风荷载效应（通用9篇）
风荷载效应 篇1
随着西部大开发战略的实施, 我国高速公路建设逐步进入山区, 跨越深沟峡谷能力强的大跨径预应力混凝土连续刚构桥得到了广泛推广。平衡悬臂施工法作为一种无支架施工方法, 在连续刚构桥的施工中得到了普遍应用。然而, 山区的地形地貌复杂, 局部风的特性与平原区相比有较大差异, 连续刚构桥主梁迎风面积较大, 作用在桥梁结构上的风荷载很大, 而最大双悬臂状态是施工期的最不利的抗风状态[1], 因此需要深入研究山区桥位风环境与风荷载, 针对性的采用悬臂施工期临时抗风措施, 确保桥梁施工过程中的安全性。为此, 该文以在建的麻昭高速公路熊家沟特大桥实际工程为背景, 根据高墩大跨连续刚构桥的风致响应特点, 提出了悬臂施工期横桥向等效风荷载计算方法, 在此基础之上定量地分析了高墩大跨连续刚构桥的横桥向风荷载效应。
1 山区高墩大跨连续刚构桥悬臂施工期风致响应特点
1.1 山区大气边界层的自然风特性
高墩大跨连续刚构桥多位于峡谷, 在山区风环境下, 桥梁的抗风设计与风荷载验算需要应用桥位处的近地风特性。现阶段, 开展桥梁的风荷载研究通常采用平均风描述山区大气边界层自然风特征, 平均风的特征可由基本风速、风速剖面、风向及风攻角等进行描述[2]:
(1) 基本风速。我国现行的公路桥梁抗风设计规范规定的基本风速概念为:在100年重现期、10米相对高度、10分钟内的平均最大风速。在普通平原地区, 桥址处的基本风速就是该地域的基本风速。然而, 当桥梁位于地形复杂的山区时, 该地区的基本风速无法准确反映桥址风速。因此, 直接采用附近气象站的基本风速来进行山区桥梁的抗风设计容易造成较大误差, 而山区桥位的抗风设计方法在现行规范中也没有进行明确说明。
(2) 风速剖面。风速剖面是指风速沿高度方向的变化规律。山区的地形复杂, 峡谷地形条件对桥位处的风速分布有较大影响, 应用传统指数规律模型无法描述山区桥位处的风速剖面。因此, 对具有高墩大跨特征的山区连续刚构桥进行抗风设计需开展现场风速观测及室内风洞试验研究。
(3) 风向与风攻角。风向指在一维平面上风的初始方向, 而风攻角则是描述风在一维平面法向方向与平面的夹角。山区的地形条件复杂, 因此影响风向与风攻角的因素较多。
1.2 风荷载与桥梁结构间的相互作用
受到桥梁结构、迎风面尺寸、桥梁结构动力特征及桥梁结构与风荷载的耦合作用特征等因素影响, 山区桥位处近地风对桥梁结构主要产生静力动力两类作用[3]:
(1) 静力作用。当采用平均风来描述山区桥位处近地风的特性时, 静力风会对桥梁结构产生静压作用。在静力风场中, 梁结构的迎风面对静力风产生一定的风阻, 静压作用可造成桥梁结构产生静力变形, 其作用效果与静力面荷载相似。另外, 还需要考虑围绕桥梁结构基准轴转动的力矩与垂直于风向的升力的作用效果。
(2) 动力作用。动力作用就是桥梁的风致振动。当桥梁结构具有足够大的刚度时, 可以用脉动风作用下结构的响应平均值来进行计算。但对于柔性结构来说, 由脉动风作用所导致桥梁结构的振动响应则不可以忽略。如脉动风作用引起柔性桥梁结构发生不规则振动时, 这种振动将逐渐演化为具有更大振幅的规则振动, 最终将造成桥梁结构的损坏。桥梁结构的风致振动主要包括抖振、涡振、颤振和驰振四种形态。
1.3 山区高墩大跨连续刚构桥悬臂施工期风致响应特点
高速公路在山区条件下需要保持线性与行车速度, 因此通常应用具有高墩大跨特征的连续刚构桥来跨越V字型峡谷。此类桥梁的主梁迎风面积大, 因此在风荷载作用下桥梁上部结构的横桥向静力与动力风荷载较大, 而最大双悬臂状态是连续刚构桥施工期的最不利的抗风状态[4]。此时, 横向风的作用将导致悬臂主梁同时产生横向静力、竖向静力以及扭转力矩, 与此同时还将产生一定的水平及竖向抖振惯性力。上述桥梁上部结构的风荷载相应都将导致连续刚构桥的墩梁固结处与墩第产生非常大的内里。同时, 主梁的抖振动力相应也会影响混凝土浇筑材料的初凝和终凝效果, 导致混凝土强度下降甚至直接引起混凝土开裂, 降低施工安全性与工程质量。由于作用在桥墩主梁与桥墩上部横桥向的风荷载随着墩高的增大呈几何级增加, 因此开展山区高墩大跨连续刚构桥横桥向风致响应研究很有必要。
2 连续刚构桥横桥向等效风荷载计算方法研究
世界各国现行的风荷载规范所遵循的基本原理类似, 都是将近地风对桥梁结构施加的作用转化成作用在结构上的风压或风力, 仅在具体计算公式和参数取等方面所考量的侧重点有所差异[5]。本文在山区高墩大跨连续刚构桥的风荷载效应计算时以高墩大跨连续刚构桥的最大双悬臂状态为研究对象, 考虑工程算例中桥梁结构的设计特点, 对主梁风荷载和桥墩风荷载加以区分, 分别计算桥墩底部的横桥向弯矩和剪力等结构响应, 最终提出山区高墩大跨连续刚构桥横桥向风荷载的简化计算方法。
2.1 桥梁等效风荷载基本方法
目前常用的桥梁等效风荷载计算方法有阵风荷载法、阵风荷载因子法、有效静荷载分布法、等效均布静风荷载法[6]。应用阵风荷载法计算位移响应具有良好的精度, 但计算其它参数时误差较大, 因此仅适用于刚度较大的中小跨径桥梁位移计算。应用有效静荷载分布法易导致所计算的等效风荷载形状复杂。应用等效均布静风荷载法可计算得到便于应用的具有均匀分布特征的等效风荷载, 因此更加适合工程应用。
2.2 等效均布静风荷载法基本理论
(1) 平均风荷载
平均风荷载珔P可用单位长度上的平均风压来表示
式中ρ、CD、A、U分别表示大气密度、刚构桥的梁截面阻力参数、刚构桥构件单位长度上的迎风面积和风速平均值。
(2) 背景响应风荷载
均匀分布的等效风荷载的计算公式如下[7]
