一种完全及名义封闭结构风致内压试验方法

摘要

本发明属于封闭结构风致内压技术领域，公开了一种完全及名义封闭结构风致内压试验方法，通过风洞试验探究了完全封闭结构的内压特征；然后考查了内压的非高斯特性，并详细研究了不同均匀背景孔隙率、风向角以及相对孔隙率下的平均和峰值内压水平，并将不同均匀背景孔隙率下的内压结果与风荷载规范进行了对比分析。本发明的名义封闭结构的风致内压服从高斯分布；极值内压系数的变化幅度与均值的变化幅度相似，当峰值因子g取3.5时，最高负极值风压系数为‑0.255，远低于由规范(GB50009～2012)计算得到的峰值内压系数‑0.326。

说明书

技术领域

本发明属于封闭结构风致内压技术领域，尤其涉及一种完全及名义封闭结构风致内压试验方法。

背景技术

风致内压作为大跨空间结构、高层建筑以及低矮民居建筑不可避免的一个问题，多年来风工程研究者在该领域进行了大量的研究工作，主要集中于墙面存在大开洞的单空间结构风致内压的理论研究和试验研究在考虑背景孔隙和屋盖柔度后，导出了完善的内压控制方程，并通过风洞试验验证了内压控制方程的有效性和精度。在开洞多空间结构风致内压研究方面，Saathoffand Liu(1983)指出对于多分区多开洞的建筑物，可对每一开洞建立相应的内压控制方程，这样对于建筑物中的任一房间可建立一系列内压控制方程来获得其时变内压，但所采用的内压控制方程存在一定的局限性。Sharma(2003)、Guha et al.(2013)采用孔口损失系数来描述孔口阻尼特性，导出了迎风墙面和隔墙存在大开洞时的两空间结构风致内压控制方程组，所得方程具有更强的适用性。Yu et al.(2012)在考虑背景孔隙后，进一步发展和完善了开洞两空间结构内压控制方程组。在突然开洞结构风致内压研究方面，Stathopoulos et al.(1989)采用膜的快速溶化技术和照相机快门技术模拟建筑结构迎风墙面的突然开孔，并将风洞试验结果与理论计算结果进行了对比，研究表明当结构出现突然开孔时，内压瞬态过冲响应小于随后的稳态内压峰值。Tecle et al.(2013)虽然改进了试验装置，但由于开洞的响应时间限制，尚未观察到明显的内压过冲现象，结果表明内压瞬态过冲响应仍然小于随后的稳态内压峰值。Guha et al.(2013)通过内压控制方程数值模拟了突然开洞时的内压过冲现象，结果表明当洞口外压达到极值时开洞，所得瞬时过冲内压会高于后续的稳态内压峰值。

尽管目前风工程研究者通过理论和风洞试验详细研究了开洞建筑结构风致稳态内压和瞬态内压，但至今尚未见对完全封闭结构内压特性的研究报道，也未系统研究名义封闭建筑结构的风致内压特性。风工程研究者在研究开洞建筑结构风致内压时，或多或少涉及了名义封闭时的结构内压。Ginger et al.(1997)对一典型低矮建筑的风致内压进行了现场实测研究，研究指出对于名义封闭结构，平均内压系数为-0.14，脉动内压远低于脉动外压，且高于特征频率的内压脉动被大大削弱了。Oh et al.(2007)通过风洞试验详细研究了开洞和名义封闭结构的内压特征，结果表明对于名义封闭结构，平均内压系数为负值，全风向下最大内压系数为0.1；脉动内压在各个频段的能量均小于墙面外压。Kopp et al.(2008)也指出名义封闭结构的最大内压系数不超过0.1。

