迎風(fēng)墻面多開孔結(jié)構(gòu)風(fēng)致內(nèi)壓的試驗研究

徐海巍，余世策，樓文娟

(浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，杭州 310058)

強(qiáng)風(fēng)過后的災(zāi)后調(diào)查表明[1],許多建筑尤其是低矮建筑，其圍護(hù)結(jié)構(gòu)破壞甚至墻體的倒塌往往是由于較大的內(nèi)壓與外壓共同作用而造成。因而開孔結(jié)構(gòu)的風(fēng)致內(nèi)壓效應(yīng)也引起了人們的高度重視。關(guān)于墻面單一開孔工況下建筑內(nèi)壓作用國內(nèi)外已經(jīng)有許多文獻(xiàn)[2-7]進(jìn)行了探討，并且還一直在進(jìn)行中。這些研究表明迎風(fēng)墻面單一開孔結(jié)構(gòu)的內(nèi)壓可以用二階非線性的常微分方程來進(jìn)行描述，并且在適當(dāng)?shù)拈_孔條件下，內(nèi)壓會產(chǎn)生劇烈共振效應(yīng)使得其脈動能量得到放大，而該共振響應(yīng)的大小與開孔面積和結(jié)構(gòu)的內(nèi)部容積以及外部風(fēng)場等條件緊密相關(guān)。然而由于建筑使用功能和藝術(shù)造型的需要，同一墻面實際上可能會存在多個開孔，例如廠房的排窗和倉庫的大門等。與單一開孔情況不同的是，多開孔工況將是一個多自由度的非線性振動體系。而國內(nèi)外關(guān)于這種情況下內(nèi)壓動力特性的研究十分有限。Oh等[8]提到對同一墻面多開孔的結(jié)構(gòu)內(nèi)壓控制方程可以由單一開孔工況非線性方程擴(kuò)充得到。Guha等[9]最近從頻域和傳遞函數(shù)的角度對內(nèi)外壓傳遞方程進(jìn)行了推導(dǎo)，并由風(fēng)洞試驗考察了迎風(fēng)面居中開設(shè)兩個相鄰開孔在不同開孔面積比時對內(nèi)壓結(jié)果的影響。在惡劣的風(fēng)環(huán)境下這些開孔的存在會對內(nèi)壓響應(yīng)造成怎么樣的影響，與單一開孔相比，多開孔時內(nèi)壓動力特性又會有哪些變化，這些都將是本文研究的重點。本文從時域角度出發(fā)結(jié)合矩陣特征值的方法對多開孔情況下內(nèi)壓共振頻率進(jìn)行了推導(dǎo)，并由方程線性化得到了系統(tǒng)等效阻尼比的預(yù)測公式，通過不同內(nèi)部容積下迎風(fēng)墻面單、雙開孔模型的風(fēng)洞試驗探索了內(nèi)部容積變化所造成的影響，同時分析了雙開孔情況下內(nèi)壓動力響應(yīng)與單開孔的區(qū)別。

1 迎風(fēng)面多開孔內(nèi)壓預(yù)測理論

1.1 多開孔內(nèi)壓傳遞方程推導(dǎo)

基于非定常的伯努利方程，單一開孔的風(fēng)致內(nèi)壓響應(yīng)可以表達(dá)為單自由度的非線性的振動模型[10]:

(1)

圖1 迎風(fēng)面多開孔計算模型

當(dāng)迎風(fēng)面存在多個開孔時，其計算模型如圖1所示。對每個開孔分別應(yīng)用公式(1)可以得到任意個開孔情況下內(nèi)壓響應(yīng)方程:

(2)

引入連續(xù)性假定和等熵絕熱方程得到：

(3)

式中γ和P0分別為開孔周圍空氣的比熱比和壓強(qiáng)；An為第n個開孔的面積，V0為結(jié)構(gòu)內(nèi)部容積；將方程(3)代入式(2)中并表示為矩陣形式得到：

(4)

其中質(zhì)量矩陣:

[M]=diag[ρa(bǔ)Le1,ρa(bǔ)Le2,…,ρa(bǔ)Len]

非線性的阻尼矩陣為:

剛度矩陣

忽略方程(4)中的阻尼項和外力項，并求解矩陣特征根得到同一墻面任意多開孔情況下內(nèi)壓的Helmholtz共振頻率為：

(5)

