浅谈低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究

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浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究姓名：付国宏申请学位级别：博士专业：结构工程指导教师：唐锦春2002.3.1 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究摘要本文根据国内外有关低层房屋风荷载的全尺寸实测、模型风洞试验及其理论方面的研究，包括本文进行的低层房屋屋面风压分布的风洞模型试验和计算机数值模拟计算，对低层房屋的风荷载特性进行了系统而深入的研究，较好地揭示了低层房屋表面的平均风压、局部风压和压力的波动随房屋的几何尺寸、屋面形式、屋面坡度、风向角、檐口构造、覆面材料和门窗开洞而变化的特点和规律。在此基础上，结合对台风受灾地区房屋破坏情况的实地调查，分析和总结了影响低层房屋抗风性能的主要因素，提出了适用于多台风区低层房屋抗风设计的，基于不同安全度要求的多级设防标准和抗风设计方法，以及低层房屋抗台风的概念设计方法和构造措施。本文的最后，通过一抗台风试点房的设计和建造，对本文的研究成果进行了实际的检验和应用，同时对沿海地区的抗台风民房设计和建造起到了示范的作用。低层房屋的抗台风问题是我国沿海台风多发地区一个现实而又亟待解决的问题。本文的研究成果可为有关地区制订相应的建筑抗风设计标准和规范提供参考。关键词：低层彦渔；风荷妄籍性：全尺寸实测：风洞试箍；数值模拟并算平均风压；局部风压；压力波动：峰值吸力；台风；风灾实地调查：房屋抗风性、，∥能；抗台风设计；试点房设计和建造。＼／‘ 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究AbstractBasedonthedateoffull—scalemeasurements，modelingwindtunneltestsandtheoreticalresearchesofthewindloadsonlow-risebuildingsavailable，involvedthedateofthewindumneltestandcomputationalnumericalsimulationfulfilledinthispaper，tkeeffectsofwindloadsonlow-risebuildingshavebeenstudiedsystematicalyandextensively．Itreveledproperlytheprincipleofthechangesofthesurfacemeanpressures，localpressures，andfluctuatingpressureswiththebuildinggeometry,rooftypeandslope，、vinddirection，caveconfiguration，claddingsystem，anddominateopenings．OnthefundamentofthisandfieldinvestigationsofthebuildingsdamageintheareaesofTyphoondisastes，themainfactorsthateffectthewind-resistancecapabilityoflow-risebuildingshavebeenanalysedanddiscussed，thewind—resistancedesignmethodandmulti—criterionsfounded、Ⅳitlltheneedsofdifferentreliabilitieshavebeenproposedonlow-risebuildings，aswellastheconceptionaldesignmethodsandconstructionconfiguations．Inthelastofthispaper,atyphoon-resistanceshowhouseoflow-risebuildingshasbeendesignedandconstructedtoproveandapplytheresultsofresearchesobtainedinthispaper．Itisalsoademonstrationtothedesignandconstructionofwind-resistancelow-risebuildingsincoastareaes．Theproblemofhowtoimprovetheresistanceoflow—risebuildingsagainsttyphoonforcesisveryimportanttothesouth-eastcoastareaofourcountryandtheresultsinthispaperCantobethereferenceofthecodificationofdesignwindloadsandconstructionofbuildingsagainsttyphoonforces．Keywords：Low—risebuildings；Propertyofwindloads；Full-scalemeasurement；Windtunneltest；Numericalsimulation；Meanpressure；Localpressure；Fluctuatingpressure；Peakpressure；Fieldinvestigationoftyphoondisast；Wind-resistancecapabilityofbuilding；Buildingdesignagainsttyphoon；Testbuilding． 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究第一章绪论1．1引言风灾是自然灾害中影响最大的一种，它发生频次高、次生灾害大，影响范围广，常常给人类生命财产带来巨大损失。据德国1961～1980年二十年间对损失1亿美元以上自然灾害的统计【1]，风灾的次数占自然灾害总次数的51．4％，风灾造成的损失占总自然灾害损失的40．5％。据估计，全球每年由于风灾造成的经济损失达100亿美元以上，平均死亡人数2万人以上。随着生产和建设的发展，全球气候的变化，风灾损失与其他自然灾害损失一样，呈逐年递增的趋势。风灾中量大面广的低层房屋的毁坏或倒塌及其带来的人员伤亡是造成风灾损失巨大的主要原因。如1992年安德鲁飓风横扫美国佛罗里达州，将100多万平方英里的地区夷为平地，损失达300亿美元。1991年孟加拉国风灾造成14万人丧生，损坏或摧毁民房100万间，造成30亿美元的损失，相当于孟加拉国全年国民生产总值的10％。而我国也是一个风灾发生较为频繁的国家，仅1994年在浙江温州登陆的9417号台风，就造成倒塌和损坏房屋80多万间，死亡1000多人，直接经济损失达108亿元人民币，加上间接损失，总数达177．6亿人民币，约合20多亿美元。历次风灾调查表N[21，低层房屋破坏造成的损失超过总损失的半数。由此可见，开展低层房屋的风荷载特性研究具有十分重要的现实意义。尤其是随着建筑科技和施工工艺的进步，大量形式新颖、质量轻、柔性大的大跨度低层房屋结构不断涌现，给低层房屋的风工程研究带来了更多新的课题。1．2低层房屋风荷载特性的研究现状1．2．1概述建筑物的风荷载是结构设计的重要依据之一，由于地面粗糙度的影响，在一般情况下，地面风速随高度增加而增加，因此，人们比较关注高层或高耸建筑的风荷载，并取得了不少成果。然而，1974年，澳大利亚的达尔文港因飓风“Tracy”袭击而遭到了超过5亿美元的损失，其中多数是低矮建筑物的毁坏。自那以后，低层房屋的风荷载问题引起了风工程工作者和建筑师们的极大关注。风灾调查显示，低层房屋的破坏往往是从表面围护体系，尤其是屋盖体系 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究的破坏开始的[31。由于低层房屋的刚度一般较大，在风荷载作用下产生共振的可能性较小(采用大跨、轻柔屋盖体系的低层房屋除外)，因此其结构主体的抗风强度不是主要问题。这就意味着改善建筑物的外形以减小其所受的风荷载，尤其是屋盖体系所受的风荷载是解决低层房屋抗风问题的最有效途径。而要做到这一点，首先必须了解低层房屋的风荷载特性，尤其是屋盖体系的风荷载特性。低层房屋的定义在我国是指7层及7层以下，高度小于24M的各类建筑物，包括居住建筑，厂房建筑，商业建筑和公共建筑。他们在建筑体形，屋面形式，平面布置上千差万别，而且在建造地点上又具有不同的地形地貌特征，而使其风场条件各不相同。因此，虽然从整体上讲低层房屋的表面风压力分布可归结为钝体空气绕流问题，但至今无法通过完全的解析解来解决这一问题。资料显示，在过去的三十年中，有关低层房屋风荷载特性的研究主要借助于二种手段：一是全尺寸现场实测，二是风洞试验。随着现代计算机科学的不断发展，风荷载的计算机数值模拟方法正逐渐成为第三种有效的手段。建筑物所受到的风的作用一般可看作由两部分组成，一部分是由来流的平均风速在结构物表面引起的风压，称为平均风压(Meanpfessure)或静风压；另一部分则是由来流中的湍流或来流在结构物表面因气流分离产生涡状脱落引起的随时问而变化的风压，称为脉动风压(Fluctuatingpressure)。后者对高层建筑和高耸建筑等高、大、长、柔的建筑物还会引发结构物的振动，即风振，产生气动弹性现象。但对低层房屋而言，脉动风压的存在一般只是使其表面的分布压力产生波动，形成随时间和空间而变化的峰值压力(Peakpressure)。研究低层房屋的风荷载特性主要应研究其表面平均风压的分布规律和其压力峰值随时间和空间变化的规律。1．2．2低层房屋在自然风环境下的全尺寸现场实测相对于高层建筑而言，低层房屋的全尺寸现场实测开展得较多。这主要有两个方面的原因【4】：一是低层房屋的全尺寸现场实测较易进行；二是通过风洞试验的方法来确定低层房屋的风荷载显得较为困难。首先遇到的是几何缩尺比问题。风洞试验时为了得到与实际相符的风场环境，通常需对大气边界层条件进行模拟，受风洞条件的限制，大气边界层模拟通常采用1／200-1／500的几何缩尺比，根据几何相似原则，模型也应采用同样的几何缩尺比，这样就使得模型的几何尺寸过小，以致于无法安装测点，而且无法模拟建筑物的细部，如阳台、 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷裁特性及抗台风设计研究檐口，女儿墙等等。而这些细部恰恰对低层房屋的风荷载有着较大的影响。模型尺寸过小还将导致雷诺数的降低，使气流发生变化从而导致风压分布的改变。其次，要在风洞中真实地模拟低层房屋周围的风场环境，尤其是近地面附近的大气边界条件也是相当困难的。基于以上原因，国外有关学者在70年代和80年代对低层房屋的现场实测开展了大量的工作，并取得了不少富有意义的成果。这其中较为著名的有英国的艾尔斯伯里试验楼(Aylesburyexperimentalbuilding)和西尔斯结构试验楼(Silsoestructuresbuilding)以及美国的德克萨斯理工大学试验楼(TTUBuilding)。通过利用这些按实际尺寸建造的试验楼进行的～系列风荷载现场实测，并结合大量的风洞实验室对比试验，风工程研究者们掌握了大量有关低层房屋风荷载和表面大气层的分布特征和规律，同时也使风洞试验的方法得到了不断的改进。1．2．3低层房屋的风洞模型试验为了更全面地，定量地研究低层房屋的风荷载特性，并为制订风荷载规范提供相应的数据，研究人员进行了大量的风洞模型试验，这些试验可以概括为以下几方面的内容：一、对各种体型及屋面形式的低层房屋的风压分布研究研究人员从最初的灾后现场调查中就发现，低层房屋的几何尺寸(体型)与屋面形式对其所受的风荷载有着重要的影响。这些因素包括房屋的高宽比，横向尺寸，墙面开洞情况，屋面坡角、屋面形式(平屋顶、单坡、双坡、四坡屋顶、锯齿形屋顶、圆筒形屋顶、圆形穹顶等等)，值得注意的是：几何因素对低层房屋风压分布的影响实际上远不止上面提到的这些，许多更为复杂的因素尚需通过更多的风洞试验去进一步研究发现。二、屋顶的构造和覆面材料对风压分布的影响低层房屋屋沿的构造(如檐口、女儿墙)和屋面材料(如屋面瓦、屋面隔热保温层)等对屋面的风压分布有着特殊的影响，文献【5]对有挑檐的双坡屋面低层房屋进行了风洞模型试验，其结果显示，檐口附近的气流分离会导致檐口上下表面的风压系数及压力峰值明显提高，其提高的幅度大小与屋面坡角、房屋高度、风向角等均有密切的关系。文献【6】对平屋顶的边缘和角区附近的风压分布进行了对比。与此相关的研究参见文献[7]-[12]。Kareem和RC．Lull3]～i15]等人还研究了女儿墙对屋面风压的影响。 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究风灾中屋面覆面材料的脱离或损坏虽然是一个局部问题。但在很多情况下屋面的破坏乃至整座低层房屋的破坏是由此引发的。因此研究屋面覆面材料及其周围的风压分布情况也显得尤其重要。文献[161～[201在这方面作了大量的工作，从中得出的一个重要结论是在屋面覆盖物与屋面结构层之间设置一定的间隔物以使覆盖层上下保持一定的通透性，可以大大降低覆盖层表面所受的风吸力，从而使之免遭破坏。．三、建筑物之间相互干扰的影响大量有关低层房屋风压特性的风洞试验研究都是只考虑单体的，这主要是因为一方面影响单体本身风压特性的因素就极为复杂，另一方面考虑建筑群体相互干扰的风洞试验通常需在模拟大气边界层的风洞中进行，前已述及，由于几何缩尺比的关系，模拟大气边界层的低层房屋模型风洞试验较难进行。