余世策，李慶祥

（1.浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，杭州 310058；2.廣東省建筑科學(xué)研究院，廣州 510500）

0 引 言

建筑結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計是現(xiàn)代建筑設(shè)計的重要組成部分，隨著人們對建筑安全性要求的不斷提高，在重要工程的抗風(fēng)設(shè)計中，經(jīng)常會涉及建筑內(nèi)部風(fēng)荷載，尤其是對于大型廠房、機庫等建筑，由于建筑開孔較大，勢必導(dǎo)致建筑內(nèi)部風(fēng)荷載成為設(shè)計的重要考慮因素，因此僅采用外部風(fēng)荷載的設(shè)計方法和理念已越來越不能適應(yīng)當(dāng)前建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計的發(fā)展要求。從近年來的發(fā)展趨勢看，結(jié)構(gòu)風(fēng)致內(nèi)壓已然成為風(fēng)工程研究的一個熱點方向。

開孔結(jié)構(gòu)風(fēng)致內(nèi)壓響應(yīng)特別是內(nèi)壓的脈動響應(yīng)一直是困擾風(fēng)工程界的一個重要問題，在理論方面，自Holmes第一個提出采用聲學(xué)Helmholtz共振器來描述內(nèi)壓共振響應(yīng)以來［1］，Liu＆Saathoff［2］、Vickery ＆Bloxham［3］、Sharma ＆ Richard［4－6］、Yu［7－8］、Guha［9］等一批學(xué)者對內(nèi)壓脈動機理及內(nèi)壓傳遞方程進行了深入探討，Holmes＆Ginger［10］系統(tǒng)總結(jié)了內(nèi)壓脈動理論和預(yù)測方法，提出了完全無量剛化的內(nèi)壓傳遞方程；在實驗方面，Liu＆Rhee［11］研究開孔大小和位置對內(nèi)壓共振響應(yīng)的影響，Woods＆Blackmore［12］揭示了當(dāng)房屋單面開孔和雙面開孔以及孔口的大小及位置變化和風(fēng)向角的變化對平均內(nèi)壓和峰值內(nèi)壓的影響，余世策等［13］對低層房屋模型進行了開孔狀態(tài)下的多參數(shù)對比風(fēng)洞試驗，研究了開孔結(jié)構(gòu)內(nèi)部風(fēng)壓的空間分布特性、平均內(nèi)壓和脈動內(nèi)壓的特性，通過對風(fēng)壓系數(shù)時程的分析，探討了內(nèi)部風(fēng)壓峰值因子的取值規(guī)律及內(nèi)外壓的相關(guān)性特性。總體來講盡管國內(nèi)外諸多學(xué)者對內(nèi)壓響應(yīng)進行了深入的研究，但仍有很多問題有待深入研究，特別是Sharma＆Richards［14］通過風(fēng)洞試驗研究了單一開孔建筑在斜向來流風(fēng)作用下產(chǎn)生的Helmholtz共振效應(yīng)，試驗研究中發(fā)現(xiàn)相比正面來流風(fēng)而言，斜向來流風(fēng)所產(chǎn)生的Helmholtz共振效應(yīng)導(dǎo)致內(nèi)壓產(chǎn)生更強烈的脈動，指出渦激振動是導(dǎo)致內(nèi)壓共振強度增大的重要原因，而Oh＆Kopp［15］通過風(fēng)洞試驗發(fā)現(xiàn)斜風(fēng)向?qū)?nèi)壓動力響應(yīng)的影響不明顯，可見斜風(fēng)向內(nèi)壓響應(yīng)的機理還有待深入研究，國內(nèi)的研究大多著眼于迎風(fēng)面開孔時內(nèi)壓的響應(yīng)問題，對斜風(fēng)向內(nèi)壓響應(yīng)的研究則很不夠，因此有必要對該問題進行細致的研究。

