1. 引言
建筑外立面会根据外形需求附着不同的突出构件或覆面材料，呈现出多样化。建筑外表面的复杂装饰条、阳台和幕墙格栅等突出构件会导致建筑表面粗糙度有很大的不同，不同外立面形式以及设计尺寸对建筑表面的局部风压会产生不同的影响。
根据以往研究表明，粗糙条的布置方式、突出宽度以及密集程度会显著影响高层建筑的表面风压分布情况[1]-[5]。同时，高层建筑表面的不同外立面形式会对表面风压造成不同的影响，如Stathopoulos [6] [7]分析了建筑表面阳台及竖向粗糙条对表面风压的影响，结果表明阳台附属物能够减小局部风压，而竖向附属物会对角区风压起到增大作用；Maruta [8]通过风洞试验发现风压受到表面粗糙度的影响显著，增加表面粗糙度会抑制侧风面锥形涡的发展；Yuan [9]、Hui [10]和杨易[11]等通过风洞试验研究发现水平隔板的不同布置方式对方形高层建筑风荷载有显著影响，特别是在侧风面上，水平隔板能显著减小负极值风压；王培杰[12]基于SST k-ω湍流模型对增设阳台、不同凹凸外形及不同格栅类型等9种外立面高层建筑表面风压进行了详细分析，研究发现凹、凸外立面会增大迎风面的风压系数，同时会减小背风面风压系数；姜咏涵[13]分析了肋条外伸长度对高层建筑各立面风压分布的影响，研究发现竖向肋条使得迎风面边缘风压急剧降低、甚至出现负风压，而背风面负风压绝对值随着肋条外伸长度的增大而减小；Shen等[14]通过风洞试验发现增加外伸肋板的延伸深度可以显著降低迎风面的正压，并增大背风面的负压；Liu [15]探究了六种不同肋条对高层建筑表面风压的影响，研究表明竖向肋条可以显著减弱分离剪切层和近尾流区域的湍流强度从而减小侧风面和背风面的脉动风压。刘子荷[16]研究了建筑外表面竖向外伸肋板对高层建筑气动力的影响，发现肋板会影响建筑表面风压的分布从而改变建筑的整体风荷载。
综上所述，当前学者们关于横向和竖向附属物对高层建筑风荷载影响的研究已取得了一定进展。然而，关于建筑外立面设计尺寸的变化及矩形格栅布置对高层建筑局部风压的研究相对较少。本试验采用ABS板制作的水平板、竖向板以及矩形格栅框来模拟高层建筑表面不同的外立面形式，改变其宽度和厚度及矩形格栅密度，在风洞试验中进行同步测压试验，对比分析了不同立面附件对方形高层建筑表面局部风压的影响。
2. 试验概况
2.1. 风场模拟
试验在湖南科技大学风洞试验中心进行，风洞试验段尺寸为4 m × 3 m × 1 m (宽 × 高 × 长)，在风洞中布置粗糙元和尖劈来调试出风场缩尺比为1:400的C类风场地貌，风场布置如图1所示。参考高度取模型高度H，即0.6 m (对应实际高度240 m)，参考高度处的平均风速UH约为10.3 m/s，风场参数如图2所示，其中Uz为Z高度处的平均风速。
Figure 1. Wind tunnel experiment
图1. 风洞试验
Figure 2. Wind field parameters
图2. 风场参数
2.2. 试验模型
选取实际高度为240 m的方形截面高层建筑作为研究对象，模型尺寸为：L × B × H = 120 mm × 120 mm × 600 mm，几何缩尺比为1:400，风洞阻塞比为0.6%，满足试验要求。图3所示为模型三维视图及平面图，d为板突出厚度，a为板之间横向间距，h为竖向间距，b为板宽，具体参数如表1所示，其中ar与hr为间距系数，分别为水平间距a和竖向间距h与模型横截面边长B的比值；br和dr为宽度系数和厚度系数，分别为板宽b和突出厚度d与模型横截面边长B的比值。
Figure 3. Plan view and 3D view of the test model
图3. 试验模型平面图及三维视图
Table 1. Geometric parameters of experimental model
表1. 试验模型几何参数
模型 |
b |
br |
d |
dr |
h |
hr |
