风荷载分布

风荷载分布（精选8篇）

风荷载分布 篇1

现代体育场的上部罩棚结构的形状往往采用大悬挑, 轻材质, 柔结构等形式, 形成了典型的对风敏感的结构, 从而作用在悬挑罩棚上的风荷载和由此诱发的罩棚风致振动常常是控制结构安全性的主要因素[1]。体育场罩棚从广义上说主要分为环状罩棚和主看台罩棚两种形式。其中主看台罩棚又可根据其前沿状态大体分为有拱无拱两种情况。由于跨度问题, 一般采用巨型钢结构拱作为前沿拱。我国规范对这种造型独特体育场的风荷载计算缺乏相应的体型系数规定。因此, 需要基于风洞试验刚性模型风压测试数据, 分析比较环状挑棚, 前沿有拱, 前沿无拱主看台挑棚形式的风压分布形式, 得出挑棚结构风压分布的一般共性与特性, 并根据其风压分布特点, 对罩棚结构设计的抗风设计提出有效的建议。

1 工程概况

灌南体育场的罩棚属于环状罩棚, 其水平投影为贝壳形, 效果图如图1a) 所示。罩棚结构长度为234 m, 最大悬挑29.5 m。罩棚采用径向悬挑桁架与环向联系桁架相结合的结构形式, 钢桁架通过“V”形钢支撑与支座相连。

浦江体育场的罩棚属于前沿无拱的主看台罩棚, 上表面呈竹节状起伏, 其效果图如图1b) 所示。罩棚结构的纵向跨度达到209.5 m, 最大悬挑28 m, 罩棚采用改进悬臂型预应力张弦结构, 上覆张拉膜形式。金华体育场的罩棚属于前沿有拱的主看台罩棚, 其水平投影为月牙形, 其效果图见图1c) 。罩棚长方向跨度263.8 m, 短方向跨度44.5 m, 结构最高点为43.4 m。采用桁架拱与网壳相结合的结构形式, 前端大拱采用管桁架, 多点支撑与下部混凝土V形柱相连, 两侧落地处设置大体积混凝土墩与网壳结构连接。

2 三个体育场的风洞试验概况

灌南体育场的风洞试验模型几何缩尺比为1∶200。在体育场屋盖模型上内外表面共布置了494个测点。试验在广东省建筑科学研究院的CGB-1建筑风洞中进行。灌南体育场处于B类地貌, 地貌粗糙度指数α=0.16, 基本风压为0.65 k N/m2 (100年一遇) 。试验风速参考点选在风洞高度0.15 m处, 对应于实际高度30 m。浦江体育场的风洞试验模型缩尺比为1∶150。在体育场屋盖模型上内外表面共布置了740个测点。试验在浙江大学的ZD-1边界层风洞中进行。浦江体育场处于B类地貌, 地貌粗糙度指数α=0.16, 基本风压为0.40 k N/m2 (100年一遇) 。试验风速参考点选在风洞高度0.2 m处, 对应于实际高度30 m。

金华体育场的风洞试验模型缩尺比为1∶250。由于金华体育场为轴对称结构, 所以在东南侧1/4屋盖置186个测点。试验在广东建筑科学研究院的CGB-1建筑风洞中进行, 金华体育场所处于B类地貌, 地貌粗糙度指数α=0.16, 基本风压为0.40 k N/m2 (100年一遇) , 试验直接测得的各点风压系数均是以43.475 m高度处的风压为参考风压。

3 试验结果与数据处理

根据目前国内外风工程惯用的方法, 风压系数可按式 (1) 计算:

为了使这几个结构具有可比性, 可把风压系数转换成局部体型系数。根据GB 50009-2012建筑结构荷载规范的规定, 某一点“i”的风压Wi计算公式为[4]:

式中:W0———标准地貌的基本风压;

μsi———i点的风载体型系数;

μzi———i点的风压高度变化系数。

由风洞试验得出的风压计算公式为:

其中, μzr为参考点zr处的风压高度变化系数, 对比式 (1) 与式 (3) 便可得到μsi与Cpi的关系为:

4 罩棚面典型测点的平均风压分布特性

这三个风洞试验均每隔15°共24个风向角进行风压测试, 为了便于比较, 定义相同的试验风向角如图2所示。由于体育场结构具有对称性, 典型测点A, B, C, D分别代表看台罩棚的前、中、后缘和侧部。

图3为罩棚上典型测点的综合体型系数随风向角的变化曲线。综合体型系数由罩棚各测点上下表面的风压差经式 (4) 计算得到。对于罩棚的上下表面来说, 风压正值为指向某个表面的方向 (压力) , 负值为离开某个表面的方向 (吸力) 并定义综合风压方向同上表面方向, 即向上的升力为负, 向下的压力为正, 由图3可以得到平均风在各类罩棚上分布的以下特征:1) 在三种类型的罩棚上的风荷载均以向上的吸力为主, 在迎风的边缘位置, 分布了较高的吸力, 这一特性与风向角无关。这是由于分离流引起的, 从正面吹向罩棚的气流, 在上表面形成分离泡, 从而产生了一个大的负压区域, 而在罩棚下表面, 由于结构杆件以及主看台的影响, 对罩棚下表面的分离产生了抑制作用, 这样, 联合形成一个向上的升力。2) 在90°及270°风向角即侧面吹向A, B, C测点部分时, 由于侧风面罩棚体型无突变, 且未直接承受来流方向风荷载, 因此前缘后缘中部测点部分其上、下表面风压主要为较小数值负压, 叠加后互相抵消, 导致侧风面净风压较小。对于侧部测点D来说, 在90°风向角时, 其上表面则是正面直接承受来流风荷载, 而在下表面则产生较大负压, 故综合产生较大正压;而在270°风向角时, D测点部分由于其上游罩棚影响在下表面产生较大正压, 故综合产生较大的向上吸力。3) 在90°~270°风向角即正面吹向后缘B测点部分时, 对于浦江体育场和金华体育场模型来说, 由于正后方无遮挡, 所以当180°风向角时, 其产生最大负风压。对于灌南体育场来说, 由于其风洞试验模型考虑了旁边体育馆及游泳馆的影响, 当135°及225°风向角附近即体育馆或游泳馆位于后缘区上风向时, 使得迎风面部分体育场罩棚处于体育馆的尾流区, 因为尾流区的湍流性更强, 从而其上表面部分本应是由于分离而产生负压的区域形成了由于正面受风而产生的明显正压, 产生了综合正压。