本文采用鋼結(jié)構(gòu)制作的剛性開孔結(jié)構(gòu)模型在風(fēng)洞中進行均勻流場和湍流場作用下的內(nèi)壓響應(yīng)風(fēng)洞試驗，深入研究來流風(fēng)速、風(fēng)向角、湍流強度、孔口特征等一系列參數(shù)變化對平均內(nèi)壓響應(yīng)和脈動內(nèi)壓響應(yīng)的影響，得到了一些定性和定量的規(guī)律，為斜風(fēng)作用下開孔結(jié)構(gòu)內(nèi)壓響應(yīng)的進一步研究奠定了基礎(chǔ)。

1 試驗方案設(shè)計

1.1 模型設(shè)計

Vickery［3］研究指出，非剛性結(jié)構(gòu)的內(nèi)壓動力特性會受結(jié)構(gòu)本身材料柔性的影響，因此為了將結(jié)構(gòu)本身的柔性排除在考察范圍之外，同時為了保證模型安裝的絕對剛性，本文設(shè)計了一套組合式剛性結(jié)構(gòu)模型，模型由迎風(fēng)面板和剛性容器組成，迎風(fēng)面板采用20mm厚的鋼板制作，面板平面尺寸為500mm×500mm，面板通過鋼結(jié)構(gòu)支撐件和底座垂直安裝于風(fēng)洞轉(zhuǎn)盤上，采用8mm厚度的鋼板制作內(nèi)部空腔尺寸為250mm×250mm×100mm的剛性容器，反扣于面板后面用螺絲固定，接口處均墊上橡膠皮以保證氣密性，面板中間開有一個面積為1256mm2，深度為4mm的孔口，孔口形狀分為方孔、圓孔及高寬比為1∶2的矩形孔，考慮孔口處的安裝空間，計算得到模型內(nèi)部容積的準(zhǔn)確值為0.0064m3，由于本文主要探索內(nèi)壓脈動機理，不涉及任何建筑原型，因此無需考慮內(nèi)部氣承剛度的模擬問題。模型設(shè)計圖如圖1所示，模型安裝于風(fēng)洞中的情景如圖2所示。

圖1 剛性開孔模型設(shè)計及風(fēng)向角示意圖（單位：mm）Fig.1 Design of model with opening and wind angle（unit：mm）

圖2 剛性開孔模型安裝在風(fēng)洞中的情景Fig.2 The model with opening in wind tunnel

1.2 流場模擬

本次試驗在浙江大學(xué)ZD－1邊界層風(fēng)洞中進行，該風(fēng)洞試驗段截面尺寸為4m×3m，最高風(fēng)速能達到55m／s，空風(fēng)洞均勻流場的湍流強度約為0.5%。采用實驗室自主研發(fā)的多功能流場模擬裝置［16］能調(diào)試出具有不同風(fēng)速與湍流強度的均勻湍流場，本文試驗中的流場類型如表1所示。

