高层建筑结构风致振动的被动吸吹气流动控制研究

随着城市化进程的加快，城市土地资源越来越紧缺，现代建筑结构朝着高度更高、跨度更大的方向发展。这就使更多的高强轻质材料被广泛运用到建筑结构中以催发出更多的新型结构体系，使得现代城市的建筑高度越来越高，阻尼比越来越小，高层建筑变得更轻更柔，导致结构的固有频率越来越接近自然风的卓越频率，对风荷载也越来越敏感。

众所周知，引起高层建筑产生风致振动响应的主要原因有两个：湍流脉动和旋涡脱落。大气边界层的湍流脉动引起结构的抖振，是一种由随机阵风响应带来的顺风向振动响应。一般来说，低层、中层建筑结构的刚度较高层建筑结构大，而高层结构乃至超高层结构的固有频率低，很有可能处在阵风的频率范围内，所以高层建筑相较于低层、中层建筑更易受到抖振的影响。旋涡脱落易发生于钝体绕流中，当旋涡脱落频率(由斯特劳哈尔数确定)接近建筑物的固有频率时，产生建筑固有频率控制旋涡脱落频率的“锁定”现象，从而产生大幅值的涡激振动(vortex induced vibration,VIV)，因此，旋涡的周期性交替脱落成为影响柔性结构安全性、耐久性的一个重要问题。

如何经济有效地对高层建筑的风致振动进行控制变得尤其重要，其目前已成为工程领域十分重要的课题。

高层建筑的风致振动控制可以分为结构措施、机械阻尼措施以及气动控制措施。结构措施主要是通过改变结构的形态或者增加结构刚度来实现风致振动控制，机械阻尼控制措施则需要在建筑的顶部或者其他位置加装机械阻尼装置，而气动控制措施根据是否有额外的能量输入可以分为主动控制措施与被动控制措施。

机械阻尼措施是一种通过直接增加阻尼器实现振动控制的方法，目前也被人们应用于超高层建筑中，如广州电视塔、台北101大厦等，目前高层建筑中使用的阻尼器包括橡胶阻尼器、黏滞阻尼器、磁流变阻尼器和电涡流阻尼器等。Yang等[1]通过对一座40层的建筑进行过数值计算，研究主动调质阻尼器(active mass damper,AMD)对高层建筑顺风向振动的控制作用，发现AMD在保持主动控制力大小在一定范围内的同时能显著减小结构振动加速度，说明AMD在强风中运用于高层建筑的可行性。瞿伟廉等[2]将一种新型的智能材料——压电材料与被动摩擦阻尼器相结合设计出了一套新型的智能摩擦阻尼器，采用半主动控制方法对高耸钢塔结构风振响应进行控制，结果发现该智能摩擦阻尼器能有效地抑制高耸钢塔结构的风振响应。鲁正等[3]将颗粒调谐质量阻尼器技术引入高层建筑风振控制，提出了一套颗粒调谐阻尼器系统，结果表明，该系统对高层建筑风致振动响应有良好的减振控制的效果。雷旭等[4]开发了一种弹簧板式电涡流调谐质量阻尼器(eddy current tuned mass damper,ECTMD)来减轻输电塔结构的风致振动，运用数值模拟和气弹模型风洞试验发现ECTMD对输电塔各个方向均有减振效果,在质量比约2%时，加速度减振率达27%，位移减振率达25%。

