随着城市建设发展和城市节约土地资源需求的加强,越来越多建筑向高层和超高层方向发展。超高层建筑一般刚度较小、对风荷载敏感,因此,高层结构抗风设计是确保结构安全的一项重要设计内容,其中高空风场特性研究是基础铺垫性一环。

　　 在风场特性研究的诸多方法中,现场实测为最有效的方法,对工程设计有直观参考价值,为众多专家学者所采用,并取得了一定成果。李秋胜等 ^[1,2,3]针对高层建筑的风场观测方面进行了系统的研究,并分析了100m高的测风塔风场特性参数,表明台风不同阶段的风特性变化显著,并与季风进行了对比分析。李正农、罗叠峰等 ^[4,5]通过安装在海边建筑上的测风装置,对台风历程进行实测,对建筑顶端3个测点的脉动风速之间的空间相关系数和相干函数以及高层建筑风场与其迎风墙面风压相关性进行了分析。吴玖荣等 ^[6,7]对利通广场同步测试了在台风“韦森特”影响下的楼顶风速、风向和风致加速度响应,获取了台风影响时该超高层建筑顶部的风场特性,并对高层建筑实测风场环境的非平稳性进行分析发现非平稳风速模型能更精确地描述高层建筑顶部实测风速数据的真实状态。陈丽 ^[8]和徐安等 ^[9]通过安装在中信广场的风塔进行台风实测研究,揭示了脉动风速谱与Von Karman谱较为接近,并进一步分析了结构的风致响应特征。申建红等 ^[10]通过现场实测,对青岛西海岸强风特性开展了研究,研究发现特殊地形的风速脉动不符合典型的风速谱。顾明 ^[11,12]等实测了上海环球金融中心大楼顶部良态风速,分析不同时距下的平均风速值,并对其进行线性拟合,对风场参数进行了综合分析。史文海 ^{[13,14,15,16]}等针对温州和厦门地区的最大风速变化规律及近地边界层强风、台风剖面进行了分析,并对比分析近地面和超高空台风风场不同平均时距下的台风湍流特性及其关系。

　　 虽然近年来风工程实测研究取得了一定积累,但限于现场实测费用大、周期长、难度大等特点,以及风场特性的地域复杂性,当前实测研究成果尚不能满足各类工况工程设计需求,需不断完善补充。

　　 本文基于课题组设立在厦门观音山营运中心11号楼顶的测风塔,实测获得了2010年四次台风历程的风场数据,分析得到了测风塔所处的厦门海岸地区150m高空的台风风场特性,可为同类地区类似高度超高层建筑抗风设计参考。

　　 课题组设立的厦门测风塔安装于厦门观音山营运中心11号楼顶,建筑方位如图1所示。

　　 该楼位于厦门本岛东部,距海岸约400m,共37层,总高143m。2010年台风实测时,该建筑为海岸附近最高建筑物,东面平坦空旷,局部有低矮建筑。依据《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012) ^[17]场地分类标准,实测地区为A类场地。

　　 测风塔楼顶安装位置如图2所示。测风塔安装在屋面较高一侧,即屋面的东南角。风速仪为RM.Young 05 103V型机械式风速仪,风速仪距离地面高度为150m。风向角设定按照正北方向为0°,顺时针方向进行角度计量。根据来风风向,0°～140°风向角区间内来风,实测风场数据收到干扰相对较小。风场数据采集采用武汉优泰采集系统(32通道),采样频率设定为25.6Hz。

　　 为研究厦门海岸地区150m高空台风风场特性,课题组于2010年9月至10月先后对四次台风历程进行了现场实测,并基于实测数据,进行高空风场特性综合分析研究。四次台风为:1)9月1日至2日热带风暴Lionrock(狮子山);2)9月10日热带风暴Meranti(莫兰蒂); 3)9月20日强台风Fanapi (凡亚比);4)10月23日强台风Megi(鲇鱼)。

　　 在直角坐标系下对实测风速U(t)进行分解,得到互为垂直的风速分量u_x(t),u_y(t):

　　 $\{\begin{array}{l}u{}_{\text{x}}(t)=U(t)\cdot \cos \theta (t)\\ u{}_{\text{y}}(t)=U(t)\cdot \sin \theta (t)\end{array}(1)$

　　 式中θ(t)为风向角。

　　 设定_x,$\overline{u}$_y分别为u_x(t),u_y(t)在10min时距内的均值。平均风速U和平均风向角φ可按下式计算:

