高湍流度下超高层建筑的风致振动响应特性.pdf

文章编号 1000-6869 2006 06-0094-07 高湍流度下超高层建筑的风致振动响应特性 洪海波1, 谢壮宁1, 顾 明2 1. 汕头大学 土木工程系, 汕头 515063; 2. 同济大学 土木工程防灾国家重点实验室,上海 200092 摘要 在较高湍流度流场用高频测力天平方法对金茂大厦模型进行了风洞试验, 分析了周围建筑以及待建的环球金融中 心对金茂大厦的基础平均风荷载、气动风荷载和风振响应的影响和干扰效应。 结果表明 湍流度对静风荷载影响甚少, 但对动力风荷载以及风振响应影响很大; 总的来说, D 类流场下的结构抖振效应要明显高于 B 类地貌情况。 环球金融中 心对金茂大厦有很大的静力遮挡影响, 同时也增大了其风振响应和总的风振荷载, 其中对总风振荷载的干扰效应随着湍 流度的增加而降低, 但在 D 类地貌下且梯度风高度处的湍流度为 15. 8时的干扰因子依然较为明显, 干扰效应并没有消 失。 关键词 超高层建筑;湍流度; 风洞试验;干扰效应; 高频底座力天平 中图分类号 TU973. 32 TU317. 1 文献标识码 A Wind-induced vibration response of super high-rise building in high-turbulence flow HONG Haibo1, XIE Zhuangning1, GU Ming2 1. Department of Civil Engineering , Shantou University , Shantou 515063, China ; 2. State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering ,Tongji University ,Shanghai 200092, China Abstract The wind-tunnel experiment of the Jin Mao building model in the higher turbulence flow was carried out by using high-frequency-force base balance . The effects of the surrounding buildings including the World Financial Center Tower on the mean load, dynamic load and wind -induced response are analyzed. The results show that turbulence has little effect on mean load, but has a strong effect on dynamic load and wind-induced response . Generally , the buffeting effects of the building in terrain category D are much higher than those in terrain category B. The World Financial Center Tower has significant interference effects on the Jin Mao building , and the effects decrease with the increase of turbulence intensity of the approach flow . However , the interference effects are still significant when the turbulence intensity is 15. 