a |
ar |
REF |
― |
― |
― |
― |
― |
― |
― |
― |
A1 |
2 mm |
1.7% |
2 mm |
1.7% |
58 mm |
9.6% |
― |
― |
续表
A1-I |
4 mm |
3.3% |
2 mm |
1.7% |
56 mm |
9.3% |
― |
― |
A1-II |
4 mm |
3.3% |
4 mm |
3.3% |
56 mm |
9.3% |
― |
― |
B1 |
2 mm |
1.7% |
2 mm |
1.7% |
― |
― |
13 mm |
10.8% |
B1-I |
4 mm |
3.3% |
2 mm |
1.7% |
― |
― |
11 mm |
9.2% |
B1-II |
4 mm |
3.3% |
4 mm |
3.3% |
― |
― |
11 mm |
9.2% |
C1 |
2 mm |
1.7% |
2 mm |
1.7% |
58 mm |
9.6% |
28 mm |
23.3% |
C2 |
2 mm |
1.7% |
2 mm |
1.7% |
118 mm |
19.7% |
13 mm |
10.8% |
C3 |
2 mm |
1.7% |
2 mm |
1.7% |
58 mm |
9.6% |
13 mm |
10.8% |
C3-I |
4 mm |
3.3% |
2 mm |
1.7% |
56 mm |
9.3% |
11 mm |
9.2% |
C3-II |
4 mm |
3.3% |
4 mm |
3.3% |
56 mm |
9.3% |
11 mm |
9.2% |
2.3. 测点布置
试验模型表面测压点布置和试验风向角如图4所示，采样频率为333 Hz，采样时长为60 s，采样长度为20,000个数据。为确保试验的准确性，在矩形格栅中间均有测点布置。模型截面为正方形，因此试验风向角设为0˚至90˚，采样间隔为10˚，并增设45˚典型风向角进行试验。
Figure 4. Measurement point arrangement
图4. 测点布置
3. 平均风压
3.1. 水平板、竖向板对平均风压系数的影响
图5为水平板和竖向板模型在0˚风向角下各立面平均风压系数的分布情况。从图5(a)可以看出：参考模型REF迎风面平均风压系数的最大值为0.93，位于离模型底部0.85H高度的中心处；侧风面平均风压系数绝对值的最大值为1.12，位于来流的顶部角区；背风面平均风压系数的绝对值随着高度增加而增大，左右分布均匀，绝对值最大值为0.74。水平板、竖向板模型迎风面的平均风压系数与模型REF整体上分布趋势一致，平均风压系数最大值均出现在离模型底部0.85H高度的中心处，数值均略大于参考模型，增幅不超过9%，水平板br和竖向板dr的增大会较为明显地增大迎风面0.85H高度处的平均风压系数，考虑是随着粗糙度增加，风聚集效应的影响导致风压系数相对增强[17]。
Figure 5. Average wind pressure coefficients of each façade (0˚)
图5. 各立面的平均风压系数(0˚)
水平板模型A1相较于参考模型REF会减小侧风面平均风压系数的绝对值，模型A1~A1-II侧风面的平均风压系数绝对值的最大值分别为−1.08、−1.11、−1.23，随着水平板br和dr的增大而增大，这是由于表面粗糙度的增大会抑制侧风面锥形涡的发展[3]。模型A1、A1-I和A1-II背风面的平均风压系数整体分布较为均匀，与参考模型REF分布规律一致，无明显变化，其背风面平均风压系数绝对值的最大值均约为0.76，要略微大于参考模型REF。