气动控制措施主要是利用流体与结构间的相互作用，通过一定的方法来引导流场，达到减小风荷载和风致振动的目的。其中主动控制措施主要是通过注入额外的能量来实现，主动控制措施主要包括主动吸吹气控制、注入角动量、行波壁等。主动控制措施装置通过人为调整，具有目的性、针对性地改变整体或局部的流场分布，达到流动控制的目标，控制效果好，但成本较高。Kubo等[5]在建筑结构前端墙或后端两侧墙角各加入一个旋转的圆柱来为结构表面边界层注入动量，从而延缓边界层的分离，成功地抑制了高层建筑的扭转振动。曹勇等[6-7]先后利用气动弹性模型与刚性模型探索了主动吸气控制措施对圆柱体涡激振动的控制效果，发现吸吹气流量在合理的范围内对模型的风致振动有很好的控制效果,同时还发现吸气孔的位置至关重要，当吸气孔布置在流动分离点附近时，可以推迟边界层的分离，能有效地抑制旋涡的交替脱落，减小气动力。Xu等[8]采用数值模拟法探讨了行波壁在涡激振动控制方面的效果，发现行波壁在圆柱的波谷处能产生一系列的小尺度旋涡，能有效抑制圆柱表面的边界层分离，从而减少旋涡的交替脱落，抑制横向与流向振动，降低升力脉动值以及阻力均值，从而抑制涡激振动。随后，Chen等[9]基于这一研究基础利用行波壁进行抑制圆柱非定常脱落的研究，验证了该方法的控制效果，并发现了两种不同的控制机制，即“强迫扰动机制”和“共振扰动机制”。

在被动控制措施中，直接修正结构外形是一种最直接的方法，如开槽角、顶部尖细、沿高度旋转截面等，Kwok等[10]提出了多种被动的气动控制方法抑制方形建筑结构的风致振动，如安装小翼片、通风翼片或者开槽角，发现开槽角可以有效减缓结构风致振动响应。Tamura等[11-12]对不同截面的超高层建筑进行风洞试验，试验结果表明不同截面的高层建筑的气动力特征存在显著的区别，其研究结果将为抗风设计中结构气动外形的选型提供参考。谢壮宁等[13]利用顶部设备和避难层开敞形成的不同的风走廊对深圳京基金融中心进行风致振动控制，通过试验表明气动措施可显著抑制和削弱脱落漩涡的强度，显示出良好的抗风效果，当风速为发生涡激振动的临界风速时，气动控制措施效果尤其显著。在被动控制方面，还可以采用预设吸吹气通道引导流体流动的方法，该方法结合了主动控制吸吹气的特点，但又与其需要额外能量输入来维持控制的效果不同，该方法是一种被动控制方法。高东来[14]通过风洞试验的方法，基于粒子图像测速(particle image velocimetry,PIV)技术，研究了3种被动控制措施装置对斜拉索风致振动的影响，分别是中央开槽、安装自吸气自吹气套环、螺旋形套环，发现3种方式在特定的布置条件下都能起到很好的控制效果。Chen等[15]通过试验研究了被动吸吹气套环流动控制方法的控制效果，在圆柱体表面安装开孔套环，开孔套环外表面留有等距分布的气孔，风从前驻点附近的气孔进入并从后驻点附近的气孔中吹出，可以破坏结构尾部旋涡的交替脱落，能很好地减小脉动压力对圆柱的作用，抑制涡激振动。Chen等[16]首次将被动吸吹气装置安装在方形桥塔上，经过风洞试验表明:被动吸吹气装置通过预设吹气通道引导绕流场的流动，从而破坏绕流场尾迹区的非定常旋涡脱落，可以达到流动控制的目的，在方形截面桥塔中具有较好的控制效果。

目前，被动吸吹气套环(以下简称套环)装置在斜拉索等圆形截面结构中的研究已较为成熟，而与斜拉索不同的是，在高层建筑结构上安装被动吸吹气套环需要考虑套环的安装位置，该研究还有待提高。因此，本文以一个方形截面高层建筑结构为研究对象，将3个等间距的套环安装在高层建筑结构的不同高度位置处对结构的风致振动进行控制，研究不同工况下的控制效果。

1 模型及试验设置

试验在哈尔滨工业大学风洞与浪槽联合实验室SMC-WT2精细化小风洞进行，试验段高1.2 m，宽0.8 m。试验风速为0.5～25.0 m/s连续可调，来流湍流度小于0.4%，各项气流指标满足试验要求，各项气流指标满足JGJT 338—2014《建筑工程风洞试验方法标准》的试验要求。

