预制舱变电站建筑屋面角区风荷载的数值模拟对比

雷翔胜， 王流火， 王彦峰， 杨 易

(1. 广东电网有限责任公司电网规划研究中心， 广东 广州 510600; 2. 广东电网有限责任公司，广东 广州 510600; 3. 华南理工大学 亚热带建筑科学国家重点实验室， 广东 广州 510640)

低矮双坡屋面建筑是我国东南沿海地区一种常见的建筑造型，在强风作用下容易受到损坏。研究发现，低矮建筑的破坏主要发生在建筑屋面迎风角区、屋檐和屋脊等部位，其中低矮建筑物屋檐和屋顶的构造(如檐口、女儿墙、厝头等)对屋面的风压分布有着较大的影响[1,2]。众多学者针对此类建筑开展了一系列研究，并对其在风荷载下破坏机理以及女儿墙结构对其所受风荷载的影响有了进一步的认识。王相军等[3]对一栋低矮双坡屋面建筑进行了数值模拟研究，发现在屋面角区局部设置类似女儿墙的构造板构件可以降低角区局部区域的平均风压。夏少军[4]通过数值模拟研究了不同形式的女儿墙对低矮建筑屋面风压分布的影响，发现不同形式的女儿墙均能不同程度降低迎风角区处风压，但当女儿墙高度较低时反而可能会增加屋角处风压。李寿科等[5]对一栋低矮建筑进行了数值模拟研究，发现斜风向工况下屋面迎风边缘角区为全风向下最不利的区域，且女儿墙可以明显减小屋面的平均风吸力。Al-Chalabi和Elshaer[6]通过大涡模拟方法研究发现在低矮双坡屋面建筑角区局部增设女儿墙后能有效减小屋面迎风角区的平均风压和风荷载吸力。这些表明设置适当的女儿墙结构能一定程度上优化低矮双坡屋面建筑屋面的风荷载分布。

近年来，智能电网发展规划在我国不断推进，相关科研成果不断转化、落地，其中以预制舱式变电站为典型代表的模块化电力设施备受关注[7]。按照预制舱设计标准，预制舱式变电站一般设计为低矮双坡屋面建筑形态。以往研究表明，这类建筑可在屋面增设附加构件进行结构抗风优化，对于传统的女儿墙构件，有一定程度的减小角区不利风荷载的作用，同时最不利风压系数的出现位置也远离了屋面角部区域，但其外形并未结合对应建筑的具体流动特性进行科学设计，采用传统屋面构件例如女儿墙、檐口等设计对于模块化设计建造的工业建筑来说，是不符合实际且不满足功能需求的。最后，本文基于这一类模块化设计建造的工业建筑进行研究，分析其合理的风荷载优化途径，其风洞试验与数值模拟的对比结果可为预制舱变电站抗风设计提供一定的参考。

本文对某工程预制舱变电站低矮建筑群建立数值风洞，针对其中体型最大、风荷载最不利的综合舱，分别设计了屋面角区无构件、设置女儿墙构件和一类新型三维曲面构件的三种工况，采用SSTk-ω模型在0°正吹与30°斜吹这两个典型来流风向角下进行数值模拟，并将模拟得到的屋面上测点处的平均风压系数与风洞试验进行对比分析，以研究在预制舱角区设置不同附加构件对舱体屋面角区局部风压分布规律的影响。

1.1 试验模型

本文的研究对象为某预制舱变电站项目低矮建筑群，包含7个舱体，其中综合舱体型最大，余下为体型相近的GIS舱、电容器舱、生活舱等6个舱体，如图1所示。风洞试验中采用的缩尺比为1∶50。根据双坡屋面建筑风荷载特性，本文选取其中体型最高大(屋顶高度H=12 m)、预期屋面风荷载相对其他舱体最不利的综合舱作为重点研究对象。

图1 预制舱建筑模型

根据研究需要设计了3种工况，工况1为预制舱建筑原型，工况2，3分别在综合舱屋面的四个角区设置了某种附加构件，其中一种为新型三维曲面附加构件，另一种为常规的类似于女儿墙的构件，以探讨这两种附加构件对综合舱屋面角区局部风荷载的影响。表1列出了风洞试验的3个工况，每种工况进行了36个风向角下的刚性模型测压风洞试验(角度间隔为10°)。