1.2 方程線性化及等效阻尼比

為了研究孔口氣柱振蕩的阻尼特性，對方程(2)進(jìn)行線性化。假定內(nèi)壓為正態(tài)分布的前提下，采用概率平均線性化方法[10]可得：

(6)

故方程(4)變?yōu)椋?/p>

(7)

其中等效阻尼系數(shù)：

對于經(jīng)典阻尼體系其等效阻尼比可以表示為：

(8)

式中:Me=φTMφ，Ce=φTCeqφ，φ為模態(tài)。

1.3 雙開孔控制方程

最簡單的多開孔形式為迎風(fēng)面雙開孔，由式(5)和式(8)可得其相應(yīng)的內(nèi)壓共振頻率和等效阻尼比分別為：

(9)

(10)

為了與單一開孔下內(nèi)壓阻尼進(jìn)行比較，方程(11)給出了單一開孔時內(nèi)壓等效阻尼比：

(11)

2 風(fēng)洞試驗研究

2.1 試驗工況及風(fēng)場

圖2 迎風(fēng)面開孔示意圖

為考察上述方法的有效性并研究多開孔和單一開孔對內(nèi)壓脈動響應(yīng)的影響，分別對迎風(fēng)面居中開設(shè)10 cm×10 cm的單一開孔模型，以及迎風(fēng)面開設(shè)2個5 cm×10 cm的雙開孔模型進(jìn)行了風(fēng)洞試驗，模型尺寸為36.4 cm×54.8 cm×16 cm，采用有機(jī)玻璃制成。兩種迎風(fēng)面開孔示意圖見圖2。與Guha[9]等采用靠近中心的對稱開孔方式不同的是本文采用的開孔為偏心形式。另外為了反映內(nèi)部容積變化的影響，每種開孔分別在在V0，1.5V0，2V0，3V0，4V0，4.5V0(V0為模型的容積)這6種容積下進(jìn)行試驗。模型的不同內(nèi)部容積是通過轉(zhuǎn)盤底下尺寸為55 cm×36 cm×55 cm的大體積空腔的調(diào)節(jié)來實現(xiàn)的，模型測點布置如圖3所示。

圖3 風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ蜏y點布置

本次試驗在浙江大學(xué)ZD-1風(fēng)洞實驗室進(jìn)行，試驗風(fēng)場為1∶250縮尺比下規(guī)范B類地貌。風(fēng)洞中模擬的風(fēng)剖面和湍流度與規(guī)范的比較見圖4，對應(yīng)實尺100 m高度處脈動風(fēng)速譜與Kaimal譜的比較如圖5所示。試驗參考點取在模型屋面即16 cm高度處。參考點風(fēng)速為12.8 m/s。壓力時程采用ZOC33掃描閥采集，采樣頻率為625 Hz，每個通道均采集32 s。試驗中對模型開孔迎風(fēng)面正負(fù)90°范圍的風(fēng)向角進(jìn)行測試，間隔為15°。風(fēng)向角定義可參見圖3。

圖4 模擬的平均風(fēng)速和湍流度剖面與規(guī)范比較

圖5 0.4 m高度處脈動風(fēng)速功率譜密度與Kaimal譜

2.2 控制方程有效性驗證

為了驗證控制方程組的精度，圖6對1V0容積下雙開孔模型內(nèi)壓試驗功率譜和理論擬合結(jié)果進(jìn)行了對比。理論擬合時的參數(shù)取值為：CI1=1.3，CI2=1.7，CL1=CL2=5。圖6說明當(dāng)取適當(dāng)?shù)膮?shù)值后，多開孔方程(2)能夠準(zhǔn)確描述內(nèi)壓的脈動響應(yīng)。表1給出的內(nèi)壓共振頻率的理論預(yù)測值和試驗值的比較也說明頻率預(yù)測方程(5)是合理的。