1.1 试验模型

试验选用原型高H0为270 m，高宽比为H0/D0=6的超高层建筑,按照1∶500的缩尺比，制作了宽为D=0.09 m，高为H=0.54 m的方形截面高层建筑缩尺试验模型。

针对刚性静止模型，未计套环尺寸时刚性静止模型的高度为540 mm，宽度为82 mm，模型外壳采用ABS(Acrylonitrile Butadiene Styrene)塑料制作而成，外壳通过中间层嵌在直径为16 mm的钢杆上，从而确保模型的刚度足够大，在风洞试验中不会产生明显振动。刚性模型如图1所示。

(a) 模型尺寸(mm)

(b) 刚性模型

图1 缩尺刚性模型

Fig.1 The scale rigid model

针对气动弹性模型，为使试验时获得明显的流固耦合现象，本文中气动弹性模型自振频率初步设计范围为6～8 Hz。进一步，通过有限元软件ANSYS APDL建模，输入试验模型基本的几何和结构特征参数。根据有限元计算确定试验模型的几何特征尺寸,如图2(a)所示。模型采用铝合金杆芯和铝合金薄板,依据图2(a)制作成气动弹性模型骨架，基于3D打印技术，将树脂材料打印成外衣用来模拟模型的结构外形。对于骨架的制作，由于弹性模型制作复杂且要求精度较高，采用图2(a)所示的1 cm直径的铝合金直杆模拟原始结构刚度，将在铝合金直杆上焊接的边长8 cm,厚度0.3 cm的铝合金平台作为模拟原结构相似质量比的配重，共设置10段配重，每段净距6 cm，模型骨架总高度为539 mm，总宽度为80 mm。骨架在焊接时，需严格控制铝板的变形。模型外衣采用精度较高的3D打印机以80%的填充率打印制成，厚度为1 mm，硬度满足试验要求，共设置10段外衣，气弹模型整体尺寸如图2(b)所示。值得注意的是，为了防止外衣材料提供额外的刚度及抵抗骨架的变形，在各段外衣连接处设置了1 mm的预留缝，预留缝的宽度与旋涡尺寸相比可忽略不计，对流场造成的影响较小。

(a) 模型骨架

(b) 外衣尺寸

图2 缩尺气弹模型尺寸(mm)

Fig.2 Dimensions of the scale aeroelastic model(mm)

气弹模型制作完成后，利用加速度传感器对制作好的气动弹性模型采用锤击法分析其自振频率与阻尼比，采集时间30 s，采样频率1 000 Hz，共采集得到30 000个数据。模型底端完全固定，加速度传感器安装在模型顶层平台的两个垂直方向上，锤击模型对其施加初始激励，通过振动测量系统采集得到加速度信号并积分为位移信号，模型随时间的位移自由衰减时程及其频谱图,如图3所示。由图3(b)可知,模型的基频为f1=6.47 Hz，依据时程曲线图，再根据式(1)计算得到模型的阻尼比为0.003 9。

(a) 位移自由衰减时程

(b) 频谱图

图3 位移自由衰减时程及其频谱图

Fig.3 The decrement curve of free vibration and frequency domains

(1)

式中:ξ为结构阻尼比;j为两个采样点之间的间隔周期数;yn为第n时刻对应的结构位移;yn+j为第n+j时刻对应的结构位移响应。

试验采用的套环，由聚乳酸塑料加工而成，如图4所示。套环高度h0=20 mm，截面内部尺寸为82 mm×82 mm，与气动弹性模型和刚性静止模型的尺寸相同，由此套环可紧密安装在模型上，套环截面外部尺寸为90 mm×90 mm，与设定的缩尺模型尺寸相同。套环外壁与内壁厚度均为0.5 mm，套环的每一侧孔道厚度为3 mm。套环上壁与下壁的厚度均为1 mm，外壁与内壁厚度均为0.5 mm，因此，套环内部吸吹气通道尺寸为3 mm×18 mm。36个气孔均匀分布在4个面上，每个面上均有9个孔，每个气孔的宽度均为5 mm，气孔的高度h为10 mm，套环装置尺寸如图4所示。

