一种避免气柱共振影响的开洞建筑风致内压的试验方法与流程

本发明属于建筑施工技术领域，尤其涉及一种避免气柱共振影响的开洞建筑风致内压的试验方法。

背景技术：

目前，与外压相比，开洞结构风致内压的一个最大特点就是气流会在洞口处来回振动，这个气流振动的特征频率即为helmholtz共振频率。helmhotlz共振的发生会直接提高内压的峰值响应，在内外压的联合作用下，屋面板、门窗等围护结构极易发生破坏。

在风洞试验中，若要正确模拟开洞结构的风致内压，必须保证helmholtz共振频率得到正确模拟。holmes首次引入helmholtz共振器模型来研究风致内压，并指出模型内部体积必须按原型与实验风速比的平方进行放大才能保证脉动内压的正确模拟。在对封闭式大跨屋盖气弹模型研究时，结构内部容积必须在模型自身容积的基础上按风速比的平方进行放大，才能保证气承刚度的相似模拟。sharma等从开洞建筑模型与原型的阻尼相似出发，亦导出了与holmes相似的结论；他们进一步通过风洞试验对比研究了2种相同补偿体积但补偿箱形状不同(“深且窄”与“浅且宽”)时的内压功率谱特性，结果表明补偿箱形状对风致内压特性具有显著的影响，“深且窄”的体积补偿效果最好，它能保证脉动内压的精确模拟，但“浅且宽”的体积补偿箱会使得内压功率谱上出现一个额外的共振峰，这与单腔内压共振理论不符，试验时不宜采用。

综上所述，现有技术存在的问题是：“浅且宽”的体积补偿箱会使得内压功率谱上出现一个额窄外的共振峰，这与单腔内压共振理论不符，试验时不宜采用。“深且窄”的体积补偿箱是合适的，但不宜过于深长，否则会出现气柱共振，直接影响脉动内压的测量精度。

技术实现要素：

针对现有技术存在的问题，本发明提供了一种避免气柱共振影响的开洞建筑风致内压的试验方法包括以下步骤：

步骤一、试验采样频率为331hz，采样时间为61.8秒，补偿后的总体积是原体积的不同倍数时，验证气柱共振现象的存在；

步骤二、当其隔墙开洞为不同尺寸时，对比分析气柱共振对脉动内压测量所带来的不利影响；为避免此不利影响，通过气柱共振频率的计算确定体积补偿箱的高度；

步骤三、根据内压相似定律及补偿箱为“深且窄”的原则确定补偿箱的长度和宽度，确保气柱共振频率位于内压功率谱密度曲线的高频区，从而降低气柱共振能量对脉动内压的影响。

进一步，气柱共振频率的计算时，对于图1所示的等截面直管道中的流体微团，设与坐标原点o相距为x的截面i上单位面积所受的压力为p，速度为u，则相邻截面ⅱ上的压力为：

速度为：

由质量守恒原理可得连续方程为：

采用牛顿第二定律对流体微团进行受力分析，可得运动方程为：

由式上述公式可得经典的平面波动方程为：

式中，a为声速，ρ为流体密度。采用分离变量法可得式(3)的理论解为：

将式(4)代入式(2)，可得：

其中，w为脉动圆频率，a、b为复数常数，可由管道的边界条件确定。由式(4)(5)可得上游截面o动量和下游截面x脉动量之间的转移矩阵为：

对于一端封闭、一端开启的等截面直管道，管道长度为l，据封闭端的边界条件(速度为0，压力不为0)及开启端的边界条件(速度不为0，压力为0)，可得管道的气柱固有频率方程为：

由式(7)可得管道振动频率的理论解为其中n＝0,1,2，，，，。当n＝0时，可得其一阶基频为：

上式(8)即为等截面直管道的气柱共振基频的计算公式，式中a为声速，取为340m/s，l为管道长度。

进一步，所述对内压风洞试验验证试验模型按texastechuniversity(ttu)实测房以1:25缩尺并采用5mm有机玻璃板制作而成，试验模型尺寸(长×宽×高)为548mm×364mm×160mm，隔墙位于模型长度方向的中央，使得两子空间的体积均占总体积的50％，模型迎风墙面中央共有4种开洞尺寸，分别为110mm×110mm，80mm×80mm，60mm×60mm，40mm×40mm；沿模型长度方向设置一隔墙，在隔墙中央开有一方孔，尺寸为40mm×40mm。在两个子空间的内墙面上各布置了2个内压测点。大气边界层流场按建筑结构荷载规范(gb50009-2012)模拟了b类地貌风场，模拟的平均风速、湍流度剖面见图3、图4。