式中gθ为风荷载的峰值因子, 在对山区条件计算时可取为3.5。
(3) 共振响应风荷载
共振响应风荷载通常称作惯性风荷载, 用来描述桥梁抖振时的惯性力, 计算公式如下:
式中gRi为桥梁结构共振响应时第i阶振型所对应的峰值因子;m (x) 为每延米的质量;ni为桥梁结构在第i阶振型时的固有频率;σui (x) 是第i阶振型对应的加速度响应根方差;φi (x) ) 为第i阶振型函数;Hi (n) ) 为第i阶振型对应逆函数, 表示桥梁结构振动对荷载响应的放大。
(4) 等效风荷载
式 (3) 得到的惯性风荷载和桥梁的质量分布及振型形状有关, 并不是均匀分布的, 若直接把此时的背景风荷载和惯性风荷载按平方和开方的方式合成再加上平均风荷载, 则得到的等效风荷载将是曲线形状的荷载形式。为得到均匀分布或分段均匀分布的等效风荷载, 可采用对响应进行组合的方式, 即总响应γmax按下式计算:
求出总响应后, 等效风荷载Q (x) 和阵风响应系数G可分别由式 (9) 式 (10) 求得
2.3 高墩大跨连续刚构桥墩底横桥向弯矩和剪力等效风荷载
(1) 影响函数和振型函数
随着连续刚构桥墩高的增加, 横桥向风荷载作用及桥梁结构风载响应逐步成为控制结构设计的主因, 其中最为重要的风荷载作用结构响应参数为墩底横桥向弯矩与剪力。另一方面, 连续刚构桥高墩结构的刚度小, 因此其风荷载响应的低阶振型以桥墩弯曲振型为主, 而非传统的主梁振型。同时, 主梁结构在“整体横摆”与“整体竖摆”作用承受的抖振惯性力与桥墩的高度关系较小, 因此不会对桥墩承受的弯矩与剪力产生较大影响。基于上述原因, 本文在风荷载计算过程中进行简化, 仅计算墩底横桥向弯矩和剪力响应。考虑高墩大跨连续刚构桥的悬臂施工风荷载作用响应特征, 其影响函数I和振型函数φ可通过下式计算:
(2) 背景响应风荷载
由式 (2) 可得
(3) 墩底横桥向弯矩和剪力
计算得到桥墩横桥向一阶弯曲振型的频率, 其墩底横桥向弯矩和剪力就可由式 (6) 求出。当主梁或桥墩为变截面梁时, 可近似分段计算求和。桥墩横桥向一阶弯曲振型的频率, 简单时用结构力学方法即可求得, 复杂时则需用有限元方法求解。
3 实桥算例分析
以在建的麻昭高速公路熊家沟特大桥最大悬臂状态为例进行风荷载内力计算。熊家沟特大桥位于云贵高原山区V型峡谷中, 大桥总长556m, 主跨为180m的预应力混凝土变截面连续刚构。熊家沟特大桥与悬臂施工稳定性相关的特点如下: (1) 主墩为双薄壁墩, 高136米, 属高墩大跨桥梁; (2) 该桥位于山口峡谷中, 受地形地貌影响, 桥顶风速较大; (3) 连续刚构桥采用墩梁固结, 采用挂篮悬臂现浇法对主墩顶部两个T构进行对称独立施工, 最大悬臂长度为90m。上述特点表明, 熊家沟特大桥的桥墩高, 风荷载作用大, 施工过程中的悬臂较长, 因此需要开展熊家沟特大桥悬臂施工阶段的施工稳定性分析。为验证本文提出计算方法的精度和适用性, 采用《公路桥梁抗风设计规范》JTG/TD60-01-200中给出的计算方法和本文的简化计算法进行分别计算对比[8,9]。两种方法的风效应部分计算相同, 均采用规范公式计算。规范方法按其给定的静阵风系数计算脉动风的背景响应, 不考虑脉动风的共振响应。算例为熊家沟特大桥实桥最大悬臂施工状态, 悬臂梁长90m, 墩高136米, 主梁为变高度混凝土箱形截面, 桥墩为顺桥向变宽度的矩形截面。表1为算例中的计算基本参数。表2列出了采用两种方法对算例墩底横桥向剪力和弯矩进行计算的结果及其对比情况。
注: (1) U为平均风速; (2) a为风剖面指数 (按B类风场考虑) ; (3) Ia沿高度不变; (4) 计算只考虑0°风攻角的风阻力, 桥墩CD值为1.8, 主梁为1.2969~1.4317; (5) 材料为C55混凝土, 密度为2600kg/m3。
由计算结果分析可知: (1) 现行规范给定的静阵风系数未包括脉动风共振响应的影响, 因此较本文方法的计算结果偏小6.2%~14.6%; (2) 按本文计算方法, 不考虑共振响应进行计算, 计算结果仍比规范方法的计算结果大2.6%~13.2%, 这充分表明规范方法不考虑共振响应的静阵风系数将导致计算精度出现较大偏差; (3) 按本文方法计算得到熊家沟特大桥的桥墩风荷载响应比主梁风荷载响应大, 而按规范方法计算得到的墩底横桥向剪力甚至达到主梁的3倍, 这说明在开展山区高墩桥梁的抗风计算时, 墩底的风荷载响应可能超过主梁, 因此需要采取相应的施工期临时抗风措施, 以确保悬臂施工时内桥梁整体结构的抗风安全性。
4 结语
该文以在建的麻昭高速公路熊家沟特大桥为工程背景, 分析了山区连续刚构桥悬臂施工期风致响应特点, 给出了便于工程应用的计算山区高墩大跨连续刚构桥悬臂施工状态墩底横桥向弯矩和剪力等效风荷载及风载内力的实用简化计算方法。通过实桥算例分析, 验证了所提简化计算方法的精度及适用性。算例分析同时表明山区高墩尤其超高墩连续刚构桥的桥墩风荷载非常大, 其对墩底内力的影响甚至可能超过主梁, 必须进行悬臂施工阶段的抗风分析, 同时采取相应的临时抗风措施, 以确保施工过程中结构的抗风安全性。
参考文献
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风荷载效应 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)
风荷载效应 篇3
【关键词】大跨度体育馆；风荷载
前言