(a) 套环工作原理图

(b) 套环尺寸(mm)

图4 被动吸吹气套环

Fig.4 Passive jet rings

套环沿竖向均匀地安装在建筑结构模型上，如图5所示。为使模型表面在放置套环后是光滑的，在模型表面放置一些与套环具有相同几何尺寸但没有任何孔的套环，以填充套环之间的间隙。

(a) 刚性静止模型

(b) 气动弹性模型

图5 试验模型

Fig.5 Test model

1.2 试验设置

采用加速度传感器(B & K 4507)对试验模型振动响应进行测量，分别在模型骨架顶端垂直的两个方向布置加速度传感器，如图6所示。其中一个传感器安装在平行于来流方向的X轴，另外一个安装在垂直于来流方向的Y轴，分别测量两个方向的加速度信号。来流风速范围为2.93～7.60 m/s，每隔0.093 4 m/s连续调节，采样频率为1 000 Hz，采样时间为1 min，共计采取60 000个数据，最后将测量得到的加速度信号进行积分得到结构的位移响应。

图6 加速度传感器布置图

Fig.6 Layout of acceleration sensor

测力试验采用的是ATI DAQ F/T USB模式的六分量天平，型号为Gamma SI-130-10，该天平可以同时测量6个分力。将刚性静止模型通过16 mm的钢杆连接安装到天平传感器上，并将天平固定在底部进行测力试验，值得注意的是，在测量过程中，支撑系统应满足刚度要求。本次试验中，来流风速为5.55 m/s，湍流度小于0.4%，采样频率为1 000 Hz，采集时间为1 min，共采取60 000个数据。

在本文的PIV试验中，来流风速为5.55 m/s，湍流度小于0.4%，示踪粒子由美国Rosco公司生产的舞台专用烟雾发生器(Alpha 900)通过电加热方式产生油滴粒子，直径约为5 μm。激光器采用镭宝公司制造的Vlite-200激光器，为双脉冲的Nd：YAG激光器，最大能量为200 MJ，波长为532 nm，频率为10 Hz，激光面的厚度约为1 mm。试验中采用的双曝光相机为德国PCO公司生产的PCO-1600高灵敏度CCD相机，分辨率为1 600 pixel×1 200 pixel。PIV拍摄的照片互相关分析时，查询窗口为40 pixel×40 pixel，窗口之间重叠率为50%。CCD相机与激光器被连接到BNC同步器上进行控制。通过计算可进一步求得涡量和湍动能(turbulent kinetic energy,TKE)等参数。其中，涡量表征涡旋强度以及方向，湍动能表征流场的脉动强度。

在气弹模型测振试验中，为满足试验要求，模型底部设计制作了铁基座，通过螺栓将模型与基座相连，基座再通过强磁将模型固定在试验平台上。在刚性模型测力试验与PIV试验中，模型与六分力天平连接，被锚固在试验段中，试验中模型没有产生风致振动,PIV试验布置图及拍摄示意图,如图7所示。

(a) PIV试验示意图

(b) PIV拍摄示意图

图7 试验示意图

Fig.7 Test schematic diagram

1.3 试验工况

本文选取3个套环进行试验模型风效应控制，3个套环紧密相连，安装在模型的3个不同位置，研究不同安装位置对控制效果的影响，设最顶端的套环与顶部距离为Z，则3个工况分别为Z=1/27H,4/27H和10/27H，如图8所示。

图8 被动吸吹气套环安装位置示意图

Fig.8 Layout of passive jet rings

2 模型风效应控制

2.1 模型风致响应控制分析

为比较不同工况时各风速下的控制效果，本文分析风速为2.93～7.60 m/s时对应的模型加速度信号。将风速转化为无量纲风速U0=UH/(f1D)(UH为来流风速，f1为模型的基频，D为模型的特征尺度，D取0.09 m)，位移表示为无量纲位移响应σy/D(σy为位移均方根值)，如图9所示。