8at the gradient wind height in terrain category D. Keywordssuper high-rise building ; high-turbulence ; wind tunnel test ; interference effect ;high frequency force base balance 基金项目 国家自然科学基金资助项目 50478118。 作者简介 洪海波 1981- , 男, 广东梅州人, 硕士研究生。 收稿日期 2005 年 6月 1 引言 随着我国经济建设的发展, 近年来高层建筑在我 国得到了前所未有的发展 ,由于其结构的高度柔性 、 低 阻尼 、 轻质量,使得结构的风效应逐步成为控制高层建 筑安全性 、 舒适性和经济性的最重要的因素之一, 因此 其风致振动问题是结构设计者所关注的重要问题 。随 着密集的高层建筑群的出现 ,高层建筑之间的相对位 置在一定范围内由于涡流及尾流作用, 对风力分布产 生了相互干扰, 在某些情况下可大大超过单个高层建 筑的风力 [ 1 ] ,因此建筑物之间的干扰效应在对高层建 筑结构风效应进行研究时是不可忽略的 。上海金茂大 厦高 420. 5m, 位于上海市浦东陆家嘴金融贸易中心, 毗邻正在兴建的环球金融中心 高 492m ,与东方明珠 94 第 27卷第 6 期建 筑 结 构 学 报Vol. 27, No. 6 2006 年 12月Journal of Building StructuresDec .2006 DOI 10. 14006/ j. jzjgxb. 2006. 06. 012 电视塔 高 468m 遥遥相望 。上海地区是台风多发的 地区, 因此风荷载是该楼结构设计的控制荷载 。又由 于该楼处于密集的高层建筑群体中 ,因此,必须考虑周 围建筑对它的干扰效应。 国内外对上海金茂大厦风荷载特性已做了不少的 研究 。国外主要是加拿大西安略大学边界层风洞的试 验报告[ 2], 国内集中在同济大学顾明教授等分别用测 压、高频动态力天平 简称 HFBB 测力等方法所做的 相关研究 [ 3 ,4 ] , 而这些研究大多是在湍流度较低的流 场中进行的。 来流湍流度是决定绕柱体流动特性的一个重要参 数,它直接影响到剪切层的发展、 分离点的位置以及再 附等 ,从而对风荷载分布有重大的影响 ,进而对高层建 筑的动力响应和干扰特性也有非常大的影响 。由于我 国荷载规范[ 5 ]对湍流度没有做明确的要求 , 加上流场 模拟上存在一定的难度 , 这些因素造成已有研究的流 场湍流度均偏低 。如已有文献在对金茂大厦进行试验 时所用D 类地貌的梯度风高度处的湍流度大致为 2 ～ 3, 远远低于发达国家相关荷载规范对此项指标的 要求 。 本文在模拟出较高湍流度的 B、D 两类地貌下采 用HFBB 方法进一步对金茂大厦这个典型的标志性建 筑进行试验研究 ,分析了位于较高湍流度流场中的结 构在有环球金融中心和无环球金融中心时的基础平均 风荷载系数、 动力风荷载和风振响应,比较了来流湍流 度对金茂大厦风荷载及干扰效应的影响和高湍流度下 环球金融中心对金茂大厦的干扰效应。 2 试验设备 、 模型及试验概况 2. 1 试验设备 试验在汕头大学风洞实验室的 STDX-1 风洞进行 , STDX-1是一座具有串置双试验段的全钢结构的闭口 回流低速工业风洞 , 其中主试验段宽 3m、高 2m 、长 20m。风速连续可调 ,最大风速可达 45m/s,流场性能 良好。测力采用的天平为日本 JR3的六分量天平和相 应的信号调制放大系统。 2. 2 试验模型 HFBB 所采用的模型的设计除了要模拟建筑物的 外形外 ,还要满足轻质和刚度要求 ,以保证天平-模型 系统的高频要求 。金茂大厦采用轻质泡沫塑料做核 心,外盖轻质且硬的泡桐木形成骨架, 再往其表面贴 1mm 厚的轻质泡沫广告纸模拟外形 [ 4] 。底部衬铝板 与天平相连 。模型的缩尺比为 1∶ 500, 模型总高度为 0. 84m。风洞试验模型如图 1 所示, 试验时根据模型 缩尺比和转盘直径将金茂大厦周围 600m 半径范围内 现存的和未来发展情况下的 27 幢高层建筑按同样比 例做成模型分别按其相对位置放在主楼模型周围并固 定在大转盘上。