风洞试验中皮托管高度40cm(对应原型10m)处的平均参考风速为10m/s，假定原型结构的设计风速为30m/s(该设计风速可覆盖大部分地区的基本风压)，故风速比为3:1，则据内压试验的相似律要求，补偿后的总体积须为原体积的9倍，而且补偿箱必须是“深且窄”的。为作比较，其中模型1、2补偿后总体积分别为原体积的2倍和9倍。试验采样频率为331hz，采样时间为61.8秒。

进一步，所述内压风洞试验结果分析是对于模型1，补偿后的总体积是原体积的2倍，当其隔墙开洞尺寸为40mm×40mm时，不同迎风墙面开洞面积下的两子空间内压系数功率谱如图5-8所示。从图中可知：

(1)不同开洞面积下的内压系数功率谱图中均出现两个共振峰值，分别对应于开洞两空间结构的两个helmholtz共振频率。

(2)当迎风墙面开洞面积较大时(如图5，图6)，内侧子空间2的低频共振峰能量明显高于外侧子空间1，但子空间2的高频共振峰能量却低于子空间1。

(3)随着迎风开洞面积的减小，子空间2的低频共振峰能量呈减弱趋势，但子空间2的高频共振峰值能量却呈增大趋势。对于模型2，补偿后的总体积是原体积的9倍，当其隔墙开洞尺寸为40mm×40mm时，不同迎风墙面开洞面积下的两子空间内压系数功率谱如图9-11所示。从图中可以看出：

(1)不同开洞面积下的内功系数功率谱上除了出现两阶helmholtz共振峰之外，还出现了气柱共振峰值，三种迎风墙面开洞面积下的气柱共振频率约为30～32hz，这与由式(8)求得的气柱共振频率理论解f1＝a/(4l)＝30.4hz基本吻合，式中a为声速340m/s，l为气柱长度，文中l为2倍的补偿箱高度，即2.8m。

(2)各种迎风开洞面积下，内侧子空间2的低频helmholtz共振峰能量依然高于外侧子空间1，但子空间2的高频helmholtz共振峰能量却低于子空间1。

(3)由于外侧子空间1直接受迎风开洞外压激励，其气柱共振现象明显，但内侧子空间2仅受隔墙开洞气流的激励，由于激励源较弱，其气柱共振频率及第2阶helmholtz共振频率均不明显。

对比分析模型1和2可知，补偿后的模型1总体积为原体积的2倍，风速比仅为1:1.41，由于实验参考风速约为10m/s，按风速比换算得到原型结构设的计风速约为14m/s，对应50年重现期基本风压约为0.12kpa，远低于大部分地区的基本风压值。而对于模型2，由于补偿后的总体积为原体积9倍，风速比达到3:1，换算后的原型结构设计风速为30m/s，对应的50年重现期基本风压约为0.6kpa，此时的试验结果对大部分地区的开洞结构抗风设计均有参考价值，因此补偿体积8倍(总体积9倍)使得风速比达到3:1，此时测得的风致内压是合理的且具有参考价值。然而，依据体积补偿箱必须是“深且窄”的原则进行模型内部容积补偿，则会出现气柱共振现象，从而使得脉动内压出现畸变，这与实际情况不符。为此，在进行开洞结构内压风洞试验时，首先要确定合理的风速比，并按风速比的平方进行体积放大补偿；其次，体积补偿箱必须是“深且窄”的；最后，补偿箱不宜过于深长(一般出现于连通的两空间或多空间结构)，以免出现气柱共振现象而给试验结果带来误差。