表1 流場參數(shù)表Table 1 The flow field parameters

1.3 測點布置和測試方案

Liu［2］通過風(fēng)洞試驗發(fā)現(xiàn)，孔口附近的外部風(fēng)壓受孔口氣流的影響較大，Sharma＆Richard［4］明確指出孔口封閉時的外壓應(yīng)該是孔口內(nèi)壓響應(yīng)的激勵源，而開孔后的孔口附近的外壓已受到影響，因此本次風(fēng)洞試驗中分別對封閉時孔口處的平均外壓系數(shù)和開孔后的內(nèi)壓系數(shù)在遠前方來流條件完全一致的情況下分別進行測試，盡管不滿足內(nèi)外壓同步測試的要求，但其統(tǒng)計結(jié)果和頻域特征則是完全可以進行對比分析的。剛性容器中內(nèi)壓測量孔主要分布在容器背風(fēng)面板的中間部分，局部布置了4個測點，同時在容器角點也布置了4個測點用于校核，校核結(jié)果表明內(nèi)壓相關(guān)性極高，因此本文分析采用的內(nèi)壓值是背風(fēng)面板中間部分的其中一個測壓點的數(shù)據(jù)；在封閉模型開孔處面板上均勻布置了8個測點，各測點的控制面積基本相等，本文分析采用的外壓值為各外壓測點的平均值。本次試驗的壓力測試采用Scanivalve電子壓力掃描閥系統(tǒng)，該系統(tǒng)量程為 ±2500Pa，精度能達到0.1%F.S.，采樣頻率最高可達625Hz。所有測壓點與模塊的連接管路完全相同，測壓管路采用經(jīng)頻響優(yōu)化設(shè)計的管路，總長度約400mm，頻響測試表明，在200Hz以內(nèi)有相當(dāng)平坦的頻響特性，由于本文試驗結(jié)果主要關(guān)注200Hz以內(nèi)的導(dǎo)納值，因此管路系統(tǒng)滿足試驗的要求。本次試驗的采樣頻率采用最高值625Hz，每個工況的采樣時間為32s。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 內(nèi)壓系數(shù)統(tǒng)計結(jié)果

內(nèi)壓系數(shù)是最直接的設(shè)計參數(shù)，因此本文從內(nèi)壓系數(shù)入手進行分析。圖3為湍流強度為0.5%平均風(fēng)速為10m／s的均勻流場中，采用孔口面積相同、深度相同形狀不同的三種孔口時，模型的內(nèi)壓系數(shù)和相同情形下孔口封閉時孔口處的平均風(fēng)壓系數(shù)和均方根風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線，從圖中可以看出，當(dāng)模型上不存在開孔時，模型開孔位置的平均風(fēng)壓系數(shù)與存在開孔時平均內(nèi)壓系數(shù)存在顯著差別，文獻［13］指出在迎風(fēng)正面開孔時平均內(nèi)壓系數(shù)與平均外壓系數(shù)是相等的，這一點在圖3中也是成立的，然而在斜風(fēng)作用下特別是風(fēng)向角達到70°左右附近平均內(nèi)外壓系數(shù)差別最為明顯，在風(fēng)向角為90°附近也較為接近，這表明在背景湍流很低的流場中，在斜風(fēng)作用下模型上存在單一開孔時會產(chǎn)生兜風(fēng)效果，使得模型內(nèi)部平均風(fēng)壓要大于不存在開孔時開孔處的平均外壓，這一點與直觀上的感覺是有差異的，導(dǎo)致的結(jié)果是當(dāng)來流斜向吹向孔口時，以封閉模型孔口處的平均外壓系數(shù)來等效于內(nèi)部的平均風(fēng)壓是偏危險的，另外從圖中可以看出，當(dāng)孔口的面積和深度相同，僅形狀不同時，對平均內(nèi)壓系數(shù)的影響是微不足道的。從均方根風(fēng)壓系數(shù)的變化曲線發(fā)現(xiàn)了更為奇特的情形，當(dāng)風(fēng)向角為50°時，模型內(nèi)壓均方根呈現(xiàn)突然爆增，風(fēng)向角變大或變小時，均方根內(nèi)壓系數(shù)均明顯下降，而當(dāng)風(fēng)向角為90°附近時內(nèi)壓脈動較大，這是由于外壓脈動受特征紊流影響本身就很大。有趣的是均方根內(nèi)壓系數(shù)突增僅僅出現(xiàn)在圓形孔口和方形孔口時，矩形孔口時內(nèi)壓脈動增大并不明顯，關(guān)于孔口形狀影響的機理將在下面討論。

圖3 內(nèi)壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化（V＝10m／s，Iu＝0.5%）Fig.3 Variance of internal pressure coefficient with wind angle（V＝10m／s，Iu＝0.5%）