从图5(b)可知，竖向板模型B1由于对建筑横向绕流的局部阻碍作用会使前后缘之间的平均风压系数差异变大。对比模型B1与B1-I可看出，侧风面前缘区域的平均风压系数会随着竖向板br的增大而减小，考虑是边缘的竖向板宽度增大后，模型两侧由剪切层形成的分离泡也会随之变大进而将两侧肋板包裹其中形成负压，抵消了一部分正压值[9]。对比模型B1-I与B1-II可知，竖向板dr的增大会使侧风面前后缘之间的平均风压系数差异进一步变大；同时竖向板模型侧风面平均风压系数绝对值的最大值分别为−1.07、−0.99、−1.31，位于来流方向的顶部角区位置，可知竖向板宽度和厚度的增大同样也会分别减小和增大侧风面平均风压系数绝对值的最大值；从图5(c)可知，竖向板模型B1~B1-II背风面平均风压系数绝对值的最大值均约为0.65，竖向板br和dr的增大对背风面平均风压系数绝对值的最大值影响较小，但相较于参考模型REF会使背风面整体分布的平均风压系数绝对值有所减小，同时会减小模型背风面平均风压系数绝对值的最大值。这是由于竖向板隔离了尾流区的涡流脱落，从而使尾流区负风压绝对值减小[13]。
3.2. 矩形格栅对平均风压系数的影响
图6为矩形格栅模型在0˚风向角下各立面平均风压系数的分布情况。从图6(a)可知，矩形格栅模型迎风面的平均风压系数与参考模型REF整体上分布趋势一致，平均风压系数最大值均出现在离模型底部0.85H高度的中心处，模型C1~C3-II迎风面平均风压系数的最大值分别为0.97、0.95、0.91、0.93、1.03，模型C3相较于模型C1和C2考虑是矩形格栅中hr和ar的减小忽略了矩形格栅本身所应承受的风压，而模型C3-I和C3-II相较于模型C3由于矩形格栅br和dr的增大导致矩形格栅在横向位置的约束作用以及竖向位置的遮挡效应加强会增大迎风面平均风压系数，因此除模型C3外其它模型迎风面的平均风压系数均要大于参考模型REF。
Figure 6. Average wind pressure coefficients of each façade (0˚)
图6. 各立面的平均风压系数(0˚)
从图6(b)可知，对比模型C1~C3发现矩形格栅hr和ar的减小，会减小侧风面前缘区域平均风压系数的绝对值，原理与竖向板一致；对比C3~C3-II发现矩形格栅dr的增大会明显增大侧风面平均风压系数的绝对值。同时矩形格栅模型侧风面平均风压系数绝对值的最大值出均现在来流方向的顶部角区，其最大值分别为−1.13、−1.09、−1.01、−1.01、−1.21，变化规律与侧风面风压变化规律一致。从图6(c)可知，矩形格栅模型各个工况下的背风面平均风压分布趋势非常接近，矩形格栅各工况模型相较于参考模型REF会减小背风面顶部平均风压系数的绝对值，对比模型C1~C3可知，hr和ar的减小，会减小背风面平均风压系数的绝对值，由上可知竖向板隔离了尾流区的涡流脱落，会使尾流区负风压绝对值减小[13]，而矩形格栅密度的增大对背风面尾流区的影响会显著增强。同时从模型C1与C2可知，矩形格栅中竖向板密度的增加相较于水平板密度的增加能明显减小背风面平均风压系数的绝对值。
4. 脉动风压
4.1. 水平板、竖向板对脉动风压系数的影响
Figure 7. The fluctuating wind pressure coefficients of each facade (0˚)
图7. 各立面的脉动风压系数分布(0˚)
图7为水平板和竖向板模型在0˚风向角下各立面脉动风压系数的分布情况。从图7(a)可知，参考模型REF迎风面的脉动风压系数在离模型底部0.93H高度中心处达到最大值，约为0.22。气流分离至模型测风面，侧风面因此出现范围较大的漩涡区，故侧风面的脉动风压系数整体较大，同时由于绕流分离导致侧风面中间位置和后缘中部分别出现局部较大的脉动值，其最大值约为0.41。背风面的脉动特征主要是由两侧风面漩涡脱落的尾流特征主导，脉动风压系数由中间向四周逐渐增大，最大值约为0.23，位于背风面中间高度处的建筑边缘。