但对于低层房屋中最大量的居住建筑来说，经常是呈规则或不规则状的成片布置的，建筑物相互之间的气流干扰不容忽略。因此对建筑群体间相互干扰的风洞试验研究也成为一个必要的课题。但到目前为止，只有Katayama和Nishida[21]等人对规则排列建筑物的相互影响进行了深入研究。四、有关低层房屋屋面压力峰值及其波动的研究低层房屋屋面的角部、边缘和屋脊等部位所测得的局部风压比屋面的平均风压(吸力)要大得多，风灾中这些部位也往往最先受到损坏。屋面压力峰值的形成与气流的分离密切相关，又由于气流的分离会在其尾流区产生锥状涡脱落，从而形成风压的波动，因此了解屋面压力峰值的分布及其波动是非常重要的。近年来的许多研究都是有关这一方面的。但这方面的研究结果通常很不一致，造成这一问题的原因主要在于压力峰值受诸多因素的影响，如大气边界层的模拟，气流的竖向扰动和横向扰动，测压孔布置的位置及它们的间距，平均面积和平均时间的取值等等【22卜[23]。减小屋面压力峰值的一种方法是采用所谓的多孔性屋面表层覆面(porousroofsurfacecladding)，Cheung和Melbourne[24]的研究表明屋顶压力峰值的减小与表层覆面下的空气体积有关。要准确可靠地获得压力峰值及其波动的数据，需在测压孔上安装高精度的高频压力传感器，并配置相应的数据分析系统进行数据的采集和分析。由于受物质和财力上的限制，这类试验通常不太容易实施【25】。值得指出的是，尽管风洞模拟试验的技术及相关的知识在过去的三十年中 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究已有了很大的发展，但风洞试验目前仍然无法完全真实地模拟实际的大气条件和结构的特性，有许多问题至今尚未明确，如压力峰值的模拟测定和全尺寸测定，女儿墙的影响，多孔性屋面隔热层的利用，建筑群体效应等等问题尚待进一步深入研究，而相应的规范也需得到不断的改进和更为可靠。1．2．4低层房屋风荷载的计算机数值模拟分析风对建筑物的绕流流动是复杂的三维紊流问题，随着电子计算机的迅速发展，借助计算机数值模拟方法研究风的三维绕流问题己成为可能。目前国内外学者主要通过标准k-e紊流模型对稳态的紊流Navier—Stokes方程进行封闭处理，再用离散化方法获得风场的数值解[861叫88】。由标准k．e模型得到的建筑表面风压及紊流能量等时均值与边界层风洞试验值有一定吻合，但在建筑物背风面及侧风面处计算值偏小，回流区域也明显偏小，存在较大的误差[861～【87]。由于建筑物背、侧面处气流将出现回流和分离现象，表现为较强烈的非各向同性，而标准k-e模型建筑在紊流涡粘性假定基础上，其基本方程中的许多项是在紊流各向同性假设下导得的，因此对予测非各向同性紊流不甚理想。近年发展起来的一种扩展的k-e紊流封闭模型[89】，则较好地解决了这一问题。1．2．5国内研究现状我国自80年代开展结构风效应的研究以来，将高层建筑、高耸建筑、大跨桥梁作为主要的研究对象，并取得了较快的发展，至今已召开了十届全国结构风工程学术会议，但在低层房屋风荷载的研究方面，目前除有关网壳、索膜等大跨、轻柔屋面的风洞试验研究已有所开展以外，尚未见其他有关低层房屋的风压分布及特征的试验研究报道。而我国目前的荷载规范【26】中，虽然对各种体型的低层房屋的平均风载体型系数有所规定，但未详细考虑几何尺寸、风向角等因素的影响，对局部风载体型系数的取值以及局部风压的波动和内外风压的相互影响等问题，均无详细的描述，对如何在多台风区通过改进房屋的体型和结构构造以优化结构的抗风性能也无具体的建议。这与美国、加拿大、澳大利亚等国的规范存在着明显的差距。1．3本文研究的工程背景和主要内容1．3．1工程背景浙江省地处我国东南沿海，台风活动频繁。据史料记载，从1884年起至1990年的百余年间，共有74次台风在浙江省登陆，平均每年O．7次，其中1922 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究年和1990年的登陆台风达5次之多，为有记载以来最多年份。建国以来共有34次台风在浙江省登陆，平均每年0．66次，有五年超过每年2次，基本上每隔～年便有一次较大的台风登陆。而进入警戒线的台风则达155次，平均每年有3．28次，最多年份是1989年，共有7次台风进入警戒线，由此可见台风活动之频繁。历年的台风灾害给浙江省东南沿海地区的国民经济带来了巨大的损失，台风造成的大量建筑物，尤其是农村普通民房的破坏或倒塌是构成巨额灾害损失的～个主要原因。为此浙江省政府十分重视建筑工程的防灾减灾工作，省科委于1991年委托浙江大学土木系以唐锦春教授为主的抗风灾研究课题组进行了“建筑工程抗风减灾设计”课题的研究，在此基础上，又于1996年委托课题组进行了“抗台风低层房屋建造的试点工程”课题的研究。132本文的工作本文的工作是在以上两个研究课题的基础上，结合同济大学土木工程国家防灾重点实验室开放课题“低层房屋屋面风压分布的风洞试验研究”进行的。概括起来，本文的工作主要有以下几个方面：l、根据国内外有关低层房屋风荷载的全尺寸实测及风洞模型试验的资料，对不同形式的低层房屋的风荷载特性进行了研究，分析并总结了影响低层房屋表面平均风压，局部风压，压力峰值的分布及大小的主要因素，并对改进我国目前荷载规范中有关低层房屋风荷载的取值提出了意见。2、进行了低层房屋屋面风压分布的风洞模型试验。试验对低层房屋常用的双坡和四坡屋面的风压分布特性作了进一步的研究，考虑了屋面坡角、来流方向，门窗的开启等因素对屋面风压分布的影响。通过相同高度、开间的四坡屋面与双坡屋面的模型对比风洞试验，提出了四坡屋面的抗风性能并无显著优点的结论，并提出屋面坡角为250～300的双坡屋面具有最佳的抗风效果这一观点。3、运用标准的k—e模型对低层房屋的风压分布进行了三维绕流的计算机数值模拟计算，并将计算结果与试验结果进行了对比分析。从而为风荷载的计算机数值模拟方法在低层房屋中的运用作了一定的尝试。4、根据对台风受灾地区建筑物破坏情况的实地调查和本文以上工作，对影响低层房屋抗风性能的主要因素进行了分析，并提出对多台风区低层房屋抗台风设计应采用基于不同安全度要求的多级设防标准以取代目前建筑抗风设计的单一设防标准，同时提出了需在低层房屋抗台风设计中考虑的概念设计方法和构造措施，以供有关规范的修订或制订沿海多台风地区建筑抗风标准参考。 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究6、本文最后通过一抗台风低层民房试点工程的设计和建造，综合检验和应用了本文的主要研究成果，并通过风洞模型试验和建筑物抗风能力的评估方法，对其抗台风的性能进行了检验和评估，为在沿海地区推广抗台风低层民房的设计和建造起到了示范的作用。 浙江大学博十学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究第二章低层房屋的风荷载特性研究2．1引言建筑物表面的风压分布及其特性取决于空气在建筑物表面的流动状况，如堵塞、分离、产生涡团、再附着等等。对于某个单体建筑而言，其表面的空气流动状况除与来流、即风本身的特性(包括平均风速、风速廓线、紊流度及风向角等)有关外，主要与建筑物的体型及表面特征有关，低层房屋的体型是由其几何尺寸(包括长、宽、高)、屋面形式(平屋面、单坡、双坡、四坡屋面、锯齿形屋面、圆筒形屋面等等)及檐口构造(女儿墙、挑檐等等)决定的，其表面特征则主要包括墙面的开洞大小及屋面的覆面材料。对于处于某个建筑群体中的单体建筑而言，其表面的空气流动状况除与上述因素有关外，还与相邻建筑的间距及布置状况有关，因为相邻建筑的存在将干扰空气的流动。从工程设计的角度来看，研究低层房屋的风荷载特性的目的主要在于分析各种体型房屋的表面风压分布规律、并以风载体型系数或风压系数的形式为有关设计人员提供合理、准确、安全的风荷载计算依据。低层房屋在风荷载作用下的安全性主要取决于两个方面：一是房屋在总体上受到的风荷载大小是否得到了准确的估计。它决定了结构整体的安全性。风在建筑物表面引起的实际压力或吸力与来流风压的比值，称为风压系数。常用下式来表示：c沪黛：塑(2∽～4w(计算)l／2×pv2‘⋯由于各面上各点的风压比值并不相等，工程上为了简化，常取各面上的平均值或整体的平均值，来表示该面或整体所取代表面(常取垂直风向，最大投影面积)上的压力比值。在我国规范中，该压力比值称为风载体型系数，由式(2-2)表示：∑c，4，以。二=1_一Q。2’风载体型系数u。乘以该高度的风压uzWo，即为该处面平均风荷载(kN／m2)。因此，确定房屋在总体上受到的风荷载的大小关键在于确定其各个面上的风载 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究体型系数¨。的大小(或面平均风压系数的大小)。二是房屋在局部的峰值压力或吸力的作用下是否会导致局部构件的失效。大量的现场实测和风洞模型试验资料证明、低层房屋在其各个表面的连接处附近、也即墙体的转角、屋沿、屋脊、山墙边缘等附近，往往会形成一个局部的压力(吸力)峰值区域，该区域的面平均风压系数通常远高于该面的整体平均风压系数，从而形成较大的局部风荷载，在极端风气候条件下(如台风、飓风、龙卷风)，极易导致相应部位的局部构件失效，并进而引发结构整体的破坏。因此，研究低层房屋的局部压力(吸力)峰值的分布规律及大小，并给出相应的规范数据，也是工程设计所需要的。本章根据国外近年来大量有关低层房屋风压分布的现场实测和风洞试验资料，对影响低层房屋风压分布特性的诸多因素进行了较全面的归纳和分析，并在此基础上，提出了对我国现行荷载规范中有关低层房屋的风载体型系数及局部风压系数取值的不同看法及改进意见。2．2建筑体型对表面风压分布的影响2．2．1房屋高宽比h／b对表面风压分布的影响建筑物的外观尺寸对其各个表面的平均风压系数有着明显的影响，其中影响最大的是房屋的高宽比h／b。虽然对此人们早有定论，但是随着对这一问题研究的不断深入，人们对这一问题的看法却很不一致，至今也未达成一种共识。就目前各国所采用的建筑标准和建议性规范而言，绝大多数认为当房屋的高宽比h／b≤O．5时，其对房屋各个表面的平均风压系数影响较小，可以不予考虑【27】，但格哈德(Gerhardt)和克莱默(Kramer)等人[281在对具有较大宽度的平屋面低层房屋进行风洞试验时却发现，当房屋的高宽比h／b>一O．1时其屋面的风压分布受房屋相对高度的影响十分明显，见图2．1。HIGHTTBVIDTHRATIB(h／b)——·一0．20——·一0．10——-一O．05JENSENNUMBER(J)=11EXPI]NENTI]FVELDCITYPRBFILE@)=0．24图2．1房屋宽度较大时屋面相对高度h／w对风压分布的影响[28] 翌些查兰堡主兰堡堡兰!!星生星坠堕塑堑竺墨垫鱼垦堡盐里塑本文收集了13个具有不同横截面尺寸的单层房屋全尺寸现场实测试验资料，以期对几何尺寸的影响作一分析。图2．2为试验对象的横截面形状，它们的几何尺寸及各个面上的平均风压系数见表2-1。试验时风向为左风向且垂直于屋脊线，测试点布置在房屋的中线附近。[三]岔仓全匪釜[主基銮强臣圆圈全圜国盒图2．2全尺寸觋场窭测单层房犀横截面形状表2-1实测房屋的几何尺寸和各个面上的平均风压系数房屋屋面斜屋屋沿房屋屋脊迎风背风编号坡角面长高度宽度长度高度墙面屋面墙面(％)度(m)(m)CpcCpeCp=FB011511．14．3421．5127．87．10．48—0．70．0．40．O．15FB02B153．831．777．418．52．760．38．0．28—0．83．0．41FB03166．354．611．918．526．30．41-1．OO．0．73—0_32FB04229．84．818．4423．148．50．54-0．39—0．67。0．45FB051514．384．0327．954I．07．7O．32．0．83-0．78．0．37FB061112．542．2624．S734．24．970．32．0．21—0．38．0．16FB0713．55．952．O11．3536．83．40．46．0．47．0．76．O．50FBl216．75．745．5lO．724．37．2O．50—0．85．0．74．0．38FBl6153．44．56．7120．O5．30．41-1．47．0．86．O．5SFBl9159．535．018．436．847．50．4l-0．79—051．0．22FB28B106．564．1412．9324．135．280．43-0．95．0．43．019G01263．562．356．421．773．940．49—0．02-0．57．0．28G08263．644．157．022．65．890．41-0．44—0．83．0．63从表2—1可以看出，迎风面墙的风压系数Cp20．32-0．54，其平均值c，=0．43(均方差o=O．065)，相对于其它各面的风压系数C。。而言，它受房屋几何尺寸的影响相对较小。但屋顶及背风面墙的风压系数C。。却明显地与房屋的几何尺lO 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究寸有关。先来看背风面墙的风压系数。从表2．1中不难发现：1、当高宽比h／b较小时，其背风面的风压系数较小，如FB01，FB06；2、当高宽比h／b较大时，其背风面的风压系数较大，如FBl6，G08。再来看屋面的风压系数。比较G01和G08，两者的平面尺寸和屋面坡角相差不多，区别在于檐口高度相差很大，相应的高宽比h／b也相差较大，从表中系数分析，h／b值较小时其屋面的风压值也较小。类似的现象还可以从GB05与FB06，FB07与FBl2的对比中得到。除高宽比h／b外，房屋的檐口高度lle对其屋面，尤其是迎风屋面的风压系数也是有影响的。