表1 风洞试验工况

风洞试验在华南理工大学大气边界层风洞实验室进行。该风洞试验段长24 m，横截面宽5.4 m，高3 m，风洞试验模型安装在试验段后端4 m直径转盘上。在试验段上游采用尖劈及粗糙元在转盘模型区模拟我国现行GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》[8]中的B类地貌大气边界层风场特性。风洞试验照片见图2。

图2 风洞试验照片

风洞试验模型设计中，在综合舱屋面和侧面墙体上布置风压测点，并在风压梯度变化较大的角部区域做了测点加密处理，综合舱屋面局部测点布置见图3。

图3 预制舱屋面局部测点布置/mm

1.2 角区附加构件

研究表明，在斜风向下，低矮建筑屋面迎风角区的绕流场极其复杂，气流分离会诱导生成一系列锥形涡，在屋面产生强劲的风荷载吸力[9]，使得屋面角区成为易受损的部位。基于空气动力学原理，本文通过设计贴合壁面的流线型屋面角区附加构件，使得角区锥形涡的生成得到有效抑制，进而改善建筑屋面的风压分布，设计得到新型三维曲面附加构件，其设计步骤详见文献[10]，详细尺寸如图4a所示，构件上适当开洞是为了减小附加构件自身的风荷载及满足屋面排水的要求。

图4 两种角区构件尺寸/mm

为了使传统开洞女儿墙附加构件和新型三维曲面构件之间能进行公平对比，两种构件在角区每侧的长度、垂直屋檐方向上的挡风面积及开洞面积与挡风面积之比都保持大致相同，如图4b所示。图5a,5b分别为新型三维曲面构件与女儿墙构件的实物，两种构件实物均通过3D打印技术制作。

图5 2种角区构件实物

2.1 计算域与网格划分

数值风洞采用ANSYS ICEM CFD 19.2完成建模并导入ANSYS CFX中进行计算，计算域尺寸取L×B×H=600 m×270 m×150 m，这样可保证在按照1∶50缩尺后计算域截面尺寸与华南理工大学实验室风洞一致，同时也能满足数值风洞中阻塞率小于3%的要求[11]，计算域尺寸及边界条件示意如图6所示。流域网格采用内、外域网格混合划分方案，靠近建筑的内域采用四面体非结构网格划分，外域采用拓扑结构规则的六面体结构网格划分，其中在内域网格划分过程中，通过“密度盒”功能对靠近预制舱屋面部分进行局部网格加密，以捕捉所关注区域流场的更多信息。靠近建筑近壁面第一层网格高度为1 mm，近壁面y+<1，满足湍流模型壁面函数的要求。外域网格单元数约为466万，内域网格单元数约为350万，数值风洞计算域的整体网格划分如图7所示。值得说明的是，新型曲面构件及女儿墙构件的数值模型建模过程中，在保留主要尺寸没有改变的前提下，对构件与屋面交接处局部一些过小的开洞做了适当简化，两种构件在数值风洞模型中的建模如图8所示。

图6 数值风洞计算域尺寸及边界条件/m

图7 数值风洞整体网格划分

图8 两种角区构件建模

2.2 湍流模型与入口边界条件

钝体绕流CFD模拟中湍流模型将对结果的准确程度与可信度产生很大影响，故选择合适的湍流模型十分重要。本次采用雷诺平均方法(Reynolds Averaged Navier-Stokes,RANS)进行数值模拟，湍流模型采用Menter[12]提出的对钝体结构绕流具有较高精度的SSTk-ω模型。速度 - 压力耦合方式采用SIMPLEC，动量方程和湍流模型方程扩散项采用二阶迎风格式，迭代步数设置为200步，所有变量和连续性方程残差收敛标准设为10-5。

平衡态大气边界层湍流风场的准确模拟，是数值风洞模拟的前提要求，也是影响数值模拟结果精度的关键因素之一。入口边界条件的定义将极大影响边界层风场的自保持特性，为生成具有平衡态的大气边界层风场，参考《建筑风环境测试与评价标准》[13]中的建议，入口边界条件通过Yang等[14]提出的一类模拟平衡态大气边界层的速度及湍流特征参数剖面公式(1)～(3)来定义，采用指数律描述大气边界层风场的平均风速剖面和湍流特征参数剖面。

(1)

(2)

(3)

式中：u为平均速度；
z为离地高度；
zr为参考高度10 m；
ur为参考高度处风速10 m/s；
ls为无量纲模型缩尺比，取1/50；
αi为测点i处地面粗糙度指数，取0.15；
k为湍动能；
D1，D2为根据规范取值的常数，D1=-2.7，D2=9.4；
ω为湍流频率；
Cμ为湍流模型常数，取0.04。