本发明通过复压缩机管道系统引入了内压模型腔体的气柱共振频率计算公式。最后对两种补偿体积的开洞两空间结构进行内压风洞试验，试验结果证实了当体积补偿箱过于深长时，会出现气柱共振现象从而影响内压测量的精度。以后模拟开洞建筑结构的风致内压时，应避免体积补充箱过于深长，进而避免过高估计内压峰值。

附图说明

图1是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法等截面直管道中的流体微团受力分析的示意图；

图2是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法的流程图；

图3是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法模拟的b类风场特性的平均风速剖面图；

图4是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法模拟的b类风场特性的湍流度剖面流程图；

图5是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法迎风墙面开洞面积110mm×110mm的间内压系数功率谱图(2倍体积)；

图6是本发明实施例提供的种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法迎风墙面开洞面积80mm×80mm的内压系数功率谱图(2倍体积)；

图7是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法迎风墙面开洞面积60mm×60mm的内压系数功率谱图(2倍体积)；；

图8是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法迎风墙面开洞面积40mm×40mm的内压系数功率谱图(2倍体积)；

图9是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法迎风墙面开洞面积110mm×110mm的内压系数功率谱图(9倍体积)；

图10是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法迎风墙面开洞面积80mm×80mm的内压系数功率谱图(9倍体积)；

图11是本发明实施例提供的一种避免气柱共振的开洞建筑风致内压试验方法迎风墙面开洞面积60mm×60mm的内压系数功率谱图(9倍体积)。

具体实施方式

为能进一步了解本发明的发明内容、特点及功效，兹例举以下实施例，并配合附图详细说明如下。

下面结合附图对本发明的结构作详细的描述。

本发明提供了一种避免气柱共振影响的开洞建筑风致内压的试验方法避免气柱共振影响的开洞建筑风致内压的试验方法，该避免气柱共振影响的开洞建筑风致内压的试验方法避免气柱共振影响的开洞建筑风致内压的试验方法包括以下步骤：

s101、试验采样频率为331hz，采样时间为61.8秒，补偿后的总体积是原体积的不同倍数时，验证气柱共振现象的存在；

s102、当其隔墙开洞为不同尺寸时，对比分析气柱共振对脉动内压测量所带来的不利影响；为避免此不利影响，通过气柱共振频率的计算确定体积补偿箱的高度；

s103、根据内压相似定律及补偿箱为“深且窄”的原则确定补偿箱的长度和宽度，确保气柱共振频率位于内压功率谱密度曲线的高频区，从而降低气柱共振能量对脉动内压的影响。

作为本发明的优秀实施例，气柱共振频率的计算时，对于图1所示的等截面直管道中的流体微团，设与坐标原点o相距为x的截面i上单位面积所受的压力为p，速度为u，则相邻截面ⅱ上的压力为：

速度为：

由质量守恒原理可得连续方程为：

采用牛顿第二定律对流体微团进行受力分析，可得运动方程为：

由式上述公式可得经典的平面波动方程为：

式中，a为声速，ρ为流体密度。采用分离变量法可得式(3)的理论解为：

将式(4)代入式(2)，可得：

其中，w为脉动圆频率，a、b为复数常数，可由管道的边界条件确定。由式(4)(5)可得上游截面o动量和下游截面x脉动量之间的转移矩阵为：

对于一端封闭、一端开启的等截面直管道，管道长度为l，据封闭端的边界条件(速度为0，压力不为0)及开启端的边界条件(速度不为0，压力为0)，可得管道的气柱固有频率方程为：

由式(7)可得管道振动频率的理论解为其中n＝0,1,2，，，，。当n＝0时，可得其一阶基频为：

上式(8)即为等截面直管道的气柱共振基频的计算公式，式中a为声速，取为340m/s，l为管道长度。

作为本发明的优秀实施例，所述对内压风洞试验验证试验模型按texastechuniversity(ttu)实测房以1:25缩尺并采用5mm有机玻璃板制作而成，试验模型尺寸(长×宽×高)为548mm×364mm×160mm，隔墙位于模型长度方向的中央，使得两子空间的体积均占总体积的50％，模型迎风墙面中央共有4种开洞尺寸，分别为110mm×110mm，80mm×80mm，60mm×60mm，40mm×40mm；沿模型长度方向设置一隔墙，在隔墙中央开有一方孔，尺寸为40mm×40mm。在两个子空间的内墙面上各布置了2个内压测点。大气边界层流场按建筑结构荷载规范(gb50009-2012)模拟了b类地貌风场，模拟的平均风速、湍流度剖面见图3、图4。