表2-1中FB02、FB06、FB07、G01迎面屋面的风压值均较小与它们的檐口高度llc较小不无关系。值得注意的是，当房屋的长度相对横向宽度较大时，其屋面的风压值也会改变。如FBl6迎风屋面的平均风压系数达到了．1．47的较高值，比横截面相似但长度较小的FB03的相应风压系数增大近50％。从对以上这些试验结果的对比分析大致可以得出这样一些结论：1、当房屋的平面尺寸相同时，其迎风屋面与背风墙面的平均风压系数随着房屋的高宽比h／b值的增大而增大。2、迎风墙面的平均风压系数受房屋几何尺寸的影响较小。3、当房屋的高宽比相同时，其迎风屋面的平均风压系数随着檐口高度的增大而增大。4、当房屋的长度尺寸相对较大时，其迎风屋面的平均风压系数会明显增大。由于考虑几何尺寸效应的低层房屋风洞试验或现场实测是一项系统而又大量的工作，根据目前已有的资料尚无法在几何尺寸与风压系数之间找到一种明确的、定量的关系，并把它应用于相应的设计规范。国外有人根据最常见的1～2层居住建筑的体型，通过全尺寸实测试验提供了考虑高宽比影响的表面风压系数，供在极端气候条件下的低层房屋设计时采用[29】，见图2．3，图2．4。我国目前的荷载规范中，对低层房屋风载体型系数的规定尚未考虑高宽比等几何尺度的影响，对于同样的封闭式双坡屋面，我国规范的取值(见图2．5)与图2．3、图2．4相比较明显偏低，风荷载的低估对于易遭受台风、龙卷风等极端气候条件的低层房屋，尤其是居民住宅可能会带来严重的后果。因此建议在我国的荷载规范中也应考虑几何因素对风载体型系数的影响，以使低层房屋的 塑坚查堂塑主兰垡堡苎!!星生星垦堕塾堑丝墨堕鱼垦堡生壁壅抗风设计更为合理和安全，这需要风工程研究者们的共同努力。hi2b／10加’_——15。H——己旷。～2宁_——3盯1．7——1．59—7—4I．1卜0．90．9l～1．1图2．3居住建筑的风压系数——风向垂直于屋脊[29】h／2h／29djnterno{+0-6t0-&6(noopeningsoruni?ornlydistributedpeme曲№y～0．3)※TheseLocQtcoefficientsQrelikelytoocEur?orglancingwinddirectionnr)dnotthedirectionshown图2．4居住建筑的风压系数——风向平行于屋脊【29】D(肛s≤1s-一0．63盯O≥6口+O8中闻值授插入法计算一U．，图2．5我国规范对双坡屋面风压系数的取值[26]2．22屋面形式及屋面坡角对表面风压分布的影响低层房屋由于建筑造型，使用功能和排水等方面的需要，常采用坡屋面的形式。工业厂房由于对采光和通风有较高的要求，通常采用单坡屋面、锯齿形屋面、不等高的双坡屋面或带天窗的双坡屋面，公共建筑由于建筑造型和大跨度设计的要求，较多的采用大型平板(网架)屋面或曲线形(悬索、索膜、网12南目团一B圈团 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究壳等)屋面。而对于量大面广的居住建筑而言，采用最多的是双坡和四坡屋面。历次的风灾调查均显示低层房屋的破坏大多缘于屋面结构的破坏【30]～【31】。因此，屋面形式对其表面风压分布的影响自然成了风工程研究者们关注的焦点。到目前为止，有关低层房屋的风压实测和风洞试验研究大部分是围绕着各种不同形式的屋面开展的，而其中研究得最多的是居住建筑中常见的双坡和四坡屋面，并取得了大量的研究成果。本节在分析和总结国外大量最新的有关试验研究成果的基础上，对双坡和四坡屋面的风压分布随屋面坡角和风向角等因素的改变而变化的规律及其机理作了初步的探讨。一、双坡屋面的风压分布规律1、屋面的平均风压低层房屋屋面风压分布状况除与房屋的几何尺寸有关外，在很大程度上与屋面的坡角B和风向角。有关。对于常见的双坡屋面(B=00～300)其表面风压大多为吸力，从空气动力学的角度来分析，屋面吸力的产生是由于气流在来流方向的屋沿、屋脊、山墙边缘等部位产生分离而形成的，随着屋面坡角和风向角的改变，气流分离的状态及部位也随之改变，从而导致屋面吸力的分布及大小也发生变化。图2．6为一单层双坡屋面房屋的风洞试验结果[32】。试验是在大气边界层风洞实验室内进行的，模型缩尺比为1／50，参考风速30rigs，屋面坡角为100。．熊≮。味两”㈧”搿。∥lI烈、影，+0‘，断I磊鳃一石r、／’、1+0．2(a)风向角0--0。(b)风向角o=60。P～＼、。篮一揍聚图2．610。双坡屋面平均风压系数的风洞试验结果[32】IMEANlWIND(c)风向角0=90门㈠剧目nH一，委霎≮、 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究图2．6(a)为风向角e=Oo(垂直于屋脊线)时屋面平均风压系数的分布图。在迎风屋面，气流的分离集中在屋沿的附近，故在此处形成较高的平均负压(cp产-0．9)，其余部分的风压分布较为均匀(瓦=一o．5)：在背风屋面，屋脊线附近由于存在明显的气流分离而形成一个较高的吸力区(C。。--．0．9)，远离屋脊由于气流不再附着而使风压分布也趋于均匀，但其值(己=一0．3)较迎风面要小。图6．2(b)、(c)为风向角e=60。，900时的情况，很明显，随着风向角的变化，屋面的风压分布也随之改变，较高的负压区总是出现在迎风一侧的气流分离面附近，但其大小也发生变化。因此从严格的意义上来说，屋面的平均风压系数或风载体型系数是与风的来流方向有关的。图2．7为当风向垂直于屋脊，而屋面坡角分别为15。、200、300时屋面平均风压系数的分布情况。比较图2．6(a)和图2．7可以发现，当屋面坡角从100增加到150时，迎风屋面的风压系数有所减小，而背风屋面的风压系数则有所增大；当B从15。增加到200时，迎风屋面的风压系数则有显著降低，而且分布也趋于均匀，此时背风屋面的风压系数虽减小不多，但分布趋于均匀：当B从200增大到300时，迎风屋面开始出现正的风压值，而背风屋面则无明显的变化。上述风压系数的变化情况与2．2．1节中图2．3提出的单层房屋的屋面风压系数(h／b—O．3)十分吻合。陋／1、I卜‘／。1、’'＼，7随(a)150屋面(b)20。屋面(c)30。屋面图2．7】5。，200、300双坡屋面平均风压系数的风洞试验结果[32】2、屋面的局部最大平均风压前已述及，在坡屋面的屋沿、屋脊、山墙边缘的附近容易形成局部的较高负压区，在进行屋面覆盖物如屋面瓦、隔热板等的抗风设计时，需对这些局部最大平均风压有一个准确的评估，否则一旦屋面的局部出现风致失效，容易导14习刘到口㈠斟门㈠—Un㈧nU 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究致整个屋面体系抗风能力的下降，并引发结构主体的破坏。屋面局部最大平均风压的分布范围与房屋的高度h和宽度b有关，其负压值的大小则与屋面坡角B和风向角0有关[4]。图2．8为日本建筑学会(AIJ)推荐的建筑荷载规范[331对屋面局部风压计算范围的规定。图中，’表示2h与b两者的较小值，考虑到建筑物形状的对称性，风向角8的取值为Oo～900。图2．9为在不同的屋面坡角13和风向角e时，“A、B、C、D、E”等不同部位局部最大吸力的取值情况。(a)(b)图2．8房屋尺寸、风向和局部风压计算范围的规定[33】O图2．9屋面局部风压与屋面坡角B和风向角0的关系【4]下生 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究2占1IO一_毒专一一一一生。|。L11．“；：!：-010203040SO(Q)RegionA8xI。。‘‘1,5．1l-4wI{I2毋1IO(b)RegionB8．一一一一l曼1n1。xl，l—i：订(c)RegionE日图2．10屋面各部位局部风压系数与屋面坡角B的关系[4】从图2．9中可以大致反映出屋面局部最大风压与13和0的关系。当0aO。和13。0。时，气流的分离发生在迎风屋面的边缘，从而在区域A形成高负压区，此时(0=0。)若增大屋面坡角B，则区域A的负压值逐渐减小，当13—18。时，气流分离点的位置从迎风面的屋沿移NTN脊线附近，从而在EF㈣T--个高负压区。当风向角0发生偏斜(0。20。～70。)而屋面坡角又较小(B<18。)时，在迎风屋面边缘气流的分离使锥状涡在区域B附近大量产生，并在此处形成相当高的负压区。此时若增大B，则涡旋的强度逐步降低，负压值也随之下降：当B>22．5。，但风向角0<45。时，最大吸力在E区域形成，若0>45。，最大吸力在C区域形成；当Ba22．5。，0—15。_5。时，最大吸力在区域D产生：而当风向角较大，例如0>70。以后，屋面的最大吸力不再受屋面坡角的影响而总是发生在迎风屋面靠近山墙的边缘，即C区域，因为此时气流的分离基本是沿着山墙的边缘产生的。目前，对A、B、E各区域的局部风压系数已进行了较多的试验测定【34卜[471，图2．10为根据这些试验数据绘出的A、B、E各区域的最大负压系数cp-与NN坡角B的关系图，／J,[1too可知，这些试验数据离散性较大，特别是在A、B区域，当屋面坡角较小时离散性十分明显，而当B>20。以后，离散性相对减小a16 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究图中实线和虚线分别代表了日本和中国的荷载规范的取值。对山墙边C和屋脊与山墙交界处D的局部风压目前得到的试验数据还相当有限。值得指出的是，无论座面平均风压系数还是局部平均最大风压系数均不能完全反映屋面实际的风荷载，由于尾迹扰流和房屋的气动干扰的影响，房屋表面的风压力始终处于波动状态，其压力峰值随时问和空间的改变而不同。尤其在气流分离点附近这种波动状态更为明显，因此在对设计风荷载取值时尚需考虑压力峰值因素的影响，即对平均风压值进行适当放大以考虑压力峰值的影响，有关这方面内容将在2．2．3节介绍。二、四坡屋面的风压分布规律低层房屋中另一种常见的坡屋面形式为四坡屋面，根据已有的风灾调查，四坡屋顶的低层房屋在强烈的龙卷风或飓风的袭击下所遭致的破坏情况比双坡屋顶的房屋要来得轻微，这一现象引起了不少风工程研究者的关注。Sparks和Meacham等人[42]专门对此进行了对比试验，他们发现在同样的情况下，四坡屋顶的最大峰值吸力比双坡屋顶要减小约50％，其试验结果如图2．11所示。然而该试验结果是在坡角B=18．40的情况下得到的，它是否适用于其他屋面坡角尚需进一步验证。同时四坡屋面的风压分布随屋面坡角的变化规律是否与双坡屋面的情况类似也需通过迸一步的风洞试验来判定。㈢-2．0-"毒兰≤≥量姜绷雯兰￡鸯瓦25卿溺图2．11双坡和四坡屋顶最大峰值吸力的比较[421(B=18．4。，0。O。一360。)Y．L．xu等人【43】在澳大利亚的JamesCook大学的大气边界层风洞实验室内进行了三个屋面坡角分别为B=15。、20。、30。的四坡屋顶低层房屋的模型风洞试验，该试验的模型尺寸、缩尺比、风场条件及测试方法与J．D．Holmes在文献【321'中所进行的双坡屋面的试验完全相同，将其试验结果与J．D．Holmes的试验 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性发抗台风设计研究相对比，可以较好地反映四坡屋顶在屋面的平均风压和局部最大风压分布上的一些特点。图2．12为在三个模型表面测得的平均风压系数的分布情况。在00风向角下(见图2．12(a))，屋面坡角B为150和200的屋面平均风压均为负值，30。屋面在迎风屋面出现局部的正压区，背风屋面和两侧屋面的平均风压仍为负值。在150屋面的靠近迎风屋面屋脊线背后一侧，由于强烈的气流分离导致有较高的局部平均负压形成。随着屋面坡角的增加，背风屋面平均负压的分布变得相对均匀，但其值下降明显，相反，两侧屋面的平均负压则略有增大。对于20。和30。屋面，较高的平均负压均出现在两侧屋面靠近来流一侧的屋脊线背后，其最大值为一I．0。在450风向角下(见图2．12(b))，屋面平均风压分布的情况与0o风向角R∞fSIopt15’R∞fs10DtZ0'(a)风向角o=O。(b)风向角o=45。(c)风向角o=90。图2．12四坡屋面平均风压系数的分布[43]18 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究下的情况完全不同。在与风向平行的屋脊线附近不再产生气流的分离，这时整个屋面可以看作由两部分组成：即迎风一侧屋面(迎风屋面+侧屋面)和背风一侧屋面(背风屋面+背风一侧屋面)，而每侧屋面的平均风压廓线在平行于风向的屋脊线附近也是连续的。较高的平均吸力出现在背风一侧屋面紧邻屋脊线背后的附近，其最大值为．1．8，出现在200屋面的背风屋面顶部与迎风--坝rJ屋面顶部相邻的部位。显然随着风向角的改变，屋面平均风压的分布及大小都有明显的改变。当风向角为90。时(见图2．12(c))，对于双坡屋面，其屋面坡角的变化对屋面风压分布的影响几乎很小，因为此时风向与屋面始终是平行的，而对于四坡屋面，此时屋面坡角对风压分布的影响仍然是明显的。对于150屋面，较高的负压区出现在迎风屋面的角部和紧邻屋脊线背后的一侧，对于300屋面，在迎风屋面的屋沿一带出现了正的风压，而最大负压则出现在迎风屋面的两条屋脊线背后靠近屋面角区附近的地方。而此时不管屋面坡角为那种，两侧屋面上的平均风压在大部分地方的分布都是比较均匀的。最大的平均负压出现在300屋面靠近迎风屋面屋脊线背后的角区附近，其值为．1．0。将上述试验结果与J．D．Holmes在文献[32仲提到的双坡屋面试验结果相比较(见图2．13)，可以发现，对于屋面的平均风压分布和大小，除00风向角下靠近屋面中间部位两者的情况相似，其余情况两者有很大的不同。对于最大平均风压，150双坡屋面出现在屋脊线背后靠近山墙端部的部位，其值为．1．0，在R耐sI％疗R耐5lq20"R嘶slo■．it"：蛆一一一---z-L7∞5一一j-Lo”L'；x，o=bL，，j．