5 整个罩棚面的平均风压分布特征

由图3还可发现前缘有拱的金华体育场罩棚, 比前缘无拱的浦江体育场罩棚在各个风向角下, 其综合体型系数均要小些, 为了进一步分析这一情况, 取典型的0°风向角, 即悬挑罩棚正面迎风时的风向角下来讨论平均风压的分布情况。图4为该风向角下有无拱罩棚的体型系数分布图。

通过局部体型系数的比较可以发现, 平均风压的分布存在一些区别。两者的区别明显表现在下表面:当罩棚处于迎风时, 无拱罩棚下表面大部分形成正压, 而有拱罩棚则在罩棚的下表面大部分形成负压, 这是由于其前部存在产生阻挡作用的刚性拱, 从而使来风在罩棚的上下表面均发生了分离, 进而在罩棚的上下表面均产生了负压。

通过比较图4中两个体育场罩棚的综合参数可以发现由于拱的阻挡作用, 使得有拱罩棚上下两个面上均产生背离表面的负压, 相互抵消之后, 虽然总的效果仍然是产生向上的升力, 但是相比无拱悬挑罩棚来说, 这种升力的作用已经减小了将近40%。

6 结语

通过风洞试验的方法, 得到模型表面各测点处的风压时程。通过数据换算处理, 把三个基于不同风速参考点, 不同缩尺比的风洞试验测压数据换算成可以比较的局部体型系数, 从而对这三种典型罩棚结构的平均风压分布情况进行了比较分析, 得出以下结论:1) 负压风荷载是这种敞开式大悬挑体育场罩棚结构的控制风荷载。罩棚结构的前缘、中部和后缘测点的平均风压随风向角的变化规律相似。即当风正面吹向悬挑罩棚结构前缘时, 前缘风压力较大;当风正面吹向悬挑罩棚结构后缘时, 后缘风压力较大。故在悬挑罩棚结构设计时, 需注意下部抗拉杆件的设置, 如在浦江体育场的每榀张弦索桁架下部均施加了预应力抗风索。2) 前缘平均风压最大值并不是发生在0°风向角, 而是在45°或330°风向角。这是由于上风向主看台和罩棚的影响, 使处于尾流区的流场的湍流性更大, 从而减小了下游罩棚0°风向角时的平均风压。故在罩棚结构设计时, 需考虑起控制作用的不同的风向角下的风荷载作为不同的工况参与组合。3) 不能忽略体育场周边相近的体育馆或游泳馆的影响。当体育馆或游泳馆位于体育场后缘区上风向时, 使得迎风面部分体育场罩棚位于体育馆尾流区, 使其上表面部分本应是由于分离而产生负压的区域形成了由于正面受风而产生的明显正压, 而使得综合负压减少, 产生了综合正压。故在进行风洞测压试验或数值风洞模拟计算确定体育场的风荷载时, 需正确模拟周边临近大型建筑物对风场的干扰作用。4) 悬挑前缘的刚性拱可以改善一般大跨悬挑罩棚结构的抗风性能, 故在设计基本风压较大地区或悬挑长度较大的体育场罩棚结构, 在罩棚前沿设置刚性拱可以作为提高其抗风性能的一种有效手段。

参考文献

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[2]谢壮宁, 倪振华, 石碧青.大跨屋盖风荷载特性的风洞试验研究[J].建筑结构学报, 2001, 22 (2) :23-28.

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[5]Barnard R H.Predicting dynamic wind loading on cantilevered canopy roof structures[J].J wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2000 (85) :47.

风荷载分布 篇2

具有独特外形、荣获 1994～1995年度首都十佳建筑设计方案第一名的北京国际金融大厦风荷载风洞实验研究结果表明,由于该建筑独特的门廊型南北错落结构,其表面风荷载随风向角变化很大,这对今后同一类型的`建筑设计从风荷载角度来考虑具有指导意义.笔者还结合北京地区特定的气象条件,参考国外文献,提出了较为合理和可靠的玻璃幕墙风荷载设计值.

作 者：顾志福 李燕 陈明福 齐伍辉 韩永康 李德果 GU Zhi-fu LI Yan CHEN Ming-fu QI Wu-hui HAN Yong-kang LI De-guo 作者单位：顾志福,李燕,陈明福,GU Zhi-fu,LI Yan,CHEN Ming-fu(北京大学力学系,北京,100871)

齐伍辉,韩永康,QI Wu-hui,HAN Yong-kang(北京市建筑设计研究院,北京,10045)

李德果,LI De-guo(北京金龙兴业房地产有限公司,北京,100032)

风荷载分布 篇3

索膜结构作为一种新颖的结构形式, 以其独特的建筑造型和卓越的轻质高强性能[2], 正得到日益广泛的应用。传统的风洞试验方法所需的时间长, 费用高, 而且由于某些相似条件在实验中很难满足, 从而在一定程度上降低了实验精度。近年来, 伴随着计算机硬件技术的迅速提升以及数值计算科学的发展[3], 在计算机上综合运用CFD数值模拟技术对结构周围绕流流场进行数值模拟已成为一种新的解决该问题的途径。与风洞试验方法相比, CFD数值模拟技术优点在于[4]:费用省、周期短、效率高, 可以构造与实际结构尺寸相同的计算模型, 方便地变化各种参数等。因此CFD数值模拟技术在索膜结构抗风设计中具有广阔的前景。

基于上述考虑, 本文运用CFD数值模拟技术对处于大气边界层底层的伞形膜结构风荷载分布特性进行了系统研究, 对其表面风压分布进行了数值模拟。数值模拟依托CFX软件平台, 基于雷诺平均模拟 (RANS) 方法进行。

1 伞形膜结构绕流特性的数值模拟

1.1计算模型

(1) 结构建模

如图1所示, 计算模型为正六边形平面伞形膜结构, 底部开敞, 其中结构水平投影的外接圆直径为10m, 即L=10m, 中心为一个半径0.5m的钢环。不设膜内索, 形成水平环向曲率变化连续的膜曲面。膜厚度t=lmm, 初始预张力T0=2.5kN/m, 张拉刚度Et=255kN/m。索的弹性模量为160Gpa, 泊松比为0.3。本文选取如下参数进行计算:

1) 风向角 () :0°, 90°;

2) 矢跨比 (f/L) :1/12, 1/10, 1/8;

膜结构有限元模型中, 膜面采用shell 41单元, 索采用link 10单元, 假定索和膜之间没有相对滑动。本文膜结构找形采用了支座位移法和小弹性模量法进行初始找形。