事实上，完全封闭结构的内压特征是后续深入研究名义封闭结构风致内压的基础，只有在完全封闭的结构表面进行定量开孔，才能准确定义名义封闭结构的真实背景孔隙率。在准确的背景孔隙率下研究名义封闭结构风致内压才更具意义。另外，系统研究名义封闭结构的平均和极值内压，对于大跨空间结构和低矮民居抗风设计具有重要的应用价值。在设计中，结构表面外压通常由风洞试验确定，结构名义封闭时的内压一般按建筑结构荷载规范取值而不会单独进行内压风洞试验。对于名义封闭结构，中国《建筑结构荷载规范》(GB50009－2012)规定名义封闭结构的平均内压系数Cpi为±0.2，在B类地貌下参考高度为20米处，考虑阵风影响的极值内压系数(GCpi)为±0.326，规范对内压的取值是否合理，直接影响到结构的安全性和经济性。

综上所述，现有技术存在的问题是：目前风工程研究者通过理论和风洞试验详细研究了开洞建筑结构风致稳态内压和瞬态内压，但至今尚未见对完全封闭结构内压特性的研究报道，也未系统研究名义封闭建筑结构的风致内压特性。

发明内容

针对现有技术存在的问题，本发明提供了一种完全及名义封闭结构风致内压试验方法。现实的建筑物(房子)不是完全封闭的，都是存在一定背景孔隙泄漏的(如空调管道等)。背景孔隙率的定量表达如5％，是建立在完全封闭的基础上。前人没有提及这一点。

本发明名义封闭结构内压，具有工程应用价值，指明建筑结构荷载规范对名义封闭结构内压的取值可能偏于保守，导致设计风荷载偏大，经济性不佳。

本发明是这样实现的，一种完全及名义封闭结构风致内压试验方法，所述完全及名义封闭结构风致内压试验方法包括以下步骤：

步骤一，在确保建筑模型气密性绝对良好的情况下，通过风洞试验探究了完全封闭结构的内压特征；

步骤二，考查了内压的非高斯特性，并详细研究了不同均匀背景孔隙率、风向角以及相对孔隙率下的平均和峰值内压水平，并将不同均匀背景孔隙率下的内压结果与风荷载规范进行了对比分析。

进一步，所述风洞试验如下：

试验模型长80cm、宽40cm、高20cm，几何缩尺比为1/100，用以模拟纵长80米、跨度40米、高20米的大跨屋盖结构；模型采用5mm厚的有机玻璃板制作而成，纵长方向增设两道加劲肋，对绝对背景孔隙率的定义：

最大背景孔隙率应为800mm²，在迎风和背风墙面各开了39个小圆孔，在模型两侧墙面各开了18个小圆孔，每个小圆孔的直径为3mm；在模型的底部内表面设置了一个内压测点；

测点i的风压时程为P_i(t)，对其无量纲化后得到测点i的风压系数时程C_pi(t)：

式中P_∞为参考高度处的静压，ρ_a为空气密度，V_H为参考高度处的平均风速；测点i的平均风压系数C_pi和脉动风压系数C_pi为：

式中，N为采样点数，本试验N＝20480。

本发明表面完全封闭的结构内压呈现非平稳状态，在不同时间起点采集到的内压值相差较大，并且内压呈现一定的周期性(约24小时)。名义封闭结构的风致内压服从高斯分布；在均布背景孔隙下，平均内压系数随着背景孔隙率的增大保持不变，平均内压系数仅在-0.15～-0.14范围内波动，且低于规范(GB50009～2012)的取值-0.2；极值内压系数的变化幅度与均值的变化幅度相似，当峰值因子g取3.5时，最高负极值风压系数为-0.255，远低于由规范(GB50009～2012)计算得到的峰值内压系数-0.326。