幢-iaJ、}m“遘￡7；沁(a)风向角0=O。一0l、、，c五一一，-，011、迎～～』虬、、残二--孑-0皎．3：／力m～；≥、、t77／jfj叫¨．品if{f。太i、{(b)风向角0=90。国2．13双坡屋面平均风压系数的分布[32】19fWf^，D 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究450风向角下，200双坡屋面上述同样部位的最大平均风压达．2．73。在90。风向角下，三个屋面的最大平均风压均出现在迎风屋面的边缘，其值均为．1．33。与四坡屋面相比，双坡屋面在风向角为00时，其最大平均风压与相同情况的四坡屋面相同，但在450及900风向角下，双坡屋面的最大平均风压要大于四坡屋面。2．3屋沿构造对屋面风压分布的影响低层房屋屋面周边通常为挑檐或采用女儿墙的形式，它们的形状和尺寸都会对屋面风压分布产生明显的影响。Blackmore[44]等人通过试验发现，将平屋面的边缘由直角改为斜角以后，可大大减小屋面的局部面积平均吸力。当屋沿改为300斜角时，屋面角部构件的平均风荷载可减小达70％，而整个屋面的风荷载可减小30％以上。其原因从空气动力学的角度分析，主要在于屋沿角度的减小(由直角改为锐角)抑制了迎风屋面角区附近锥状涡的产生，使这些部位气流分离后所产生涡旋的分布范围更窄，从而使得因这些涡旋所产生的较高负压的分布范围更窄。由此可以推断当将屋沿的形状改为曲面形式时也会收到同样的效果。Robertson[45]和hoxey[46]在对Silsoe结构试验楼进行全尺寸实测试验时，比较了将屋沿由传统的棱角分明的直线形状改为弯曲形状后，对屋面风压分布的变化。图2．14为当风向角为0。时，在房屋的中线位置测得的平均风压系数的分布情况。可以看出，当采用弯曲形屋沿时，迎风屋面靠近屋沿的1／3范围内，屋面吸力大为降低，这是因为此时屋面的迎风边缘由于采用了曲线形状并不导致气流的明显分离【45】，但是，在屋脊附近的吸力此时都要大于直线形状屋沿的情况，所以总的来看，对屋面整体升力的减小并不明显。。麓≥，拈z：迎-ztl、舻。，；—一—～，f。簟[1兰兰三三L冒O0510Om5c蚋c_图2．14屋沿几何形状不同对屋面风压分布的影响[46]低层房屋，尤其是坡屋顶的低层房屋其屋沿更多的是采用挑檐的形式，由于挑檐在迎风面上下表面均有较大风荷载作用，因此该部位的风荷载较之屋面 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究其他部位更加不利，在风灾中常常成为最易受损的部位之一。对挑檐的风荷载特性不少风工程专家都予以了特别的关注。Leutheusser『81在均匀流风场中对挑檐的平均风荷载进行了试验研究：Dreher和Cermak[4]在大气边界层风洞中对挑檐上下表面的局部风压进行了模型测试；Tieleman和Reinhold[48】比较了有挑檐或无挑檐时屋面风压的分布和大小；Best和Holmes[49]通过试验认为，将挑檐上表面的负压峰值与下表面的正压峰值组合起来作为挑檐的设计风载往往过于保守，因为试验中发现挑檐各个部位的峰值压力并不是同步出现的；Stathopoulos[50]根据他所进行的一系列风洞试验结果对屋面坡角为0。-10。的双坡屋面的檐口设计风压系数提出了规范建议值，这些建议值已被加拿大国家建筑标准SNBCC[51]所采纳。但上述对挑檐的风荷载试验和研究基本都是对小角度(0≤10。)双坡屋面进行的。其结论不能直接适用于较大屋面坡角的情况。为此，Stathopoulos和Luchiam[52]等人专门对较大屋面坡角(0=100-450)的双坡屋面的挑檐进行了风压分布的风洞试验。测试了在不同风向角下挑檐的局部和整体的风压分布情况，且分析结果已被SNBCC所采用。图2．15带挑檐双坡屋面房屋的风洞试验原型[521(尺寸均以米为单位)Stathopoulos等人在文献[521中的试验是在加拿大建筑研究中心的大气边界风洞实验室中进行的，大气边界层模拟的几何缩尺比为I：400，风速曲线指数为0．15，最大梯度风速为13m／s。试验采用了两个屋面坡角分别为0=18．40和0=450的双坡屋面的低层房屋模型，见图2．15，其原型尺寸分别为40×60×5M和40×60×10M，檐口高度分别为5M和10M。挑檐宽度均为3M，沿屋面的四周布置。在挑檐的上表面和下表面均布置了测压孔，因此可以在任何时刻得到挑檐上下表面的风吸力和压力并把它们加以组合。试验共采用了36个方位角(00～3500，每100一个方位角)对挑檐的局部风压和面积平均风压进行了测试。另外还采用了对挑檐同一位置上下表面测压点进行同步测压的方法来估计作用在挑檐不 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究同部位的最不利受力。图2．16为模型的测压孔布置以及在计算挑檐的面积平均压力时所考虑的相应面积的规定，图2．17还给出了位于墙面上的测压点位置，主要用T-LL较目的。’磁彩旋玩jj!签蕊蕊釜蕊§慕§慕§釜薅菠注：51Tt4‘2∞"5553n1●⋯‘t3．．⋯50，．-9704：1247·1U∞lcIqⅢ口即”r¨"d一¨丝¨气．1㈣m·■；。ij：沁茏¨。叱。。：。。m⋯一蚕●3。i‘1‘II192126n3133”?1．，—d功’!⋯瞬f扔劲形癌移獾《醛瓢文《jN一?朔图2．16挑檐测压点布置和局部风压计算面积[52】图2．18为试验测得的挑檐上、下表面风压系数(cp。。C”cpmi。)的典型变化情况，45。屋面测得的结果与该图是一致的。从图中可以发现，压力系数，尤其是挑檐下表面的压力系数受檐口高度的影响较小，而对于上表面接近边缘的测点9，在最不利风向角下，其压力系数受檐口高度的影响增大。图2．19为试验得到的挑檐上、下表面的最大峰值压力系数的分布情况(不考虑风向角和檐口高度)。从图中可以清楚发现，18．40屋面的挑檐风荷载更为不利。特别是靠近山墙的上表面的局部风吸力非常高。挑檐上表面的正风压则 兰塑兰苎鲨型型羔堕!!L!!星星星垦垄垫竺丝墨垫堂墨堡生堡窒o77o75o，S]ne||，-～90。V．0q二—i71f72f73}I。L—一”———L。——一。图2．17模型墙面测点布置【52】oo30060。90a120。150。l0002100240。z7矿30003300360。Co1．．I．．I．．I．．I．．I．．1．．I．．I．．I．．I．．I．．I4：12H-Sn⋯、帅”“”一“⋯二，圹慕：、J。=L，／，：；-；：、＼0。30060090012001500180。ZIOo240。2700300033003600Lowe“rta”p2xz0二／缮心、H·1m～／；7—E—_'ch＼k∥矿’＼＼屯／蠢专≤彩厂～一＼图2—18挑檐上下表面风压系数随风向角变化的规律【52]Z，O‘≈≈4巧，：，0i≈≈ 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究与予计的一样，45。屋面相对较高。但是对于18．4。屋面的挑檐下表面，无论是正压还是负压都比450屋面要大。．3．25．2：12J、。35‘200bper“pslLo_㈨tas’3‘pⅢn：c口mx2、：：R00fm口e12122315Cpmx：‘㈨iiMI／图2．19挑檐上下表面最大峰值压力系数的分布[52】图2．20为在所有试验工况下测得的挑檐每个测点上总升力系数的最不利值，包括对挑檐上下表面的同步测量和非同步测量。数据显示当真正的同步压力被记录下来时，其总升力系数有明显的减小，这说明将挑檐上下表面的最大风压进行简单的叠加来确定挑檐的最不利风压力是偏于保守的。对于平屋项的情况，女儿墙的设置对于减小迎风屋面边缘和角部的局部风吸力非常有效。这是因为女儿墙的存在抬高了气流分离剪切层和锥状涡的发生位置，使其不再附着在屋面的边缘。女儿墙对屋面风压分布的影响与房屋的几何尺寸、女儿墙的相对高度等因素有关，根据Kind[53]等人进行的风洞试验，在斜风向(0m45。)作用下，靠近迎风屋面角上的最大吸力随着女儿墙高度的 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究图2．20挑檐上F表面总升力系数的最不利值[52】增加丽单调下降。但是，鉴于女儿墙本身也会引起吸力峰值分布范围的扩大，屋面某些部位的面积平均风压，反而会因女儿墙的设置而增大。Baskaran和Stathopoulos[54]等人研究了平屋面角部吸力与女儿墙设置的关系，考虑到通过修改女儿墙的形状可以抑制锥状涡的产生，他们将女儿墙在屋面的角部附近进行切角或改变坡度，结果发现沿屋面角部和边沿分布的高值局部吸力得到了较大的缓解。部分风工程研究者通过使用多种空气动力学测量装置对局部峰值压力进行测试，得到了类似的结果。Surry和Lin[55]等人对具有锯齿形、方形和圆形等不同边界形状的女儿墙进行了风洞试验，结果发现，与普通的女儿墙相比，这些几何形状改变后的女儿墙均能大大减小迎风屋面角部和边缘的峰值吸力。在这当中，--：l十；／L隙率为50％的多孔女儿墙最为有效，它可使屋面角部的较高吸力下降70％，并使得屋面的风压分布变得非常均匀。 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究2．4屋面覆面材料的风荷载屋面覆面材料如屋面瓦、保温隔热板等在遭遇强风时的脱落和损坏，有时会导致整个屋盖系统的破坏。因此在屋面覆盖材料周围的风压分布也受到了风工程研究者的关注。图2．21为屋面瓦周围的空气流动情况和风压分布情况【56】。NOTATI：·，I'40DELsSPAAGNl：ATlo—A000⋯一一B06一一一C010图2．21屋面瓦周围的空气流动情况和风压分布情况【56】在这方面较早开展研究的是Hazelwood[571，他对屋面瓦上、下表面的风压分布状态进行了详细的试验，分析了导致屋面瓦失效的力学机理，指出风的升力是引起松铺屋面单元移位和脱落的主要原因。飚nd，Savage和Wardlaw[58]等人对屋面隔热板进行了风洞试验，并测算了引起屋面松铺隔热板移动脱落的临界风速。Kramer和Gerhardt等人在文献[59】中专门研究了松散性屋面系统的风压特征。Gerhavdt等人还在文献【60]中研究了屋面铺设物的透风性与其上、下表面风压之间的相互关系，并提出了予估其失效风速的理论方法。Amano，Fujii和Tazaki[61]等人对屋面隔热板下增设架空层后的风荷载特恤口卅口n¨U68m辫氩≮O5O50o』Jr：』一郇 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究性进行了研究，其典型结果如图2．22所示。Bieukiewicz和sun【62]等人在对松铺屋面系统的风荷载试验中，发现屋面铺设物下留出间隔高度对铺设物的表面风压有明显的影响，即使留出的间隔高度很小也能大大降低铺设物表面的平均和峰值吸力，如图2．23所示。厂＼10匠盈眩物吻锄GAP唰=gf＼l＼f，qL＼、”THfChOF^讲趣U—4日陆槭．、一LAYB．：$毋Oy6口V●q“’g／wLEAKAGE(饥1HOLE图2．22空气层和透气孔对屋面隔热板风压分布的影响砸1J图2．23松铺屋面板的风吸力与间隔高度和板厚之比H，r的关系[621根据以上对屋面覆盖单元的研究可以认为，当在屋面覆盖物的下面引入小小的一层空气隔离层后，覆盖物表面的风压力就能够得到较好的平衡，并使其所受的净风压大大减小，但有关这方面研究的结论目前仍有不同的看法，文献[63]给出的试验结论认为屋面铺设物下空气体积的增加在某种程度上可能会影响到铺设物的总风压，尽管这一影响不是很明显。2．5房屋开洞对低层房屋内外风压的影响低层房屋在正常情况下(门窗洞口关闭时)其外表面的孔隙率约为e=2×10‘4～l×10。3(￡定义为房屋的有效通风面积与表面积之比)，在此情况下，其 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究内部压力一般较小，且不受外部气流的影响，约为25～100Pa，然而当房屋的门窗在突遇强风而招致破坏时，房屋的内部风压会有明显的增强，当房屋外表面的脉动负压与房屋内部的正压共同作用时，对某些结构构件，尤其是屋面覆盖单元及其连接构件而言受力非常不利，风灾调查也显示许多房屋在遭遇强风破坏时，不单单是外部风荷载过大所致[641。当房屋外表面开有门窗洞口时，其外墙面及屋面上的风载是由内外风压的代数和决定的，如果建筑物的迎风面(或背风面)上开孔，而其它面均密封，风的流动将形成正的(或负的)内部压力，如图2．24所示[65】。此时，房屋内部的压力分布及大小不仅与迎风或背风面上的开洞大小及位置有关，更与其外部来流特征及外部压力的分布有关[661。从工程设计的角度而言，提供房屋开洞时作用在建筑表面包覆材料上的合理、安全的净风压值是十分必要的。为此，各国风工程研究者们做了大量的试验研究工作，取得了很多有意义的成果，其中有些已被各国的风荷载规范所采用，本节将对有关这方面研究的一些主要内容及结果作一介绍。旦辩旦粪旦粪导鑫i韭妻圭一赫一纛a)似息密封建筑Ib)迎风皿开扎lc)背儿耐开孔cd1多侧弛计孔图2．24建筑表面开洞对内部风压的影响f65】2．5．1对开洞低层房屋净风压的全尺寸现场测试目前在确定低层房屋的屋面覆盖单元及其固定件的设计净风压(即内一外压)时，许多国家的风荷载标准或规范(如澳大利亚的ASll70．2．1989)采用的是准定常设计方法。按此方法，建筑物的内外压是由来流的风速脉动决定的，建筑表面的峰值压力通过将平均风压系数乘以峰值系数G。得到。而设计净风压则是将同方向的外部峰值压力和内部峰值压力进行迭加而得到，也即假定了内外峰值压力是完全相关的。在ASll70．2风荷载标准中[671还引入了K。