各楼之间的相对位置总平面图如图 2 所示 。 除了考虑金茂大厦现有周围高层建筑群的影响 外,最值得关注的还是待建的环球金融中心的干扰影 响, 该建筑物高达492m , 且距离金茂大厦仅200m左 图 1 风洞试验模型 Fig. 1 Testing model in wind tunnel 图 2 金茂大厦周围建筑群总平面图 图中数字为楼高度 Fig. 2 Total ichnography of buildings around the Jin Mao building 95 右。为了得到金茂大厦周围密集高层建筑对其产生的 干扰效应 ,本文考虑了金茂大厦周围建筑未建成 以下 简称“单体” 和周围建筑建成后 以下简称“群体” 的 情况 ,同时为了得到待建的环球金融中心对金茂大厦 的干扰影响,在以下讨论中,将群体情况分为周围建筑 并考虑环球金融中心建后 “工况 1” 和现有周围建筑 “工况2” 两种工况进行分析对比 。 HFBB 方法试验主要是要求天平-模型系统要具有 较高的频率 ,而经过测定 ,天平-模型系统的最低两阶 频率如表 1 所示 。 表 1 天平-模型系统的频率 Table 1 Frequency of balance -model system 方向 固有频率 fmb/Hz模态阻尼比 ζ mb Mx 36. 840. 035 My38. 000. 035 由天平-模型构成的系统的基阶固有频率均相对 较低 ,这就会导致在感兴趣的频段内被测信号发生畸 变。为了提高被测信号的精度 ,本文根据天平-模型系 统模态参数的测试结果 , 采用以下关系对天平信号解 耦后的气动弯矩分量信号进行修正[ 6] SMS f SM f Hmb f2 1 式中, SM f为根据天平被测信号的功率谱密度, SMS f为修正后的气动弯矩功率谱, 而|Hmb f | 2 为 天平-模型系统的机械导纳函数 Hmb f2 1 1 - f fmb 2 2 2ζmb f fmb 2 2 式中 fmb, ζmb分别为天平-模型系统的固有频率和模态 阻尼比 ,根据试验测定 。由以上可得气动弯矩的均方 根值为 σMS ∫ ∞ 0 SMS f df ∫ ∞ 0 SM f Hmb f2 df 3 2. 3 流场模拟结果 根据金茂大厦所在的位置和周边地区的发展状 况,采用 B、 D 两种地貌进行试验。首先通过在风洞试 验段入口加尖塔和沿风洞地板分布粗糙元方式对流场 进行重新模拟和调试, 得到较为满意的结果 。图 3 是 B 类地貌和 D类地貌的平均风速和湍流度剖面的模拟 结果, 其中 zg和 Vg分别为模型的梯度风高度和相应 风速, Iu为湍流度用“ ■ ”表示, 用“ ★ ”表示试验测得 的平均风速,实线为相应按规范 [ 5] 要求的平均风速值。 a B 类地貌 b D 类地貌 图 3 平均风速和湍流度剖面 Fig. 3 Mean velocity and turbulence profile 关于湍流度 ,西方主要国家规范都有明确的条文 说明 ,而我国荷载规范却没有专门的说明,但可由其中 定义脉动系数的表达式 7. 4. 2-8 [ 5] 和相关参数的具 体含义导出湍流度的表达式为 Iu z0. 1 351 . 8 α - 0 . 16 z 10 -α 4 式中, α 为地面粗糙度指数。与西方国家相比, 由中 国规范间接计算出的湍流度明显偏低。图 4 给出了我 国和西方主要国家规范的 D 类地貌湍流度剖面 。表 2 则给出了 B、 D 类地貌的梯度风高度附近 在 D 类地貌 下它接近于金茂大厦的塔尖高度 所对应湍流度的结 果比较。 从表 2 可见 ,本文试验的湍流度值要明显高于已 有文献[ 3, 4 ]实施对金茂大厦试验所模拟的湍流度值。 D 类地貌下 ,本试验梯度风高度所对应的湍流度接近 于西方国家湍流度参考值的平均水平, 模拟结果跟加 拿 大国家规范的接近 , 是文献[ 4] 的8倍左右 ; B类 96 图 4 D 类地貌下主要西方国家规范的湍流度 Fig. 4 Turbulence of some country codes of exposure category D 表 2 梯度风高度处湍流度比较 Table 2 Comparison with turbulence intensity at the gradient wind height B类地貌D 类地貌 本试验915 . 