杨文伟, 罗进财, 杜亚男

(1. 宁夏大学 土木与水利工程学院, 宁夏 银川 750021; 2. 宁夏土木工程防震减灾工程技术研究中心,宁夏 银川 750021)

大型户外广告牌具有独特的商业效果而得以广泛应用,通常设置在建筑物附近和重要交通要道两旁,这些地点均为人员经常活动的区域,这就要求广告牌具有较高的安全性.这种户外大型广告牌支架一般采用钢结构形式,其立柱横截面积较小,上部迎风面积较大,头重脚轻,属于典型的风敏感特种结构[1].

1994年,Letchford等[2-3]最先采用风洞试验的方法对净空率、高宽比和孔隙率等不同参数下的单面广告牌进行了研究,得到了广告牌面板的阻力系数和风压系数.据此,我国结合建筑荷载规范也给出了《户外广告设施钢结构技术规程》[4].2007年,金新阳等[5]通过CFD数值模拟研究了双面和三面独立柱广告牌主结构表面风荷载,得到最大风压系数和偏心系数.2009年,Warnitchai等[6]通过风洞试验对单面板和双面板广告牌进行了研究,对比分析了不同风向角对结构风压系数和偏心距的影响.2010年,徐洪涛等[7]通过风洞试验的方法研究了透风率分别为29.9%和35.4%的蝶形、平板两类防风网的静力风荷载气动特性参数,结果表明防风网的压力损失系数、风载体型系数和阻力系数相互紧密联系,具有一致性,防风抑尘效果越好,抗风安全性越差.2011年,高超[8]通过改变网壳围护结构形状而改善其表面静风压力分布.2014年和2015年，韩志惠和顾明等[9-10]通过风洞试验研究了三面板和双面板风压分布规律,并采用时程分析法对其风振特性进行了研究.2016年,颜卫亨等[11]针对风敏感结构折叠网壳存在抗风不利区域和风压梯度变化较大的力学行为,设计了8 种形状优化方案进行分析得到其分区体型系数和体型系数的标准差,对比结构初始形态表面风压,最终得到具有良好抗风性能的最优方案.2017年,汪大海等[12-13]通过风洞试验方法研究了风向角对三面板广告牌结构的水平和扭转风力系数的影响,同时研究了风向角对结构风阵响应的影响.

以上研究主要针对平面板广告牌风荷载风压分布规律、风阵响应等特征,也有通过改变结构形状进行减风压研究的,但缺乏通过形状优化以实现户外大型单立柱广告牌减风压方面的研究.本文选取具有代表性的单立柱三面广告牌结构G3-6×18作为研究对象,利用基于计算流体力学的数值模拟方法,通过分别改变广告牌面板形式为“外弧形”和“内弧形”,对其减风压效果进行分析,得到最优的单立柱广告牌形式.

1 数值计算模型

1.1 分析模型设计

选取具有代表性的单立柱三面型广告牌G3-6×18作为原型,板面尺寸为b×c=18 m×6 m,总高度为h=21 m,结构立面图和平面图如图1所示；广告牌面板的布置与来流的风向角取文献[9]确定的最不利风向角(如图2所示).单立柱广告牌立柱部分一般为圆形钢管柱,可以忽略风荷载对其表面的影响,主要对上部面板风荷载作用效应进行分析.图3为单立柱三面广告牌结构原始模型.本次研究主要针对面板外凸与内凹两种形式下,不同矢跨比面板形状的抗风特征进行优化分析.为此,设计了表1所示的三种矢跨比(S/L)下的六种不同面板形式进行抗风性能分析.

图1 三面单立柱广告牌结构示意图Fig.1 Schematic diagram of three-sided single-column billboard

图2 风向角示意图Fig.2 Diagram of wind direction angle

图3 原始模型Fig.3 Original model

1.2 几何建模与网格划分

采用ANSYS Fluent 19.2软件进行分析,根据文献[11]的研究成果，计算域尺寸取为15b×8b×10c(b=18 m、c=6 m分别为模型的特征长度和高度),为此,本文将计算域尺寸取为450 m×300 m×100 m,广告牌模型置于流体域沿流方向的1/3处,以满足流体域阻塞率小于3%的要求,计算域及边界条件设置如图4.

图4 计算域及边界条件设置(m) Fig.4 Calculation domain and boundary condition settings(m)

采用Creo5.0机械建模软件建立广告牌的实体几何模型,其计算网格划分如图5所示,使用ICEM CFD专业流体网格划分软件进行网格划分,流体域和结构域均采用四面体非结构化网格,在结构域加密网格数量,并且在流体域的壁面生成5层边界层网格,以提高模拟精度,总共约为63万个网格单元,计算域网格划分如图6所示.