随着科技的发展，高强度的轻型材料的应用，以及建筑学方面对高强度轻型材料的使用施工技术的发展，像大跨度体育常这样的大跨度空间的结构发展也变得越来越多样化。大跨度的建筑物本身所具有的重量轻、阻尼小等优势特点都决定了体育馆的建设将会朝着大跨度的方向发展。说到大跨度的体育馆建设，就必须要考虑对大跨度建筑物影响最大的风荷载问题了，尤其是在设计大跨度的体育馆这种类型的复杂弱刚性结构时，必须将风荷载对体育馆的影响考虑进去，否则由于风荷载的作用可能引发严重的事故。本文主要对大跨度体育馆结构在风荷载作用下设计计算结果的影响做出研究。
1、大跨度空间结构的发展现状
人类对于空间的追求从古至今就是存在的，随着时代的进步和科技的发展，力学在建筑学当中的应用随处可见，也随着建筑材料出现了钢筋何水泥等多种材料，使得现代的建筑空间跨度得到了巨大的扩展。现在，由于高强度的轻型材料在建筑方面的应用，使建筑物的空间跨度得到了前所未有的突破。大跨度空间结构技术水平的高低已经成为衡量一个国家总体的建筑水平的标尺，而通过这种大跨度空间技术建造的建筑物也成为了建筑所在城市的地标性建筑物，为城市添加了一道亮丽的风景线。
2、大跨度空间结构的特点
目前所能够建造的大跨度空间结构建筑，通常都是以弧形的顶部和空间网架结构为主体的建筑形式，大跨度建筑结构当中的空间网架结构是目前发展速度最快的一种建筑物表现形式之一。大跨度的空间结构所具有的优点包括：通过应用网架结构而建造的大跨度空间结构具有优美的建筑外形，能够给建筑物所在城市添加一道亮丽的风景线，也可以通过建筑物本身向世人展示先进的建筑技术和艺术韵味。
3、风荷载对大跨度体育馆的设计影响
风在流经大跨度的建筑物结构时，会由于建筑物对风的阻挡，产生气流在建筑物迎风面的气流分离现象，并在建筑物结构上形成一定的气流漩涡，这些由于建筑物阻隔而形成的气流漩涡和气流分离再加上气流中本身存在的三维流效应等因素，最终导致整个大跨度建筑物所处的风场环境相当复杂，对这种大跨度的建筑物的研究也变得相当复杂，而现代的很多大跨度体育馆的建设都比较追求外表的美观，同时还要达到一定的风荷载能力，所以，对于现代建筑中的大跨度体育馆的研究就不能仅仅从简单体型中得到数据进行分析了，对现代的大跨度体育馆的研究需要用到比较先进的风洞测试方法来对建筑物的风荷载进行确定和分析。现代的具有代表性的大跨度体育馆主要有两种建筑形式：封闭型和敞开型。对于封闭型的大跨度体育馆风荷载的研究只需要对建筑物表面受到的里进行研究分析即可，而对于敞开行的大跨度体育馆的研究，就需要从里外、上下共同受到风作用以后的风荷载进行研究，因此对于敞开型的大跨度体育馆的研究是比较复杂的。风荷载作为建筑物最主要承受荷载之一，对于大跨度的体育馆存在着很大的影响，在对大跨度的体育馆进行设计的同时，必须考虑风荷载对建筑物的影响。在设计的同时，可以通过对大跨度体育馆受到的风荷载进行模拟实验，经过计算得出风荷载对于大跨度体育馆的影响。
3.1封闭型的大跨度体育馆的风荷载影响
由于人们对建筑物外观的追求，封闭式大跨度的体育馆有很多种形式，主要的特点是建筑物本身连绵起伏，变化各异。所以对封闭式大跨度的体育馆的风荷载研究需要从平屋面的风荷载和大跨度屋盖结构的风荷载两方面进行研究。
3.1.1平屋面的风荷载
平屋面是大跨度体育馆的基本形式，在遇到风作用时，是主要的风荷载承受部分。分遇到结构特异的大跨度体育馆的平屋面时，风会由于体育馆平屋面的突出或者棱角而发生分流现象，使气流沿着突出物或者棱角的面流动，在平屋面形成一定大小的气流漩涡，这种气流漩涡不会随着气流的继续流动而转移，只会停留于平屋面对平屋面施加一定的风荷载力，这种荷载力的施加形式也是根据气流接触突出物时的位置特征，当气流被突出物垂直分离时，气流会在平屋面上形成一致的气流漩涡，这样的气流漩涡连接在一起就会形成比较大的一种柱状漩涡，而当气流被突出物以一定的角度分离时，气流会在突出物的周围形成几个锥形的气流漩涡。这些气流漩涡的不断积累可以给平屋面产生极大的负风压，从而对大跨度的体育馆产生较大的风荷载。
3.1.2大跨度屋盖的风荷载
由于风在遇到封闭式的大跨度体育馆时，会在棱角处法神高气流分离现象，使一部分气流沿着大跨度体育馆的屋盖流过，在屋盖部分形成气流漩涡，对屋盖施加一定的风荷载力。这种气流漩涡跟平屋面的气流漩涡类似，可以按照不同的气流分离角度分成不同的气流漩涡。这种气流漩涡也会通过积累在屋盖形成极大的负风压。
3.2敞开式的大跨度体育馆的风荷载影响
敞开式的大跨度体育馆时比较常见的一种建筑形式，因此，对敞开式大跨度体育馆的风荷载影响的研究也是最重要的。当敞开式大跨度体育馆遇到风时，将风分流朝向两个方向流经体育馆表面，会在体育馆的平屋面和体育馆内部形成同时向建筑物施加压力的气流漩涡，同时整个建筑物还会受到由气流分离处所形成的极大的负风压和里表面抑制风分流而受到的压力所组成的叠加力，是敞开式大跨度体育馆受到了一种向上的升力。
4、总结
大跨度的体育馆在设计的时候需要考虑到风荷载的影响，通过本文对两种形式的大跨度体育馆的风荷载影响的研究，为大跨度的体育馆设计中对风荷载影响的计算提供了理论基础。高强度的轻型材料的应用，使得大跨度的体育馆的建设成为可能，对大跨度的体育馆的风荷载影响研究能够帮助人们更好地了解这种新型的建筑形式在风荷载作用下的承受能力，以及能够帮助人们在大跨度的建筑物建造方面提供更多的经验和提高相应的大跨度建筑物建筑水平。
参考文献
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[5]舒新玲周岱风速时程AR模拟及其快速实现[J].空间结构，2003.