图9 不同工况下位移随风速变化曲线图

Fig.9 Curve of the RMS of displacement varying with wind speed

结果表明，无控工况对应的风速锁定区间为无量纲风速U0=8.2～9.5，有控工况与无控工况相比，风速锁定区间呈略微后移的趋势。分析不同控制工况下位移随风速的变化规律，能明显观察到，当套环装置被安装在距离结构顶部较近的Z=1/27H时，位移响应明显降低，最大位移响应降低到无控工况的10%;而当套环安装位置为Z=4/27H以及Z=10/27H时，结构振动的最大位移响应较无控工况变化不明显，只有微弱的减小，最大位移响应只降低到10%以内，表明套环安装在这两个位置时的控制效果不如安装在结构顶部时;但相比无控工况，这两个工况下锁定风速区间还略微后移，提高了临界风速，这对结构的抗风是有利的。因此，套环安装在结构的不同位置均对风致振动有控制效果，但安装在结构的顶部对高层建筑的风致振动有最明显的控制效果，能很好地抑制高层建筑横风向涡激振动。

不同套环安装位置出现最大位移响应时对应的风速下模型的位移时程及其频谱图，如图10所示。并与无控工况进行对比。该结果能直观的反应出结构在涡激振动时产生的最大位移响应，从而反应出在不同的位置安装套环对结构风致振动的控制效果。从图10可知,与无控工况下的位移时程曲线相比，在模型表面加上套环后，气动弹性模型的最大位移响应均有不同程度的降低，对应的频谱幅值也响应减小。比较不同套环安装位置下的位移时程曲线，当套环安装位置为Z=1/27H时，最大位移较无控工况降低最明显；而当套环位置为Z=4/27H以及Z=10/27H时，最大位移相较于无控工况只有微弱的减小，这与图9的结果一致，对应频谱图的变化规律与位移时程的变化规律。结果说明当套环安装在结构顶部时，对高层结构风致振动的控制效果最为显著。分析原因，可能是套环装置安装在顶部时，套环形成的吸吹气通道给顶部旋涡增加额外的动量，从而扩大顶部旋涡对高层建筑结构两侧脱落旋涡的影响范围，可以有效的抑制结构两侧旋涡交替脱落引起的涡激振动。

(a) Z=1/27H

(b) Z=4/27H

(c) Z=10/27H

图10 模型横风向位移时程曲线及其频谱图

Fig.10 Time histories and frequency spectra of the crossflow vibrations of the test model

2.2 模型风荷载控制分析

高层建筑结构的风致振动是由结构表面受到的非定常荷载引起的，高层建筑结构风致振动响应的大小取决于结构表面的非定常风荷载的大小。采用六分量测力天平测量高层建筑结构模型表面整体风荷载，即顺风向风荷载、横风向风荷载、顺风向基底弯矩和横风向基底弯矩。将模型连接于天平上测得模型两个方向所受的力，当为0°方向角时，沿来流方向设为X向，该方向所受力为Fx，所受弯矩作用为Mx；垂直于来流方向设为Y向，该方向所受力为Fy，所受弯矩作用为My，如图11所示。风荷载一般用无量纲的风荷载系数表示，分别为顺风向风荷载系数Cx、横风向风荷载系数Cy、顺风向基底弯矩系数CMx和横风向基底弯矩系数CMy，分别可以通过式(2)求得

(2)

(3)

(4)

(5)

式中:ρ为空气密度，取1.225 kg/m3;U∞为来流风速，取7.5 m/s;A为迎风面积。

图11 作用力系

Fig.11 Force coordinate system

不同套环安装位置下的高层建筑模型表面顺风向风荷载系数Cx、横风向风荷载系数Cy、顺风向基底弯矩系数CMx和横风向基底弯矩系数CMy的时程曲线，如图12所示。并与无控工况进行对比。从图12可知:3个工况的风荷载时程曲线与无控工况相比均发生明显的变化，风荷载系数均有不同程度的降低，当套环安装在距离顶部Z=1/27H时，横风向风荷载系数与基底弯矩系数时程曲线变化平缓，但相比无控工况显著减小，顺风向的气动系数与基底弯矩系数平均值也呈现出减小的趋势；当3个套环的安装位置为Z=4/27H与Z=10/27H时，横风向风荷载系数与基底弯矩系数较无控工况变化不明显，顺风向的风荷载系数与基底弯矩系数变化同样不明显，表明套环安装在Z=4/27H与Z=10/27H时，套环对模型表面风荷载荷载的控制效果不如工况Z=1/27H，总体来说，测力的试验结果与测振是相符的。