图9a,9b分别为根据所定义的边界条件在空计算域中得到的速度剖面和湍动能剖面云图，由图9可以看出，模拟的速度和湍动能剖面在顺流域方向基本保持不变，可以认为所定义的边界条件生成了平衡态的大气边界层风场。

图9 平衡态大气边界层特性模拟云图

3.1 试验数据处理

(4)

3.2 结果分析

在风洞试验与数值模拟的众多工况中，本文选取两个典型风向角0°正吹与30°斜吹工况下，综合舱屋面角区的测压风洞试验结果和数值模拟结果进行对比分析。所探讨的工况风向角及测点区域(测点编号为1～53号)，如图10所示(虚线框为角部区域)。对于预制舱这一类低矮建筑，屋面角区、檐口和屋脊等部位是需重点关注的风灾易损区；
本文主要探讨附加构件对屋面角区极值风压的影响，因此重点对比这2种不同来流风向角工况下屋面角区的风荷载特性。

图10 风向角定义及所分析屋面测点区域示意

3.2.1 0°风向角工况

图11,12分别为风洞试验和数值模拟在0°风向角，综合舱屋面角区分别为无构件、曲面构件、女儿墙构件工况下，得到测点区域的平均风压系数云图。

图11 风洞试验0°风向角下屋面平均风压系数云图

图11a，工况1(无构件工况)风洞试验结果显示，所研究区域的角区平均风压系数最大达到-0.94(本文中平均风压系数按照习惯表达以绝对值比较大小)，系数沿来流风向从左到右整体上呈减小趋势，在右下角处最小平均风压系数为-0.72。

图11b，工况2(曲面构件工况)风洞试验结果显示，所研究区域的平均风压系数最大为-0.92，最小为-0.66，左下角区局部平均风压约为-0.86，略小于无构件工况的-0.94，说明在0°风向角下，曲面构件能略微减小屋面角区的平均风荷载。

图11c，工况3(女儿墙构件工况)风洞试验结果显示，所研究区域的平均风压系数最大为-0.88，最小为-0.66，分布情况与曲面构件工况云图类似，说明女儿墙构件也能略微减小屋面来流方向角区的平均风压，且减小效果相当。

由图12可见，数值模拟得到0°风向角工况下，综合舱屋面角区分别为无构件、曲面构件、女儿墙构件时，平均风压系数沿来流风向从左到右整体上呈减小趋势。其中无构件、曲面构件、女儿墙构件工况下最大平均风压系数分别为-0.78,-0.6,-0.6，最小平均风压系数都在-0.42左右；
和风洞试验结果相比，数值稍偏小，总体而言，数值模拟结果与风洞试验趋势一致，均显示曲面构件与女儿墙构件能减小屋面角区的平均风压，且两种构件效果基本相当。

图12 数值模拟0°风向角下屋面平均风压系数云图

3.2.2 30°风向角工况

图13，14分别为风洞试验和数值模拟在30°风向角工况下，综合舱屋面角区3种工况下(无构件、曲面构件、女儿墙构件)测点区域的平均风压系数云图。

图13 风洞试验30°风向角下屋面平均风压系数云图

图13a，无构件工况风洞试验结果显示，在风向角30°斜风来流工况下，屋面角区的平均风压系数范围在-3.2～-1.6，云图等值线较密，表明该处具有较大的风压变化梯度，角区两侧均出现明显的锥形涡生成区域；
最大平均风压系数约为-3.2，远大于0°正吹工况的最大平均风压系数-0.94，说明30°斜风向来流相比0°正吹工况对屋面角区风荷载更为不利。

图13b，曲面构件工况下，屋面迎风角区局部的最大平均风压系数在-2.2左右，小于无构件工况；
且风压系数的分布相比无构件工况更加均匀，所研究区域内风压的变化梯度整体上变得更平缓，角区两侧的旋涡区域不再明显，说明相对于无构件工况，曲面构件有效抑制了屋面角区两侧旋涡的脱落。

图13c，女儿墙构件工况下，斜风向迎风角区的平均风压系数范围在-2.3～-1.7，风压整体分布及变化趋势与曲面构件工况类似。

由图14可见，数值模拟结果显示出在30°斜风来流时屋面迎风角区两侧的旋涡脱落特性，无构件、曲面构件及女儿墙构件工况下屋面角区的平均风压系数最大值分别为-1.35,-1.15,-1.35左右，相比风洞试验值偏小；
曲面构件和女儿墙构件工况下，屋面角区尤其是靠近迎风方向一侧的风压变化梯度具有明显减缓，同样展现出风洞试验结果中两种附加构件对屋面角区风荷载的优化效果。