為了探索湍流強度對內(nèi)壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化規(guī)律的影響，將同樣的模型置于湍流強度為10%且平均風(fēng)速仍為10m／s的湍流場中進行同樣的試驗，結(jié)果如圖4所示。從圖中看出，不同孔口形狀時的平均內(nèi)壓系數(shù)略有差別，而斜風(fēng)向作用下封閉模型孔口處平均風(fēng)壓系數(shù)小于有孔口時模型內(nèi)部平均壓力系數(shù)，這一點與均勻流場中的情形相似，表明斜風(fēng)向孔口兜風(fēng)效果仍然存在。而從均方根風(fēng)壓系數(shù)曲線圖中并未發(fā)現(xiàn)前述的內(nèi)壓脈動爆增現(xiàn)象，內(nèi)壓脈動與外壓脈動較為接近，這說明當(dāng)湍流強度較大時，內(nèi)壓脈動機理與均勻流場有一定差異，其機理將在下面進行深入分析。

圖4 內(nèi)壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化（V＝10m／s，Iu＝10%）Fig.4 Variance of internal pressure coefficient with wind angle（V＝10m／s，Iu＝10%）

從上述試驗結(jié)果不難發(fā)現(xiàn)，在特定的孔口特征和均勻流場中內(nèi)壓脈動響應(yīng)在一定的風(fēng)向角下會出現(xiàn)爆增現(xiàn)象。為了進一步探索風(fēng)速大小對這一現(xiàn)象的影響，本文對方形孔口模型在均勻流場中進行風(fēng)速為5m／s、10m／s、15m／s、20m／s的試驗。各風(fēng)速下平均內(nèi)壓系數(shù)與平均外壓系數(shù)的差值和均方根內(nèi)壓系數(shù)與均方根外壓系數(shù)的比值隨風(fēng)向角的變化曲線如圖5所示。可以看出各風(fēng)速下平均內(nèi)壓系數(shù)與平均外壓系數(shù)的差值相差不大，僅5m／s時略有差別，這不排除測試精度的影響，但可以肯定的是各風(fēng)速下內(nèi)外壓系數(shù)的差值在55°～75°風(fēng)向角下最大，達到0.2以上。均方根內(nèi)壓系數(shù)與均方根外壓系數(shù)的比值則隨風(fēng)速的影響很大，在風(fēng)速為5m／s時均方根內(nèi)壓系數(shù)與均方根外壓系數(shù)的比值在45°風(fēng)向角時達到最大但僅為1.7，而風(fēng)速為10m／s時其比值在50°時達到最大達到8.0，風(fēng)速為15m／s和20m／s時其比值在55°時達到最大分別達到11.5和16.1，可見風(fēng)速大小對內(nèi)壓脈動產(chǎn)生了很大的影響，有必要對其產(chǎn)生機理進行深入研究。

2.2 內(nèi)壓系數(shù)譜和導(dǎo)納曲線分析

為了更清楚了解內(nèi)壓動力響應(yīng)特性，首先對內(nèi)外壓系數(shù)功率譜進行分析，圖6為10m／s風(fēng)速下0°風(fēng)向角下方孔模型內(nèi)外壓系數(shù)功率譜曲線。從圖6中可以看出，0°風(fēng)向角下內(nèi)壓譜出現(xiàn)明顯的共振現(xiàn)象，

圖5 不同風(fēng)速下內(nèi)外壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化Fig.5 Variance of internal and external pressure coefficient with wind angle under different wind velocities

圖6 0°風(fēng)向角模型內(nèi)外壓系數(shù)譜（V＝10m／s，Iu＝0.5%）Fig.6 Internal and external pressure coefficient spectra of model under wind angle of 0°（V＝10m／s，Iu＝0.5%）