模型A1~A1-II迎风面脉动风压最大值均出现在参考模型REF相同的0.93H高度处，最大值皆约为0.23，最大值相较于参考模型REF差异较小，但水平板的存在会增大迎风面的脉动风压，同时水平板宽度与厚度的增大会增大迎风面中心高度处的脉动风压，考虑是水平板模型表面粗糙度的增大对竖向气流的阻挡作用引起了气流紊乱导致局部脉动风压的增大。
从图7(b)~(c)可知，水平板模型A1相较于参考模型REF会减小侧风面后缘中间高度处的脉动风压，对比模型A1~A1-II发现水平板br和dr增大分别会增大和减小侧风面后缘中间高度处的脉动风压，其侧风面脉动风压最大值分别约为0.40、0.43、0.41，水平板br和dr的增大分别会增大和减小侧风面脉动风压的最大值，考虑是水平板br和dr的增大改变了侧风面气流的分离与再附着。水平板模型A1相较于参考模型REF对背风面的脉动风压系数影响较小，但水平板br和dr的增大会增大模型背风面中间高度处两侧的脉动风压，最大值分别为0.22、0.24、0.25，考虑是由于水平板br和dr的增大会影响背风面尾流的分离及漩涡脱离。
对比模型B1~B1-II发现迎风面脉动风压最大值同样皆出现在与参考模型REF的相同高度的中心处，最大值均约为0.23。相较于参考模型REF会有所增大，且竖向板br和dr的增大均会增大迎风面脉动风压。模型B1相较于参考模型REF会增大侧风面前缘的脉动风压，减小侧风面后缘的脉动风压系数，这是因为侧面边缘竖向板横向绕流的局部阻碍作用使侧面前缘气流变得紊乱，后缘气流紊乱程度会逐渐降低；相较于模型B1，模型B1-I br的增大会减小侧风面前缘的脉动风压系数，模型B1-II相较于模型B1-I dr的增大会增大侧风面前后缘脉动风压系数的差异。同时竖向板脉动风压的最大值出现在侧风面来流方向的底部角区，分别为0.41、0.46、0.46，可知竖向板br和dr的增大会增大侧风面脉动风压的最大值。各竖向板模型相较于参考模型REF会减小背风面的脉动风压，是由于竖向板削弱了近尾流区域的湍流强度从而减小了背风面的脉动风压[15]，竖向板br和dr的变化对背风面脉动风压的影响较小，最大值相较于参考模型REF略有减小，其最大值均约为0.20。
4.2. 矩形格栅对脉动风压系数的影响
图8为矩形格栅模型在0˚风向角下各立面脉动风压系数的分布情况。从图8(a)可知：矩形格栅模型迎风面的脉动风压系数分布与参考模型REF基本一致，最大值均出现在0.93H高度的中心处，略大于参考模型REF，除模型C3-II最大值为0.24外，其它矩形格栅模型最大值均约为0.22。模型C1~C3会增大迎风面的局部脉动风压，考虑是矩形格栅对横向及竖向气流的阻挡会导致气流紊乱，模型C3-II br和dr的增大分别会减小和增大迎风面的脉动风压系数。
从图8(b)~(c)可知，矩形格栅模型侧风面后缘脉动系数相较于参考模型REF均有显著减小，这是因为矩形格栅对侧风面横向绕流的阻碍作用。对比C1和C3，增加竖向肋条的数量会减小整个侧风面的脉动风压系数，这是由于竖向条数量的增加，对侧风面横向绕流的阻碍作用增强。对比C2和C3，减小hr会减小整个侧风面的脉动风压系数，这是由于矩形格栅模型中水平板密度的增大对模型侧面局部风压有一定的阻碍作用。对比模型C3-I和C3-II，矩形格栅板的厚度增大会使侧风面前缘气流更为紊乱使前后缘的脉动风压系数差异变大，同时矩形格栅侧风面脉动风压系数的最大值分别为0.44、0.38、0.36、0.37、0.39，出现在侧风面来流方向的底部角区。矩形格栅模型相较于参考模型REF会减小背风面的脉动风压，矩形格栅模型C1~C3-II背风面最大值分别为0.21、0.21、0.20、0.20、0.22。模型C3和C3-I矩形格栅密度和宽度的增大会减小背风面的脉动风压，模型C3-II dr的增大则会增大背风面的脉动风压。
Figure 8. The fluctuating wind pressure coefficients of each façade (0˚)
图8. 各立面的脉动风压系数分布(0˚)
5. 极值风压
5.1. 水平板、竖向板对极值风压的影响