渔船风荷载计算方法的比较研究 篇4
船舶所受风荷载的研究有物理模型试验和数值计算两种方法, 物理模型试验因费用昂贵、时间长而存在较大局限, 数值计算方法由于成本低、速度快等优势应用更加广泛。目前, 国内外已有多种计算船舶风荷载的方法, 其中多为半经验半理论方法。Isherwood[1]将试验结果进行多元回归分析, 得到了风力和力矩的经验系数, 此经验系数由船体主要尺度及水线以上船体参数组成的方程给出;Blendermann[2]根据自己收集到的风荷载数据, 导出了计算船舶横向分力、纵向分力、力矩的系数, 这些系数是拖曳力系数、风舷角、受风面积的函数;石油国际海事论坛 (OCIMF) [3]1960年在密歇根大学 (University of Michigan) 开展风洞试验给出了计算大型船舶风荷载的经验系数, 这种大型船舶指载重量在150 000～500 000 t的船舶;美国海军设计手册 (MIL-HDBK) [4]也给出了船舶风荷载计算的半经验半理论方法, 这种方法主要针对军舰这种具有独特上部结构的船型。除了这些国外研究机构和学者给出的风荷载计算方法外, 我国《港口工程荷载规范》 (JTJ215-98) [5]也有关于船舶风荷载的计算方法, 可用于计算各种尺寸船舶的风荷载。
由于这些方法中所含经验系数多来源于大型船舶模型试验或针对大型船舶而选取的经验系数, 因此这些风荷载计算方法对商船、军船等大型船舶的适用性更好。而渔船与大型商船或军船相比存在较多不同之处, 如渔船尺寸较小、上部结构较复杂、船型差别大等。因此, 不能简单的直接使用这些大船风荷载计算方法计算渔船风荷载。而目前尚没有专门研究渔船风荷载计算的相关文献, 现有文献中关于渔船风荷载的计算通常引用上述大船风荷载计算方法, 并没有考量这些方法计算渔船风荷载的准确性和适用性, 如李天均等[6]为了预测风浪中锚泊渔船的锚链动力负荷引用Isherwood[1]给出的公式及经验系数计算了渔船所受风荷载。因此, 有必要针对渔船的独特性开展渔船风荷载计算研究。本文分析研究了国内外应用较广的几种关于船舶风荷载计算方法的特点及其应用于渔船风荷载计算的优缺点, 并以8154型渔船为例, 采用OCIMF[3]公式和我国港口工程荷载规范[5]公式计算其所受风荷载的大小, 最后对计算结果进行了比较分析, 为今后进一步数值研究渔船受力情况奠定了基础。
1计算方法比较
首先说明国内外应用较广的几种关于船舶风荷载计算方法。船体坐标系统、风荷载方向及风舷角的定义如图1所示。
1.1石油国际海事论坛 (OCIMF) 公式
OCIMF[3]方法中风荷载计算公式如式 (1) :
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式中:FX, FY—分别表示风对船的纵向分力和横向分力;MXY—风力矩;ρa—空气密度;AT, AL—分别表示船体水线以上部分的横向和纵向受风面积;L—船长;V—风速。CX, CY, CXY—分别为纵向分力、横向分力、旋转力矩的经验系数, 这些经验系数均通过船模风洞试验获得, 根据风舷角不同而取不同值。
风洞试验考虑的工况有以下几种:
(1) 满载和压载两种吃水情况, OCIMF[3]指出当船的总长与干舷比值处于 (50～60) ∶1时, 定义船满载, 实际干舷与满载干舷比为1∶3时定义船压载。
(2) 两种不同的船首形式, 分别为椭圆柱形和传统的球形, 试验结果发现船首仅对压载时的纵向风力的影响较大, 对其他情况影响较小。
(3) 试验船模以载重分别为155×103, 280×103, 400×103, 500×103 t的船舶作为原型, 当实际船舶的载重吨较小时, 如果船舶船型同船模船型近似, 这些系数同样可以使用。
1.2美国海军设计手册 (MIL-HDBK) 公式
MIL-HDBK[4]方法中风荷载计算公式如式 (2) :
FX=0.5ρaV2ATCXfX{θ}
FY=0.5ρaV2ALCYfY{θ} (2)
MXY=0.5ρaV2ALL CXY{θ}
式中:fX{θ}, fY{θ}—分别为纵向分力和横向分力的船型函数, 其他参数意义与1.1节一致。CX根据风作用在船首还是船尾分成CXB和CXS, 其取值与船型有关, MIL-HDBK[4]给出了其取值表。CY、CXY{θ}、 fX{θ}、 fY{θ}的计算公式如式 (3) — (7) :
式 (5) 、 (6) 分别为船体是单个上部结构和分布上部结构时fX{θ}的计算式。hS—上部结构顶端距离水面的高程;hH—船身的平均高度, hH=AH/L;AS—上部结构的纵向投影面积;AH—船身的纵向投影面积, AL=AS+AH;hR为基准高度, 取10 m;C、a1、a2—经验系数, 文献[4]给出了其取值表;θx—纵向分力FX=0时的风舷角;θz—零力矩对应的风舷角。
1.3我国港口工程荷载规范公式
我国《港口工程荷载规范》[5]给出了纵向风力FX和横向风力FY的计算式, 如式 (8) :
FX=49.0×10-5ATVundefinedξ
FY=73.6×10-5ATVundefinedξ (8)
式中:VX、VY—分别为风速的纵向和横向分量;ξ—风压不均匀折减系数。
1.4三种方法的比较
OCIMF公式形式简单, 考虑的工况较多, 如吃水、船首形式等;计算式中所需的船型参数较少, 经验系数容易获得, 比较容易用于计算渔船风荷载。虽然渔船载重量与OCIMF风洞试验中船舶原型的载重量相差较大, 但分析OCIMF风洞试验船舶的船型可以发现, 这些船舶的船长与船宽之比为5～7, 水线上船身 (不包括甲板上建筑物) 纵向受风面积与整体纵向受风面积比值为0.76～0.935, 水线上船身 (不包括甲板上建筑物) 横向受风面积与整体横向受风面积比值为0.365～0.71[3], 8154型渔船船型参数与上述范围接近。因此, 可参照使用该公式计算渔船所受风荷载。
ML-HDBK公式重点考虑船体上部结构形式对船舶风荷载的影响, 根据上部结构的个数和分布位置, 公式中相关函数和经验系数的计算方法及取值不同。对渔船的上部结构分析可知, 多数渔船的上部结构分布较广, 有住所和打捞设备, 这种较广的上部结构分布同ML-HDBK公式适用的驱逐舰、巡洋舰类似, 因此也可参照使用该公式计算渔船风荷载。但ML-HDBK公式所需船型参数较多, 而不同渔船的船型参数区别较大, 且难以获得, 所以采用此方法计算渔船风荷载存在一定困难。
我国《港口工程荷载规范》仅计算了船舶风荷载的横向分力FY和纵向分力FX, 没有计算风力矩。公式中使用的船型参数较少, 便于计算, 而且规范公式参考了原苏联早期的公式, 其中考虑了船长<50 m的船。但该公式对船型差异考虑不多, 仅通过风压不均匀折减系数对船水面以上最大轮廓尺寸进行粗略区别, 使得计算不同渔船风荷载时采用同一风压不均匀折减系数。