采用Vickery［3］提出Helmholtz頻率計算公式：

式中，ρa為空氣密度，pa為大氣壓，γ為等壓過程氣體比熱與等容過程氣體比熱之比，R為空氣的氣體常數(shù)，T為空氣絕對溫度，A0為孔口面積，V0為空腔體積，Le為孔口氣柱長度，即其中L0為孔口實際深度，根據(jù)試驗時氣溫為T＝303K，取γ＝1.4，R＝287J／（kg·K），CI＝ 0.886［3］，并將模型幾何參數(shù)代入式（1），得到的共振頻率理論值為131Hz，與圖6中的共振頻率非常接近，因此可以認(rèn)定此時的內(nèi)壓共振現(xiàn)象即為Helmholtz共振現(xiàn)象。將內(nèi)壓系數(shù)功率譜與外壓系數(shù)功率譜的比值定義為內(nèi)壓的導(dǎo)納，風(fēng)向角為0°、25°和55°的方孔模型內(nèi)壓導(dǎo)納曲線結(jié)果繪于圖7中，圖7（a）中的共振頻率為132Hz，顯然為Helmholtz共振頻率，說明在0°風(fēng)向角下即迎風(fēng)正面開孔時，內(nèi)壓產(chǎn)生了Helmholtz共振，在圖7（b）中則發(fā)現(xiàn)了兩個共振峰，除了頻率為132Hz的Helmholtz共振外，頻率為45Hz的共振峰則顯然是由于斜風(fēng)通過孔口的氣流在孔口處造成渦脫落所形成，說明在25°風(fēng)向角作用下，孔口處產(chǎn)生的渦脫能量直接傳遞到模型內(nèi)部，而圖7（c）內(nèi)壓導(dǎo)納曲線中則又只出現(xiàn)一個共振峰，共振峰的頻率為142Hz，共振頻率比前面的Helmholtz共振頻率要高一些，而共振峰值則是前面Helmholtz共振峰值的幾百倍，產(chǎn)生了很大的內(nèi)壓脈動，說明在55°風(fēng)向角下，渦脫造成的氣流振動與Helmholtz共振合而為一，產(chǎn)生了更為劇烈的共振。圖8為方孔模型0.5%湍流度10m／s風(fēng)速下內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線，其中導(dǎo)納峰值對數(shù)以誤差的形式描述，從圖中可以看出，當(dāng)風(fēng)向角較小時，內(nèi)壓導(dǎo)納圖上只出現(xiàn)一個共振峰，即Helmholtz共振峰，當(dāng)風(fēng)向角達到20°時，開始出現(xiàn)雙共振峰，渦脫能量并不是很大，隨著風(fēng)向角增大，渦脫頻率隨之增大，受渦脫氣流影響內(nèi)壓的Helmholtz共振頻率大小產(chǎn)生了較大的波動，產(chǎn)生波動的原因可以認(rèn)為是孔口的渦脫現(xiàn)象擾亂了孔口振蕩氣柱的長度，從而改變了振蕩氣柱的質(zhì)量；另一方面，從共振能量的角度還可以發(fā)現(xiàn)，在風(fēng)向角達到50°左右時，內(nèi)壓共振的能量明顯增大，其中50°時136Hz處的內(nèi)壓導(dǎo)納峰值甚至達到1×105，此時渦脫能量逐步融入到Helmholtz共振中，可以認(rèn)為此時產(chǎn)生了強烈的渦激內(nèi)壓共振，當(dāng)風(fēng)向角大于60°時，內(nèi)壓渦激共振的能量顯著減小，渦脫的影響消失，從圖8的內(nèi)壓導(dǎo)納共振頻率和共振峰值的變化就不難理解圖5中內(nèi)壓脈動在50°風(fēng)向角附近會產(chǎn)生突然增大。

圖7 不同風(fēng)向角下內(nèi)壓系數(shù)導(dǎo)納曲線（V＝10m／s，Iu＝0.5%）Fig.7 Internal pressure coefficient admittance curves for different wind angles（V＝10m／s，Iu＝0.5%）

圖8 內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線（V＝10m／s，Iu＝0.5%）Fig.8 The frequency and the logarithm of admittance peaks with wind angles（V＝10m／s，Iu＝0.5%）