表1 Helmholtz頻率理論解與試驗值

2.3 內(nèi)部容積的影響

圖7、8分別給出了不同內(nèi)部容積下，迎風(fēng)面雙開孔模型內(nèi)壓均值均方根隨風(fēng)向角的變化規(guī)律，由圖7可見容積變化對模型內(nèi)的壓力均值影響不大，最大正壓力在-15°風(fēng)向角附近取得，而最大吸力出現(xiàn)在-90°風(fēng)向角。這是由于開孔的非對稱分布所造成。因為在±90°風(fēng)向角下，開孔山墻處在側(cè)風(fēng)向，山墻上風(fēng)壓沿著來流方向遞減。但-90°風(fēng)向角時兩個開孔更加靠近來流風(fēng)向，由文獻(xiàn)[9]可知當(dāng)各開孔面積相同時，平均內(nèi)壓系數(shù)等于各開孔處平均外壓系數(shù)的平均值。故相比90°風(fēng)向角，-90°風(fēng)向角時內(nèi)壓吸力更為不利。而圖8則表明內(nèi)壓脈動最為劇烈的仍然為-15°風(fēng)向角，除此之外在-60°時內(nèi)壓脈動均方根也較大。而所有容積中內(nèi)壓脈動響應(yīng)最強(qiáng)烈的為內(nèi)部容積為2V0的工況。這可能受外部風(fēng)荷載激勵能量的大小以及氣柱振蕩阻尼的綜合影響而造成。從表1可知，內(nèi)部容積增加導(dǎo)致內(nèi)壓共振頻率降低，因而所對應(yīng)的外荷載激振能量會增強(qiáng)，在合適阻尼比下就可能會造成強(qiáng)烈的共振效應(yīng)。

表2給出了不同內(nèi)部容積模型在0°風(fēng)向角下內(nèi)壓等效阻尼比值，可以發(fā)現(xiàn)隨著容積增大系統(tǒng)內(nèi)部的阻尼逐漸增加。而圖9中V0容積下模型阻尼比隨風(fēng)向角的變化則說明在不同風(fēng)向角下系統(tǒng)的阻尼也不盡相同，在模型開孔垂直于來流范圍內(nèi)即-40°～20°風(fēng)向角下取得較大值而在此范圍之外阻尼比隨著來流向與開孔法線方向夾角增大而迅速減弱。這就說明斜風(fēng)向下的Helmholtz共振效應(yīng)可能會大于迎風(fēng)時,這一點可由圖10和圖11，V0容積下0°和60°風(fēng)向角下內(nèi)壓的功率譜可以證明。圖中外壓取的是兩個孔口的平均外壓。對比這兩張圖可以發(fā)現(xiàn)，60°風(fēng)向角下內(nèi)壓共振峰明顯超過0°時，共振響應(yīng)也更加劇烈。

圖8 迎風(fēng)面雙開孔模型內(nèi)壓系數(shù)均方根值

表2 0°風(fēng)向角下單、雙開孔模型共振頻率與阻尼比

圖9 V0容積下迎風(fēng)面雙開孔模型等效阻尼比

3 單、雙開孔內(nèi)壓動力特性比較

為了比較迎風(fēng)面多開孔對內(nèi)動力特性影響，將開孔面積相同的迎風(fēng)面單開孔和雙開孔模型的共振頻率和阻尼比等內(nèi)壓動力特性參數(shù)的試驗識別結(jié)果列于表2中。從表2可知單開孔時內(nèi)壓共振頻率普遍小于雙開孔的情況。也就說隨著開孔數(shù)增加內(nèi)壓共振頻率所對應(yīng)的外部激勵能量會隨之減弱。同樣就阻尼比而言，單開孔情況也要小于雙開孔。

圖12-圖13則給出了兩種不同開孔方式下內(nèi)壓均值和均方根，圖12表明單開孔內(nèi)壓均值在0°～60°范圍內(nèi)更大，而-15°～-45°風(fēng)向角下小于雙開孔。這可能是由于雙開孔模型的開孔位置偏心所造成。而雙開孔內(nèi)壓的脈動均方根值除了在-45°～-75°時大于單開孔，其余風(fēng)向角下均小于單一開孔。這可能是由于-45°～-75°這些風(fēng)向角下兩開孔更加靠近來流，外壓脈動相對較大。

為更好的評估兩種開孔情況下的共振響應(yīng)效果，圖14給出了V0容積模型在不同風(fēng)向角下內(nèi)外壓脈動均方根之比。其中外壓的脈動均方根取的是開孔位置外壓脈動的面積加權(quán)平均值。從圖14可知，在60°以外的其他風(fēng)向角下，雙開孔的內(nèi)外壓脈動均方根之比均小于單開孔的情況，這是因為與雙開孔相比，單開孔系統(tǒng)具有更低的阻尼比，且共振頻率下?lián)碛懈叩募ふ衲芰?。而?0°風(fēng)向下雙開孔和75°風(fēng)向時單開孔分別有最大的內(nèi)外均方根之比表明此時共振效應(yīng)最為明顯，這一點由圖10和圖11的比較也可以說明，Sharma等[12-13]認(rèn)為這可能是斜風(fēng)向下的剪切流效應(yīng)影響所造成。