、Kl等系数对采用准定常方法用于估计外部风压进行改进。J．D．Ginger和C．W．Letchford等人[641对一全尺寸的低层房屋进行了在不同 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究开洞条件下，房屋内外压的对比性实测试验，将其试验结果与澳大利亚风荷载标准ASll70．2[67]的相应取值进行了对比，并对准定常理论在确定内外峰值压力方面的适用性进行了研究。用于实测的试验楼的几何尺寸及测压点布置如图2．25所示，其内部体积约为470m3，在正常气密封状态下的外表面孔隙率约为e=2×10-43×104，试验楼位于平坦的空旷地面上，试验风向角为900±50和2700±50，试验楼迎风墙面的开洞面积(Aw)分别取0．4，0．8，2．0m2(也即墙面积的l％，2％，5％)，背风面的开洞面积(AI．)分别取0．8，2．0m2。图2．25全尺寸实测试验楼的几何尺寸及测压点布置[64]一、内部风压的理论估算房屋迎风面的平均外部风压(昂)，背风面的平均外部风压(夏)，平均内部风压(虿)与迎风面和背风面的开洞面积Aw、AL之问的关系可通过式(2-16)给出：c一2高尚+赢Q_3’内部的脉动风压是由外墙面开洞的大小与位置及洞口附近的外部脉动风压控制的，对于较为柔性的建筑，内部压力的改变将使房屋的内部体积Vl产生膨 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究胀和收缩，从而使内部压力的反应变慢。Vickery[68]认为房屋的柔性对内部压力的动力响应可以用房屋的有效体积％=■【1+伍．／K。)】来衡量，这里K“为房屋内部的空气体积模量，KB为房屋的体积模量，也即内部体积的改变决定房屋内压的改变。Ginger等人[69]j贝1j得该试验楼的KA／KB=I．5，而VI。=47．×(1+1．5)=1175m3。1、正常气封闭下的内压Viekery和Harris[70]认为当房屋处于正常气密封状态下时，高于特征频率fc的外部压力脉动将得到衰减，且无法有效进入房屋的内部，也即对房屋的内部压力不产生影响。Ginger等人[69]澳1J得试验楼在平均孔隙率为2．5×10。4时的特征频率为0．53Hz，Vickery[68]认为内部压力脉动的衰减能导致内部压力的峰值因子大大小于外部压力的峰值因子。2、房屋一端开洞时的内压当房屋一端墙面开有洞口时，Holmes进行的风洞试验[71】和Ginger等人进行的全尺寸实钡tJ[69]均发现，与洞口处的外部压力谱相比，内部压力谱在邻近无阻尼的Helmhotz频率兀=(1／2石)0瓦i万忑孑瓦附近，有一个显著的能量增加。这意味着此时内部压力的脉动是由外部压力脉动控制的。这里的n为绝热系数。二、试验结果在ASll70．2风荷载标准中，低层房屋屋面覆盖单元的设计峰值压力是通过对平均风压系数乘以一个设计3秒峰值压力得到的，即p肚=(圭p强]cF。这意味着房屋表面的压力脉动取决于来流的速度脉动，但设计的峰值压力ppk与平均压力芦之比与来流速度的峰值因子G。相关，即Pb／芦=@，，／订)2=G：。(2-4)对试验楼进行实测得到的无量纲顺风向风速谱(根据来流在屋沿高度H=4．0M测得)，迎风墙面和迎风屋面边缘的压力谱如图2．26所示。图中显示，迎通风墙面的压力谱与来流的风速谱在O．2Hz以上区域相当接近，说明对于确定迎风墙面的设计风荷载时，准定常方法是非常适用的。而迎风屋面边缘的风压谱由于受气流分离的影响，其能量分布已变得与来流有很大的不同，根据 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究FrequencyCiJHz图2．26无量纲顺风向风速谱和迎风墙面迎风屋面边缘的压力谱【64】Ginger等人的试验【69]，类似的现象同样发生在背风墙面，侧墙面和屋顶中部的压力谱中，这说明对于受气流分离影响或绕流影响或处于尾流中的部位，准定常方法不再适用。1、正常气密封状态图2．27(a)为在正常气密封状态下测得的迎风墙面和迎风屋面边缘的外部风压及房屋的内压时间历程，图2．27(b)为相应的净风压时间历程。由图2．27(a)、图2．27∞可见，其内压的波动明显小于外部压力的波动，两者不相关。InternalWindwaraWatl竺^：二拟一，。卢一嚆五v∥^～～懈产～、^_∥Ⅶ、p胂／"愤嘲忡泖州旷．RoofWIn'oward．idge0ZO．406080100120f∞：imefl)s￡∞图2．27(a)正常气密封状态下迎风墙面和迎风屋面边缘的外部风压及房屋内压的时间历程，(b)相应的净风压时间历程[64】表2．2(a)为在正常气密封状态下测得的房屋各部位的平均、最大、最小风压系数，压力峰值因子G，=p肚／F，以及根据ASll70．2规范得到的相应风压 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究系数，其中P为15分钟的平均风压，迎风面的压力脉动是由来流的速度脉动产生的。压力峰值系数G。=岛／焉=2．76／0．70=3．94。在屋顶的中部和侧墙上由于气流的分离和再附着产生了较大的周期性吸力，并导致较大的压力峰值因子。同时，在处于尾流区的背风墙面上压力波动较小并产生了较小的压力峰值因子。在房屋的内部，压力的波动受到抑制，其峰值因子GP，=只／亏=o．38／0．14=o．71。表2-2正常气密封状态下测得的房屋各部位的平均、最大、最小风压系数，净风压系数和风压峰值因子(a)房屋各部位的平均、最大、最小风压系数和风压峰值因子表2-3迎风墙面开有2％洞口时测得的房屋各部位的平均、最大、最小风压系数，净风压系数和风压峰值因子(a)房屋各部位的平均、最大、最小风压系数和风压峰值因子32 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究表2-2(b)将试验测得的房屋各部位的净风压系数与按ASll70．2规范得到的相应净风压值进行了对比，在按ASll70．2规范计算净风压系数时，采用了相同的地貌特征(二类)，并取速度峰值因子G。=1．75(4M高度)。在表中可以看出，实测的峰值净压力为按规范计算值的76-90％。除迎风屋面边缘规范计算值较为保守外，其他部位的规范计算值与实际测得的峰值净压力均较为符合。迎风屋面边缘，迎风墙面的无量纲净风压谱与内部压力的无量纲风压谱如图2．28所示。如前所述，房屋的内部压力在低于特征频率fo=o．5Hz时有明显的衰减，而迎风墙面和迎风屋面边缘的净风压谱则与相应部位的外部风压谱(见图2．26)非常相图2．28正常气密封状态下迎风屋面边缘，迎风墙面的无量纲净风压谱与无量纲内风压谱[64]2、迎风墙面开有洞口图2．29(a)为当迎风墙面开有2％洞口面积时房屋的内压和迎风墙面、迎风屋面边缘的外部风压的实测结果，相应的净风压实测结果见图2．29(b)，从图中可以看出，当房屋迎风墙面开有洞口时，其内部压力的波动与洞口附近的外部压力波动非常接近，即两者是十分相关的。从表2．3也可以发现，迎风墙面的 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究·l雠efnalwl州waraWalII和帆；墙^；爆瞧小。M矗‰吣凡～．!忡V删咿懈?卅V吖"州‘。RoofVV'ndwardEdge’1O204060801CO120(b)硼’e(￡)．s图2．29(a)迎风墙面开有2％洞El时迎风墙面和迎风屋面边缘的外部风压及房屋内压的时间历程，(b)相应的净风压时间历程【64]压力峰值因子G冉=岛／写=2．76／0．62=4．45，而内部压力的峰值因子GP，=只／只=2．74／0．61=4．49，两者十分接近。从表2-3中也可以发现，试验测得的峰值净压力与按ASll70．2规范计算得到的峰值净压力相比，大部分地方均偏小，这说明对于迎风面开洞面积为2％的情况，房屋的内压与大部分地方的外压之间并不十分相关，但是值得注意的是，在较易引起局部覆盖物失效的迎风屋面边缘，其较大的外部吸力与可能导致较大净风压的房屋内部的较大正压值是十分相关的，实测得到的迎风屋面边缘的峰值净吸力系数为．6．91，约为计算值的．7．42的93％，而按规范得到的迎风屋面边缘的峰值净压力系数则小于实测值。迎风面开洞面积为2％时各部位的无量纲净压力谱和无量纲的内压谱如图2．30所示，图中显示，在邻近Helmholtz频率f=1．5Hz附近，内压谱有一处能量的增加，并引起净风压能量在该频率附近的相应增大，这部分增加的荷载可能会加速屋面覆盖物与屋面结构之间连接的疲劳失效。表2．2和表2．3说明，在迎风墙面上的较大开洞，将使迎风墙面的净正压力值减小，但使侧墙面、屋面和背风墙面上的净负压力值大大增加。2．5．2对开洞低层房屋内部风压的风洞模型试验A．R．Woods和P．A．Blackmore[66]对低层房屋在不同开洞条件下的内压变化进行了较为细致的多参数对比风洞试验，该试验较好地揭示了当房屋单面开洞和双面开洞，以及洞口的大小及位置变化和风向角的变化对房屋的平均内压和峰值内压的影响，在此之前的大部分试验均是围绕房屋单面开有洞口对内部脉 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究图2．30迎风墙面开有2％洞口时迎风屋面边缘，迎风墙面的无量纲净风压谱与无量纲内风压谱[64]动压力进行恰当的预计的。该试验采用的风洞试验模型为一单层刚性的立方体模型，边长为lOOmm×lOOrmnXlOOmm，有一对墙面可以拆卸，可用中间开洞或项部角上开洞的不同墙面加以替换，墙面上的洞口均为方形，面积分别取实墙面的25％、16％、9％、4％或l％。墙面除开洞外，还可以通过均匀布置小孔径的聚乙烯管变为具有一定孑L隙率的多孔性墙面或为完全的密封实墙面，在模型侧墙的中心线平面内布置有16个内压测点，如图2．31所示，该试验共设置了五种不同的开洞情况：图2．31立方体模型测点布置图[66】i)单面中间开洞(背风面为实墙面)ii)单面中间开洞(背风面为多孔性墙面)iii)单面角上开洞(背风面为实墙面)iv)双面中间开洞v)双面角上开洞对每种开洞情况均采用了五种不同的开洞面积，对于双面开洞的情况，两 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究面墙的开洞面积相同。对于角上开洞的情况，进行平均风压和1S峰值压力测试时的风向角取00～180。，每15。为一个风向角。对于双面中间开洞情况，考虑几何对称性、风向角取为00～90。，每15。为一个风向角。一、平均压力的理论估算平均内部压力的理论估算方法目前主要是基于简化的平均稳态压力假设给出的，在房屋开有洞口的情况下，内部压力是参照洞口处的外部压力给出的，但有研究表明，这种稳态假定方法并不完善，特别是在当房屋的开洞面积相对于房屋的内部体积较大，以至产生Helmholtz共振使房屋的内压得到放大的情况下。Holmes[71]，Liu等人[72][73】，Vickery等人对房屋迎风墙面开有单个洞口时的内压脉动的动力特性已进行了大量的研究。Harris[70]贝,lJ对迎风墙面和背风墙面开有分布性孔洞的情形提出了一种新的线性化理论。平均内压的稳态解可以根据标准开洞一平面方程得到，假定紊流经过洞口时Q=CoA42(P,-p』)／p(2—5)式中：CD为交换系数，A为开孔面积。在单面开洞的情况下，平均内压将等于平均的外压，在双面开洞的情况下，假定流入和流出相等，(1)式变为：A∥4p∥一P，=A。√n—PⅡ(2—6)式中，下标W和H分别表示迎风面和背风面。如果面积Aw和AII相等，则内压可以简单地由洞口处的平均外部压力得到：P，=妻她一PⅣ)(2·7)Z这种稳态解的方法可以用来预估房屋的平均内部压力，并和试验值进行比较。二、试验结果1、迎风墙面开洞，背风面为实墙中间和角上开洞时，实测和计算的平均风压系数和峰值压力系数分别见表2-4、表2—5。在大部分风向角下，中间开洞时的平均内压与洞口附近的外部风压较为接近。当风向角改变使洞口位于气流分离和再附着的过渡区域时，两者之间的差异最大，对中间开洞时，持续时间为1S的峰值内部压力变化虽然较大，但它与各方位角下的外部峰值压力在大小上却是非常一致，对于角上开洞的情况，与中间开洞类似。 塑坚奎兰竖主兰篁笙塞堡星生星垦蔓塾堑壁墨垫鱼垦堡生堡塑表2-4中间开洞时实测和预估的平均风压系数和峰值压力系数[661日自开洞25％开洞16％开洞9％开洞4％开洞1％．一一～平均最大平均最大平均最大平均最大平均最大00预估值0．922．680．902．760．902．650．912．700．80233实测值0．942．2l0．932．190．932．2l0．942．210．902．1】150预估值0．862．570．872．580．872．450．872．650．752．27实测值0．902．140．912．160．892．180．872．100．842．051no而仕信一⋯⋯0．702．350．712．250．752．580．752．340．642．04实测值0．781．940．741．910．731．880．7l1．870．681．78450预估值0．481．830．471．920．521．850，501．950．451．60实测值0．511．500．481．480．471．430．451．430．451．4060。预估值0．191．460．191．240．231．430．221．29O．22128实测值0．170．990．160．960．180．950．180．950．170．9075。预估值·0．25一1．97—0．25-2．03-0．20-2．02—0．18．2．14．0．06．1．55实测值-0．37-1．54-0．31—1．52．0．29—1．55．0．28．1．73．0．25．1．73900预估值-0．68-2．32-0．64-2．