2实例计算比较
为了解不同公式对渔船风荷载计算结果的差异性, 并通过这种差异性初步认识其对渔船风荷载计算的适用性, 本文以8154型渔船为例, 采用OCIMF公式和规范公式分别计算其受到的风荷载。选用此两种方法的主要原因有以下几点:
(1) OCIMF公式应用较广, 形式简单, 所需的船型参数较少, 经验系数容易获得。
(2) 采用8154型渔船参数计算得船长与船宽之比为5.73, 在OCIMF给出的5～7的范围之内;计算2AL/L2=0.156, 与OCIMF给出的0.05～0.14的范围接近;根据8154型渔船干舷、船长、船宽等数值, 计算水线上船身 (不包括甲板上建筑物) 纵向受风面积与整体纵向受风面积比值约为0.71, 水线上船身 (不包括甲板上建筑物) 横向受风面积与整体横向受风面积比值约为0.79, 与OCIMF给出的范围接近。可见, 8154型渔船船型同OCIMF公式风洞试验的船舶船型近似, 可参照使用该公式计算该渔船所受风荷载。
(3) Haddara等[7]采用Isherwood[1]和OCIMF[3]给出的公式计算一条351.4 m长船舶的风荷载, 并与Blendermann[8]试验结果比较, 结果表明OCIMF方法计算结果与试验结果最为接近。
(4) MIL-HDBK公式所需船型参数及经验系数较多, 而渔船全部参数及相关经验系数由于种种原因无法全部获得, 难以展开有效的计算。
(5) 《港口工程荷载规范》公式是我国港口工程设计中指定的公式, 有必要了解其对渔船风荷载的计算结果。
8154型渔船的基本参数见表1。
根据8154型渔船参数, 采用OCIMF方法计算时, 选取满载时传统型船首的力系数;采用规范公式计算时, 风压不均匀折减系数ξ取为1.0。
由于10级至14级风出现次数较为频繁且对渔船的破坏性较大, 为了解不同风速下渔船风荷载的大小及其随风速的变化趋势, 本文共计算5种风速情况, 分别是26.45 m/s、30.55 m/s、34.80 m/s、39.20 m/s、43.80 m/s, 代表的风级为10级、11级、12级、13级、14级。
由于不同风速条件下, 纵向分力和横向分力随风舷角变化的趋势比较接近, 因此只给出风速分别为26.45 m/s、34.80 m/s、43.80 m/s的计算结果, 如图2所示, 第一行为纵向分力FX的计算结果, 第二行为横向分力FY的计算结果。图中“GF”代表使用规范公式计算的结果。
对图2进行分析, 可以得出以下几点。
(1) 随着风速的增大, 两种方法计算的纵向分力FX和横向分力FY的最大值不断增大。而且在同一风速下, 两种方法计算的纵向分力FX和横向分力FY随风舷角θ变化的趋势一致, 说明这两种方法计算渔船受到的风荷载具有一定的可靠性。
(2) 两种方法纵向分力FX的计算结果比较接近, 特别是风舷角在0° (风向为从船尾吹向船首) 附近时, 两个公式计算结果较吻合。因此, 可采用此两种方法中的任意一种计算渔船纵向风力。
(3) 两种方法计算的横向分力FY随风舷角θ的变化趋势一致, 都是随θ的增大FY先增大后减小。但两者的值却存在一定的差别, 特别是在风舷角为90°附近, 即风向与船的纵轴线垂直时, 规范计算结果约为OCIMF计算结果的1.5倍。条件具备时有必要采用这两种方法计算更多的算例, 并通过模型试验或者原型观测对这两种方法的计算结果进行检验。
3结论
(1) OCIMF公式形式简单, 考虑的工况较多, 所需船型参数较少, 经验系数容易获得, 较其他几种风荷载计算方法而言, 更易于计算渔船风荷载大小。
(2) OCIMF方法和规范方法计算8154型渔船纵向分力FX的结果比较接近, 可采用此两种方法中的任意一种计算渔船纵向风力。
(3) OCIMF方法和规范方法计算8154型渔船横向分力FY随风舷角θ的变化趋势一致, 但二者的值在风舷角为90°附近时存在一定的差别, 此两种方法计算渔船横向风力的准确性有待进一步验证。
最后, 由于没有针对8154型渔船的风荷载大小进行物理模型试验测量和原型观测, 所以未能对计算结果进行验证。
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).
高层仿古塔悬挑构件的风荷载计算 篇6
关键词：风荷载,高层建筑,水平位移
1 工程背景
该塔的各类建筑高度:±0.000以上14层, ±0.000以下2层, 建筑结构总高度为94.67 m。±0.000以下为地下室, 地下室1层、2层层高均为6.750 m, 其中1层地下室为半地下室。地面以上楼层层高见表1。
2 风荷载计算
2.1 风荷载相关系数取值
m
该结构体型较为复杂, 为了确定该结构的风荷载体型系数, 计算中参照荷载规范和现有国内对类似体型的塔的风荷载体型系数的研究成果, 由《建筑结构荷载规范》对有关坡屋面的体型系数的取值, 对于明层按照μs=1.3考虑, 暗层即挑檐层按照μs=2.0考虑, 规范中坡屋面的风载体型系数μs随坡度变化。
根据JGJ 3—2010高层建筑混凝土结构技术规程第4.2.2条、JGJ 99—98高层民用建筑钢结构技术规程第4.2.2条对于风荷载较为敏感的高层建筑对其基本风压应乘以1.1倍的放大系数 (0.385 k N/m2) 。组合结构的阻尼比取0.04, 该塔的第1阶自振频率为0.542 9 (1/s) , 其余取值根据规范确定。其中脉动风荷载水平方向相关系数为:
取值根据该塔各层建筑宽度取值;各层风压高度变化系数μz和振型系数1 (z) 根据规范表格采用内插取得, 脉动风荷载背景分量因子为:
风荷载施加到该塔各层处风振系数:
其中峰值因子g=0.2;I10=0.14 (对于B类地面粗糙度) , 脉动风荷载共振分量因子为:
脉动风荷载竖直方向相关系数为:
2.2 风荷载标准值计算
根据上述计算和分析得到的风振系数、风压高度变化系数、风载体型系数和标准风压进行风荷载的计算。计算各明层和暗层的风荷载标准值为:
风荷载标准值计算结果见表2。
2.3 风荷载作用下的最大位移值
《高层建筑混凝土结构技术规程》中规定高层建筑物应当具有足够的刚度, 以避免结构产生过大的变形而影响结构本身的安全。本次计算主要对在X (Y) 方向风荷载+恒荷载+活荷载作用下该结构侧向变形, 得出了该结构在两种工况下各标高处的最大位移值, 见表3。
m
3 结语
1) 风荷载对高层建筑物中悬挑结构的水平方向位移影响较大。
2) 根据JGJ 3—2010高层建筑混凝土结构技术规程第3.7.2条的规定, 在弹性方法计算的风荷载标准值作用下的楼层层间最大水平位移在风荷载作用下均满足规范要求。
参考文献
[1]GB 50009—2012, 建筑结构荷载规范[S].