附图说明

图1是本发明实施提供的完全及名义封闭结构风致内压试验方法流程图。

图2是本发明实施提供的模拟风的参数示意图；

图中:(a)风速廓线和湍流强度分布，(b)接近屋顶的风功率谱密度。

图3是本发明实施提供的风洞与建筑模型图像示意图。

图4是本发明实施提供的完全封闭结构内压时程。

图5是本发明实施提供的完全封闭到名义封闭结构内压时程的连续变化过程。

图6是本发明实施提供的完全封闭与名义封闭结构内压时程比较示意图。

图7是本发明实施提供的完全封闭结构内压随时间的变化示意图。

图8是本发明实施提供的各墙面开孔比例均为50％时的内压系数概率密度曲线示意图。

图9是本发明实施提供的各墙面开孔比例均为100％时的内压系数概率密度曲线示意图。

图10是本发明实施提供的所有工况下的偏度与峰度示意图。

图11是本发明实施提供的内压系数随绝对孔隙率的变化(工况1～8)示意图。

图12是本发明实施提供的均布孔隙下内压系数随风向角的变化示意图。

图中：(a)各墙面开孔比例均为100％时的内压系数随风向角的变化(工况54～60)；(b)各墙面开孔比例均为50％时的内压系数随风向角的变化(工况61～70)。

图13是本发明实施提供的内压系数随相对孔隙率的变化(工况9～13)示意图。

图14是本发明实施提供的内压系数随相对孔隙率的变化(工况24～38)示意图。

图15是本发明实施提供的内压系数随相对孔隙率的变化(工况39～53)示意图。

具体实施方式

为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。

下面结合附图对本发明的应用原理作进一步描述。

如图1所示，本发明实施例提供的完全及名义封闭结构风致内压试验方法包括以下步骤：

S101，在确保建筑模型气密性绝对良好的情况下，通过风洞试验探究了完全封闭结构的内压特征；

S102，考查了内压的非高斯特性，并详细研究了不同均匀背景孔隙率、风向角以及相对孔隙率下的平均和峰值内压水平，并将不同均匀背景孔隙率下的内压结果与风荷载规范进行了对比分析。

本发明提供的步骤S101中风洞试验如下：

试验模型长80cm、宽40cm、高20cm，几何缩尺比为1/100，用以模拟纵长80米、跨度40米、高20米的大跨屋盖结构(如工业厂房等)。模型采用5mm厚的有机玻璃板制作而成，纵长方向增设两道加劲肋，具有足够的刚度和强度。根据Ginger et al.(1997)对绝对背景孔隙率ε的定义：

可知，本试验模型的最大背景孔隙率应为800mm²。考虑到屋面若出现背景泄漏则会漏雨，故将背景孔隙按均匀分布的原则布置于四周墙面上，在迎风和背风墙面各开了39个小圆孔，在模型两侧墙面各开了18个小圆孔，每个小圆孔的直径为3mm。另外，在模型的底部内表面设置了一个内压测点。

为系统研究不同背景孔隙组合下的名义封闭结构的内压水平，进行了70种工况下的风洞试验,试验工况见表1。工况1～8主要研究各墙面均匀开孔时，不同背景孔隙率对结构内压的影响；工况9～23主要考察在一定迎风墙面泄漏情况下，不同背风面孔隙率对结构内压的影响；工况24～38和39～53主要研究在一定背风面泄漏情况下，不同迎风墙面孔隙率对结构内压的影响；工况54～60和61～70主要研究在均匀背景孔隙率下，风向角对结构内压的影响。

表1试验工况

a开孔比例＝墙面开孔数/该墙面总开孔数。

试验在华南理工大学大气边界层风洞中进行，风洞试验段截面宽5.4m、高3m。按GB50009-2012模拟了B类地貌流场(代表市郊平坦地貌，指数0.15)，模拟的风速剖面和湍流强度分布见图2。风洞试验模型见图3，屋盖高度处参考风速约为7.2m/s。为提高试验的测量精度，参考风压和平均内压的测量采用具有校准级别精度的三个PSI公司的9033压力传感器进行测量，其采样频率为10Hz，脉动风压则由采样频率为为330Hz的PSI公司的measurement压力扫描阀测量获得，采样时间约62s，每个通道采样数据达20480个。