8 欧洲规范1014 加拿大规范1216 文献[ 4]22 地貌比加拿大和欧洲规范小 2～ 3, 但稍比文献 [ 4] 高出 3. 5 倍左右。 3 试验主要结果及分析 3. 1 试验数据处理 利用刚性模型和 HFBB 方法可以测量建筑的基础 平均和脉动气动荷载, 根据力天平理论[ 7 ]可以计算结 构的风振响应并确定基础峰值风荷载 。在本文分析 中,基础风荷载以无量纲形式给出以便于在模型和原 型中进行换算, 基础弯矩系数定义为 CM tM t / qH 5 式中 , M t 视不同情况可以分别表示绕 x 轴或y 轴的 气动弯矩, qH1 2 ρ V2HBH2为参考弯矩, ρ 是空气质量 密度, B 、 H 及VH分别是建筑的特征宽度 、 特征高度及 特征高度的风速。本文取 B 55. 5m , H 420. 5m。 为了简述起见, 以下论述中在不至于混淆的情况下 ,仍 采用弯矩表示弯矩系数。 如上所述, 试验测得的气动弯矩信号 M t含有 天平模型系统的放大信号 ,应该采用式 1 进行修正以 期得到更为准确的气动弯矩的功率谱密度 SM S f。 根据测量并修正得到的气动弯矩功率谱密度 ,由力天 平理论 [ 7] 可以按如下关系计算结构的基底弯矩响应的 功率谱密度和均方根值 SMD f H f2SMS f 6 σM D ∫ ∞ 0 |H f | 2SM S f df ≈σMS1 π 4 1 ζ0 χ0SMS χ0 σ 2 MS 7 式中, χ0SMS χ0 σ 2 MS 表示气动弯矩 MS t的无因次功率 谱密度函数; σMS为气动弯矩的标准差 ; | H f | 2 为结 构的机械导纳函数 H f 2 1 1 - f f0 22 2ζ0 f f0 2 8 χ0f0D/VH为结构的折算固有频率 。f0和 ζ0分别为 结构的基阶固有频率和阻尼比 , 风振分析中取 f0 0. 1465和 ζ00. 05。由以上结果可以进一步分析得到 结构的基础峰值弯矩响应 Mr, peakM gσMD 9 其中 M 为平均弯矩 , g 为峰值因子 ,取 g 2ln f0T 0. 5772 2ln f0T 10 T 取规范中基本风压取值的平均时距 如 10min 。 3. 2 试验结果分析 3. 2. 1 单体试验的分析结果和已有研究结果的比较 为了分析结构本身的风荷载特性和气动特性, 首 先考虑金茂大厦单体的风荷载情况 。图 5 为 D 类地 貌下本文试验得出的单体基础平均弯矩系数 CMx ,mean 和文献[ 4] 的比较 。 由图可见, 尽管流场的湍流度存在较大差别, 但反 映平均风荷载系数的基础平均弯矩系数 CMx ,mean却跟 文献[ 4] 的结果相近, 这个结果验证了双方研究结果的 可靠性,同时也说明流场湍流度对结构的平均风荷载 影响甚少 。然而 ,随着流场湍流度的增加,结构的脉动 风荷载存在明显的差异。图 6 为 B 、 D 两类地貌下的 按式 3 计算得到的气动弯矩系数 CM x的均方根值 CM x, rms随风向角变化以及和文献[4] 的比较。 由图 6a 可见 ,在 B 类地貌下 ,在 0 和 180 两个风 向角下 ,本文结果略高于文献[ 4] 结果, 但总体上还是 97 图 5 D 类地貌基础平均弯矩系数与文献[ 4] 的比较 Fig. 5 Comparison of base mean moment coefficient in exposure category D with reference [ 4] a B 类地貌 b D 类地貌 图 6 基础均方根弯矩系数与文献[ 4] 的比较 Fig . 6 Comparison of base rms moment coefficient with reference[ 4] 较为接近, 然而在其他风向角则差别较大 。