　　 $\begin{array}{l}U=\sqrt{\overline{u}{}_{\text{x}}^2+\overline{u}{}_{\text{y}}^2}\\ \phi =\text{s}\text{t}\text{e}\text{p}(-\overline{u}{}_{\text{y}})\times 180°+\arcsin (\overline{u}{}_{\text{x}}/U)(2)\end{array}$

　　 相应的顺风向脉动时程u(t)和横风向脉动时程v(t)为:

　　 $\{\begin{array}{l}u(t)=u{}_{\text{x}}(t)\cos \phi +u{}_{\text{y}}(t)\sin \phi -U\\ v(t)=-u{}_{\text{x}}(t)\sin \phi +u{}_{\text{y}}(t)\cos \phi \end{array}(3)$

　　 样本数据均选取台风登陆前相同时间长度实测数据进行分析,减少因台风登陆前后引起的变化和实测样本时间长短不同所引起的差异。四次台风登陆前2h内,除Meranti外,均从东南方向影响实测地点,并从其南面登陆。而Meranti是从实测地点的东向及东南方向影响实测地点,并从其北面登陆。

　　 四次台风登录前2h内的平均风速U和平均风向角φ时程如图3所示,数值参数见表1。可以看出,风速样本时间段内,随着台风中心逼近实测地,实测风速不断增大(Meranti除外)。样本数据整体平均风速均大于10m/s,风向角的变化范围差异较大。Lionrock,Fanapi和Megi的风向角在0°～140°的范围内,风场数据所受干扰较小;Meranti的风向角在150°～210°范围内变化,风场数据所受干扰较大;四次台风的平均风速和平均风向差异较大,这与台风本身的特性有关。

　　 对比发现:Lionrock的平均风速及平均风向角较为平稳,Meranti的平均风速及平均风向角的变化最大,采集的数据受建筑物扰动影响较大。

　　 风场脉动参数主要包括湍流度、阵风因子、湍流积分尺度及脉动风速功率谱。

　　 湍流度I_i是指10min时距内脉动风速标准差与水平平均风速之比。阵风因子(顺风向阵风因子G_u,横风向阵风因子G_v)为阵风持续期内最大平均风速与时距10min内平均风速的比值。相关计算如下:

　　 $\begin{array}{l}{\rm I}{}_i=\sigma {}_i/U(i=u,v)\\ G{}_{\text{u}}=1+\max [u(t{}_{\text{g}})]/U{}_{\text{z}}\\ G{}_{\text{v}}=\max [v(t{}_{\text{g}})]/U{}_{\text{z}}(4)\end{array}$

　　 式中:σ_i为脉动风速标准差;t_g为阵风持续期,取3s;U_z为任一高度z处的平均风速;u(t_g),v(t_g)分别为阵风持续期内平均风速的顺风向及横风向分量。

　　 湍流度是脉动风荷载的关键参数,反映了风的脉动强度,各台风脉动风特性的统计结果如表2所示。由表2可知,各台风顺风向湍流度均值均大于横风向。除Meranti外,Lionrock,Fanapi和Megi顺风向湍流度分别为0.08,0.11和0.09,与规范AIJRLB-2004 ^[18]推荐公式计算结果(0.108)较为吻合。Meranti因受到建筑物屋顶扰动,湍流度偏大,其标准差也较大,湍流度随时间的离散度也较大。

　　 Lionrock,Meranti,Fanapi和Megi横风向与顺风向湍流度的比值分别为0.75,0.67,0.72及0.88,比值受测试高度、来流风类型、场地条件、测试风速差异等因素的限制,存在一定差异。四次台风横风向与顺风向湍流度比值均值为0.755,可作为工程设计参考。

　　 图4为湍流度与风速关系图。可以看出,未受扰动情况下,随着平均风速的增大,顺风向和横风向风场湍流度相对平稳。Meranti风场受扰动影响,湍流度随平均风速增大而减小。

　　 风的脉动强度也可以用阵风因子表示。由表2可以看出,未受扰动的顺风向阵风因子在1.2上下浮动,横风向阵风因子在0.15上下浮动。受扰动的阵风因子明显偏大,受扰动Meranti的标准差明显大于未受扰动风场。

　　 图5为顺风向及横风向阵风因子与平均风速的变化关系图。由图可知,随着平均风速的增大,未扰动风场的顺风向阵风因子及横风向阵风因子基本维持稳定,而受扰动风场的阵风因子则逐步减小。

　　 将式(4)中顺风向阵风因子G_u经过变换可以得到式(5),由此可看出阵风因子与峰值因子g及湍流度之间存在一定的线性关系:

　　 $G{}_{\text{u}}=1+g{\rm I}{}_{\text{u}}(5)$

　　 本文对阵风因子与湍流度的关系进行了线性一次拟合y=ax+b(a,b为待定参数),并将其与一些文献结果对比,如表3所示。

　　 Lionrock,Megi的拟合数据a与表2中的峰值因子较为接近,同时与《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012) ^[17]规定的峰值因子(2.5)较为接近;Fanapi拟合数据的数值偏小,主要因为其实测风速较大且较为稳定;Meranti数据受扰动影响,峰值因子偏小,拟合数据与其未受扰动的数值较为接近。可以看出,随着湍流度的增大阵风因子相应增大。

　　 湍流积分尺度是直观表征结构风荷载特性的指标,其大小反映脉动风对结构的影响程度,常用基于Taylor假设的自相关函数积分法进行研究。根据Taylor假定,顺向风湍流积分尺度按式(6)计算。

　　 $L{}_{\text{u}}=\frac{U}{\sigma {}_{\text{u}}^2}{\displaystyle {\int }_{\tau {}_{0.05}}^{\infty }R}{}_{\text{u}}(\tau )\text{d}\tau (6)$

　　 式中:R_u为顺风向脉动风速自相关函数;积分下限τ_0.05取R_u单调减小至0.05对应的延迟时间;σ_u为顺风向脉动风速标准差;τ为台风历时时间。

　　 由表2数据可以看出,横风向湍流积分尺度明显小于顺风向湍流积分尺度。受扰动影响,顺风向湍流积分尺度明显减小。湍流积分尺度是流漩涡尺寸的量度指标,可以判断,扰动使风场漩涡尺度大小分布发生了变化。

　　 根据规范AIJRLB-2004 ^[18]推荐的顺风向湍流积分尺度公式(L_u=100(z/30)^0.5,其中z为离地高度),L_u计算值为224。受台风自身特征及实测样本影响,实测湍流积分尺度小于规范经验公式计算值。

　　 图6为湍流积分尺度与平均风速变化关系图。由图可知,随着平均风速增大,顺风向湍流积分尺度也逐步增大。

　　 脉动风速功率谱密度函数在频域上的分布,可以表征湍流动能在不同尺度水平上的能量比例指标。风工程研究者提出了不同的顺风向脉动风速谱表达式。Von Karman谱被认为能够较为真实反映脉动风速统计特征。本文采用Von Karman谱拟合方法对整谱进行研究。表达式如式(7):

　　 $\frac{fS{}_{\text{u}}(f)}{\sigma {}_{\text{u}}^2}=\frac{4fL{}_{\text{u}}/U}{\left[1+70.8\left(\frac{fL{}_{\text{u}}}{U}\right){}^2\right]{}^{\frac{5}{6}}}(7)$

　　 式中:f为脉动风频率,Hz;S_u为顺风向脉动风速功率谱;σ²_u为顺风向脉动风速的均方差;U为平均风速;L_u为顺风向湍流积分尺度。

　　 图7给出了不同台风10min顺风向功率谱密度实测曲线与拟合曲线。可以看出,实测台风的脉动风速功率谱与Von Karman谱拟合程度较高,特别在低频和谱峰处;实测谱在高频段均大于Von Karman谱,这与机械式风速仪的采样频率和高频识别能力有关;受扰动影响,Meranti实测数据谱峰处对应的f/U值增大,这可能是由于脉动风中漩涡的大小与其作用频率成反比,扰动对其漩涡大小产生较大影响有关。可以看出,Von Karman谱基本能描述近海高层建筑台风风场的脉动特性。

　　 通过对厦门海岸地区150m高空四次台风实测数据分析研究,得到以下结论:

　　 (1)海岸150m高空台风风场的湍流度、阵风因子在未受扰动的情况下,随着平均风速的增大基本稳定;而风场受扰动情况下,随着平均风速的增大,湍流度及阵风因子呈减小趋势。

　　 (2)随着湍流度的增加,阵风因子也逐渐增大。阵风因子与湍流度之间符合一定的线性关系,其斜率为峰值因子,与《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012) ^[17]取值接近。

　　 (3)受扰动的湍流度、阵风因子值明显大于未受扰动的,受扰动的湍流积分尺度明显小于未受扰动的。实测湍流积分尺度较规范经验公式计算值偏小,Von Karman谱基本能描述沿海高层建筑风场的脉动特性。

　　 (4)顺风向脉动风速功率谱实测结果与Von Karman谱吻合较好。受扰动影响,实测数据谱峰处对应的f/U值增大。Von Karman谱能较好表征边界层湍流分量的能量分布规律。