测点i的风压时程为P_i(t)，对其无量纲化后得到测点i的风压系数时程C_pi(t)，即：

式中P_∞为参考高度处的静压，ρ_a为空气密度，V_H为参考高度处的平均

风速。测点i的平均风压系数C_pi和脉动风压系数C_pi为：

式中，N为采样点数，本试验N＝20480。

下面结合具体分析对本发明作进一步描述。

1、实验结果分析

名义封闭结构是相对于完全封闭结构而言的，在研究名义封闭结构的风致内压之前，有必要先考查完全封闭结构的内压特征。本发明先分析完全封闭结构的内压特征，再定量分析名义封闭结构(带有背景孔隙)的风致内压平均值与极值的变化规律。

1.1全封闭结构

对于模型几何尺寸为80×40×20cm的大跨屋盖结构，当结构完全封闭时，其内部风压随时间的变化图4。从图中可见，完全封闭的结构内压呈现非平稳状态，在不同时间起点采集到的内压值相差较大，此时的内压时程与测压管被堵住时所测得的时程极为相似。故今后在判断结构模型到底是否完全封闭时，在确保内压测管畅通后若依然观察到内压时程呈现类似图6的情形，则可判定结构模型处于完全封闭状态。

图5给出了结构模型从完全封闭到名义封闭状态时的内压变化过程。从图中可以看出，在第24s之前，结构内压处于非平稳状态，在第24s时揭开一个直径3mm的小圆孔，即此时为名义封闭状态，内压迅速衰减到0Pa左右。将完全封闭与名义封闭状态的结构内压时程进行对比，见图6，从图中可知名义封闭结构内压一直保持在0Pa左右小幅波动，然而完全封闭结构的内压却在0～3min内波动幅度很大，且整体呈增大趋势。

为进一步探究完全封闭结构内压随时间的变化规律，将采集设备(PSI

9038)的采样频率设为1Hz，在安静的环境中对完全封闭结构模型进行了长达9天的内压时程测量，所得内压随时间的变化见图7。从图中可见：(1)

内压整体上呈增大趋势，最大内压高达2.2kPa，最小内压为-0.25kPa。(2)

内压呈现一定的周期性，大约24小时为一个周期，由此推测完全封闭结构内压变化可能与周围温度有关。(3)在第9天，揭开模型表面一个直径3mm的小圆孔时，内压迅速衰减到0，此时可以听到很强的气流喷出声。

下面结合效果对本发明作进一步描述。

1、在确保建筑模型气密性绝对良好的情况下，通过风洞试验探究了完全封闭结构的内压特征，考查了内压的非高斯特性，并详细研究了不同均匀背景孔隙率、风向角以及相对孔隙率下的平均和峰值内压水平，并将不同均匀背景孔隙率下的内压结果与风荷载规范进行了对比分析。主要结论如下：

(1)完全封闭的结构内压呈现非平稳状态，在不同时间起点采集到的内压值相差较大；9天的观察结果表明，内压呈现一定的周期性，约24小时为一个周期。

(2)结构模型大小对名义封闭结构平均内压的影响很小，可以忽略。

(3)名义封闭结构的风致内压服从高斯分布。

(4)在均布背景孔隙下，平均内压系数随着背景孔隙率的增大保持不变，平均内压系数仅在-0.15～-0.14范围内波动，且低于规范(GB50009～2012)的取值-0.2；极值内压系数的变化幅度与均值的变化幅度相似，当峰值因子g取3.5时，最高负极值风压系数为-0.255，远低于由规范(GB50009～2012)计算得到的峰值内压系数-0.326。

(5)当只有迎风墙存在孔隙其他墙面均封闭时最为不利，会产生较高的平均内压和极值内压，最高平均内压系数达到0.51，按g＝3.5计算得到的最高正极值内压系数达到0.85。