风洞试验中皮托管高度40cm(对应原型10m)处的平均参考风速为10m/s，假定原型结构的设计风速为30m/s(该设计风速可覆盖大部分地区的基本风压)，故风速比为3:1，则据内压试验的相似律要求，补偿后的总体积须为原体积的9倍，而且补偿箱必须是“深且窄”的。为作比较，其中模型1、2补偿后总体积分别为原体积的2倍和9倍。试验采样频率为331hz，采样时间为61.8秒。

作为本发明的优秀实施例，所述内压风洞试验结果分析是对于模型1，补偿后的总体积是原体积的2倍，当其隔墙开洞尺寸为40mm×40mm时，不同迎风墙面开洞面积下的两子空间内压系数功率谱如图5-8所示。从图中可知：

(1)不同开洞面积下的内压系数功率谱图中均出现两个共振峰值，分别对应于开洞两空间结构的两个helmholtz共振频率。

(2)当迎风墙面开洞面积较大时(如图5，图6)，内侧子空间2的低频共振峰能量明显高于外侧子空间1，但子空间2的高频共振峰能量却低于子空间1。

(3)随着迎风开洞面积的减小，子空间2的低频共振峰能量呈减弱趋势，但子空间2的高频共振峰值能量却呈增大趋势。对于模型2，补偿后的总体积是原体积的9倍，当其隔墙开洞尺寸为40mm×40mm时，不同迎风墙面开洞面积下的两子空间内压系数功率谱如图9-11所示。从图中可以看出：

(1)不同开洞面积下的内功系数功率谱上除了出现两阶helmholtz共振峰之外，还出现了气柱共振峰值，三种迎风墙面开洞面积下的气柱共振频率约为30～32hz，这与由式(8)求得的气柱共振频率理论解f1＝a/(4l)＝30.4hz基本吻合，式中a为声速340m/s，l为气柱长度，文中l为2倍的补偿箱高度，即2.8m。

(2)各种迎风开洞面积下，内侧子空间2的低频helmholtz共振峰能量依然高于外侧子空间1，但子空间2的高频helmholtz共振峰能量却低于子空间1。

(3)由于外侧子空间1直接受迎风开洞外压激励，其气柱共振现象明显，但内侧子空间2仅受隔墙开洞气流的激励，由于激励源较弱，其气柱共振频率及第2阶helmholtz共振频率均不明显。

对比分析模型1和2可知，补偿后的模型1总体积为原体积的2倍，风速比仅为1:1.41，由于实验参考风速约为10m/s，按风速比换算得到原型结构设的计风速约为14m/s，对应50年重现期基本风压约为0.12kpa，远低于大部分地区的基本风压值。而对于模型2，由于补偿后的总体积为原体积9倍，风速比达到3:1，换算后的原型结构设计风速为30m/s，对应的50年重现期基本风压约为0.6kpa，此时的试验结果对大部分地区的开洞结构抗风设计均有参考价值，因此补偿体积8倍(总体积9倍)使得风速比达到3:1，此时测得的风致内压是合理的且具有参考价值。然而，依据体积补偿箱必须是“深且窄”的原则进行模型内部容积补偿，则会出现气柱共振现象，从而使得脉动内压出现畸变，这与实际情况不符。为此，在进行开洞结构内压风洞试验时，首先要确定合理的风速比，并按风速比的平方进行体积放大补偿；其次，体积补偿箱必须是“深且窄”的；最后，补偿箱不宜过于深长(一般出现于连通的两空间或多空间结构)，以免出现气柱共振现象而给试验结果带来误差。

以上所述仅是对本发明的较佳实施例而已，并非对本发明作任何形式上的限制，凡是依据本发明的技术实质对以上实施例所做的任何简单修改，等同变化与修饰，均属于本发明技术方案的范围内。