[2]JGJ 3—2010, 高层建筑混凝土结构技术规程[S].
风荷载效应 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
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风荷载效应 篇8
随着经济和工业的迅猛发展,钢结构正日益广泛地应用于大跨度及超高层建筑。轻型钢结构门式刚架作为一种常用的结构形式,不仅建筑造型简洁美观,空间开阔,使用功能优越,而且能有效利用材料,构件尺寸小,重量轻,可以在工厂批量生产,保证质量,工地连接简便迅速,施工周期短,具有良好的适用性和经济效益,已广泛应用于一般工业与民用建筑中。
2 风荷载的取值不同
对于门式刚架的设计,现行规程是《门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》(CECS102:2002),该规程是专门根据门式刚架轻型低矮钢结构房屋制定的,和普通钢结构相比,不仅设计时考虑板件局部失稳后的屈曲后强度,而且该规程同建筑对风荷载的设计制定了专门的规定[1],和《建筑结构荷载规范》(GB50009-2012)有很大的不同。这是因为低矮房屋与其他一般房屋所受的气流机理不同,所以其风荷载的取值规律有很大差异。低矮房屋贴近地面,受地面粗糙度的影响显著,气流多呈湍流,其风压分布需通过反映湍流影响的边界风洞试验测得,而其他房屋随高度的增加,地面状态的影响逐渐减弱,气流也逐渐转为平稳流,其风压分布是通过反映平稳流作用的航空风洞试验测得。GB 50009关于风荷载体型系数的规定,大多是根据早期在航空风洞中得出的试验数据经适当处理得到的[2],而我国至今尚无关于低矮房屋的边界层风洞试验结果。所以CECS102关于风荷载体型系数的规定,都是采用美国金属房屋制造商协会MBMA《低层房屋体系手册》(1996)的规定[3,4]。
本文根据CECS102对轻型门式刚架的风荷载设计进行了阐述,根据美国MBMA《低层房屋体系手册》(1996)提供的资料,对CECS102中的一些设计参数进行解释,并与GB50009进行了对比,提出了在门式刚架设计中需要注意的一些问题,以供设计人员参考。
3 风荷载的计算异同
3.1 GB50009关于风荷载的计算
GB50009关于垂直于建筑物表面风荷载计算公式如下:
a)当计算主要受力结构时:
b)当计算围护结构时:
式中,ωk为风荷载标准值;ω0为基本风压;μz为风荷载高度变化系数;μs为风荷载体型系数;μs1为风荷载局部体型系数;βz为高度z处的风振系数;βgz为高度z处的阵风系数。
3.2 CECS102关于风荷载的计算
CECS102关于垂直于建筑物表面风荷载计算公式如下:
式中,ωk为风荷载标准值;ω0为基本风压,按GB50009的规定值乘以1.05采用;μz为风荷载高度变化系数,按GB50009的规定值采用,当高度小于10m时,应按10m高度处的数值采用;μs为风荷载体型系数,考虑内、外风压最大值的组合,且含阵风系数,按CECS102的规定值采用。
从以上两个规范关于风荷载的计算公式可以看出,虽然CECS102中关于风荷载的规定是在GB50009的基础上确定的,但两个规范存在着很大的不同,有以下几点:
1)基本风压不同。CECS102的基本风压是按照GB50009的规定值乘以1.05采用。GB50009规定的基本风压(k N/m2)是以50a一遇的10min平均最大风速(m/s)为基准计算确定的。由于CECS102采用MBMA手册规定的以50a一遇的最大英里风速(mph)为基础的速度风压(psf)配套使用,必须乘以1.4的平均换算系数。此外,美国规范规定,在遇风组合时,结构构件设计的允许应力可提高1.33倍。考虑到这两个因素的影响,引用MBMA的体型系数后,我国的基本风压值应乘以综合调整系数1.05(即1.4/1.33)。
2)风压高度变化系数。按GB50009的规定值采用,当高度小于10m时,应按10m高度处的数值采用。
3)风荷载体型系数。风洞实验是抗风设计的重要研究手段,但目前我国对风洞实验方法标准尚未完善,所以都参考美国的ASCE编制的《建筑风洞实验指南》,体型系数主要通过风洞实验得知。由于轻型房屋钢结构的屋面坡度多采用1/8~1/20,即坡度为2.9~7.1°,因此CECS102引用了MBMA手册中关于屋面坡度不大于10°情况的规定值。CECS102针对刚架、檩条、墙梁、屋面板和墙板、山墙墙架、屋面挑檐等结构构件,按封闭和部分封闭式建筑、承重结构的中间区和端区、围护结构的中间区和边缘带,分别给出了风荷载体型系数,使用十分方便、明确。而GB50009对封闭式矩形房屋局部体型系数做了新的规定,详见该规范表8.3.3,其他房屋可按该规范第8.3.1条体形系数的1.25倍取值。
4)阵风系数。GB50009的条文说明中指出,“对于低矮房屋的围护结构,按本规范提供的阵风系数确定的风荷载,与某些国外规范专为低矮房屋制定的规定相比,有估计过高的可能。考虑到近地面湍流规律的复杂性,在取得更多资料以前,本规范暂不明确低矮房屋围护结构风荷载的具体规定,容许设计者参照国外对低矮房屋的边界层风洞试验资料或有关规定进行设计”。由于MBMA手册中规定的风荷载体型系数已经包含了阵风效应,且是内外压力的峰值组合,因此在CECS102中不再单独考虑阵风系数βgz。
5)风振系数。GB50009条文说明规定,对于高度小于30m的房屋的风振一般不大,只要按照构造要求设计,就能保证结构具有足够的刚度,风振不会影响结构的抗风安全性,而CECS102只适用于高度不大于18m的门式刚架轻型房屋钢结构,所以不需考虑风振效应的影响。
4 结语