图5 广告牌计算模型局部网格

图6 计算模型整体网格Fig.6 Global grid of computing model

1.3 湍流模型及边界条件

计算采用SSTk-ω湍流模型,即剪切应力运输k-ω模型,其控制方程为

该模型综合了k-ω模型在近壁面计算的优势和k-ε模型在远场计算的优点.

入口边界条件：采用UDF速度入口,用对数律作为来流平均风速廓线：

(3)

式中：u*=0.68 m/s,为摩阻风速；k为卡曼常数,取值为0.41；z0为地表面粗糙长度,取0.025,将地面速度设为6 m/s,平均风速设置为20 m/s.

出口边界条件：自由出流.

壁面边界条件：无滑移壁面.

其他边界条件：对称边界条件,边界面法向速度矢量为0,任意物理量法向梯度为0.

流场求解方法：SIMPLEC算法.

离散格式采用二阶迎风格式,每一时间步迭代20次,时间步长为0.001s,收敛条件为动量方程和湍流方程的残差小于1×10-5.

2 计算结果分析

2.1 数值风洞模拟验证

为了便于对比分析,将无量纲的平均风压系数定义为

(4)

式中：Cpi为i测点位置上的风压系数；ωi为i测点位置上的净风压力值；v为参考高度处的平均风速(本文取广告牌面板中心高度处,即18 m高度处的平均风速)；ρ为空气密度,取1.225 kg/m3.以文献[10]的风洞试验结果为参考.

比较CFD数值模拟与风洞试验结果,验证CFD数值模拟结果的可靠性.同济大学顾明等通过风洞试验,测量三面和双面两种单立柱广告牌模型表面风压,分析得到了面板表面平均和脉动风压系数在不同风向角下分布特性及随风向角的变化规律,以及面板表面典型测点脉动风压得频域特性.本文以面板1为例(如图7所示)，通过对比CFD模拟和文献中面板1迎风面风压系数可见：迎风面从下边缘处向面板中心,平均风压系数从0.2依次增大到0.95,CFD数值模拟得到的平均风压系数与风洞试验在整体上分布规律基本一致,数值也十分接近,重复性良好.

图7 面板1迎风面风压系数对比Fig.7 Comparison of wind pressure coefficient on the windward side of panel 1

对比CFD模拟和文献中面板1背风面风压系数(图8)可见：文献中面板边缘处平均风压系数为-0.7～-0.8之间,CFD模拟得到的平均风压系数在文献中的测点位置处为-0.78左右,与文献中的试验数据相吻合；CFD模拟的结果给出了更多测点处的平均风压系数值,并且可以得到自面板边缘向面板中心平均风压系数逐渐增大的规律.

图8 面板1背风面风压系数对比Fig.8 Comparison of wind pressure coefficient on lee side of panel 1

综上,说明采用CFD数值模拟技术对大型户外单立柱广告牌结构进行形状优化研究是可靠的.

2.2 初始模型风压分布特性

图9是三面单立柱广告牌面板在最不利风向角下的平均风压分布等值线图.从图中可以看出：迎风面面板1外表面的平均风压均为正值,而面板1的内表面,面板2及面板3外表面的平均风压均为负值,内表面平均风压有正有负.正压区平均风压呈对称分布,面板中部静压力较大值为198 Pa左右；面板边缘处平均风压较小,在100 Pa以下,而面板2与面板3的外表面都为负值,并且关于来流风方向对称分布,都在面板中部靠近迎风边缘处取得最大负压值-312 Pa,其内表面沿来流方向由负值-227 Pa到正值198.8 Pa变化.这主要是由面板1的遮挡效应造成的.

图9 平面广告牌平均风压分布图(Pa)

初始模型的速度矢量图如图10所示.从图中可以看出面板1和面板2,面板1和面板3的交界处均产生了高速分离,速度达到了40 m/s,为来流速度的二倍,流场线也显示出了很明显的绕流现象,流场线十分密集；面板2和面板3出现夹缝风速叠加效应,夹缝处尾流速度也达到了来流速度的两倍,由此,本文建议两点措施来改善各面板夹缝处的风速叠加效应：一是加宽各面板交界处的间距；二是将各面板通过弧形结构进行过渡连接.

图10 初始模型速度矢量图(m/s)

三个面板的内部速度均为10 m/s，是来流速度的0.5倍,迎风面面板外部速度是10 m/s，为来流速度0.5倍,面板2和面板3外部的速度为20 m/s，和来流速度相等.

2.3 外弧形与初始模型广告牌优化对比

图11为三种不同矢高工况下外弧形广告牌的风压分布.与平面广告牌相比,外弧形广告牌的迎风面风压正值有很大的变化,最大值接近1 000 Pa；边缘处的最大负风压大幅度降低,由平面广告牌最大负风压-2515 Pa降至-1 000 Pa左右.矢跨比S/L=1/12工况下,最大负风压值在-1 449.98 Pa,较原始模型最大负风压减少了42.34%,而矢跨比S/L=1/9和S/L=1/6两种工况减风压效果更加显著,最大负风压均在-1 100 Pa左右,较原始模型最大负风压减少了56.26%,并且所有的最大负风压都出现在面板的边缘处.S/L=1/6工况和S/L=1/9工况相比,矢高增加了500 mm,负值风压无明显变化,但正值风压增大了约100 Pa.因此S/L=1/9对于面板边缘及面板交界夹缝处的减风压效果最好.