   

(a) Z=1/27H

  

(b) Z=4/27H

  

(c) Z=10/27H

图12 不同工况下模型表面风荷载系数时程曲线

Fig.12 Time history curve of wind load coefficient on model surface under different conditions

为比较不同工况下套环的控制效果，本文定义一个风荷载减小系数Rc(reduction coefficient,RC)，Rc越大代表气动力较无控工况降低数值越大，控制效果越好，该系数计算公式如式(6)所示

(6)

式中：Ccontrolled为有控工况下的顺风向风荷载系数；Cuncontrolled为无控工况下对应数值。Cx-mean为均值、CMx-mean为顺风向基底弯矩系数均方根值、Cy-RMS为横风向风荷载系数均方根值、CMy-RMS为横风向基底弯矩系数均方根值，当Rc>0代表套环对模型气动力有控制效果，套环控制下的高层建筑模型表面整体风荷载小于无控工况下的结构表面整体风荷载，且Rc越接近于1，控制效果越好。

3种不同套环安装位置下风荷载减小系数的变化情况,如图13所示。从图13可知，套环安装位置越靠近顶部，风荷载减小系数越大，对高层建筑模型的风致振动的控制效果越明显。与无控工况相比，当Z=1/27H时，横风向风荷载系数脉动值减小了40%;当Z=4/27H时，这一数值为27%;而当Z=10/27H时，这一数值变为10%。说明当套环安装在接近结构顶部时，安装套环装置对横风向风荷载的控制效果越显著，而套环安装在远离结构顶部时，对横风向风荷载的控制效果十分微弱。横风向基底弯矩系数脉动值减小系数CMy-RMS呈现了和横风向风荷载系数脉动值减小系数Cy-RMS类似的变化规律，但整体略小于横风向风荷载系数脉动值减小系数。Cx-mean减小系数明显较Cy-RMS减小系数小，CMx-mean减小系数明显较CMy-RMS减小系数小，Cx-mean减小系数与CMx-mean减小系数均在0～5%，说明安装套环对于顺风向风荷载和弯矩的影响是有限的，但能大幅度降低横风向风荷载与弯矩。

(a)

(b)

图13 风荷载减小系数Rc随套环安装位置的变化

Fig.13 Variation of Rc with the installation position of passive jet rings

3 模型绕流场特征

本节将研究不同套环安装位置对绕流场的影响，分别研究3个工况的时均流场与瞬时流场，并与无控工况进行对比分析。不同的套环安装位置的时均流场和瞬时流场图,如图14、图15所示。从时均流场图可知，在不同位置安装3个连续套环后，湍动能显著降低。对比不同套环安装位置的时均流场图，在Z=1/27H工况下，从湍动能来看，湍动能相较于无控工况略微降低，湍动能最大值在0.08左右，湍动能集中区域在X=2.5D～3.5D内，相比无控工况略微减小，而时均流线图相比无控工况变化明显，涡核的位置基本不变，但是鞍点的位置从X=2.9D后移至X=3.2D，故导致此处后方为湍动能集中区域。在Z=4/27H工况下，湍动能较无控工况发生显著变化，湍动能最大值约等于0.06，减小幅度大于Z=1/27H工况，湍动能集中区域减小，时均流线图中，鞍点的位置在X=3.1D附近，相比无控工况后移了0.2D的长度。在Z=10/27H工况下，湍动能集中区域较前两个工况都明显变大，湍动能最大值接近0.1，时均流线图中鞍点的位置在X=3.1D附近，接近于Z=4/27H工况，相比无控工况明显后移，表明流场的不稳定区域也随之后移。以上结果中，Z=1/27H工况尾流区湍动能较Z=4/27H工况大，且集中区域较大，原因可能是PIV拍摄截面位于Z=4/27H工况的套环所在区域，导致湍动能在Z=4/27H工况下较Z=1/27H小。