1)CECS102规定的风荷载体型系数只适用于屋面平均高度不大于18m、檐口高度不大于房屋最小水平尺寸和屋面坡度不大于10°的情况。对于不符合这个规定的建筑类型和体型,如敞开式的和多跨多坡房屋等,风荷载体型系数及相应的基本风压和阵风系数可按GB50009的规定采用。
2)CECS102的风荷载计算中基本风压采用GB 50009的规定值乘以综合调整系数1.05;体型系数采用CECS102的规定值,这些值是采用美国金属房屋制造商协会《MBMA(低层房屋体系手册》(1996)中所规定的值,其中已经包含了阵风系数,所以在使用CECS102时不再作为独立参数考虑。
3)在门式刚架屋盖上由于屋盖上风荷载的作用方向朝上,其它竖向活荷载的作用方向朝下,从而在门式刚架结构中两者产生的内力符号相反。因此,对于以风荷载为主的地区,在进行截面荷载效应的最不利组合时,与风荷载效应符号相反的其它活荷载效应不应参与组合。同样,对于以其它活荷载为主的情况,当截面上的风荷载效应与其它活荷载效应符号相反时,风荷载效应也不参与组合。鉴于这种情况,在进行门式刚架结构的荷载效应组合时,不应采用组合系数为0.9的简化模式,否则明显不安全。
4)由于门式刚架房屋的墙面和屋面风吸力较大,屋面檩条或墙檩在风吸力作用下有可能产生下翼缘或内侧翼缘失稳,在设计时应该根据CECS102中附录E对檩条在风吸力作用下进行稳定计算。而在防止门式刚架斜梁下翼缘失稳时,应该按规定设置隅撑予以保证。
5)按照CECS102和GB50009计算的门式刚架所受的水平风力和垂直风力的量值比例不一样。对于迎风面的柱顶侧移,如采用弹性方法通过对刚架进行整体分析求得,则两本规范的计算值不会相差很大,如采用只考虑水平风力的近似方法求得,则所得计算值会有较明显差别。因此需要明确,CECS102规定刚架的柱顶侧移应按弹性稳定分析确定,而该规范给出的近似计算方法只适用于初步设计阶段的估算。
6)门式刚架属于轻钢结构,对风荷载较敏感,在风吸力作用下柱脚锚栓会出现上拔力。为了防止地脚螺栓在剪、拉复杂应力作用下发生破坏,不宜使地脚螺栓承担柱底水平剪力,水平剪力可由底板和混凝土基础间的摩擦力或设置抗剪键承担,使地脚螺栓只受拉力作用。
参考文献
[1]CECS102:2002门式刚架轻型房屋钢结构技术规程[S].
[2]GB50009—2012建筑结构荷载规范[S].
[3]申林,蔡益燕《.门式刚架轻型房屋钢结构技术规程》修订介绍[J].建筑结构,2002(9):68-71.
某大跨屋盖结构静风荷载响应分析 篇9
随着我国建筑技术的发展, 大量造型新颖的大跨度屋盖结构被广泛应用于机场候机厅、会展中心、大剧院、体育馆等公共建筑。这些结构具有质量轻、柔度大、阻尼小、自振频率低等特点。因而风荷载逐渐成为控制结构设计的荷载之一。而且这类结构往往比较低矮, 在大气边界层中处于风速变化大、湍流度高的区域, 再加上屋盖结构造型新颖, 其绕流和空气动力作用十分复杂, 所以对风荷载十分敏感。大型现代建筑在风的作用下整体破坏的例子并不多见, 但其局部表面或屋盖局部被掀开以致整个屋面被破坏的例子却时有发生。文献[1]中提到一座66.5m×53.4m的游泳馆金属屋面屡次被掀开的事实。在国内, 此类建筑也屡遭风灾破坏, 8807号台风造成杭州市体育场屋顶严重损坏, 9417号强台风在温州登陆后造成温州机场屋盖严重受损。这些破坏实例表明大跨度屋盖结构比主体结构更容易发生风致破坏, 作为城市标志和景观的现代公共建筑, 其屋面一旦遭受破坏, 影响极其深远。国内外大量学者对大跨度屋盖结构的风荷载响应进行了研究[2~10]。
在风荷载作用下, 大跨度空间屋盖结构, 会发生很大的结构变形, 一方面改变了结构刚度;另一方面静风荷载的大小也会发生变化, 并反过来加剧结构的变形, 当风荷载增大到一定程度, 最终会导致结构的失稳。早期的静风效应分析采用的是以线性理论为主, 该方法通过分析结构特征值来估算结构的稳定临界力。但由于线性理论不能够考虑结构变形因素的影响, 忽略了初应力和变形中高阶量的作用, 通常会过高地估计结构的承载能力, 因此非线性分析理论得到了发展[11]。
本文以新广州站主站房屋盖结构为研究对象, 主要研究了该结构的静力风荷载效应。新广州站主站房屋盖结构主要由中央采光带索壳结构以及两侧跨度为36~90m的索拱结构组成[12]。
2 最不利风向角的确定
2.1 节点静风荷载计算
按照我国《建筑结构荷载规范》, 计算主要承重结构时, 作用在建筑物表面上高度为z的第i测点处的风荷载标准值的计算公式为:
式中为高度z处的风振系数, 参照类似工程经验, 一般取值为1.6~2.0, 此处静力分析中统一取为2.0, μsi, 为风荷载体型系数;μzi为风压高度变化系数;wo R为基本风压, 随重现期的不同取不同的值 (下标R代表重现期, 取为50年和100年) 。本工程对应于50年和100年重现期的wo R分别为:0.45k Pa和0.50k Pa。
对C类风场, 风压高度变化系数为:
根据试验测得的各测点的平均风压系数, 换算得到各测点的体形系数, 即:
将μsi和μzi的计算表达式, 代入公式⑴, 有:
平均风压系数, 可以利用屋盖结构的刚性模型风洞实验结果, 分块予以确定。本工程的风洞试验数据由中国建筑科学研究院建研科技股份有限公司提供[15]。根据不同的风向角, 分别计算出各分块节点所承担的风荷载数值, 并对应施加到相应节点上, 计算其风荷载效应, 并分析其最不利的风向角。
2.2 最不利风向角
