0 引言
网格结构较广泛地应用于体育场馆、火车站、机场等有大空间覆盖要求的大跨屋盖结构中，风荷载是这类结构的主要控制荷载，而荷载规范[1]较难给出其设计风荷载。网格结构的杆件尺寸往往远小于其整体几何尺度，当网格结构表面有屋面板等围护结构覆盖时，其风荷载可较方便地通过风洞测压试验或CFD(computational fluid dynamics)数值模拟等方法得到[2-4]；但当其表面没有或仅有少量覆盖物时，则与输电塔架等格构式结构类似，会由于模型缩尺比等原因较难进行风洞测压试验，而多需借助天平试验得到其整体风荷载[5-10]。CFD数值模拟方法具有不受雷诺数影响，便于参数研究的优势，是一种用于预测网格结构杆件和节点风荷载的方法，但现有的数值模拟研究对象多集中于杆件数量相对较少或仅针对结构的局部节段模型[11-12]。
某大跨镂空网格屋盖结构造型独特新颖(图1)，几何尺寸为740 m(长)×120 m(宽)×20 m(高)，屋盖网格纵横间距3 m，杆件采用550 mm(高)×220 mm(宽)截面方管，屋盖表面分散布置有大量光伏板，项目处于B类地貌，100 a重现期基本风压为0.6 kN/m2。该屋盖结构风荷载值较难由荷载规范[1]给出，同时屋盖结构几何尺寸大、大面积镂空且构件尺寸较小的特点，使得研究人员也较难通过风洞试验方法得到用于结构设计的节点风荷载。前期方案设计阶段对原方案进行了数值模拟研究[13]，原方案屋盖结构几何尺寸约650 m(长)×150 m(宽)×28 m(高)，底部由10栋标高为79 m的建筑支撑(图1(a))。与原方案相比，新方案屋盖长度有所增加，由11栋建筑支撑(图1(b))，对屋盖结构进行了重新找形，屋盖表面的起伏情况也有所变化，其表面风荷载分布情况也将相应发生改变，原方案数值模拟所得风荷载无法适用于新屋盖方案。此外，原方案风荷载数值模拟[13]中，未考虑表面光伏板布置和底部建筑等影响。因此，有必要对新找形的屋盖结构风荷载进一步开展相关研究。
本文采用realizable k-ε湍流模型，通过进行精细化建模，详细研究了新找形屋盖表面不同光伏板布置数量，以及底部建筑对其表面平均风荷载分布的影响，最后研究分析了设计方案调整后屋盖结构的风荷载分布特征，为其抗风设计提供参考。
1 数值模拟方法及参数
数值模拟计算中采用足尺模型，首先建立了图1(c)所示的屋盖节段模型，将其数值模拟结果与相应风洞天平试验[14]所得整体基底风荷载进行了对比分析，以验证本文方法的有效性；然后，基于节段模型研究了不同光伏板布置数量和底部建筑的影响；最后，建立了图1(b)所示的屋盖整体模型，得到了屋盖整体风荷载和平均风压分布，并与原方案数值模拟结果[13]进行了对比。
图1 大跨网格屋盖几何模型
Figure 1 Geometric model of the long span hollow grid roof
计算域取10 000 m×6 000 m×600 m(流向×展向×竖向)，网格剖分采用区域分块技术，建筑物附近区域采用加密的非结构化网格，其他区域采用结构化网格，如图2所示。对节段模型考虑了2种网格划分方案，以及3种光伏板布置情况，屋盖整体模型则考虑了1种网格布置情况，如表1所示。
数值模拟计算基于大型流体计算软件Ansys Fluent 14.5平台，压力和速度耦合采用SIMPLE算法，控制方程采用分离式方法(segregated)求解。湍流模型选用realizable k-ε模型，计算收敛准则取残差值为5×10-4。入流面采用速度入口，根据其基本风压模拟了B类风场；出流面采用压力出口；计算域顶部及两侧面采用对称边界条件；结构表面及地面采用无滑移壁面。数值模拟研究中，对表1各工况分别考虑了0°～337.5°(间隔22.5°)的16个风向角，如图2所示。
表1 数值模拟工况及网格参数
Table 1 Case details and mesh parameters