(2) 流域建模

根据结构尺寸, 计算流域取为120m×80m×40m, 膜结构置于整个流域沿流向的1/3位置处。流域设置满足阻塞率<3%的要求, 以尽量消除计算域对所关心的模型附近流动状态的影响。对整个流域进行混合网格划分, 即在靠近结构的区域使用较密的四面体网格, 其余部分采用相对稀疏的结构化六面体网格, 在四面体网格与六面体网格过渡处和结构表面附近使用棱柱体网格。流场和网格划分如图2、图3所示, 其中网格节点数为6万, 网格数为13万, 其中非结构网格为8万, 结构网格为5万。采用二阶迎风格式离散控制方程。本文的流体计算模型中流体质量密度 (空气) 均取为1.29kg/m3, 粘度μ均取为1.74×10-5 kg/m·s。场地类型为C类, 地面粗糙度指数=0.22。

1.2边界条件

(1) 进口边界条件

(流域进流面选用速度进流边界条件 (velocityinlet) , 采用我国规范的指数风速剖面模拟大气边界层风剖面, 平均风速随高度z变化的表达式为:

式中bz为标准参考高度, 我国规范取作10m;z为任一离地高度 (m) 为标准参考高度bz对应的平均风速 (m/s) ;为地面粗糙度指数。入口处采用的湍流强度uI、湍流动能k和湍流动能耗散率ε的表达式分别为:

(式中, bz=5m, Gz=450m, C=0.09, l=0.07 L代表湍流积分尺度, L为建筑物的特征尺寸。对平均风速剖面v (z) 、湍流动能k和湍流耗散率ε在入流面的分布采用CFX提供的CEL语言编程与CFX作接口实现。

(2) 出口及壁面边界条件

出流面接近完全发展, 采用完全发展出流边界条件 (outflow) ;流域顶部和两侧采用对称边界条件 (symmetry) , 等价于自由滑移的壁面;膜结构表面和地面采用无滑移的壁面条件 (wall) , 并在地面引入粗糙壁面修正。

2 伞形膜结构风荷载分布特性

2.1 风向角对膜面风荷载分布的影响

伞形膜结构矢跨比f/L=1/10, 风速v=20m/s, 矢跨比f/L=1/4, 使用瞬态求解。来流风向分别为0°, 90°, 计算结构表面的风压系数分布。不同风向角作用下的膜面风压系数分布, 详见图4～图5。

由于是开敞式膜结构, 将膜面对应点的上下表面风压系数相减, 得到膜面的净风压系数。计算模型和边界条件关于流向 (X轴) 对称, 数值模拟的结果整体上也成对称分布, 初步验证了数值模拟的合理性。根据不同风向角下膜表面风压系数分布图, 可以看出, 0°风向角时在膜面前缘有强烈的气流分离现象, 膜面主要分为两个区域, 迎风面为正压区, 背风面大部分为负压区, 并且在靠近顶部圆环处出现了一个小的正压区。90°风向角时膜面风压分布情况与0°风向角时相似, 风压分布系数值稍有不同, 最大负压的绝对值比0°风向角时稍大。

2.2 矢跨比对膜面风荷载分布的影响

计算了在风向角α=0°, 风速v=20m/s, 膜结构在不同矢跨比f/L=1/10, 1/8, 1/6下结构表面风压系数分布。膜面风压系数分布, 详见图6～图8。

根据以上不同矢跨比的膜面风压系数分布图, 可知三种情况的风压系数分布规律相似, 但具体数值却随矢跨比f/L的变化而变化。随着矢跨比f/L的增大, 各个区域的风压分布系数绝对值都增大。而且由于矢跨比f/L增大, 迎风面积随之增加, 正压区也有所扩大。相对于风向角, 伞形膜结构风荷载分布受矢跨比影响较小。

图9给出了矢跨比f/L的变化对膜面风压分布影响的对比结果。

3 结论

本文采用CFD数值模拟方法对大跨度伞形膜结构表面风荷载分布进行了数值模拟。系统研究了风向角、矢跨比对膜面风压分布的影响, 探讨了结构周围流场的绕流特性。主要结论如下:

(1) 风向的变化对伞形膜结构风荷载分布起着非常显著的作用。不同风向角下, 膜面前缘和顶部圆环处来流分离最为严重, 因此在设计时, 应注意风向角对膜面风荷载的影响及膜面的局部处理。

(2) 对于不同矢跨比, 伞形膜结构风压分布规律基本不变, 只是具体数值有所不同。随着矢跨比的增大, 伞形膜结构最大风压力和风吸力均相应增加, 迎风面积随之增加, 正压区也有所扩大。

(3) 相对于风向角, 伞形膜结构风荷载分布受矢跨比影响较小, 说明矢跨比的变化对漩涡脱离作用的影响很小。

参考文献

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[3]杨洪智, 殷志祥.大跨度柔性结构风荷载分析的数值风洞方法及其在ANSYS中实现[J].工业建筑增刊.2008:732-739

[4]沈世钊.大跨空间结构理论研究若干新进展[A].第十一届空间结构学术会议论文集[C].2005:26-40

[5]殷惠君.膜结构风荷载的数值模拟研究[D].同济大学博士学位论文, 2006

[6]孙瑛.大跨屋盖结构风荷载特性研究[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学博士学位论文, 2007

红水河大桥风荷载响应研究 篇4

红水河大桥是一座特大型的桥梁工程, 投资大并在区域交通网中意义重大, 一旦发生风致振动破坏, 将导致区域交通网中断, 造成严重的损失。桥位所在区属于山区, 风速较大, 风环境复杂。桥梁采用双柱式桥塔和平行双索面, 主桥所受风荷载较大并易在强风下发生不利振动。鉴于桥址风环境特点, 主梁与桥梁结构特点等因素, 对大桥开展抗风性能研究具有十分重要的工程价值[1]。

红水河大桥位于贵州省罗甸县与广西省天峨县交界处, 桥位处为“U”形峡谷, 两岸地形坡度较陡。主桥采用双塔双索面混合式叠合梁斜拉桥方案。主塔处塔梁间采用纵向半漂浮体系, 主塔、过渡墩和辅助墩处均设竖向活动球形支座。叠合梁主梁全宽27. 7 m, 梁高3. 18 m, 设有3 道小纵梁。主桥桥跨组合为213 m +508 m + 185 m。桥型总体布置如图1 所示。

2 风荷载分析参数

2. 1 基本风参数

根据《公路桥梁抗风设计规范》[2], 贵州省罗甸县的基本风速为24. 4 m/s。根据桥址周围环境, 应取D类地表类型, 地表粗糙度指数为0. 30。

根据规范第3. 2. 5 条, 从而得到100 年重现期的设计基准风速为:

其中, Ze为桥面高度; U10为10 m高度处基本风速。

计算阵风风荷载时采用静阵风风速, 根据规范第4. 2. 1 条, 静阵风风速为:

其中, Gv为静阵风系数。对于D类地表, 计算风荷载时, 水平加载长度取主桥全长, Gv取为1. 360。

2. 2 主梁静气动力数值模拟

可以用数值风洞[3]技术模拟成桥状态主梁断面的风荷载。作用在主梁上的三分力可用体轴系中的竖向气动力FV、横向气动力FH和绕纵轴气动俯仰扭矩M来表示, α 为风攻角, 当平均风向上时为正。取主梁断面宽27. 7 m, 高3. 18 m。成桥断面考虑桥面栏杆、防撞栏等附属结构, 如图2 所示。

风荷载坐标系统示意图见图3。

风轴上的阻力系数CD、升力系数CL以及升力矩系数CM定义如下:

其中, V∞为试验风速; ρ 为空气密度, ρ = 1. 225 kg/m3; L为模型长度; B为主梁宽度。

计算成桥状态主梁断面- 5°, - 3°, 0°, + 3°, + 5°攻角范围内气动三分力系数, 如表1 所示。成桥状态0°风攻角下, 气动阻力系数为1. 194, 升力系数为- 0. 211, 扭矩系数为0. 015。

2. 3 主梁气动导数数值模拟

采用基于大涡模拟[4]方法的数值风洞技术, 模拟通过叠合梁断面的气流瞬态流动, 获得主梁断面所受风荷载的时程曲线, 利用最小二乘法识别气动导数, 得到叠合梁不同风攻角下的气动导数[5]。

通过对成桥状态主梁断面进行+ 3°风攻角下的数值模拟, 可以得到气动导数曲线如图4, 图5 所示。

3 风荷载响应分析

3. 1 动力特性分析

为了进行风荷载作用下的结构动力响应分析, 必须首先计算成桥状态的结构动力特性。成桥状态的动力特性分析采用三梁式有限元模型, 见图6, 动力特性分析结果见表2。可知影响大桥的两个主要振型为正对称竖弯与正对称扭转振型, 这两个振型的频率分别为0. 361 8 Hz与0. 628 7 Hz, 扭弯频率比为1. 74, 对应的等效质量与等效质量惯性矩分别为31. 6 t/m与2 740 t·m2/ m。

3. 2 等效静阵风荷载

等效静阵风荷载为根据等效阵风算出的风荷载。

在横桥向风作用下, 作用于主梁单位长度上的静阵风荷载分别为:

其中, CH, CV, CM分别为主梁横向力系数、竖向力系数和力矩系数; H, B分别为主梁高度和宽度。

在顺桥向风作用下, 主梁单位长度上的风荷载按照风和主梁上下表面之间产生的摩擦力计算:

其中, cf为摩擦系数; s为主梁周长。

在横桥向风作用下, 作用于斜拉索单位长度上的静风荷载为:

其中, CH为斜拉索的阻力系数; An为斜拉索顺风向投影面积。

在顺桥向风作用下, 作用于斜拉索单位长度上的静风荷载为:

其中, CH为斜拉索的阻力系数; D为斜拉索的直径; α 为斜拉索的倾角。

红水河大桥成桥状态风荷载计算关键截面及坐标系方向见图7, 等效静阵风荷载作用下关键截面的位移及内力计算结果如表3, 表4 所示。得到成桥状态竖向位移最大值为10. 6 cm, 为中跨跨中处; 侧向位移最大值为- 6. 63 cm, 为左侧塔顶处。

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表3 中, DX为纵桥向位移, DY为竖向位移, DZ为侧向位移。

表4 中, 截面位置与图7 中编号的对应关系如下: 左塔顶-1, 右塔顶-3, 中跨跨中-17, 中跨左四分点-18, 中跨右四分点-19, 左塔脚1-13, 左塔脚2-14, 右塔脚1-15, 右塔脚2-16。

3. 3 抖振响应分析

为确定横桥向风作用下桥梁的动力风荷载, 按抖振反应谱理论进行主梁抖振分析。首先分析单个模态的抖振根方差响应, 然后将各阶模态的抖振响应组合得到总的抖振根方差响应和抖振惯性力[6]。

考虑到低阶模态对抖振响应的贡献占主要成分, 各状态计算抖振响应时所选取的参与模态如表5 所示。

m

通过计算, 可以得到成桥状态下在抖振风荷载作用下关键截面的位移及内力, 见表6, 表7。得到成桥状态竖向位移极大值为- 11. 9 cm, 为中跨跨中处; 侧向位移极大值为0. 377 cm, 为中跨跨中处。

3. 4 风载响应

作用在桥梁上的设计风荷载由设计基准风速下的等效静阵风荷载和结构惯性动力风荷载叠加而成。对等效静阵风荷载和抖振力进行组合, 可以得到设计基准风速下结构的风荷载内力极大值和极小值。其中组合方法为: 组合Ⅰ为: 风载极大值内力和位移= 等效静阵风荷载内力和位移+ 抖振风荷载内力和位移; 组合Ⅱ为: 风载极小值内力和位移= 等效静阵风荷载内力和位移- 抖振风荷载内力和位移。这两个组合出的结果再与其他荷载进行组合。根据该组合方法, 可以得到成桥状态设计基准风速下结构关键断面的位移、内力极大值和极小值, 如表8 ~ 表10 所示。

通过风荷载分析, 得到成桥状态竖向位移极大值为1. 34 cm, 极小值为- 22. 5 cm, 均为中跨跨中处; 侧向位移极大值为- 6. 59 cm, 极小值为- 6. 67 cm, 均为左侧塔顶。

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4 结语

通过对红水河大桥主桥的成桥状态进行的抗风性能数值模拟研究, 得到以下结论: 1) 红水河大桥的基本风速取为24. 4 m/s;对应的成桥状态设计基准风速为29. 6 m/s。2) 成桥状态正对称竖弯、正对称扭转振型的频率分别为0. 361 8 Hz与0. 628 7 Hz, 扭弯频率比为1. 74, 对应的等效质量与等效质量惯性矩分别为31. 6 t / m与2 740 t·m2/ m。3) 对成桥状态不同主梁形式进行了数值风洞模拟, 得到了主梁断面- 5° ~ + 5°的风轴三分力系数, 可供风荷载分析参考。4) 对气流的瞬态流动进行数值风洞模拟, 得到主梁截面不同风攻角下的气动导数, 可用于抖振响应分析。5) 通过风荷载分析, 得到成桥状态竖向位移极大值为1. 34 cm, 极小值为- 22. 5 cm, 均为中跨跨中处; 侧向位移极大值- 6. 59 cm, 极小值为- 6. 67 cm, 均为左侧塔顶。6) 桥梁的抗风性能满足抗风安全要求。