图11 外弧形广告牌平均风压分布图(Pa)Fig.11 Mean wind pressure distribution of outer arc billboard (Pa)

图12为3个外弧模型的速度矢量图.从图可以得到：整体上,外弧模型也出现了局部风速高速分离和风速叠加效应,但是较原始模型最大风速均有所降低.矢跨比S/L=1/12时,面板1和面板2的交界处、面板1和面板3的交界处的风速最大值均是30 m/s,相比于原始模型这两个位置的风速减少了25%,尾流区的速度大小为40 m/s和初始模型此位置处的风速相等,面板1内外风速均为10 m/s，和原始模型相等,而面板2和面板3内外风速均为20 m/s,面板内部风速较原始模型增大了1倍.矢跨比S/L=1/9时,各面板交界处的最大风速为25 m/s,比原始模型减少了37.5%,面板1外表面附近风速为5 m/s,比原始模型降低了一半,面板2和面板3内外表面风速均为15 m/s,较原始模型面板外表面20 m/s的风速有所降低.矢跨比S/L=1/6时,各面板交界处的最大风速分别为30、30、25 m/s,面板1内外表面附近风速接近于0,面板2和面板3内外表面风速为15 m/s,比较原始模型均有明显降低.因此,矢跨比S/L=1/9对于面板边缘及面板交界夹缝处的减风压效果最好.

图12 外弧模型的速度矢量图(m/s)

2.4 内弧形与初始模型广告牌优化对比

图13为三种不同矢高工况下内弧形广告牌的风压分布图.与平面广告牌相比,内弧形广告牌的迎风面风压正值因工况不同增加程度各有不同.矢跨比S/L=1/12工况下,边缘处的最大负风压略微降低,由平面广告牌最大负风压-2 515 Pa降至-2 108.54 Pa,减风压效果不明显.矢跨比S/L=1/9工况下,最大正风压在474.88 Pa,最大负风压达到了-2 730 Pa,较原始模型最大负风压稍有增加.矢跨比S/L=1/6工况下最大正风压增至2 192 Pa,最大负风压达到-3 938.38 Pa,主要是因为大弧度造型使得面板局部产生风速放大效应.同样的,最大负风压出现在面板的边缘处,因此,内凹形矢跨比S/L=1/9工况的造型减风压效果相对其他两种内凹形面板较好.

图13 内弧形广告牌平均风压分布图(Pa)

图14为3个内凹模型的速度矢量图.从图可以看出：整体上,内凹模型各面板交界处仍存在风场高速分离的现象,相比于初始模型减小风速的效果不明显.矢跨比S/L=1/12工况下,面板1和面板2、面板1和面板3交界处的最高风速均为30 m/s,较原始模型有所降低,但是尾流夹缝处最大风速和原始模型相等，为40 m/s.矢跨比S/L=1/9工况下,各面板交界处最大风速分别为35、35、30 m/s,较原始模型最大风速降低了5～10 m/s.矢跨比S/L=1/6工况下,各面板交界处最大风速分别为40、40、30 m/s,虽然尾流夹缝处的风速降低了10 m/s,但是迎风面交界处的风场分离现象十分明显,没有减小风速的效果.

图14 内弧模型的速度矢量图(m/s)

3 结论

通过对不同面板形式的单立柱三面广告牌抗风性能分析,得出以下主要结论：

1) 所有面板边缘处均出现较大的负风压,说明这些位置来流分离较为剧烈,而文献中的风洞试验的测点只布置在面板的正反面上,往往忽略了面板侧面的负风压对结构风毁破坏的贡献,所以在结构设计时,应着重考虑该处围护结构的安全性问题.

2) 整体来看,外凸形模型随着矢跨比的增加,对广告牌面板边缘及面板交界夹缝处有明显减风压及减风速的效果,但是迎风面的风压有先减小后增大的趋势；而内凹形模型出现了加速效应,不具有减风压的效果.

3) 外弧形矢跨比为S/L=1/9工况下,最大正风压和最大负风压值均在1 000 Pa左右,各面板交界处风场最大风速为25 m/s,相比初始模型及其他工况,结构所受的压力作用和吸力作用比较均衡；相比于传统的平面广告牌,很大程度上减少了结构的极值风压,所以外弧形矢跨比S/L=1/9为最优工况.

4) 加宽各面板交界处的间距及将各面板通过弧形结构进行过渡连接是单立柱广告牌减风压构造的主要措施.