这主要是 因为 0 和180 对于 Mx正好是横风向 见图 2 ,在湍流 度相对不大的 B 类流场 ,作用于结构横风向的气动力 除了和来流的湍流程度有关之外, 更主要是取决结构 本身的漩涡脱落情况, 因此测出 Mx的脉动气动力部 分大致相同。在其他风向 如当 Mx处于顺风向的情 况下 ,流场湍流成分对 Mx将有很大的影响, 在 B 类地 貌下,本文测试的均方根弯矩系数为 0. 036 要明显大 于文献[ 4] 的结果 。这种差别在 D 类流场试验中被进 一步加大, 在风向角为 90 附近时 该风向对 Mx为顺 风向 , 本文 D 类地貌下测得的均方根弯矩系数接近 于0. 074,大致是文献[ 4] 所测结果 0. 03 的 2. 5 倍 见 图6b 。由此可见,即使是同样的平均风剖面 , 流场湍 流度的不同将会显著影响到作用结构上的脉动风荷 载,以上所显示的这种显著差别在风工程中应引起足 够关注。 3. 2. 2 周围建筑物的干扰效应分析 实际环境中作用于高层建筑物上的风荷载与其孤 立状态所测定的结果并不相同 ,位于不同相对位置 、 形 状和高度的临近建筑物会对建筑上作用的风荷载产生 不同程度的干扰影响 。以下讨论考虑环球金融中心建 后的周围建筑 工况 1 和环球金融中心未建的现有周 围建筑 工况 2 对金茂大厦风荷载的影响。 首先分析平均风荷载的变化情况, 在考虑周围建 筑的干扰影响的研究中习惯采用所谓的干扰因子 即 IF 周围建筑物存在时建筑物的风荷载和其孤立时 的相应风荷载的比 来量化周围建筑物对所考虑建筑 物的影响, 然而在考虑 360 不同风向结构风荷载或响 应的变化时,由于孤立建筑物的风荷载通常是在某一 个正负值之间连续变化 , 在某些方向可能会很小而使 IF 值变得很大, 用干扰因子这种量化方式并不合适, 因此以下分析中均对荷载值本身进行分析比较 ,限于 篇幅 ,这里仅介绍 Mx的变化情况 。 图7 为绕 x 轴的平均基底弯矩系数CMx ,mean在不 同周边情况和地貌下随风向角变化情况 。由图中可 见,在不同地貌下,周围建筑物基本上都起到一种遮挡 作用 ,由于周围的高层建筑的高度基本上均在金茂大 厦的一半高度以下, 可以看出普通较低高层建筑的遮 挡作用并不太明显 。相比之下, 待建的环球金融中心 对金茂大厦有很大的遮挡影响 ,尤其是在 240 风向时, 环球金融中心的存在将使得金茂大厦的 CMx ,mean由单 体情况的 0. 25 变为 -0. 01, D 类地貌下亦为 0. 03, 由 图 2 可知在此风向 ,金茂大厦基本处于环球金融中心 的尾流区内,而两个建筑物又相距较近 ,因而会产生较 为强烈的遮挡效应, 在 B 类地貌下甚至会产生逆风向 的基底弯矩。这个结果也印证了已有的一些研究所得 到的结论[ 8 ]。 98 a B 类地貌 b D 类地貌 图 7 不同周围建筑对平均风荷载的影响 Fig. 7 Interference effects of surrounding buildings on meanwind loads 由以上分析可见, 周围建筑物的存在基本上起到 遮挡作用而使其所承受的平均风荷载降低 , 然而结构 的设计荷载最终还是要取决于按式 9 根据结构风振 响应所计算出的基础峰值弯矩响应 Mr,peak, 比较不同 地貌和周围建筑干扰情况的结构基础峰值弯矩系数随 不同风向角的变化, 结果见图 8。 由图中可见 ,由于基础峰值弯矩响应取决于多方 面的因素, 这导致其随风向角变化的规律要远比图 7 所表示的平均风荷载随风向角的变化规律差 ,仔细分 析对比图 8a 和 8b 仍然可以看出 D 类 流场条 件下 的结 构 基础 峰值 弯矩 系数 CMx ,resp要普遍高于 B 类流场情况 ,如果不考虑环球金 融中心的影响,D 类流场中的 CM x, resp的下限值几乎就 是 B 类流场的上限值, 这意味着结构在高湍流度流场 将会有更加显著的抖振响应。 