摘要：以红水河大桥为工程背景, 利用数值风洞技术, 模拟得到主梁断面静气动力系数和气动导数, 采用有限元软件分析了桥梁的动力特性, 计算大桥在等效静阵风及抖振风荷载作用下的响应规律, 结果表明, 桥梁的静风及抖振安全, 抗风性能满足安全要求。

关键词：大跨斜拉桥,风荷载,动力特性,静阵风

参考文献

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基于大跨度结构的风荷载识别方法 篇5

1 大跨度空间结构设计需要考虑的主控因素

随着新材料的利用和新工艺的发展,目前设计的大跨度空间结构常采用的结构形式主要有网架结构、网壳结构、膜结构、薄壳结构、悬索结构、组合结构等结构形式。形态各异的大跨度空间结构广泛应用于建造大型的公共建筑物,如火车站、航站楼、体育场馆、会展中心、影剧院、大型商场、工厂车间等建筑中。这类结构有些共同点,那就是质量轻,阻尼小,柔性大,自振频率较低等。因此该类结构对风荷载作用下的反应非常的敏感。那么,对此类结构的风荷载进行识别设计,成为了这类结构设计的主控荷载之一。我国又是全球少数受台风袭击最严重的国家之一,通过大量资料表明,每年在我国发生的风灾造成了众多的人员伤亡和巨额的经济损失。那么,对这类大跨度空间结构风荷载是控制结构设计的主要荷载之一。在进行结构设计前,对这类结构的风荷载进行有效的识别分析,显得非常的关键。

2 大跨度空间结构风荷载作用的特异性

风荷载的识别是进行大跨度空间结构设计、防灾减灾分析的基础。然而,长期以来我国在大跨度空间结构的理论研究方面主要侧重于静力作用下结构的分析,对大跨度空间结构在风荷载作用下的风振反应研究较少。在进行结构设计时使用的风振系数,这些系统往往来源于对高层和高耸结构的风荷载研究中获得。由于大跨度结构与高层和高耸结构的差异性,可以说通过这种方法获得的风振系数精度不高,甚至有些与大跨度空间结构的风振效应甚至是矛盾的。为了能保证结构的安全性,设计人员会选择一个很保守的定义风振系数的数值,这样设计的大跨度空间结构很难实现经济的效果,甚至有可能还会为将来结构的安全埋下了隐患。总的来说,大跨度结构与高层和高耸结构的风荷载差异性体现在如下几个方面。

(1)风荷载作用下的结果不同。高层建筑,由于结构层间刚度及整体刚度均很大,那么这类结构在风荷载作用下一般不会出现局部失稳问题,那么这类结构的风荷载设计时,重点放在分析其结构强度及整体变形;对高耸结构而言,虽然整体刚度较小,但是在风荷载作用下,其振动具有很明显的一维特性,结构以顺风向和横风向的振动较为明显,其设计与分析也相对简单一些;对大跨空间结构,此类结构对风荷载作用非常敏感。结构在风荷载作用下表面的风压分布不均匀,甚至有可能使结构出现动力失稳问题。

(2)风荷载作用下分析的维数不同。对于大部分高耸结构、高层建筑结构等,这类结构设计时大多可简化为一维受力结构体系。大跨度空间结构,进行风荷载的设计,通常要在时间、空间上全面的分析,其作用是三维的。

(3)空间相关性不同。对高层、高耸建筑而言,其高度尺寸远远大于其他方向尺寸,设计时只考虑沿建筑物高度方向的风荷载的相关性,但是设计的大跨度空间结构,其在长、宽、高三个方向的尺寸非常的接近,必须考虑三个方向风荷载的空间相关性。

(4)结构分析的节点多。为了增大结构的跨度,大跨度结构内部杆件与杆件之间存在很多节点,其表面体型的复杂性,也决定了结构风荷载在结构不同节点处风荷载分布的不均匀性,所以要对每一个节点周围处的风荷载进行时域、空间的分析才显得有意义。

3 常用的大跨度空间结构风荷载识别方法

现代主要是通过研究自然界中的风与建筑物和构筑物的作用效应,来进行结构风荷载的研究。换句话说,结构风荷载研究的重点就是对风与建筑物和构筑物产生的作用效应分析,也就是对这类结构的风荷载效应进行有效的识别。如已经形成的理论有:近地风的紊流效应、钝体空气压力,以及由风荷载引起的结构的风致振动及风振控制的研究。按照建筑物在风荷载作用下的效应不同,结构风荷载的研究可以分为两个方面,一是针对高层建筑的风荷载识别方法,二是适用于大跨度结构的风荷载识别方法。

随着建筑行业的飞速发展,较好的解决了高层结构风荷载识别分析的问题。在高层建筑风荷载识别方面,已形成了基于结构弹性、线性和拟定常气动力理论的风荷载识别方法。但由于大跨度结构风荷载的特殊性,这些方法无法直接用于大跨度结构风荷载的识别。目前常用的基于大跨度空间结构的风荷载识别方法主要有几下几种。

(1)风洞试验方法。风洞试验可以分为两大类,分别是刚性试验模型和气动试验模型。基于刚性模型的风洞试验一般只需要精确的模拟建筑的外形,通过外形反应结构的动力特性;基于气动模型的风洞试验需要综合考虑结构物的外形、结构的刚度、质量分布以及阻尼特性这些反应结构动力特性的参量。通过在风洞试验模型的建立中考虑这些动力特性参量,以达到有效的识别风荷载。一般情况下,不做特殊要求的,大部分大跨度空间结构的风洞试验选用的是刚性结构模型。通过风洞试验,收集结构测点的风荷载数据资料。利用计算机辅助软件功能,可以提高风洞试验数据采集技术的效率。目前利用计算机控制下的多通道压力测量系统,可以同时进行几百个测点的瞬时脉动风压的收集。收集到的测点风压资料,利用神经网络法和加权的本征正交分解法对原始风压数据资料进行重组。分析前几阶本征向量的物理意义以及其对风荷载的贡献,通过前几阶起控制作用的本征模态风荷载信息,可以很迅速实现对风荷载的识别。