2.3 湍流強度對內(nèi)壓渦激共振的影響

圖9 內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線（V＝10m／s，Iu＝10%）Fig.9 The frequency and the logarithm of admittance peaks with wind angles（V＝10m／s，Iu＝10%）

圖10 內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線（V＝10m／s，Iu＝20%）Fig.10 The frequency and the logarithm of admittance peaks with wind angles（V＝10m／s，Iu＝20%）

為了探索內(nèi)壓渦激共振的產(chǎn)生機理，本節(jié)將對影響渦激共振的其中一個外部因素，即來流的湍流強度進行對比研究，在試驗中分別采用10%和20%湍流強度的湍流場對方孔模型在10m／s平均風(fēng)速下進行同樣的試驗，分別得到了兩種情況下內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線分別如圖9和圖10所示，從圖9中可以發(fā)現(xiàn)，湍流度達到10%時，孔口渦脫現(xiàn)象仍然出現(xiàn)，與均勻流場相比渦脫頻率略有提高，渦脫能量大幅下降，盡管渦脫氣流對內(nèi)壓Helmholtz共振的影響仍然存在，但渦激內(nèi)壓共振現(xiàn)象并不明顯，特別是55°風(fēng)向角下出現(xiàn)的內(nèi)壓導(dǎo)納最大峰值僅僅為101.6，對內(nèi)壓脈動均方根產(chǎn)生的影響極為有限；而從圖10中則發(fā)現(xiàn)，湍流度為20%時，渦脫現(xiàn)象已完全消失，當(dāng)然其對內(nèi)壓Helmholtz共振的影響也不復(fù)存在，隨著風(fēng)向角的變化，內(nèi)壓共振頻率和導(dǎo)納峰值變化不大。從上述現(xiàn)象不難看出湍流強度是影響內(nèi)壓渦激共振的重要因素，湍流強度越小，產(chǎn)生渦激內(nèi)壓共振的可能性越大。

2.4 來流風(fēng)速對內(nèi)壓渦激共振的影響

對于另一個外部因素即來流風(fēng)速對內(nèi)壓渦激共振的影響研究，本文只選擇了內(nèi)壓渦激共振最為顯著的均勻流場進行試驗，圖11為方孔模型在0.5%湍流度5m／s風(fēng)速下內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)的曲線，從圖中可以看出，當(dāng)風(fēng)速很小時，盡管湍流度很小，但孔口處不出現(xiàn)渦脫現(xiàn)象，隨著風(fēng)向角變化，內(nèi)壓Helmholtz共振頻率基本上保持不變，且內(nèi)壓導(dǎo)納峰值波動很小，這說明只有風(fēng)速達到一定時，才會出現(xiàn)孔口氣流渦脫現(xiàn)象，圖8表明當(dāng)風(fēng)速達到10m／s時渦激內(nèi)壓共振的現(xiàn)象已相當(dāng)明顯。圖12和圖13為方孔模型在0.5%湍流度15m／s風(fēng)速和20m／s風(fēng)速下內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)的曲線，與圖8對比可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)來流風(fēng)速為15m／s和20m／s時，孔口處的渦脫現(xiàn)象均非常明顯，隨著渦脫頻率的增大，內(nèi)壓的Helmholtz共振頻率向高頻移動，顯然此時產(chǎn)生的孔口強大渦流將孔口振蕩氣柱長度大幅削減，而當(dāng)風(fēng)向角增大到孔口渦脫頻率與內(nèi)壓Helmholtz共振頻率相近時，形成能量極強的渦激內(nèi)壓共振，此時原來的Helmholtz共振峰被完全融入了渦激內(nèi)壓共振中。對比圖12和圖13的曲線不難看出，當(dāng)風(fēng)速較大時，相同風(fēng)向角下的渦脫頻率較高，產(chǎn)生內(nèi)壓渦激共振的風(fēng)向角會較小些，可以推測的是，當(dāng)風(fēng)速更大時，發(fā)生渦激內(nèi)壓共振的風(fēng)向角會更小，而這時對內(nèi)壓抗風(fēng)設(shè)計會更為不利。綜上所述，來流風(fēng)速對內(nèi)壓渦激共振的影響非常顯著，當(dāng)風(fēng)速很小時孔口不產(chǎn)生渦脫效應(yīng)，內(nèi)壓Helmholtz共振是內(nèi)壓共振的主導(dǎo)力量，當(dāng)風(fēng)速增大到一定程度時，孔口產(chǎn)生渦脫效應(yīng)，在一定程度上影響內(nèi)壓Helmholtz共振，并產(chǎn)生了渦激內(nèi)壓共振現(xiàn)象，而當(dāng)風(fēng)速很大時，孔口渦脫的影響很大，甚至成為渦激內(nèi)壓共振的主導(dǎo)因素。