(6)当只有迎风墙封闭而其他墙面全开孔时，最高平均负内压系数为-0.33，按g＝3.5计算得到的最高负极值内压系数为-0.48。

2、在保证结构模型完全封闭的基础上，再在其表面开不同数量的小圆孔以模拟不同的背景孔隙率，这样所得到背景孔隙率才是真实的背景孔隙率。倘若开孔前结构并未完全封闭，即存在少量的背景泄漏，则后续的定量开孔法将无法真实地反映结构的背景孔隙率。基于此，本试验首先保证结构模型完全封闭，然后在其表面开不同数量的小圆孔来模拟不同的背景孔隙率水平，并研究不同背景孔隙率水平下的平均和极值内压变化。

2.1脉动内压的概率分布特性

为确定极值内压系数的计算方法，有必要对内压系数的概率密度分布特征进行分析。图8和图9分别给出了各墙面开孔比例η都为50％和100％时的0度及60度风向下的内压系数的概率密度曲线，从两图中均可看出，典型工况下的内压系数试验值均接近标准正态分布。图10对所有工况下内压系数的偏度s和峰度k进行统计，发现s值均集中在-0.5～0.5之间，k值都集中于2.5～3.5之间，与标准正态分布的偏度s＝0和峰度k＝3极为相近。由此认为名义封闭结构的风致内压基本上服从高斯分布，故其极值内压系数可由峰值因子法获得，即：

式中，为内压系数标准差，g为峰值因子，后文分别取2.5和3.5进行分析。

2.2背景孔隙均匀分布

所谓均匀背景孔隙分布是指结构的四个墙面的孔隙率均相同，同时改变各墙面的开孔比例，考察其对内压系数平均值和极值的影响。图11给出了平均内压系数和极值内压系数随绝对背景孔隙率ε的变化，从图中可知：(1)在不同的绝对背景孔隙率ε下，基本保持不变，其值仅在-0.15～-0.14范围内变化，说明平均内压系数随着背景孔隙率的增大基本不变，此外平均内压系数均为负压且低于风荷载规范(GB50009～2012)的取值-0.2；(2)当峰值因子g＝2.5和3.5时，不同背景孔隙率ε下的最大内压系数极值分别为-0.063和-0.033，最小内压系数极值分别为-0.224和-0.255，内压系数极值的变化幅度也不明显，与的变化幅度基本相似。按照规范(GB50009～2012)方法可得屋盖高度处的阵风系数β_gz＝1.63，由此计算得到最大负内压系数极值为-0.245，该值接近于采用g＝3.5计算得到的试验值-0.255，但远低于由规范(GB50009～2012)计算得到的极值内压系数-0.326，这说明名义封闭建筑内部的阵风系数试验值比(GB50009～2012)规范值小。

2.3风向角影响

在各个墙面的背景孔隙均匀分布时，试验共考察了100％和50％两种均布孔隙下风向角对内压系数的影响。由于对称性，试验仅考察了0～90°风向，结果见图12。由图可见：(1)各墙面开孔比例均为100％时的平均内压系数在-0.14～-0.09之间变化，在风向角90°时平均和极值内压系数最大，其它风向角下的平均和极值内压系数基本不变；各墙面开孔比例均为50％时在更大些的范围(-0.17～-0.11)内变化，在风向角50°时取得最小值-0.17且在风向角90°时取得最大值-0.11，但都低于规范(GB50009～2012)的取值-0.2。对于极值内压系数，即便是采用g＝3.5的峰值因子进行估计，结构内部的最高正极值风压系数也未达到0，即极值内压系数均为负值，且最高负极值内压系数也未超过-0.27，远低于由规范(GB50009～2012)计算得到的峰值内压系数-0.326。

2.4相对孔隙分布的影响

为考察不同墙面开孔程度差异的影响，通过固定某一墙面的开孔比例η，同时变化另外墙面的开孔比例，并用相对孔隙率(＝变化孔隙的墙面孔隙率/固定孔隙的墙面孔隙率)来表征不同的孔隙分布情况。