(2)数值模拟计算方法。该方法将流体力学理论(CFD,Computational Fluid Dynamic)和计算机模拟技术结合起来,可以通过计算机对风荷载进行模拟识别,虚拟模拟出结构表面的风压场分布并由此进一步计算出出结构表面的风荷载。随着计算机模拟技术的普及应用和数值分析方法的深入运用,风荷载的数值模拟理论计算方法取得很大发展。在各种模拟方法中,以Monte.Carlo法和Orthogonal Decomposition法应用较多,两种方法中Monte.Carlo法更具优势。因此,工程上通常以Monte.Carlo法为基础,结合Fourier变换和滤波方法,可以从不同的角度用随机过程模拟风速、不同的脉动风速谱或风压时程。

(3)现场实测方法。其通过在屋面上布置传感器,用来测量大跨度结构表面的风压以及结构响应,从而达到对风荷载进行识别,其基于在现场直接测量分荷载。

以上几种方法,相互之间可以实现补充,另外也可以相互进行检验,其中以风洞试验方法应用为主。但是该方法也存在不足,该方法的准确性很大程度上受到测点布置方案的影响;数值模拟方法,由于其采用虚拟的手段模拟风荷载,识别风荷载。因此其可靠性和精确性还有待进一步检验;现场实测方法但由于该方法需要进行现场实测,该方法的可行性受到很大的限制,另外在实测过程中需要布置仪器,占用较长时间,因此目前该方法运用较少。

4 基于集成的数值模拟引导下的风洞试验研究方法

虽然风洞试验是研究大跨度结构风荷载的主要方法,然而风洞试验过程中也有其不足之处。由于试验之前尚不清楚结构表面的风荷载分布,那么测点的布置方案,试验的周期安排只能靠研究人员根据经验来确定。特别是对于造型复杂的大跨度空间结构,很可能会出现观测点的数据采集周期,以及测点布置方案不太合理,导致风洞试验下无法对风荷载进行有效的识别,体现在无法收集到准确反应结构风荷载效应的参数和风荷载分布参数。影响风荷载识别精度,给后面结构抗风设计带来安全隐患。

在工程上可以将数值模拟和风洞试验两种研究方法集合起来,发挥其各自的优势,即形成了基于“数值模拟引导下的风洞试验”方法来进行风荷载的识别。首先利用数值模拟方法,虚拟出结构表面的风压分布。该虚拟得到的风压分布趋势,可以用来确定结构表面的最不利的风压力分布区域。其确定的最不利风压分布,可以用来辅助工程人员在风洞试验中优化测点的布置方案、指导试验周期的安排,提高风洞试验的精确度。

摘要：具有质量轻,柔性大的大跨度结构,在风荷载作用下十分敏感。因此,对此类结构的风荷载识别,成为了这类结构设计的主控荷载之一。目前可以用来对大跨度空间结构的风荷载进行识别的方法主要有以下几种,风洞试验,数值模拟计算和现场实测。但是这些方法都存在一些不足,采用数值模拟引导下的风洞试验方法,可以提高风洞试验的精确度,这是一种较有效的进行风荷载识别的方法。

关键词：大跨度结构,风荷载识别,风洞试验,数值模拟

参考文献

[1]GB 5009——2001建筑结构荷载规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2002.

[2]程志军,楼文娟,孙炳楠等.屋面风荷载及风致破坏机理[J].建筑结构学报,2000,21(14).

风荷载分布 篇6

为检验其性能,现针对已施工项目26 m通信钢管杆塔基础做现场试验。通过观察分析拼装基础在模拟风荷载作用下(裂缝出现前)的整体受力性能、弹性阶段的性状、变形情况、拼装基础连接处的协调工作能力以及荷载挠度图,得到拼装杆塔基础的安全储备,为高强度钢筋混凝土通信杆塔进一步的研究提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

结构设计为26 m灯杆式单管塔,其中单管塔下部为1.5 m的短柱,柱下为预制钢筋混凝土基础,基础由两个预制的钢筋混凝土基础拼接而成。在预制基础底部受弯钢筋截断处,沿基础宽度方向均匀预留5个Φ28 mm的通长孔洞,用于基础拼接时穿过钢绞线。2块预制基础主要通过基础底部的钢绞线(按要求施加预应力)、基础上部的对拉螺杆和界面构造等方式拼接成整体。结构安全等级为二级,设计使用年限50年,抗震设防烈度8度,基础混凝土等级为C30。经设计计算此拼装基础在0.65 MPa风压下所受的内力为:弯矩<1 000 k N·m,剪力=50 k N,轴力=77 k N。设计如图1所示。

1.2 试验加载方案

试验试件采用现场施工、拼装,直接对拼装基础做模拟风荷载静力试验。基础底设150 mm厚的砂垫层。基础顶面通过堆放砂子,并在四周设置围挡的形式模拟地下覆土的重量。试验设计考虑风荷载(水平荷载)作用下剪力和弯矩的影响,设计千斤顶作用点为柱顶位置,等价水平荷载为550 k N。本试验每级加载值为50 k N,持荷15~20 min。预载阶段分三级进行,检查试件的支承部位和加载部位接触良好,观测仪表工作正常;正常使用加载阶段分11级进行,待变形读数稳定后采集数据并观测裂缝发展。

1.3 试验测试项目

测试项目包括加载时拼装基础的挠度(包括水平位移、竖向位移和相对位移)、各测点的应变、零应力区域。挠度主要观测上下混凝土翼板跨中和支座断面的竖向位移,位移计采用电子位移计,精度均为0.01 mm;应变片分别布置在基础侧面中间和两端受力较大的位置,主要观测拼接断面和基础两端断面处的应变。应变数据采集采用DH3816N数据采集仪,仪器的测读时间在每一级荷载后的间歇时间里,全部测点读数时间应基本相同。对重要控制点的量测数据,应边记录边整理,并与估算值进行比较,以便发现问题,查找原因,及时修正试验进程;应力区域测量采用四个应力盒布置于基础底砂垫层内;裂缝宽度采用五倍放大镜观察记录,用有色笔加深裂纹后拍照存档。

2 试验结果

2.1 整体变形

水平位移包括柱顶和基底两个部位,其中柱顶位移为15.535 mm,基础底部最大位移为3.715 mm;拼装基础各截面的挠度相对较小,各测点变化趋势基本保持同步,斜率相对较小。竖向最大挠度出现在加载所在侧最外端,设计荷载作用下最大挠度值为7.455 mm;相对位移最大值为0.835 mm。对比拼装基础结合面两侧竖向位移的挠度变化曲线,两测点的荷载挠度变化基本同步。