44-0．61-2．27．0．61．2．24．0．44．2．02实测值-0．69·1．76—0．71．1．81-0．72．1．96．0．74．2．11．0．72．2．011050预估值-O．71-2．17．0．69—2．10．0．66．2．09—0．62．2．06．0．48一1．77实测值-0．64-1．39-0．63．1．50-0．64．1．50．0．64．1．66．0．64．1．711200预估值一0．64．1．74．0．64．1．74．0．60．1．60．0．58．1．63．0．41．1．43实测值-0．61-¨8—0．61．1．22-0．62—1．25．0．61一1．24．0．59．1．201350预估值一0．50．1．63．0．52．17．1．O．51．1．58．O．47．1．58．0．33．1．22实测值-0．49一1．10-0．49．1．17．0．52．1．24．0．50．1．23．0．51．112150。预估值·0．40．I．30—0．40．1．52．0．38—1．49．0．36．1．34．0．24一1．20实测值一0．39-0．98．0．41．0．98．0．40一1．01．0．41．1．02．0．39—1．101650预估值一O．30．1．15．O．29．1．37．0．29．1．28．0．26．1．31．0．16．0．95实测值-0．3l-0．86-0．33-0．92—0．32—0．94—0．32-0．94．0．32-0．941800预估值．0．23—1．03．0．23．1．11．0．22—1．13．0．22．116一O．08．0．99实测值-0．23—0．75-0．24—0．83—0．26—0．90-0．26．0．88-0．26表2．5角上开洞时实测和预估的平均风压系数和峰值压力系数[66]。。开洞25％开洞16％开洞9％开洞4％开洞1％⋯。平均最大平均最大平均最大平均最大平均最大00预估值0．892．750．872．690．852．700．862．550．682．48实测值1．002．910．952．870．912．900．832．700．692．57150预估值0．952．800．932．910．912．890．882．930．792．47实测值0．962．870．992．890．982．920．962．960．812．71300预估值0．842．560．862．660．860．830．872．870．802．7l实测值0．962．850．942．8l0．942，900．922．860．872．76450预估值0．592．180．642．300．682．440．652．280．60227实测值0．672．480．662．380．702．580．662．470．642．54600预估值0．231．470．241．65O．2l1．710．17】．830．12-2．52实测值0．121．880．101．870．061．860．041．89-0．05·2．93750预估值一0．39-2．39-0．44-2．84-0．52-2．86-0．63—3．38-0．77-2．98实测值．0．53—2．35—0．63．2．53—0．69-2．84-0．79-3．12一O．92—3．4090。预估值．0．87．2．82．0．93．2．8l-0．97-3．17-1．02-3．09-1．06-3．10实测值．0．85．2．59．0．95．2．80．1．01—3．03-1．07-3．26—1．08-3．29l050预估值．0．76．2．43．0．78—2．48．0．75-2．56—0．79-2．42-0．76—2．3l实测值．0．72．2．10．0．75．2．26．0．76—2．32—0．77．2．40—0．74·2．3437 对于单面开洞的情况，平均内压的稳态方法预估值应等于洞口边的平均外部压力，除风向角为60。～75。外，其余测试值均符合这～点，特别是对于角上开洞的情况，当风向角位于60。～75。之间时，平均内压的实测值明显小于预估值。这一现象不太可能是由于Helmholtz共振效应引起的，因为Helmhotz效应与洞口大小有关。而实测情况却与洞口大小无关，这一现象也不大可能是单单因紊流脉动引起的，因为当方位角位于900120。时紊流脉动应该最大，对这一现象较为合理的解释，可能主要是由于洞口此时位于气流分离和附着的过渡区，不稳定的分离和附着气流使平均内压产生了下降，再一种可能就是洞1：3本身引起了空气局部流动的改变。对实测和预估的峰值压力则没有这种明显的变化，在角上开洞时，两者一般均较接近，但对于中间开洞的情况，实测值总是偏小，这说明对于中间开洞的情况，内部压力的脉动总是会有衰减，其原因目前还无法得到解释，对于角上开洞的情况，内部压力的峰值因子(4i,／-F)与外部压力的峰值因子基本接近，当处于再附着气流中时，其值为1．6~2．0之间，当处于分离气流中时，其值为1．6砣．3之间。对中间开洞的情况，内部压力的峰值因子当处于再附着气流中时，其值一般低于1．5～1．8。当处于分离气流中时，其值一般低于1．6～1．95。2、迎风墙面中间开洞，背风面为多孔性墙面此种工况下的实测和预估平均和峰值压力系数见表2-6。对于开洞面积为25％~4％的各种测试情况与背风面为实墙面的情况非常相似。但对于1％开洞面积的情况，内压的测试结果与双面墙开洞的情况较为相似。这说明多孔性墙面与同样开洞面积的实墙面是等效的。当迎风墙面上的开洞面积超过背风墙面等效开洞面积，如为25％,-4％的开洞面积时，测得的内部压力与单面开洞时的结果是相似的。这说明当迎风墙面上的开洞面积大于2．5倍背风墙面的等效开洞面积时，洞口的效应是主要的，当迎风墙面的开洞面积与背风墙面的等效开洞面积相同时，则情形与双面开洞 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究时的情形一致。墨!：!垫垦垫亘生囹墅塑：塑丛亘塑垒!!丝些亘堕!塞型塑盐蔓笪!塑塑些笪堡垄丕墼【!卿同向开洞25％+开洞16％开洞9％开洞4％开洞1％“一1溺—夏F1两—雨F1丽—菘F1两—瓦F1两—雨F2、双面开洞迎风墙面和背风墙面开有相同面积洞口时测得的平均和峰值压力系数与预估的平均压力系数见表2．7和表2-8。由于在双面开洞的情况下，开洞面积与压力脉动之间的相关性尚不清楚，表中没有计算预估的峰值压力系数。在大多数情况下，预估的平均压力与实际测得的结果差别较大，当风向基本垂直于洞口时(0。～15。)，迎风面洞口处的正压与背风面洞口处的负压差异特别大。通常，越大的角上开洞，这种差异越大。究其原因，可能是当洞口放大时，空气在洞口之间来回流动所产生的惯性效应对平均风压具有影响，而Harris在其文献[70]中提出的用于双面开洞情况的线性化理论，没有考虑空气的惯性流动效应。奏!：!堡垦塑亘塑笪墨堡亘空囹堑塑堕型堡堕!塑塑坚焦堡查丕塑笪鱼。自开洞25％开洞16％开洞9％开洞4％开洞1％风州1雨—夏F1弼—瓦F弋两r1天—币矿1习■1酉—雨■39 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究耋!：!望墨塑堑型堕墨塑亘鱼土五塑盟型堡塑±塑塑坚篁堕垄丕塑匝gDirection在大多数风向角下实际测得的内压低于预计值，但是，对于风向角为300和450的角上开洞情况和最大的中间开洞情况，实际测得的平均正压力大于预计值。这很可能是因为在这些风向角下，迎风面的压力波动要大于背风面，并导致内部压力的下降。4、内部压力分布以前Holmes[71]署13Lin等人[72][73】均假定开洞情况下房屋内部的压力分布是均匀的，因此在试验中多采用单个内部测压点，但本次试验的结果显示，对于单面开洞的情况，即使洞口面积达到整墙面的25％，其内部压力的分布也是符合这一假定的。但是，对于双面开洞且洞口面积相对较大时，这一假定不再成立。图2．32和图2．33为在偏斜风向下，角上和中间开洞时内部平均压力的分布情况。40 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究pressuretap图2．32角上开洞且风向角为45。时平均内压的分布[66】图2．33中间开洞且风向角为300时平均内压的分布【66】当开洞面积为l％时，分布是均匀的；开洞面积增加到4％时，分布仍然是基本均匀的；当开洞面积大于等于9％时，分布明显不再是均匀的了。当开洞面积为25％时，对中间开洞情况，其平均内压系数(cP)为在．0．01～0．5之间变化，对角上开洞情况，其平均内压系数为在．0．23～0．71之间变化，最大的正压出现在背风面开洞墙的顶部角上，同时较小的正压则出现在相对的底部角上。这意味着在模型内部形成了较强的循环气流。最小正压出现在模型的底面上，通常进行单点内部测压时，测点常位于此处，可见在这种情况下，采用单点内部测压将导致对内部压力的严重低估。A．R．Woods和P．A．Blackmore根据其试验结果得出了如下结论： 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究i)除了在使洞口位于气流分离和附着过渡区的特定风向角下，对于单面开洞，稳态理论用于预估内压与实测结果较为符合。ii)对于双面开洞的情况，稳态理论的预估值与实测值不太吻合，通常实测值小于理论值。iii)对单面开洞的情况，内压分布是均匀的，但当双面开洞时，在特定风向角下强烈的内部气流可导致内部压力系数最大增加到Cp=O．95。2．6低层房屋的波动压力2．6．1准定常理论及其应用绝大多数低层房屋的结构刚度都比较大，因此在风荷载作用下房屋的共振响应可以不予考虑，而且房屋的特征尺寸与自然风的紊流整体尺度相比也是非常小的，这就意味着结构的最大荷载效应及其组成可以用所谓的准定常理论来予以取值。事实上许多规范中风荷载的设计取值是通过一种修正的准定常方法来得到的。对于严格的准定常理论，将压力的波动完全归因于速度的波动，在这种情况下，速度和压力的正交相关是一致的，即当风速达到最大值时，其压力也达到峰值。因此，设计风载可以通过将平均风压系数乘以峰值动态压力4来得到。当来流受到房屋的较大干扰，也会引起压力的波动，如气流分离面附近或尾流区域，该部分压力的波动通常具有较高的频率，因为在房屋表面产生的涡旋的特征尺度远小于来流的紊流尺度。在这种情况下准定常理论通常不成立。但高频的压力波动通常只对较小的屋面单元如屋面瓦会产生明显的影响，而对于具有较大从属厦积的屋面构件来说，高频部分通过空间上的平均以后可以被过滤掉，这意味着对于主要的屋面构件来说，其设计风荷载仍然可以通过准定常方法来得至IJ[41。一、准定常方法在准定常方法中，建筑表面的压力随着平均风速和风向的改变而改变，也即直接受大气扰动的影响，因此风的波动引起压力的改变，瞬时的表面压力p(t)可以用下式表示：pO)=g(f)·C，㈨))=寺∥2(f)·C，p(f))(2—8)式中p——空气密度42 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究v(t)——瞬时风速p(t)——为时间t的风压力Cp(o(t))——风向角为e(t)时的平均风压系数o(t)——瞬时风向角假定峰值压力p随峰值风速t同时产生，且此时风向角的改变很小。则峰值压力系数0可通过平均速度压彳的定义由下式给出：cpz口c，修)(2。9)式中G厂一风速的峰值因子歹——平均风向角这是按准定常方法得到的峰值压力系数的最简单表达式。由于风速波动的垂直分量W对低层房屋的压力波动影响较小，可以略去不计，则瞬时风速V(t)可用下式表示：V2(f)=p+“)2+v2(2一lo)式中u——平均风速u——顺风向的波动风速分量v一横风向波动风速分量横风向波动风速分量v通常可以用风向角在水平面内的改变e’来代替，即：肚矿(剖沼，，，在一阶或线性准定常矢量模型中，风压系数GpO))可用一阶泰勒多项式近似表示如下式：c胤”蚂修)+眦歹唔Li(2．12)假定风向角的波动在横向风速分量v较小时是线性的，并把方程(2—11)代入(2．12)式，则得：c腆肌，修)+(号)刮嘶协Ⅲ将(2．10)式和(2．13)式代入(2．8)式，并略去二阶微量，可得到瞬时压力 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究系数CP(t)的表示式：洲=爰等，=(-+锑州三u倒)aOl。，沼⋯进一步假定u和v是互不相关的。则瞬时压力系数CP(t)的均方值Cp'为：q’“『(z詈q修])2+(詈锐盯=卜埘+(吼盯沼，s，式中0u、0广分别为u、v的均方值I。、Iv-一分别为顺风向和横风向的紊流密度当“／0和Sp≤O，并使表达式尽可能逼近真实源项【118】。根据以上推导，积分方程(4．15)可离散成如下形式J!一J。+Jn—J。+Jt—Jb=心c+sP(；pP?罗Pt4·20)对连续性方程在同一控制容积上积分可得 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究t一‘+‘一E+F一兀=0(4．21)方程(4．20)减去帅乘方程(4．21)，整理可得通用方程(4．12)的最终离散化方程为dP妒，=aE(oF+口，p，+au(oⅣ+asp，+ar(o，+aa(p口+b(4．22)式中口，=D，40只1)+[．F，O】(4．22．1)(I=E、W、N、S、T、B：i=e、w、rl、s、t、b)b=S，K(4．22．2)F=蚴)，，D。=C,A，16。，只=f／D，(4-22．3)口，=∑口，一昂％(4．22．4)』爿归|)如采用乘方定律差分格式，则有彳0PI)=[o，(1-o．1旧I)5】(4．22．5)限于篇幅，本文对控制微分方程的离散化过程不作详细描述，具体可参见文献[120]。4．2．3离散化方程的求解对Z、Y、Z三个方向的动量方程、连续性方程以及k方程和￡方程进行离散化后，最终得到的离散化方程可写成以下通用表达式[120]a；I}op=∑够仍+69(‘p_U、V、W、K、￡)(4．