图14 数值模拟30°风向角下屋面平均风压系数云图

图15，16分别给出了风洞试验和数值模拟得到的30°风向角下3种工况屋面的局部测点平均风压系数对比图。

图15 风洞试验30°风向角下屋面局部测点平均风压系数

图16 数值模拟30°风向角下屋面局部测点平均风压系数

由图15可见，风洞试验30°风向角无构件工况下，屋面角区附近17,26,35号测点的平均风压系数都达到了-3以上，其中26号测点最大达到了-3.6(在云图中由于插值算法和图形显示原因，未显示个别测点结果)，说明在30°风向角下上述测点对风荷载较为敏感，其附近区域的屋面承受着较大的负风压。且30°斜风来流风向下的最大平均风压系数大于0°风向角工况，说明相对而言，斜风向来流是对屋面角区风荷载更不利的工况。值得注意的是，在曲面构件和女儿墙构件的工况下，上述测点的平均风压系数都减小至-2.5以下。对原始数据进一步分析可得，采用曲面构件和女儿墙构件后，上述3个风敏感测点处平均风压系数的均值分别减小为无构件工况下的67%与72%，说明在对屋面风荷载更不利的斜风来流工况下，曲面构件在屋面角区测点区域对于平均风压的减小效果比女儿墙构件要更优，这验证了本文设计的新型三维曲面附加构件对于优化低矮建筑角区风荷载的有效性和相对优势。

对比图15,16可见，数值模拟30°风向角下的3种工况得到的测点处的平均风压系数绝对值比风洞试验值偏小，但整体上测点的平均风压分布规律与风洞试验相近，并且屋面角区附近的17，26，35号测点平均负压绝对值相对更大，表明数值模拟成功模拟了在30°斜风来流风向角下屋面这些敏感测点位置处的风荷载变化规律。数值模拟结果表明，采用曲面构件和女儿墙构件后，上述3个风敏感测点处平均风压系数的均值分别减小为无构件工况下的78%与93%，说明在斜风向工况下，曲面构件比女儿墙构件能更有效优化屋面角区的风荷载。总体看来，数值模拟结果与风洞试验虽然数值上存在一定误差，但整体上再现了风洞试验中不同构件对屋面角区平均风压的影响规律。

3.2.3 误差分析

对比风洞试验和数值模拟的结果，可以发现所分析两个风向角下数值模拟得到测点处的平均风压系数数值上相比风洞试验中得到的对应结果偏小，分析其原因，可能有以下几点：(1)受限于计算资源与时间因素，本文所用的湍流模拟方法为基于时间平均的雷诺平均方法(RANS)，在准确捕捉屋面角区出现的极值负压特征上存在不足，未来将采用更高精度的大涡模拟方法进行湍流模拟计算，以减小数值误差；
(2)本文研究的综合舱舱体本身高度较矮，数值风洞准确模拟近地面处高湍流风场特征上存在一定误差；
(3)数值风洞中所建两种附加构件为理想模型，与物理风洞中实物模型在局部细部构造上存在一定差异，也有导致误差的可能。

本文对一预制舱变电站项目的低矮建筑群建立数值风洞模型，研究了其中综合舱屋面角区局部的风荷载分布和优化问题。详细比较了屋面角区3种工况下数值模拟与风洞试验结果，得到如下主要结论：

(1)0°正吹风向角工况下，采用三维曲面构件与女儿墙构件均能减小屋面角区的平均风压绝对值，两种屋面角区附加构件效果相当；

(2)30°斜风来流工况下，屋面角区的平均风压系数绝对值比0°正吹工况下更大，表明斜风来流对这类屋面结构角区风荷载更不利。三维曲面构件与女儿墙构件均能一定程度减小综合舱屋面角区局部所受的平均风压，分别将屋面角区风敏感测点处位置平均风压系数的均值减小为无构件工况下的67%和72%，表明曲面构件效果相对更好；

(3)数值风洞模拟结果总体上规律与风洞试验一致，表明数值风洞模拟对研究这类问题具有较好的指导作用；
与此同时，数值模拟结果在数值上比风洞试验结果整体偏小，误差可能与湍流模拟方法、模型差异等有关，未来有待进一步完善。

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