圖12 單、雙開孔模型內(nèi)壓系數(shù)平均值

4 結(jié) 論

本文由單一開孔模型內(nèi)外壓傳遞方程的拓展得到了同一墻面多開孔模型的內(nèi)壓響應(yīng)的控制方程，并通過不同容積下迎風(fēng)面雙開孔模型的和相同面積的單開孔模型進(jìn)行風(fēng)洞試驗研究了模型內(nèi)部容積以及多開孔對內(nèi)壓動力特性的影響，主要結(jié)論如下：

(1) 對試驗結(jié)果的擬合表明所推導(dǎo)的多開孔內(nèi)壓控制方程有較好的精度。

(2) 隨著內(nèi)部容積增加多開孔模型風(fēng)致內(nèi)壓的共振頻率降低而阻尼比增加。容積變化對內(nèi)壓均值影響不大，在試驗風(fēng)向角中模型在垂直來流附近風(fēng)向角中，內(nèi)壓阻尼比較大，而在斜風(fēng)向下較小，故斜風(fēng)向下內(nèi)壓共振響應(yīng)更為劇烈。

(3) 與迎風(fēng)墻面單一開孔相比，多開孔會導(dǎo)致內(nèi)壓共振頻率和阻尼比增加。除個別風(fēng)向角外，雙開孔內(nèi)外壓脈動均方根之比小于單開孔的情況。迎風(fēng)面單、雙開孔最大內(nèi)外壓脈動均方根之比出現(xiàn)在75°和60°斜風(fēng)向。

[1]孫炳楠. 9417號臺風(fēng)對溫州民房破壞的調(diào)查[R].杭州：浙江大學(xué),1995.

[2]盧旦, 樓文娟, 唐錦春. 開孔結(jié)構(gòu)風(fēng)致內(nèi)壓研究[J]. 浙江大學(xué)學(xué)報:工學(xué)版.2005,39(9):1388-1392.

LU Dan, LOU Wen-juan, TANG Jin-chun. Study on wind-induced internal pressure of opening structure[J]. Journal of Zhejiang University :Engineering Science, 2005, 39(9):1388-1392.

[3]余世策, 樓文娟, 孫炳楠,等. 開孔結(jié)構(gòu)內(nèi)部風(fēng)效應(yīng)的風(fēng)洞試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2007,28(4):76-82.

YU Shi-ce, LOU Wen-juan, SUN Bing-nan, et al. Wind tunnel study on internal wind effect for structure with openings[J]. Journal of Building Structures, 2007,28(4):76-82.

[4]Holmes JD. Mean and fluctuating pressures induced by wind[C]// Proceedings of 5thinternational conference on wind engineering. Fort conllins, Colorado:[s. n.],1979:435-450.

[5]Liu H, Saathoff P J., Building internal pressure: sudden change[J]. Journal of Engineering Mechanics, 1981,107(2): 309 -321.

[6]Ginger J D,Mehta K C ,Yeatts B B. Internal pressures in a low-rise full-scale building[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1997,72 :163-174.

[7]Holmes J D, Ginger J D. Internal pressure-the dominant windward opening case-A review[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2012,100(1): 70-76.

[8]Oh H J, Kopp G A, Inculet D R. The UWO contribution to the NIST aerodynamic database for wind load on low buildings: Part 3.Internal pressure [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics. 2007,95:755-779.

[9]Guha T K, Sharma R N, Richards P J. Internal pressure in a building with multiple dominant openings in a single wall: Comparison with the single opening situation[J]Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,2012,107&108:244-255.

[10]Vickery B J, Bloxham C. Internal pressure dynamics with a dominant opening [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1992, 41 :193-204.

[11]Inculet D R, Davenopt A G. Pressure-equalized rainscreens: A study in the frequency domain [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,1994,53(1-2):63-87.

[12]Sharma R N, Richards P J. The influence of Helmholtz resonance on internal pressures in a low-rise building[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2003, 91(6):807-828.

[13]Sharma R N, Mason S, Driver P. Scaling methods for wind tunnel modeling of building internal pressures induced through openings[J]. Wind and Structure,2010,13:363-374.