2.2 裂缝形态

试件的受拉区早期裂缝出现在基础底部且出现在加载后期,出现裂缝较少,整体裂缝形态变化不明显。试验所测最大裂缝出现在千斤顶加载一侧的基础底部,其最大裂缝宽度为0.15 mm,由《混凝土结构设计规范GB50010-2010》知结构构件的裂缝控制等级及最大裂缝宽度的限值,计算得本试件裂缝限值为0.20 mm,0.15 mm<0.20 mm,裂缝宽度满足设计要求。整个加载过程中,在两块拼装基础结合面部位,没有出现明显的裂缝,整体性保持良好。

2.3 整体受力分析

荷载-应力变化曲线基本呈线性变化,处于弹性受力阶段。按照试验试件设计参数,计算相同参数下整体基础的基底受弯承载力,各级荷载作用下的基底端部跨中位置的实际试验测量值与按整体基础公式估算值基本同步。可看出拼装基础的整体受力与整体基础的受力性能相似,说明在抱箍、锚杆以及钢绞线的连接作用下,两块分体基础的整体性能很好。

3 结语

1)拼装基础的受拉区裂缝出现在加载后期,出现裂缝较少,整体裂缝形态变化不明显。试验所测最大裂缝出现在千斤顶加载一侧基础底部,裂缝宽度满足要求。拼装基础各截面的挠度相对较小,其曲线相对平缓,斜率相对较小,挠度变化均匀,拼装基础结合面连接可靠。

2)设计荷载作用下,拼装基础底面零压力区域面积小于基底面积的1/3;拼装基础的整体受力与整体基础的受力性能相似,可满足设计荷载承载能力要求。通过抱箍、锚杆以及钢绞线的连接作用,两块分体基础的整体性有很大提高。

摘要：随着我国社会经济的快速发展,信息通信行业迈入了新的发展时期,同时带动了与之相关的杆塔行业。为响应国家资源节约型,环境友好型,工业化的号召,采用钢筋混凝土结构杆塔建设通信基站是一种见效快、造价低、安全环保、耐久性好的有效方法,特别是48M及以下的钢筋混凝土通信杆塔的应用,优点尤为突出,具有良好的经济优势。

风荷载分布 篇7

关键词：高耸结构,荷载识别,虚拟激励法

1 引言

对高耸结构而言, 风荷载引起的响应在总荷载中占有相当大的比重, 甚至会起到决定性作用。目前风荷载的数据主要来源于规范、实测和数值模拟。然而对于高耸结构而言, 由于风荷载的随机性和结构的复杂化, 对随机风荷载进行实时测量是相当困难的, 而随机风荷载作用下高耸结构的动力响应是很容易得到的。因此, 根据实测动力响应来反演结构的动态荷载, 已经成为间接测量动态风荷载的一种新途径。

目前国内外的荷载识别方法主要针对于确定性荷载, 确定性荷载主要包括周期性动荷载和冲击荷载两大类。对于随机荷载的识别仍然处于研究阶段, 目前成果较少。林家浩、张亚辉提出了虚拟激励法[1], 成功将荷载识别领域由确定性荷载推广到随机荷载, 为高耸结构[2,3,4]风荷载模型的建立提供了一条新的途径。

本文根据淮北虎山烟囱实际尺寸建立烟囱有限元等效模型。利用AR模拟[5,6,7]得到脉动风压时程, 再乘以相应的风荷载系数得到风荷载时程。在有限元模型中加载风荷载时程得到顺风向下的位移、加速度响应。在仿真实验的基础上, 利用虚拟激励法反演得到烟囱顺风向风荷载模型。

2 随机风荷载识别理论

脉动风功率谱是应用随机振动理论进行计算必须具备的资料, 它需由强风观测得到的风速记录得出。Davenport[8,9]根据世界上不同地点、不同高度测得的90多次强风记录提出了脉动风的经验公式。我国规范根据Davenport风速谱模型得到Davenport脉动风压谱

式中, 为与场地条件有关的参数;为该场地条件下10m处的平均风压;v10为该场地条件下10m处的平均风速;ω为圆频率。

假设脉动风压面荷载可以分解为

因为脉动风压是随机荷载, 所以wf (x, z) 应该用统计值代入, 即用方差σwf (x, z) 代入。对某一确定位置 (x, z) 处, 其自谱密度为:

式中, Sf (ω) 仅是对时间t的随机性, 与位置无关, 由式 (1) 和式 (3) 可得

脉动风除用自相关性描述外, 还可用空间相关性来表示。空间相关性主要包括侧向左右相关和竖向上下相关。本文采用Shiotani在试验的基础上提出的只与两点间距离有关的简单表达式

式中, Lz=60, Lx=50。

顺风向脉动风荷载为:

式中, μf (z) 为脉动系数, μs (z) 为体型系数;As为节点承风面积;μz (z) 为风压高度变化系数;fi (t) 为归一化顺风向脉动风压随机函数, 其功率谱由式 (4) 确定。

风压高度变化系数表达式如下:

式中, αB为地面粗糙度系数。

顺风向风荷载表达式 (6) 可以写为以下统一表达式:

式中, f (t) 的功率谱为式 (4) 确定, 且不同节点对应的fi (t) 的自谱密度Sfi (ω) 是相同的。另设结构具有n自由度, 其中在m自由度上加载平稳随机风荷载, 利用虚拟激励法, 风荷载矢量表达式可以表示为下式:

式中, ω为风荷载频率。根据虚拟激励法, 风荷载功率谱矩阵可以表示为式 (11) :

式中, ai简化替代ai (z) ;*表示复共轭;ρij表示i、j点风荷载的空间相关性系数, 按式 (5) 取值。根据虚拟风荷载激励式 (10) , 可以得到位移虚拟响应, 为:

式中, [H]为位移频响函数矩阵。多自由度系统位移频响函数矩阵的任意元素Hpq (ω) 表达式为:

式中, ωr、ξr分别为第r阶固有频率、总阻尼比;φpr、φqr分别为p、q点在r阶振型中的幅值。

由 (12) 可以得到,

结构上任意节点在风荷载作用下的0°向位移响应为:

而位移响应自功率谱为:

式中, [A]与式 (11) 中的[A]相同;λ (ω) 为一实数。因此, 只要知道了任意节点的位移响应功率谱, 就可以通过式 (17) 计算出加载在结构上的荷载谱。