工况序号工况名称模型类型光伏板布置数量底部建筑最小网格尺度/m网格总数1CFD1-C1节段模型666有0.51.11×1072CFD2-C1节段模型666有2.03.73×1063CFD2-C2节段模型534有2.03.82×1064CFD2-C3节段模型无有2.04.08×1065CFD2-C1-no节段模型666无2.04.37×1066CFD2-C1-Full整体模型有2.01.80×107
图2 离散网格和风向角定义示意图
Figure 2 Sketches of the mesh and definition of wind angle of attack
2 结果与讨论
2.1 节段模型
2种网格情况下，CFD数值模拟所得节段模型的整体风荷载与风洞天平试验[14]的结果对比如图3所示。由图3可见，数值模拟所得网格屋盖各分块的总体平均风荷载随风向角的变化规律及数值均与试验结果具有较好的一致性，说明选取的CFD数值模拟参数及结果是有效的；2种网格下的数值模拟结果相差不甚明显，验证了数值模拟结果的网格独立性。为节省计算资源，下文分析研究中均采用了较稀疏的网格划分方式。
图3 不同网格分辨率下节段模型风荷载比较
Figure 3 Comparisons of wind load on the section model with different mesh resolutions
图4和图5分别为屋盖表面光伏板布置情况和有、无底部建筑对其平均风荷载的影响。由图可见，光伏板布置(图4)主要影响屋盖竖向平均风荷载，随着光伏板数量的增多，屋盖受到的(向上)风吸力有所增大，其中0°风向角时可达到无光伏板时的2.5倍左右；水平方向平均风荷载则几乎不受影响。屋盖底部有、无建筑(图5)对其平均风荷载的影响与光伏板布置的影响规律基本一致，即主要影响屋盖竖向平均风荷载，底部建筑的影响更明显；当来流垂直于屋盖长边(180°风向角)时，有、无底部建筑情况下屋盖受到的竖向平均风荷载绝对值均较大但符号(方向)却相反，这主要是由于屋盖处于底部建筑的绕流影响范围内所致：有底部建筑时，竖向平均风荷载以正值为主，此时屋盖整体受到的竖向风荷载主要为向上的风吸力，这相对有利于屋盖结构的整体受力。
图4 不同光伏板布置下节段模型风荷载比较
Figure 4 Comparisons of wind load on the section model with different arrangement of PV panels
图5 有、无底部建筑时节段模型风荷载比较
Figure 5 Comparisons of wind load on the section model with and without considering the buildings
为进一步分析光伏板和底部建筑对屋盖局部风荷载的影响，图6给出了表1中工况2～5的节段模型屋盖180°风向角时上、下表面平均风压云图。由图6可见:当考虑底部建筑时(图6(a)～图6(c))，屋盖上、下表面平均风压均呈现不均匀分布现象，两种光伏板布置下分布规律基本相同。相同光伏板布置(图6(a)、图6(d))无底部建筑时，屋盖上、下表面风压分布仍不均匀，最大风压力(正压)有所增大而最大风吸力(负压)有所减小。对于屋盖实际布置情况(有底部建筑)，若光伏板连接件强度不够，易导致光伏板被掀起的风致破坏。在屋盖下表面局部较大的风吸力(负压)位置，易造成光伏板碎裂或连接件失效等局部受风破坏。
图6 节段模型屋盖表面平均风压分布(kPa)
Figure 6 Mean wind pressure distribution on the section model roof (kPa)
2.2 整体模型
图7为数值模拟(新方案)所得各风向角下，屋盖整体模型各方向风荷载合力与前期数值模拟[13]结果(原方案)的比较。由图可见，2种屋盖受到的水平风荷载(图7(a)、图7(b))的正负符号随风向角发生了明显变化，表明其受来流方向的影响均较大，但2方案屋盖水平风荷载数值相对比较接近。各风向角下，屋盖受到的竖向风荷载(图7(c))均为风吸力(向上)，比较有利于结构的支座设计；与原方案相比，新方案屋盖受到的风吸力有所减弱。总体上看，180°风向角时，屋盖受到的沿短轴方向的水平风荷载(图7(b))和竖向风荷载(图7(c))均较显著。