Fig.11 內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線（V＝5m／s，Iu＝0.5%）Fig.11 The frequency of internal pressure and the logarithm of admittance peaks with wind angles（V＝5m／s，Iu＝0.5%）

圖12 內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線（V＝15m／s，Iu＝0.5%）Fig.12 The frequency of internal pressure and the logarithm of admittance peaks with wind angles（V＝15m／s，Iu＝0.5%）

圖13 內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線（V＝20m／s，Iu＝0.5%）Fig.13 The frequency of internal pressure and the logarithm of admittance peaks with wind angles（V＝20m／s，Iu＝0.5%）

根據(jù)結(jié)構(gòu)渦激共振理論，渦脫頻率與斯特拉哈數(shù)有關(guān)，由于斜風(fēng)作用下孔口處的渦脫頻率與通常理論的柱體渦脫是有一定區(qū)別的，因此不能簡單套用柱體斯特拉哈數(shù)來研究內(nèi)壓渦激共振問題，參考Sharma＆Richard［14］的提法，本文定義孔口斯特拉哈數(shù)為：

其中，V 為來流風(fēng)速，D 為孔口特征尺寸，fH為Helmholtz共振頻率。根據(jù)本文的試驗條件和結(jié)果，當(dāng)孔口斯特拉哈數(shù)大于等于0.92時，不會發(fā)生內(nèi)壓渦激共振，當(dāng)孔口斯特拉哈數(shù)小于等于0.47時，會發(fā)生內(nèi)壓渦激共振。Sharma＆Richard［14］在試驗中得到發(fā)生渦激內(nèi)壓共振的孔口斯特拉哈數(shù)為0.44，Demetz＆Farabee［17］則認(rèn)為發(fā)生渦激內(nèi)壓共振的孔口斯特拉哈數(shù)必須大于等于0.2，本文的試驗結(jié)果與國外專家的研究結(jié)果相差不大，但由于試驗條件不同所得結(jié)果略有不同。

2.5 孔口形狀對內(nèi)壓渦激共振的影響

除了外部流場因素，模型本身也是影響內(nèi)壓渦激共振的重要因素，本文針對方孔、圓孔及高寬比為1∶2的矩形孔三種孔口的模型，從圖3內(nèi)壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化便發(fā)現(xiàn)孔口形狀對內(nèi)壓共振有很大影響，圖14和圖15為高寬比為1∶2的矩形孔和圓孔模型在0.5%湍流度10m／s風(fēng)速下內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)的曲線。與圖8對比發(fā)現(xiàn)，相同風(fēng)向角下矩形孔的渦脫頻率最高，方孔的渦脫頻率最低，這是由于在斯特拉哈數(shù)相同的情況下，孔口高度越小，渦脫頻率越高；而內(nèi)壓渦激共振現(xiàn)象則是方孔模型最明顯，矩形模型最不明顯，這一現(xiàn)象可以認(rèn)為是矩形開孔短邊的脫落渦流不能與整個孔口的振蕩氣柱相匹配，從而無法激起較強的內(nèi)壓共振。由于三個不同形狀的孔口位于大面板的中部，孔口邊緣與側(cè)墻邊緣的距離基本相等，因此在其它條件相同的情況下，扁矩形孔口有利于抑制渦激內(nèi)壓共振的發(fā)生。