用虚拟激励法可推导计算出加速度自谱和位移自谱的关系, 如式 (18) 所示:

同理, 只要知道任意节点的加速度响应, 也可通过式 (17) 和式 (18) 反演出荷载谱。

3 风荷载识别数值仿真

3.1 淮北虎山烟囱仿真实验

淮北虎山烟囱为异型双管组合烟囱, 总高度为238m。外筒为钢筋混凝土结构, 内设2个直径为7.2m的钢结构排烟筒, 内筒和外筒之间通过桁架彼此相连。烟囱外形:在细长四棱柱体的基础上进行平面切削而成, 整个烟囱形态丰富, 线条挺拔, 富有阳刚之美。淮北虎山电厂烟囱所在地场地粗糙程度为B类, 百年一遇的基本风压为0.5k N/m2, 对应的基本风速为28.284m/s。图1a为淮北虎山电厂异型烟囱效果图。

根据淮北虎山电厂烟囱实际尺寸建立烟囱有限元等效模型, 有限元模型如图1b所示。按照荷载规范查取脉动系数、体型系数和风压高度变化系数。部分节点的坐标、体型系数和脉动系数如表1所示。

采用的xyz坐标系和风向角如图2所示, 坐标原点在零标高处, z轴和烟囱的筒轴线重合。yoz平面称为长轴平面;平面称为短轴平面。设风向角为0°为顺风向。

在考虑空间相关性的基础上, 利用AR模拟方法将风压谱式 (4) 转化为风压时程, 得到不同节点的fi (t) 风压时程曲线。

得到不同节点的风压时程之后, 再乘以相应的脉动系数μf (z) 、体型系数μs (z) 、节点承载面积As、高度变化系数μz (z) 和基本风压wo得到不同节点的风荷载时程曲线wi (z, t) 。加载到有限元模型中得到节点49的位移响应和加速度响应, 如图3、图4所示。

3.2 风荷载识别

对虎山烟囱有限元模型进行有限元模态分析可知, 第1阶固有频率为0.41Hz, 振型为90°向振动;第2阶固有频率为0.41Hz, 振型为0°向振动。

对于一般悬臂型结构, 例如构架、塔架烟囱等高耸结构, 均可仅考虑第一振型的影响, 因此, 本文仅考虑0°向第一振型, 即第二阶固有频率的影响。在得到节点49的位移、加速度响应功率谱后, 就可以通过式 (16) 和反演出加载在结构上的荷载谱。

本文分别通过节点49的位移响应时程和加速度响应时程得到风荷载谱, 并通过与原始荷载谱对比, 对比图如图5、图6所示。

由图5、图6可知, 虚拟激励法能够应用于风荷载识别, 在低频部分拥有较好的精度;同时相对于位移响应而言, 加速度响应更适合用于风荷载识别。

4 结论

利用有限元方法得到烟囱的位移响应和加速度响应, 反演出输入的风荷载谱, 主要结论有:

1) 分别由位移响应、加速度响应反演出钢烟囱风荷载谱, 并与输入的原始风荷载谱对比, 对比结果验证了本文的识别方法适用性及可靠性;

2) 该识别方法在低频部分有着较高的精度, 但在高频部分仍有一定的误差;

3) 分析表明:相对与位移响应, 加速度响应能够更好地反演出结构风荷载谱。

参考文献

[1]林家浩, 张亚辉.随机振动的虚拟激励法[M].北京:科学出版社, 2004.

[2]GalemannTh, RuscheweyhH.Measurements of windinducedvibrations of a full-scale steel chimney[J].Journal of Wind Engineeringand Industrial Aerodynamics, 1992 (41) :241-252.

[3]YangKotenH.Windinducedvibrationofchimney:therulesofthecicinal code for steel chimney[J].Engineering Structure, 1984, 6 (4) :350-356.

[4]汤卓, 吕令毅, 李萍, 等.高耸异性烟囱横风向气动参数CFD模拟[J].振动与冲击, 2009, 10 (28) :137-140.

[5]李元齐, 董石麒.大跨度空间结构风荷载模拟技术研究及程序编制[J].空间结构, 2001, 7 (3) :3-11.

[6]M.Shiotani, H.Avai.Internationalconferenceonthewindeffectonbuildings and structure[J].1967 (1) :47-53.

[7]舒新玲, 周岱.风速时程AR模型及快速实现[J].空间结构, 2003, 12 (9) :27-32.

[8]A.G.Davenport.Gustloadingfactors[J].ASCE, 1967 (93) :11-34.

风荷载分布 篇8

风荷载观测应在高层、超高层建筑物受强风作用时间阶段同步测定建筑物的顶部风速、风向和墙面风压, 以及顶部的水平位移, 以获得风压分布、梯形系数及风振系数。本方案采用GPS差分载波相位法来测定顶部位移。GPS用于高层建筑物的变形监测主要有几项优势。GPS精密测量技术在过去的十几年得到了快速发展和应用。

(1) 易于实现系统的全自动化。

(2) 全天候观测。

(3) 能同时测定点的三维位移。

(4) 测站间无需保持通视。

(5) 精度高。高程精度为2mm~3mm, 相对而言平面位置精度可达1mm~2mm。

系统工作原理:

监控中心和测站现场都可以控制多天线微波开关以分时复用的方式采集多GPS天线接收的信号。测站现场和基站现场的PC104嵌入式计算机同时接收和处理GPS信号, 并通过GPRS无线传送到监控中心。监控计算机接收监测现场发回的GPS信息, 实现基线解算、变形分析和报警。其中, 测站设在变形区域的监测点上即在高层建筑物的顶部GPS观测墩上, 基站设在变形区域外的稳定点上。

首先在建筑物的顶面浇注用于安装GPS的观测墩, 并按照有关的规范来进行检验校正。风荷载及楼顶摆动的监测是通过GPS差分载波相位法来实现的。将一台GPS接收机安置在距待测建筑物一段距离且相对稳定的基准站上, 另一台接收机的天线安装在建筑物楼顶。接收机周围高度以上应无建筑物遮挡或反射物。两台接收机同步记录15~20min数据作为一测段。具体测段数视要求确定。通过专门软件对接收的数据进行动态差分处理后, 根据获得的WGS-84大地坐标即可求得相应的位移量。

最后把各期数据与上期数据对比得出点位坐标与坐标三个分量 (X, Y, Z) 的位移值, 把各期的位移量展绘在图表上 (如图2) 可以研究风荷载的特征, 如风荷载的大小, 方向。