(1)封闭侧墙、固定迎风墙面孔隙、改变背风墙面孔隙

在侧墙面全部封闭，迎风墙面的开孔率固定为50％，改变背风面的开孔情况，考察平均内压系数和极值内压系数随相对孔隙率的变化，结果见图13。由图可见，结构开孔数量的多少对内部风压的影响很显著，对极值内压系数的影响和对平均内压系数的影响基本相同，变化规律大致相当。当只有迎风墙存在孔隙其他墙面均封闭时(为0)最为不利，会产生较高的平均内压和极值内压，达到最大值为0.51，按g＝3.5计算的最高正极值内压系数达到0.85；和极值内压系数均随的增大而减小，当时接近于0，随后模型内部风压从压力变为吸力并缓慢减小，在背风面全部孔均开启即时，由于两侧墙封闭，此负压值远没有达到四个墙面孔隙均匀分布的平均内压系数值，此时按g＝3.5计算的最高负极值内压系数为-0.2。

(2)封闭侧墙、固定背风墙孔隙、改变迎风面孔隙侧墙全部封闭，背风面的开孔比例固定为50％，改变迎风面的开孔情况，相应的内压试验结果见图14，平均内压系数和极值内压系数随的变化规律和图15相反。由图可见：当为0即迎风墙面完全封闭而仅背风面开孔时，达到最小值为-0.21，按g＝3.5计算的最高负内压系数也只有-0.34。随后和极值内压系数都随着的增大而增大，在附近时结构平均内压从吸力变为压力，在迎风面全部孔隙均开启即时，达到最大值为0.26，按g＝3.5计算的最高正极值内压系数为0.5。

(3)固定侧墙和背风墙孔隙、改变迎风面孔隙设定侧墙和背风墙的开孔比例均为100％，改变迎风面的开孔情况，相应的平均内压系数和极值内压系数结果见图15。由图可见：在-0.326～-0.143之间变化，呈递增趋势；最大值和最小值分别在相对孔隙率最大和最小时取得，变化趋势与基本相同。对于极值内压系数，即便是采用g＝3.5的峰值因子进行估计，结构内部的最高正极值内压系数也没有达到0，但结构内部的最高负极值内压系数却达到-0.48，高于迎风墙面和侧墙面完全封闭而仅背风面开孔时的结果。

3、在确保建筑模型气密性绝对良好的情况下，通过风洞试验探究了完全封闭结构的内压特征，考查了内压的非高斯特性，并详细研究了不同均匀背景孔隙率、风向角以及相对孔隙率下的平均和峰值内压水平，并将不同均匀背景孔隙率下的内压结果与风荷载规范进行了对比分析。主要结论如下：

(1)完全封闭的结构内压呈现非平稳状态，在不同时间起点采集到的内压值相差较大；9天的观察结果表明，内压呈现一定的周期性，约24小时为一个周期。

(2)结构模型大小对名义封闭结构平均内压的影响很小，可以忽略。

(3)名义封闭结构的风致内压服从高斯分布。

(4)在均布背景孔隙下，平均内压系数随着背景孔隙率的增大保持不变，平均内压系数仅在-0.15～-0.14范围内波动，且低于规范(GB50009～2012)的取值-0.2；极值内压系数的变化幅度与均值的变化幅度相似，当峰值因子g取3.5时，最高负极值风压系数为-0.255，远低于由规范(GB50009～2012)计算得到的峰值内压系数-0.326。

(5)当只有迎风墙存在孔隙其他墙面均封闭时最为不利，会产生较高的平均内压和极值内压，最高平均内压系数达到0.51，按g＝3.5计算得到的最高正极值内压系数达到0.85。

(6)当只有迎风墙封闭而其他墙面全开孔时，最高平均负内压系数为-0.33，按g＝3.5计算得到的最高负极值内压系数为-0.48。

以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。