由于截面的对称性, 在单体情况下 ,结构的横风向 平均基底弯矩为零, 然而由图 8 可见其基础峰值弯矩 响应却最为显著甚至高于结构处于顺风向时的相应 a B 类地貌 b D 类地貌 图 8 不同周围建筑对峰值动力风荷载的影响 Fig. 8 Interference effects of surrounding buildings on peak dynamic wind loads 值,它意味着结构的横风向响应会超过顺风向响应 ,这 种现象已多次在汕头大学风洞实验室的有关超高层建 筑风洞试验中观察到, 故对于超高层建筑的风振响应 分析, 横风向抖振响应更应该引起关注 。由图中还可 以看到在没有受到干扰的情况下 D 类地貌的 CMx, resp 值也要远高于 B 类流场的相应值。 环球金融中心对金茂大厦的风振响应有非常大的 影响 ,由图 8 可见 ,在两种地貌下考虑环球金融中心影 响的最不利风向角均为 195 , 其中 B 类地貌 180 风向 角对应的 CM x, resp接近风向角为 195 的值,根据风向和 具体位置此时两个建筑物间形成斜列排列位置 ,同样 D 类地貌的 CM x, resp0. 77 也要远高于 B 类流场的相 应值 。由图也可见, 最不利风向角下 B 类流场的 CMx ,resp最大增幅达 83,而 D 类流场仅为 25,这也 表明环球金融中心的影响随着湍流度的增大而降低。 图9a 和 9b 分别是风向角为 180 和 195 下气动弯矩 Mx在B 、 D两种地貌的功率谱密度的比较 , 图中的峰 99 a 180 风向角 b 195 风向角 图 9 典型风向不同地貌下 Mx的功率谱密度函数 Fig . 9 PSD of base -bending moment Mxat typical wind directions and upstream terrains 值对应于结构的漩涡脱落频率, 由图可见尽管两个谱 在对应于涡脱频率的频谱值大致相当, 但在其他频段, D 类流场的高湍流度所引起的谱值要明显高于 B类地 貌的情况 ,风向角为 195 时尤其显著,这是造成D 类地 貌下结构抖振所引起的基础峰值弯矩比 B 类地貌的 相应值大的主要原因 。 如果采用习惯的干扰因子来衡量最不利风向角下 环球金融中心的干扰效应, 则 B、D 两类地貌下的 IF 定义为受扰后 CMx ,resp和其单体时对应值的比 分别 为1. 83、 1. 25,它符合干扰效应随湍流度增加而减少的 规律, 但这个结果也显示即使在高达 15. 8湍流度的 流场 ,比受扰结构高度高的施扰建筑的干扰作用依然 较为显著 ,干扰效应并没有消失。 4 结语 通过在模拟的高湍流度流场中对金茂大厦模型的 测力试验 ,在和已有文献进行比较后进一步分析周围 建筑对建筑物的静力和动力干扰效应, 可得出以下几 点结论 1 本文模拟出的流场湍流度与西方国家规范的 建议值较接近, 远高于已有对金茂大厦进行试验研究 所采用的湍流度值以及我国规范中所使用的隐含值。 2 在流场平均风速相同的情况下,单体静风荷载 的试验结果和已有试验结果具有较好的一致性 ,这表 明湍流度对静风荷载影响不大, 但高湍流度流场测得 的脉动气动荷载以及相应的响应却要远高于相应低湍 流度流场的相应值, 在风工程中应引起足够关注。 3 对于超高层建筑,结构的横风向风振效应以及 引起的结构荷载有可能会高于顺风向情况也应引起足 够的注意 。 4 相比而言 ,现有周围周边的建筑群体对金茂大 厦的影响不明显 ,但待建的环球金融中心则对金茂大 厦有十分显著的遮挡效应和动力干扰效应 , 也增大了 金茂大厦的动力响应 。这种干扰效应会随湍流度的增 加而降低,但在 D 类流场中依然较为明显, 干扰效应 并没有消失。 参 考 文 献 [ 1] Khanduri A C , Stathopoulos T, Bedard C.Wind-induced interference effects on buildings A review of the state -of -the - 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