图14 不同工况下的PIV时均流场

Fig.14 The time-averaged PIV measurement under different conditions

从图15(b)～图15(d)的瞬时涡量图可知，与无控工况相比，旋涡脱落的位置均在迎风面的前缘，尾流区剪切流向两侧拓展，两侧的旋涡呈现平行下移的趋势，涡量均得到减小。在Z=1/27H与Z=4/27H工况下，旋涡交替脱落的现象已经不明显，涡量分布范围较大，较无控工况分布均匀，整体的涡量得到降低。在Z=10/27H工况下，有明显的大尺度旋涡产生，涡量也较集中，涡量较前两个工况的降低幅度减小。总的来说，在高层建筑结构上的不同位置安装套环，将取得不同的效果，在顶部安装套环装置，剪切流由交替脱落的模式变为近乎平行的模式，流场的稳定性提高，控制效果最明显。

图15 不同工况下的PIV瞬时流场

Fig.15 The instantaneous PIV measurement under different conditions

不同套环安装位置的竖向时均流场，如图16所示。从图16可知，不同工况的竖向流场湍动能从上到下逐渐增大，沿着流向(即X方向)湍动能逐渐增大，无控工况的湍动能集中区域在X=2.2D～4.5D和Z=3.5D～5.0D的位置。在不同位置上安装套环装置对流场的控制效果是不同的，但总的来说，各个工况下湍动能相较无控工况均显著减小，大致降低至无控工况的75%，且3个工况的湍动能较无控工况变化量大致相等，可能是由于局部的套环无论安装在哪个位置对竖向流场湍动能的影响都是局部等效的。在Z=1/27H工况下，套环安装区域在Z=5.2D～5.8D内，湍动能的集中区域出现微弱的后移，而在Z=4/27H和Z=10/27H工况下，则未发生显著的变化，说明安装在顶部的套环对流场的影响范围较其他位置处的大。顶部涡结构在不同的控制工况下也呈现不同的特征，当Z=1/27H时，涡核在(1.1D，5.5D)的位置，当Z=4/27H和Z=10/27H时，位置分别改变至(0.8D，6.1D)和(0.9D，6.0D)，相比无控工况的(0.8D，5.7D)分别有不同程度的后移。观察Z=0处的回流区长度，当Z=1/27H时，回流区位置为X=0.5D～4.2D，相较于无控工况下的X=0.5D～3.9D后移了0.3D，当Z=4/27H和Z=10/27H时，这一数值分别变为0.2D和0.1D，这与流向的流场结果有很好的一致性，回流区变长代表不稳定区域后移，给模型带来的脉动影响减弱。从以上结果可以看出，在顶部安装套环，给高层建筑的绕流场带来的影响范围是更大的，射流的额外动量使顶部涡结构增强对结构绕流场的影响。

(a) 无控

(b) Z=1/27H

(c) Z=4/27H

(d) Z=10/27H

图16 不同工况下的PIV竖向时均流场

Fig.16 Time-averaged PIV measurement result along the spanwise direction of the test model under different conditions

4 结 论

本文采用风洞试验的方法研究被动吸吹气套环对高层建筑结构风致振动的影响，并分析被动吸吹气套环在不同的安装位置的控制效果，得出以下结论：

(1) 被动吸吹气套环能显著抑制高层建筑结构风荷载和风致振动响应，且被动吸吹气套环安装位置距离结构顶部越近，控制效果越好。

(2) 在靠近结构顶部的位置安装被动吸吹气套环能有效改变结构顺流向的绕流场结构，将结构尾流的交替旋涡脱落模式改变为近似对称模式，降低尾流场的湍动能，提高流场的稳定性，从而减小结构的脉动风荷载和风致振动响应。且被动吸吹气套环安装位置越靠近顶部，对流场的影响越具有全局性，控制效果越好。