图7 2种屋盖方案整体风荷载比较
Figure 7 Comparisons of wind load between the original and current whole roof model
下面以180°风向角为例，分析该大跨网格屋盖的局部风荷载分布规律。图8为数值模拟(新方案)所得屋盖上、下表面的平均风压云图。由图8可见:①总体上，屋盖上表面以负压(吸力)为主，下表面以正压(压力)为主，使得屋盖整体受到向上的风吸力作用，这与上述该风向角下屋盖在竖向总体受向上的风吸力情况一致。②具体来看，屋盖上、下表面平均风压分布均存在明显的不均匀现象，特别是在屋盖各表面的边缘局部位置均存在数值绝对值相对较大的负风压，其中上表面更明显。这是由于屋盖表面本身起伏较大引起的流动分离现象所致，屋盖表面局部较大的负风压(风吸力)容易引起这些位置的局部风致破坏，特别是布置有光伏板且局部负风压也较大的区域，应注意加强光伏板连接件的抗风措施。需要说明的是，将屋盖各杆件节点范围内的网格单元风压和面积进行积分后叠加，即可得到用于网格结构抗风设计的节点风荷载，限于篇幅，本文未列出屋盖结构杆件的节点风荷载值。
图8 新方案屋盖整体模型表面平均风压云图(180°风向角)(kPa)
Figure 8 Mean wind pressure distribution on the current whole model roof with 180° wind angle of attack(kPa)
2.3 流场分析
图9和图10为180°风向角下，有、无考虑底部建筑时，计算域流向的两个纵剖面速度矢量图，图中还给出了风压等值线图。由图9、10可见，①屋盖不同位置纵剖面起伏程度均较大且趋势不尽一致，使得相应的流场也呈现不同分布，屋盖的下凹或突出部位处于上游位置部分多为正压，而位于下游的部位则因处于流动分离区出现负压，导致了上述屋盖表面风压分布的差异。②底部建筑的存在使得其上方屋盖(图9(a)、图10(a))处于建筑顶部流动分离后的流场内，部分区域屋盖附近气流方向发生了改变，造成屋盖表面风压大小甚至符号的改变，尤其是距离底部建筑较近的屋盖下凹部分最显著。
图9 有、无考虑底部建筑时，纵剖面1位置处速度矢量图(kPa)
Figure 9 Velocity vector around the longitudinal section 1 with and without considering the buildings(kPa)
图10 有、无考虑底部建筑时，纵剖面2位置处速度矢量图(kPa)
Figure 10 Velocity vector around the longitudinal section 2 with and without considering the buildings (kPa)
3 结论
(1)CFD数值模拟方法可较好地应用于预测大跨网格屋盖结构的平均风荷载，不仅可以较准确地给出结构的整体风荷载，而且具有方便给出结构局部风荷载分布的优势。
(2)光伏板布置对屋盖整体水平风荷载的影响相对不明显，布置光伏板时竖向风荷载(吸力)可达无光伏板时的2.5倍左右。底部建筑可显著影响屋盖竖向风荷载的大小和方向，特别是当来流垂直于屋盖长边时，有、无底部建筑情况下屋盖均受较大的竖向平均风荷载，其符号(方向)完全相反；底部建筑的存在会增大屋盖下表面局部位置风吸力。
(3)屋盖结构整体受到的水平风荷载占主导地位，竖向风荷载以向上的风吸力为主，较有利于结构的整体受力；屋盖表面存在较明显的局部风压不均匀现象，特别是屋盖下表面存在较大范围的局部风吸力，可能会引起这些位置光伏板的局部破坏。
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