23)I=E，W，N，S，r，B式(4．23)是多个因变量的联立代数方程组，该方程的特点是数目多，耦合和非线性。就动量方程而言，其非线性问题可通过迭代解法得到解决。求解动量方程真正的困难在于压力场未知，且压力又没有明确的控制方程可以直接求解，压力场只能通过连续性方程间接地确定。目前解决这～问题的方法通常是采用压力校正算法，即SIMPLE系列算法。该方法是一种迭代解法，其基本思想是[119]：针对压力未知，先假定一压力场P+，代入动量方程求得相应速度场u+、v+、w+；该速度场未必满足连续性方程，因而必须对给定的压力场进行校正，再用校正的压力场重新计算动量方程。如此反复，直到由该压力场得到的速度场满足连续性方程。实际上该算法将离散化的连续性方程转化为了确定压力修正值P’的压力修正方程。压力校正算法的具体计算步骤如下： 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究(1)估计压力场P’，并给定一初始迭代速度场uo、vo、wo：(2)求解动量方程，得到U+、v‘、w’；(3)求解压力修正方程，得到P’；(4)用P’修正压力场得到P，同时校正速度场得到u、v、w；(5)求解离散化的k方程与￡方程；(6)利用修正后的速度场重新计算动量方程的系数，并用修正后的压力场P作为下一层次迭代的试探压力场P+，返回第(2)步，直至得到收敛解。在SIMPLE算法的每一层次迭代计算中，需要逐个求解离散化后的动量方程(共3个)，压力修正方程以及k方程与￡方程等6个代数方程组。这些方程在求解过程中，其系数矩阵是按上一层次迭代得到的速度和压力值计算的，因而每个方程实际上相当于单个变量的线性代数方程组。对于单个变量的线性代数方程组可采用带块修正的交替方向隐式迭代法(ADI线迭代法)求解[1211。4．3边界条件在直接坐标下，计算区域是一个长方体形状的三维区域，它具有六个外边界面。由于所研究的绕流风场是完全开口的流动系统，从严格意义上说，实际上是不存在外边界面的，但在计算机模拟中必须给出这些边界面。据此要求在选取计算域的外边界面，包括截面位置的确定以及截面上各参量的取值等应尽可能地反映实际风的真实流动过程。本文在处理计算区域的边界条件时，对流入面速度采用指数律：u=Uo(Z／Z。广l(4．24)V=∥=0I式中zo，uo为参考高度及该高度处的参考速度；k、￡则采用试验值与经验公式【86】。上空面与两侧面的切向速度、k及8的法向梯度取零，法向速度为零。流出面的法向速度取初始值，切向速度、k及￡的法向梯度取零。建筑物壁面处采用壁面函数法计算[861。建筑物内部则用区域扩充法处理。由于控制方程的离散化差分方程(4．22)式严格地说只适用于计算区域的内部节点，在边界网格处，由于存在各种不同类型的边界条件，因此必须对原有离散方程进行某些特殊处理才能适用。边界条件的离散化处理可采用附加源项法，该方法不对边界节点补充代数方程，求解的区域仅限于内部节点。边界条件的影响将作为与边界相邻控制容积的离散方程的当量源项，也就是说通过 浙江人学博±。学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究其相邻内部节点的源项得到反映。有关附加源项法在边界条件离散化处理中的应用以及对近边界控制容积离散方程的处理方法具体可参见文献【120】。4．4低层房屋表面风压的模拟计算本文采用标准k吾紊流模型对～双坡屋面低层房屋的绕流风场进行了模拟计算。该低层房屋的外形尺寸与本文第三章风洞试验模型1(0l=250)的外形尺寸完全相同。计算区域取长为5．025M，宽为2．775M，高为2．5M，如图4．3所示。流场进口施加风速为15m／s的均匀流，采用四面体单元对计算区域进行单元划分，最外层单元边长控制在0．5M左右，以模型为中心，由外向内，对单元实施逐层加密，并对壁面进行再加密，最后，整个计算区域共形成64227个节点，332624个单元，经150次迭代计算，最后得到收敛解。15M／SL_—且殴—_J盥4———盈皿一JJ．]2QQ上．L12业．I’j75l‘图4．3计算区域示意图4．4．1平均速度结果分析图4．4给出了计算得到的模型中心线位置顺风向竖直剖面的平均速度矢量图(流线图)，矢量图中各线段的长度表示该处速度的相对大小、箭头方向表示该处速度的指向。由该图可以直观地看出均匀来流在遇到模型后的速度改向情形。在迎风墙面，气流撞击建筑物表面后，形成高压气幕，使气流向四周外围改向，并且在撞击的瞬时，速度逐渐减小，其中在某一高度处气流速度将成为极小，该处就是所谓的驻点(速度为零处)，由图中可知驻点大致出现在模型高度的2／3位置，该处也是迎风面产生正压力为最大的位置，另外，在檐口的底部由于气流的堵塞也形成了较高的正压：在迎风屋面的檐口和屋脊位置，气流形成明显的分离现象，并导致风速的增大，在相应位置产生了较高的局部负压；『11l—刷叫lflLTi{I—司矧llI』 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究在背风墙面，则可以清楚地看到有一个较大的涡流区的产生。由于近背风表面处的风速明显减小，说明该处形成了较小的负压：在背风屋面，形成了一个较小的回流区，且风速分且很不均匀，导致该处出现一个较大且不均匀的负压区。上述风场流线图的总体变化趋势与本文第三章模型l(a=25。，B=00)的风洞试验测得的表面风压分布情况是基本一致的，说明采用标准k-e紊流模型对低层房屋的绕流风场进行数值模拟是基本可行的。图4．4中面平均速度矢量图4．4．2表面风压系数结果分析图4．5为模型中心线位置顺风向竖直剖面内各个面上的风压系数分布的计算结果与风洞试验结果的对比图。图4．6为模型2／3高度处四周墙面风压系数分布的计算结果与风洞试验结果的对比图。甚-L50’≮、、一0∞、—’、—≥_=二=．L(一R■Rt＆l一蕞撖*算mj“∞十050／—=≯一“”．么r一一图4．5中面风压系数Cpe分布图图4．62／3高度处四周墙面风压系数CP。分布图从图中可以看出，对于迎风墙面，模拟计算的风压系数略大于风洞试验结74 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究果，误差约在5％左右，且两者风压系数大小的分布基本吻合：对于背风面，模拟计算的结果则明显小于风洞试验结果，误差约在30％左右，尽管两者的风压分布也基本吻合；对于两个侧风面，在靠近迎风一侧边缘处，模拟计算的结果比风洞试验结果约大两倍左右，远离迎风一侧边缘，计算结果则均明显小于风洞试验结果，误差约在20％～50％之间；对于顶面，除檐口、屋脊部位外，两者的风压分布大致相同，较大的屋面负压均出现在背风一侧，计算结果略大于试验结果，但在檐口、屋脊部位，两者的误差较大，尤其是屋脊部位，计算值大大高于试验值。根据以上分析，可以看出采用标准k-e模型计算的低层房屋迎风面风压系数与试验值较为符合，处于气流回流区的背风面和大部分侧风面的计算值则明显小于试验值，而处于气流分离区的檐口、屋脊等部位计算值要大大高于试验值，这一现象与文献[122、123]得出的结论颇为一致。造成这一问题的根本原因在于建筑物为非流线体、气流在其侧风面、背风面和顶面等处出现分离和回流现象，表现为较强烈的紊流非各向同性，而标准k-e模型是建立在紊流各向同性的涡粘性假定基础上，因而对预测非各向同性流动不甚理想。解决这一问题的办法必须放弃紊流各向同性的涡粘性假定而采用更加理想的紊流封闭模型，如文献[120]所建立的扩展的k-e紊流模型。但该模型由于采用的是六面体单元，在模拟低层房屋斜坡屋面的边界条件方面目前还存在一定的困难，有待于作进一步的研究开发并加以利用。 浙江大学博}学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究第五章低层房屋的抗风设计5．1引言风荷载对于低矮建筑物的破坏作用在易受诸如台风、飓风、龙卷风等极端风气候条件影响的地区是显而易见的。为了减轻风灾对这些地区建筑物的破坏所造成的经济损失和人身伤亡，有必要在建筑物的抗风设计计算及构造措施方面作出更加严格而又具体的规定。目前，许多发达国家已在这方面采取了相应的措施并正不断地加以完善。如美国的南佛罗里达经常遭受来自大西洋和加勒比海的飓风的袭击，在上个世纪共有22次强烈的飓风袭击该州。安德鲁飓风是至今最强烈的一次，发生在1992年的8月24日，其最大风速达64m／s。飓风造成该州受灾最严重的迈阿密地区11％的民宅被毁，另有79％遭不同程度的损坏，近12万人无家可归【90]。该州自1988年起就制订了专门的地方性建筑规范——TheSouthFloridaBuildingCode(SFBC)[91]，用于指导当地建筑物的抗飓风设计。另外，如英国、加拿大、日本、澳大利亚等国也都制订了相应的规范条文，用于指导在极端风气候条件下的建筑物抗风设计[33][51][92][93]。我国也是一个易受台风袭击的国家，每年从太平洋上生成的台风(在西印度群岛和大西洋一带称为飓风，均指平均最大风力在12级或12级以上的热带气旋)均会由东向西或由东南向西北侵入我国的华南及东南沿海地区，包括香港、澳门和台湾地区，台风所经之处，无不给当地带来巨大的经济损失。与西方国家相比，我国目前尚无一部可用于指导建筑物抗台风设计的标准或规范，这与我国目前国民经济建设的需要，特别是沿海地区经济的快速发展的需要是很不相称的。本章拟在前述各章对低层房屋风荷载特性研究的基础上，从工程设计的角度出发，结合国内外对低层房屋受台风破坏的实地调查，并借鉴国外有关低层房屋的抗风设计标准和规范，提出适合于我国的低层房屋抗风设计标准，以供沿海地区在低层房屋的设计和建造时参考。5．2影响低层房屋抗风性能的因素和分析151基本风压的取值我国现行的《建筑结构荷载规范》(GBJ9—87)规定垂直于建筑物表面上的76 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究风荷载标准值，应按下式计算：％=卢：u。乜％(5—1)式中Wk——风荷载标准值，kN／m2；B：-z高度处的风振系数；u广～风荷载体型系数；¨f一风压高度变化系数；wo-一基本风压kN／m2。基本风压是计算建筑物所受风荷载的最直接依据，它通常是根据建筑物所在地气象台的常年风速实测资料，并通过风速和风压的换算关系来确定的。基本风压的取值通常与以下6个方面的条件规定有关[1】：(1)标准高度的规定风速随高度而变化，因而风速的测量必须规定一标准高度以便于换算和比较。由于我国气象台风速记录仪的安装高度大都在8～12M之间，因此，我国规范规定的风速测量标准高度为IOM。如果风速度不在IOM高而在a米高处测得风速可，则IOM高处基本风速可根据平均风速沿高度变化的指数律得到，即：瓦刮。2vl剐@2)式中C吾j——风速仪高度换算系数，对应于B类地貌的风速仪高度换算系数见表5．1。表5-1风速仪高度换算系数数值表《m)468101214161820l换算系数1．1581．0851．0361．0000．97l0．9480．9280．9100．895(2)地貌的规定地貌是按地表的粗糙度来划分的。由于地表的粗糙度对近地区平均风速有较大的影响，因此有必要为平均风速规定一个共同的标准。我国曰前规范规定的基本风速或风压是按空旷平坦地貌，即B类地貌而定的。当风速测量时的实际地貌与标准地貌相差较大时，则记录数据应予以换算。非标准地貌基本风压的换算可由下式得到： 浙江人学博L学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究‰以m(甜％㈣s，式中Ⅱ、Hh——分别为不同地貌的风速变化指数及梯度风高度，见表5．2。表5-2我国规范四类地貌表类别下垫面性质HTⅡ(m)A近海海面、海岛、海岸、湖岸及沙漠地区O．12300B田野、乡村、丛林、丘陵以及房屋比较稀疏的乡镇和城市郊区0．16350C有密集建筑群的城市市区O．22400D有密集建筑群且房屋较高的城市市区0_30450根据表5—2不同地貌的a值及H亿值，即可得出不同地貌10m高的风压值如表5—3所示。表5-3自我国规范不同地貌10m高风压值地貌ABCDW．。。1．379WoWo0．616Wo0．318Wo另外，对于某些特殊的地貌，如远距离海面和海岛，山区与大风方向一致的谷口、山口，尚应得标准基本风压乘以大于1的调整系数。见表5—4、表5—5。离海岸距离(km)C4040-6060～100调整系数1．01．0-1．11．1～1．2该地貌下10m高风压1．38Wo(1．38-1．52)Wo(1．52-1．66)Wo地貌山间盆地、各地等闭塞地形与大风方向一致的谷口、山口调整系数0．75~0．851．2-1．5该地貌下10m高风压ro．75加．85)Won．2～1．5)Wo(3)平均风速的时距平均风速的数值与时距的取值很有关系。一般来说，时距越短，平均风速越大，时距越长，平均风速也就越小。风速记录表明，阵风的卓越周期约为1rain，如果取若干个周期的平均风速，则可反映记录数据中较大风速实际作用。通常认为10min(约10个周期)至1h(约60个1周期)其平均值基本上是一稳定值，因而我国规范规定以10min作为取值标准。国际上各个国家对平均风速时距的规定有所不同，根据国内外学者统计得到的各种时距间平均风速的比值如表5—6所示。 浙江火学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究风速时距1h】Omin5,mln2min1rain0．5min20s10s5s瞬时统计比值0．9411二071．161．201．261．281．351．391．50上表列出的是平均比值，实际上许多因素影响着比值，如10min平均风速越小，则比值越高；天气过程变化越激烈，比值越大，雷暴大风的比值最大，台风次之，而寒潮大风(冷空气)则最小。