鉴于风压分布的高斯和非高斯特性，采用基于可靠度理论的全概率迭代法[18] [19]以99.38%为目标概率来获得峰值因子计算极值风压系数。由于迎风面、侧风面和背风面分别为正压与负压控制，因此下面主要分析了迎风面的正极值风压系数与侧风面和背风面的负极值风压系数。
图9为水平板和竖向板模型在0˚风向角下各立面极值风压系数的分布情况。从图9(a)可知，水平板和竖向板模型与参考模型REF迎风面的极值风压系数整体上分布趋势一致，在0.85H中间高度中心处的极值风压系数最大，模型REF、A1~A1-II和B1~B1-II的最大值分别为1.51、1.62、1.61、1.57、1.57、1.56、1.62，可知相较于参考模型REF，水平板和竖向板的存在皆会增大迎风面极值风压系数，水平板dr的增大会减小迎风面极值风压系数的最大值，竖向板dr的增大会增大迎风面极值风压系数的最大值，水平板和竖向板宽度的变化对迎风面极值风压系数最大值的影响较小，其中水平板模型A1-I和A1-II由于脉动风压的影响，其迎风面极值风压系数会出现局部的增大。
对比水平板模型A1~A1-II发现水平板br的增大会增大侧风面后缘的极值风压系数的绝对值，考虑是水平板宽度的增大产生了更为复杂的气流分离与尾流涡脱，通过模型A1-I侧风面后缘脉动风压的增大可反映出，水平板dr的增大会减小侧风面后缘的极值风压系数的绝对值；同时参考模型REF与水平板模型A1~A1-II侧风面极值风压系数绝对值的最大值分别为−2.25、−2.33，−2.29，−2.36，出现在来流方向的底部角区与侧风面中间高度的后缘。
从图9(c)可知，参考模型REF背风面极值风压系数绝对值的最大值出现在中间高度的左右两侧；模型A1对比参考模型REF可发现，水平板的存在会增大背风面极值风压系数的绝对值，同时对比模型A1~A1-II发现水平板br和dr的增大会导致背风面两侧边缘处形成局部负压极值，影响原理同上一致。相较于参考模型REF，模型B1会导致侧风面前后缘之间的极值风压差异变大；对比模型B1~B1-II发现竖向板br的增大，会导致侧风面前后缘差异变小；竖向板dr的增大会导致前后缘之间的极值风压差异进一步变大。同时竖向板模型侧风面极值风压系数绝对值的最大值分别为−2.26，−2.39，−2.46，出现在侧风面来流方向的底部角区，是由于竖向板宽度和厚度的增大会增大该位置处的脉动风压。竖向板模型相较于参考模型REF，会减小背风面极值风压系数的绝对值，对比模型B1~B1-II发现竖向板br和dr的增大会减小中间高度处极值风压系数的绝对值，这是由于竖向板隔离了尾流区的涡流脱落，从而使尾流区负风压绝对值减小[13]，且随着br和dr的增大其隔离效果越明显。
Figure 9. The extreme wind pressure coefficients of each façade (0˚)
图9. 各立面的极值风压系数(0˚)
5.2. 矩形格栅对极值风压的影响
图10为矩形格栅模型在0˚风向角下各立面极值风压系数的分布情况。从图10(a)可知，各模型迎风面的极值风压系数整体上分布趋势一致，最大值分别为1.55、1.54、1.52、1.52、1.67，各模型相较于参考模型REF，会略微增大迎风面的极值风压系数，其中模型C3-II dr的增大会更为明显地增大迎风面0.85H中间高度处的极值风压系数。
从图10(b)可知，模型C3 hr与ar的减小会减小侧风面前缘极值风压系数的绝对值；对比模型C3~C3-II发现竖向板br的增大会减小侧风面极值风压系数的绝对值，dr的增大则会进一步导致前后缘极值风压系数差异变大，其原理与前面一致。同时矩形格栅模型C1~C3-II侧风面极值风压系数绝对值的最大值分别为−2.44、−2.13、−2.04、−2.10、−2.27，出现在来流方向的顶部角区和底部角区，最大值变化规律与极值风压变化规律一致。从图10(c)可知，背风面负极值风压系数最不利值主要位于模型顶部与两侧位置处，矩形格栅模型C1相较于光滑模型REF会减小背风面极值风压系数的绝对值，对比模型C1~C3发现hr与ar的减小会减小背风面极值风压系数的绝对值。由上可知水平板br和dr的增大会增大背风面极值风压系数绝对值，而竖向板br和dr的增大则会减小背风面极值风压系数绝对值，同时矩形格栅是由水平板与竖向板组成，考虑是在矩形格栅中水平板与竖向板的相互影响下，矩形格栅模型C3~C3-II br和dr的增大对背风面极值风压系数的影响较小。
