其壓力越小,故風吸力受屋蓋造型的變化對風場繞流特性影響明顯,結合圖9風跡流線圖可知,屋蓋造型的改變會導致風速產生分流效應,使得模型一、模型三較模型二擁有更大的風速.

綜上可知,當屋蓋中心區域部分高度增加時,屋蓋表面風荷載并沒有隨著屋蓋高度增加而增大,說明在大跨屋蓋結構建筑中,屋蓋表面風荷載主要與屋蓋上方的風場繞流特性相關,即屋蓋的造型較屋蓋的高度更能影響風荷載的變化.

5 金屬屋面板抗風揭數值分析

選取金屬屋面中最不利的風壓與風吸力的極值區域采用靜態風載分析其抗風揭性能.首先,對4.2節0°～360°風向角三種屋蓋形式各分區最強極值風壓值與最強極值風吸力值進行篩選,找出各模型的最大的極值風壓值與風吸力值對應的區域.之后,根據屋面板的單板面積大小將該極值區域劃分為若干部分,每一部分即為一塊屋面板.最后,對屋面板表面的標準風壓基于微小單元均勻性假設理論,將屋面板上受到相同的標準風壓導入有限元分析軟件,對該屋面板進行力學性能模擬分析.

5.1 模型建立

屋面系統采用YX-35-125-750型金屬板,單塊板寬750mm,總長2100mm,板厚1mm,截面形狀如圖11所示.金屬板抗拉強度為110～177Mpa,屈服強度為115MPa.采用有限元軟件進行建模,其中,屋面板采用實體單元,板間接觸設置為綁定,為了減小計算量簡化模型,并未對支座進行建模,而是通過在兩端設置位移約束來模擬邊界條件[23],邊界條件設置如圖12所示.

圖11 金屬屋面板截面示意圖

5.2 三種屋蓋形式有限元模擬結果對比

風荷載施加方式根據fluent計算結果在金屬板上施加均布壓力,荷載方向始終垂直于屋面板.荷載設置如圖13所示.

考慮到金屬屋面板的破壞通常發生在較大的風壓的情況下,便于計算,參照前文奧體中心游泳館屋蓋區域劃分圖和表1所示的三種模型在0°～360°風向角下9個區域的最大風壓值和最大風吸力值,在有限元中對屋面板施加均布壓力荷載,荷載大小為風壓值,荷載方向向上模擬風吸力值,向下模擬風壓值.

由風洞試驗結果可知,對于游泳館最強的極值風吸力值發生在結構頂部外邊緣處,即屋面板外邊緣處.由有限元軟件對三種模型的模擬結果可知,最大節點位移均發生在屋面板-1邊緣處1425節點位置處,如圖14所示.將三個模型各區域的1425節點在最大風壓值、最大風吸力值下的位移結果繪制成點線圖,如圖16、18所示;最大Mises應力均發生在板-1的637單元位置處,如圖15所示.將三個模型各區域的637單元在最大風壓值、最大風吸力值下的應力結果繪制成點線圖,如圖17、19所示.

圖14 板-1-1425節點位置示意圖 圖15 板-1-637單元位置示意圖

圖16 三種模型極值風壓值下的節點位移結果 圖17 三種模型極值風壓值下的Mises應力結果

圖18 三種模型極值風吸力值下的節點位移結果 圖19 三種模型極值風吸力值下的Mises應力結果

5.3 結果對比分析

從上述點線圖中可以看出,模型的節點位移曲線和應力結果曲線的走勢大致相同,Mises應力和節點位移成正比變化.在極值風壓的作用下,模型一的1、2、3、4區域變形與模型二、模型三相比較大;模型三的5、6、8區域變形與模型一、模型二相比較大.由于屋面節點較高,模型三各個區域的屋面板均受到較大的風吸力值影響,故大部分區域的節點位移和Mises應力與模型一和模型二的結果相比較大.從圖19中可以看出,在極值風吸力值的影響下,模型一邊緣位置區域1的應力最大,達到屈服應力115MPa,同時節點位移可達39.43mm.在實際工程中應重點考慮區域1的屋面板加固措施.除此之外,通過對比各個模型的模擬結果可發現,三種模型的1、3、6、8邊緣區域均為受力較薄弱的位置,建議在施工過程中對這四個區域的屋面進行加固處理,避免在極端天氣發生風揭破壞.

6 結 論

以張家口奧體中心游泳館金屬屋面工程實例為背景,對張家口奧體中心游泳館進行整體風洞測壓試驗,利用Fluent流體仿真軟件對其以及另外兩種屋蓋形式進行了0°～360°風向角下CFD數值模擬,對比分析了每種屋蓋形式9個區域的金屬屋面板抗風揭性能,得出以下結論:

(1)張家口奧體中心空間跨度大、屋面造型復雜,經風洞試驗測試可以看出,屋面不同區域風場不均勻,屋蓋的極值負壓較大,且負壓較大區域位于游泳館屋面結構頂部西北側外邊緣懸挑處.屋蓋中間內凹區域的極值正、負風壓較邊緣區域比較小.風洞測壓試驗所得的數據和計算結果可為張家口奧體中心游泳館金屬屋面系統的設計施工提供參考依據.

(2)CFD數值模擬結果與風洞試驗數據擬合較好,數值模擬結果可信度較高.

(3)相比屋蓋的高度,屋蓋的造型更能影響風荷載的變化,屋蓋造型變化對風吸力值的影響大于風壓值的影響.

(4)從結構抗風設計看,工程上可改變屋蓋造型變化達到減小風壓,提高屋面板的抗風揭能力的效果.有限元對局部屋面板的模擬有效地驗證了風洞試驗中“最大風荷載發生在結構頂部外邊緣處”的結論,屋面結構邊緣區域為抗風薄弱區域,在金屬屋面的設計、施工中應重點考慮邊緣區域的抗風加固.