风速为样本三种方法。最大风速样本的取法对平均风速的取值也有较大影响。如以日最大风速为样本，则一年365个样本，而全年最大风速那一天的风速只占1／365的权数，因而最大风速的重要性大大降低了，统计出的平均风速必将大大偏低。对于工程结构应该能承受一年中任何日子的极大风速，因此应取年最大风速为样本。世界各国包括我国基本上都是取年最大风速作为统计样本的。(5)最大风速的重现期当以年最大风速作为样本时，不能取各年最大风速的平均值作为设计依据，而应取大于平均很多的某个值来进行设计。该设计值选取的标准应是：大于该值的设计风速并不是经常出现的，而是间隔一定的时期后再出现，这个间隔时期，称为重现期。从概率意义上讲，该设计标准也可理解为不超过该值的概率或保证率，体现了结构的安全度标准，重现期愈长，保证率也就越高。我国荷载规范说明，对一般结构、重现期为30年，对于高层建筑和高耸结构，重现期取50年，对于特别重要和有特殊要求的结构重现期可取100年。根据国外规范以及我国各地风压资料为基础统计平均得出的不同重现期风压比值m可表示为下式：从=O．3631logTo+0．463(5-4)式中To——为重现期(年)。根据上式算得的不同重现期的风压比值如表5．7所示。表5．7不同重现期的风压比值l重现期To100芷60年50年40年30年20年10年5年¨1．191．111．081．05l0．94O．83O．72¨，(50)1101．03】0．97O．93O．87O．770．66(6)最大风速的线型 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究为了求出设计最大风速x，必须确定重现期或保证率，因而必须知道最大风速的统计曲线，即概率密度函数p(x)或概率分布函数P(x)。这些函数所表达的曲线型式，常称为线型。设计最大风速x与线型p(X)或P(x)以及重现期To或保证率Po的关系如图5．1所示。P(z)：．面积2^一1一j。．，彩(：念。图5．1最大风速x与线型p(x)以及重现期T0的关系图我国目前规范中对最大风速的线型采用极值I型分布曲线来描述，极值I型的分布函数为鼻G)=e,,p(-oxp[-口(x一∥灌(5．5)由此即可导出基本风速的计算公式，此处不再详述。值得注意的是，线型选择不同，对基本风压的取值也有一定的影响。线型选择的好坏，主要是看它是否符合实际风速的分布规律，这可通过统计假设检验来确定，一般可采用柯尔莫戈洛夫的拟合优度准则(或适合度准则)来进行，见文献[1]。基于以上6个方面条件的规定，我国现行的荷载规范对基本风压的确定概括为：基本风压系以当地比较空旷平坦地面上离地lOre高统计所得的30年一遇10min平均最大风速vo(m／s)为标准，按％=薏斋确定。但是，从对台风灾害的实地调查情况来看[3]，现行规范对我国东南沿海台风多发区基本风压取值有所偏低。表5-8为9417号台风在浙江温州登陆时各地气象台站测得的风速数据。而按规范查得温州地区的基本风压Wo=0．55kN／m，换算得到的设计风速为vo=29．7m／s，明显小于表中大部分地区的实测风速。考虑到测量时的误差，实际偏差可能还要大。虽然该偏差可能有重现期不同的问题，因为9417号台风毕竟属于历史较早见的强台风。但根本的问题在于对台风多发区的极端风速估算方法不能采用通常在良态气候区的极端风速估算方法。 浙江大学博二}学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究文献[651认为在不会出现象台风这样的异常风的良态气候区，可以假设年最大风速序列中的每一个数据都对极端风的概率性质起作用。因此，通过对这序列的统计分析，可以获得长时期的具有一定保证率的风极端值的预报。然而对于台风多发区，连续记录的年最大平均风速中的一大部分数据都远低于与台风有关的极端风速，因此从结构安全的观点看，这种数据不能对结构设计人员提供有用的信息。因为年最大风速资料序列不能作为预估台风风速的基础，国外有人提出了另外一些预估的方法，如基于台风气候模型和物理模型的蒙特卡罗方法[94卜[9515[]基本月平均最大风速的方法[96]。表5-8浙江温州在9417号台风中的风速l地区温州乐清瑞安永加平阳文成洞头泰顺l蕊38．037．038．032．035．040．026．035．O+文献[97】运用基本月平均最大风速的方法对我国福建多台风区的极端风速进行了估算。该方法假定极端风的特性可用以下累积分布函数来描述：F(v)=Prexp[一(詈]“5]+o—p，，exp[一(詈)。9]cs—a，式中，v为估算风速(m／s)，参数PT为热带风暴产生的年极端风速的概率。a为尺度参数，是十年以上月平均风速最大值的经验函数，如图5-2曲线所示，此中隐含了最大月平均风速与极端风速的关系。而最大月平均风速的重现期N(年)可用下式表示：N=1／[1一F(VN)](5—7)鼙大月平均风建(mpb)图5．2尺度参数6运用该方法估算得到的福建多台风区的不同重现期台风最大风速如表5-9所示。表中数值与规范值的最大偏差在+10％左右。 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究＼站点最大风速m／S＼福州厦门长乐晋江霞浦＼重现期(牵r—～∑3038．430．031．331．728．15031．733．434．935．531．010036．938．840．641．335．5a值15．6316．9717．2017．0317．10因此本文认为对台风多发区的基本风压的确定方法应有别于目前规范给定的方法。在确定基本风压的6个规定条件中，除条件(1)、(2)属于参照标准的规定而与风的性质无关外，其余4个条件均应根据台风的结构特性来加以规定。其中最大风速样本的取法与最大风速线型的取法已在前文提到的台风多发区极端风速的估算方法中予以了考虑。剩下的两个条件，即平均风速的时距和最大风速的重现期本文认为也应考虑台风的特性而加以区别对待。文献[98】首次采用超声波式风速风谱仪对9810号台风进行了实测。以往进行的台风实测，由于所用的常规风速仪(风杯或旋翼式)都存在惯性，平滑了风速的短周期脉动，无法反映脉动风中的高频分量，而采用超声波式风速风谱仪，由于属无惯性测量，故能捕获脉动风速的瞬间变化，可以完整、客观展现台风脉动量的频率分布，从而在更高层次上揭示台风的特性。该台风实测的结果显示，台风风速的变化周期性十分明显，一般在5～50秒左右，大大小于季风或雷阵风的卓越周期，且在峰值频率附近集聚的风能量过于集中，具有很强的破坏性。考虑到台风对建筑物的破坏也仅是一个很短的过程，因此，对台风的平均风速的时距取值应适当减小。另外，对于象台风这样的极具破坏力的灾害性天气，其重现期也应考虑适当延长，以提高结构的安全度，事实上我国目前正在拟订中的新的建筑结构荷载规范，已将最大风速的重现期从30年提高到50年。综上所述，由于台风的风结构特性与一般气象条件下的风特性有很大的不同，因此对多台风区的基本风压应根据极端风气候学的原理，在充分掌握台风资料及台风的风特性的基础上，采用更加科学合理的方法加以确定，目前我国规范对东南沿海多台风区基本风压的取值存在偏低的现象，这对低层房屋的抗风性能存在一定的影响。5．2．2风载体型系数的取值建筑单体的风载体型系数“。应能反映建筑物表面风压的实际大小和分布。 浙江大学博_上学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究影响低层房屋表面风压分布的因素本文已在第二章作了详细的介绍，这些因素应在规范中加以体现。对照文本对低层房屋风荷载特性研究的结果和目前我国荷载规范对低层房屋风载体型系数的有关取值规定，可以发现主要存在下列问题：a．没有考虑房屋的长宽比、高宽比对风载体型系数的影响。b．没有考虑风向角对屋面风载体型系数的影响。c．对不同坡角的坡屋面的风载体型系数规定得不够详细，且在取值上有所偏低。d．对局部风载体型系数的取值过于简单，没有详细考虑屋面形式，屋面坡角，挑檐，女儿墙对局部风载的影响。e．对在各种开洞情况下，屋顶风载体型系数的改变未予考虑。因此本文认为，对低层房屋的风载体型系数的取值，应在不断加深对低层房屋风荷载特性研究的基础上，进一步加以完善，以使低层房屋的风荷载计算能够更加合理和安全。在国际上，对于低层房屋的风荷载计算显得较为严格和详细。以澳大利亚的“结构极限设计荷载规范”[93]为例，该规范对低层房屋屋面的风压作了相当细致的设计规定，指定了迎风面和背风面的屋面，在各种坡度和房屋高宽比下的基本风压，给出了明确的定量规定，如表5．10和表5．11所示。表5．10迎风屋面的基本风压P屋面坡角(度)基本风压P，(kN／m2)hl／d<0．5h·／d>1．0最大负压最大正压最大负压最大正压<10一O．950．1．40015-0．750．1．10O20-0．450．25．0．75O25-0．350．35．0．55030一O．25O．35．0．350．25表5-11背风屋面的基本风压P’屋面坡角(度)基本风压P，(kN／m2)h·／d1．0<15．0．55．0．75>20一O．16．0．65(表5-10和表5-11中的ht为房屋高度，d为顺风向的屋项平面尺寸)另外，美国国家标准ANSI规范(风荷载部分)【99】和日本建筑荷载规程(风荷载部分)【loo]也都给出了考虑房屋高宽比、屋面坡角、及来流方向的风载体 浙江大学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究型系数。5．2．3风压峰值系数的取值风成份中脉动风完全属于随机动力性质，对于柔性结构，由于存在气动弹性现象，将引起很大的风振，在我国目前的荷载规范中对柔性结构采用了风振系数p：来考虑这一动力放大作用，但事实上脉动风对刚性结构也是有影响的，由于风压的脉动，瞬时风压可比平均风压高出甚多。本文第二章已对低层房屋表面风压的波动及其影响因素作了初步的分析，对低层房屋而言，不仅来流的湍流强度对其表面风压的波动有影响，而且来流在房屋外形的几何分界面所产生的气流分离对其表面压力的波动也有很大的影响，气流分离面附近的压力波动要大大强于其他部位。目前，很多国家的规范都是采用阵风系数G来考虑风压脉动的影响，由于房屋表面的气流分离所导致的压力波动较为复杂，阵风系数G一般只根据来流的湍流强度来确定，由于近地风的湍流强度与地面粗糙度有关，因而G也可根据地面粗糙度和计算高度h来确定，如美国ANSI规范对用于主要抗风系统和构件及维护结构的阵风响应系数G：按下式确定[99】：G：=O．65-4-3．65Tz(5-8)式中t=兹喾cs-"Do、Ⅸ均为与地貌类别有关的系数。我国现行规范对刚性结构房屋的风荷载计算是否考虑阵风响应系数未作明确规定。正在拟订中的修订稿则规定了对于结构自振周期TlM=2．15即外墙在风荷载作用下的承载力满足规范要求。(当地现有房屋一般不对外墙进行风荷载作用的承载力验算，不少房屋除底层外，上部各层均采用空斗砌体墙，其强度和稳定性均难满足较大风荷载的作用，在台风中屡遭破坏。见图6．1)图6．1承重外墙遭台风破坏的情况(3)在外墙转角处及内外墙交接处设置构造柱，构造柱与墙体采用2m@500的拉结筋连接，每边伸入墙内700mm。在每层楼面和屋顶处设置现浇钢筋砼圈梁，并沿外墙拉通封闭。(风灾调查显示凡构造柱、圈梁在外墙中设置较完整的房屋，其遭台风破坏的程度均较轻微。)(4)斜屋面采用了与屋顶圈梁整浇的钢筋砼层面，其整体性及与墙体的连接均较可靠。(当地现有房屋的坡屋顶较多采用水泥檩条或木屋架小青瓦屋面的做法，但普遍没有采取可靠的抗风措旌，在台风中破坏最为严重。)总之，试点房的设计方案既照顾到浙江沿海一带农村建房的习惯和要求，又充分考虑到了建筑体型，结构布置，构造措施等对低层房屋抗台风性能的影响，在不增加造价或适当增加造价的条件下，便可满足其抵御强台风袭击的要求。 浙江人学博士学位论文低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究6．22抗台风试点房的建造试点房在浙江省温州市建设局和瑞安市建设局、土管局、质监站等单位的大力执助下，于1998年6月在瑞安市塘下镇中星村建成，见图6．2。建房地点面临东海，距海塘仅500米，中间无任何地面障碍物阻挡，常年平均风速达7～8级。图6．2抗台风试点房建成后的外观试点房的施工单位由瑞安市瑞丰建筑工程公司承担，并由瑞安市建筑质量质督站对整个施工过程实施质量监督，房屋建成后，由浙江大学抗台风课题组与瑞安市质检站共同进行了竣工质量验收，房屋总体质量基本达到设计要求。该试点房建成近四年来，虽未经受特大台风的袭击，但已遭遇多次6-7级大风和暴雨的侵袭，至今仍完好无损，住户反映较好，证明其具有较好的抗风性能。如若在沿海地区进一步推广，则必将大大减轻台风对房屋的破坏，从而产生较大的社会和经济效益。6．3试点房抗风能力的评估1、房屋结构抗风能力和破坏等级的划分。同济大学张相庭教授等人在文献[111】中提出了一种根据结构位移来判断房屋结构抗风能力和破坏等级的方法。设结构实际的弹性极限位移为死，计算的弹性极限位移为Yel，结构破坏时的位移为Y。o。考虑到理论计算与实际的误差，取结构计算位移值y5兑。，结构弹塑性变形达到极限，位移发生过大导致结构破坏甚至倒塌。由此得到根据结构位移来划分的房屋抗风四个等级为：y／y。l5破坏级由于边缘级也可能出现结构的损伤，只不过程度较轻，所以原则上对于后三级，结构都必须采取措施，以防灾害的发生，对于损伤级和破坏级的位移计算，应按弹塑性状态进行。由于用基本风压来表示四个等级更为直接明了，因而上述四个等级可改用风压来表示。设与弹性极限计算位移ycl对应的lOm高的风压为Wo。1，与计算的破坏级位移5y。对应的lOm高的风压为wo。，该地区实际采用的基本风压为wo。，由上述四个等级可表示为：WodWo-cl<1安全级1≤woD厂wo。。l≤1．5边缘级(6．5)1．5