Figure 10. The extreme wind pressure coefficients of each facade (0˚)
图10. 各立面的极值风压系数(0˚)
5.3. 风向角对极值风压的影响
图11为各模型迎风面最不利正压极值风压系数随方向角的变化情况，可知：各模型随方向角的变化规律上总体上一致，在方向角0˚到45˚时，各模型相较于参考模型REF会略微增大其最大值；且在较小的范围内上下波动，随后呈现减小趋势；值得注意的是，在方向角0˚到50˚时，模型B1-I和C3-II竖向板厚度的增大会使得风的聚集效应更为明显导致最大值明显增大，而在方向角50˚到90˚时由于竖向板与矩形格栅逐渐接近侧风面对横向气流的遮挡会减小极值风压系数的最大值，而水平板模型由于是对竖向方向上气流的阻挡，方向角的改变对水平板模型最大值的影响较小，对于水平板模型应该更为注意宽度的变化对迎风面极值风压所产生的影响。
图12为侧风面最不利负极值风压系数随风向角的变化情况，可知：各模型的有利风向角为60˚到70˚，在方向角的变化下各模型相较于参考模型REF总体上会使侧风面极值风压系数绝对值的最大值减小，尤其是在风向角为45˚到90˚时，相较于参考模型REF，竖向板与矩形格栅模型对侧风面负极值风压系数减小的幅度明显要大于水平板模型，同时模型B1-II和C3-II在风向角为45˚到90˚时对侧风面负极值风压系数的减小幅度明显要大于风向角为0˚到45˚，考虑是竖向板与矩形格栅模型dr的增大会对建筑横向扰流的局部阻碍作用增大，使前后缘差异变大，随着方向角为45˚到90˚时，侧风面逐渐处于背风面，对尾流的遮挡效应起主要作用。
Figure 11. The most adverse positive pressure extreme value coefficient at various direction angles
图11. 各个方向角下最不利正压极值系数
Figure 12. The most adverse negative pressure extreme value coefficient at various direction angles
图12. 各个方向角下最不利负压极值系数
6. 结论
本文通过风洞同步测压试验，详细分析了方形高层建筑的不同外立面形式对表面局部风压的影响规律，主要得到以下结论：
(1) 水平板、竖向板和矩形格栅均会增大迎风面的表面风压系数，尤其是竖向板与矩形格栅竖向布置dr的增大对迎风面表面风压系数的增幅更为显著。水平板dr的增大会较为明显地减小侧风面平均风压系数的绝对值，竖向板与矩形格栅dr的增大均会使侧风面前后缘表面风压系数差异变大，竖向板br的增大则会减小侧风面的脉动风压系数和极值风压系数的绝对值。
(2) 矩形格栅的设计对侧风面平均风压的影响较大，减小矩形格栅的hr和ar会减小侧风面平均风压系数的绝对值，增大矩形格栅的br和dr会增大侧风面平均风压系数的绝对值。
(3) 相较于水平板，竖向板与矩形格栅的竖向布置方式尤其dr的增大会更为显著的减小背风面平均风压系数的绝对值。
(4) 在风向角为0˚到50˚时表面附属物的存在会增大极值风压的最大值，而在风向角为50˚到90˚时尤其是竖向板与矩形格栅dr的增大会明显减小正极值风压系数的最大值，同时表面附属物的存在会减小侧风面负极值风压系数的最大值，有利于围护结构的局部抗风设计。