圖14 矩形孔模型內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線（V＝10m／s，Iu＝0.5%）Fig.14 The frequency and the logarithm of admittance peaks with wind angles for rectangular orifice（V＝10m／s，Iu＝0.5%）

圖15 圓孔模型內(nèi)壓共振頻率及導(dǎo)納峰值對數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線（V＝10m／s，Iu＝0.5%）Fig.15 The frequency and the logarithm of admittance peaks with wind angles for circular orifice（V＝10m／s，Iu＝0.5%）

2.6 內(nèi)壓渦激共振的工程應(yīng)用前景

風(fēng)致內(nèi)壓渦激共振現(xiàn)象是對風(fēng)致內(nèi)壓響應(yīng)問題的重要補充，一般認(rèn)為迎風(fēng)面開孔時內(nèi)壓響應(yīng)較大，會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生最不利的影響，而發(fā)現(xiàn)內(nèi)壓渦激共振現(xiàn)象以后，需要承認(rèn)在某些情形下斜風(fēng)向的內(nèi)壓總荷載有可能超過迎風(fēng)面正風(fēng)向的內(nèi)壓總荷載，這一現(xiàn)象有可能出現(xiàn)在來流湍流強度較小且風(fēng)速較高的高層或超高層建筑上部的局部內(nèi)壓，由于斜風(fēng)向?qū)е碌膬?nèi)壓渦激共振造成內(nèi)壓峰值很可能遠遠超過抗風(fēng)設(shè)計值，這一點需要引起設(shè)計關(guān)注。

從另一個角度，由于內(nèi)壓渦激共振產(chǎn)生了高頻的氣柱共振類似于吹笛，在風(fēng)速很高時甚至?xí)a(chǎn)生刺耳的嘯叫聲，因此如何在工程實際中減少產(chǎn)生這種內(nèi)壓渦激共振效應(yīng)是降低氣流嘯叫的重要措施，本文的研究在一定程度上解釋了內(nèi)壓渦激共振的產(chǎn)生機理，為進一步研究奠定了基礎(chǔ)。

3 結(jié) 論

本文針對剛性開孔結(jié)構(gòu)模型在風(fēng)洞中進行均勻流場和湍流場作用下的內(nèi)壓響應(yīng)風(fēng)洞試驗，研究了來流風(fēng)速、風(fēng)向角、湍流強度、孔口特征等一系列參數(shù)變化對平均內(nèi)壓響應(yīng)和脈動內(nèi)壓響應(yīng)的影響，討論了內(nèi)壓渦激共振產(chǎn)生的機理，得到了一些有益的規(guī)律：

（1）斜風(fēng)向作用下開孔結(jié)構(gòu)平均內(nèi)壓系數(shù)與不存在孔口時孔口處平均外壓系數(shù)存在一定區(qū)別，開孔后產(chǎn)生兜風(fēng)效應(yīng)，且孔口形狀不同及湍流強度不同時均存在，當(dāng)來流斜向吹向孔口時，以封閉結(jié)構(gòu)孔口處的平均外壓系數(shù)來等效于內(nèi)部的平均風(fēng)壓是偏危險的。

（2）在斜風(fēng)向作用下開孔結(jié)構(gòu)內(nèi)壓會產(chǎn)生渦激共振現(xiàn)象，導(dǎo)致內(nèi)壓脈動大幅增大，產(chǎn)生渦激內(nèi)壓共振與孔口特征、來流風(fēng)速、湍流強度及風(fēng)向角有關(guān)，湍流強度越小、風(fēng)速越高，渦激內(nèi)壓共振發(fā)生的可能性越大，扁矩形孔口有利于抑制內(nèi)壓渦激共振的發(fā)生。

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