在不同风向角下, 大跨度屋盖迎风前缘、中部及后缘各部分的分块平均风压系数或分块体型系数, 差别非常大, 如果在后续的荷载效应分析中, 把每个风向角下的风荷载数值都分别组合进去, 那将形成很多的计算工况。事实上, 只要能找出最为不利的风向角, 计算出各分块节点所承担的风荷载数值, 并对应施加到相应节点上进行抗风计算, 既可大大减少计算工况, 又能保证结构的经济安全。最不利风向角的确定方法, 一般是以风荷载值本身作为标准进行比较, 本文尝试以结构静风响应作为标准进行判断。
2.2.1 以风荷载值为标准
一般认为, 对于结构整体而言, 最不利风向角有以下三种情况:负风压最大、正风压最大和风压梯度最大。主站房屋盖的等效静力风荷载主要以向上的荷载为主, 因此主要考虑负风压最大。两个南北向主入口挑檐以及与雨棚相接的挑出边缘是风荷载较大的区域:主站房南侧弧形挑檐的100年重现期风荷载值最大值等于-3.1KPa, 出现在45度风向角;主站房屋盖与雨棚相接的挑出边缘的100年重现期风荷载值最大值等于-3.68KPa, 出现在90度风向角;主站房北侧弧形挑檐的100年重现期风荷载值最大值等于-2.64KPa, 出现在180度风向角。负风压最大值出现的90度风向角, 而且风压梯度最大变化也出现在90度风向角, 所以取90度风向角为最不利风向角。
2.2.2 以结构静风响应为标准
荷载数值和结构响应, 就像一个测试系统的输入和输出两部分, 对于己经确定的系统即被分析的结构模型, 输入和输出往往是一一对应的。以结构的静风响应作为标准, 就是先将各种工况的风荷载分别施加到分析模型上, 再以节点的最大位移响应及单元的最大应力响应为条件选出最不利风向角。
从风洞试验数据可以看出, 两个南北向主入口挑檐以及与雨棚相接的挑出边缘是风荷载较大的区域[13]。图1是主入口挑檐和第一跨挑出边缘位移随风向角变化曲线。可以看出, 在风向角为15度时, 主入口挑檐和第一跨挑出边缘位移出现竖向位移最大值。
通过对比分析可以看出, 以风荷载值为标准和以结构静风响应为标准, 选出的最不利风向角并不完全统一。对于非线性较强的结构, 不能简单地由风荷载值来确定最不利风向角, 而应通过分析结构的静风效应来判断可能起控制作用的风向。虽然这样会增加一些工作量, 但可以避免由主观判断带来的误差, 从而保障后续的荷载分析更为有效。通过以上分析, 取最不利的风向角为15度。
3 屋盖结构的静风荷载响应
选取最不利的风向角 (15度风向角) 下试验所得的分块平均风压系数, 分别计算出各分块节点所承担的风荷载数值, 施加到相应节点上, 并与其他荷载工况组合, 进行结构计算分析。
为了研究屋盖结构在静力风荷载作用下的结构响应, 本小节计算了如下三种荷载工况: (1) 自重+预应力; (2) 自重+预应力+恒荷载; (3) 自重+预应力+风荷载, 详细分析了风荷载的作用对拉索轴力、撑杆内力以及节点竖向位移的影响。中央采光带拉索编号如图2 (a) 所示, 索拱编号如图2 (b) 所示。节点编号如图2 (c) 所示, 分别为中央采光带索拱顶点、悬挑部分中点、三向张弦梁位移控制点和主入口悬挑部分最外沿。
3.1 中央采光带部分
图3~图5分别为中央采光带部分的节点竖向位移、拉索索力和撑杆轴力的计算结果。
由图3可知:由于风荷载大部分是向上的风吸力, 所以与恒载作用相比, 大部分节点的竖向位移出现了向上的变化, 部分节点变化幅度较大。以节点27为例, 恒载作用下, 节点竖向位移从-113.28mm增加到-137.38mm, 而在风荷载作用下, 节点的竖向位移减小到-100.39mm。
从图4可以看出, 恒荷载和风荷载作用下的拉索索力变化相反, 位于只考虑自重+预应力的拉索索力值的两侧, 但变化的幅度很小。恒荷载作用下拉索进一步被张紧, 而风荷载作用下拉索内力被释放, 索力减小。
图5中撑杆编号与相应的拉索编号相同, 从图5可以看出, 中央采光带两端的拉索撑杆轴力变化较大, 其余部分变化不大。风荷载作用下撑杆轴力增加量比恒载作用下的增加量小。需要指出的是, 在分别考虑恒荷载和风荷载作用的两种工况下, 部分弦杆轴力发生了变号, 恒荷载作用下的拉杆在风荷载作用下成了压杆, 此时的压杆稳定问题不能忽视。
3.2 两侧索拱部分
图6和图7分别为两侧悬挑部分以及索拱跨中节点的竖向位移。从图6可以看出, 与中央采光带相比, 悬挑部分的节点位移变化较大。以节点5为例, 恒载作用下, 节点竖向位移从-110.02mm增加到-132.22mm, 而在风荷载作用下, 节点的竖向位移减小到-27.175mm。主要是因为15度风主要作用在1到6号节点这一侧。索拱中节点为所选取的索拱的相应跨中点, 节点的编号和索拱编号相同。从图7可以看出, 在边沿部分风荷载作用比较明显, 例如节点6, 恒载作用下, 节点竖向位移从-74.485mm增加到-76.289mm, 而在风荷载作用下, 节点的竖向位移减小到-53.873mm。
图8和图9分别为索拱拉索索力和撑杆轴力的计算结果, 其拉索编号以及撑杆编号和索拱编号相同。
从图8可以看出, 恒荷载和风荷载作用下的拉索索力变化相反, 位于只考虑自重+预应力的拉索索力值的两侧, 但变化的幅度很小。恒荷载作用下拉索进一步被张紧, 而风荷载作用下拉索内力被释放, 索力减小。从图9可以看出, 风荷载对悬挑边缘的影响较大, 其余位置的撑杆轴力变化不大。
综上所述, 对于大跨度屋盖结构, 屋面的负压风荷载较大, 如果不对拉索施加足够的预张力, 在负压风荷载作用下, 拉索将出现松弛, 进而退出工作。此外, 在结构分析中要分别考虑两个重要的工况:自重+风荷载和自重+恒荷载。计算分析表明, 即使受风较大的区域, 前者工况下效应的绝对值一般不会大于后者工况下效应的绝对值。但需要特别注意的是, 两种工况下杆件的受力可能变号, 起控制作用的后者工况下的拉杆在前者工况下可能受压, 此时一定要考虑压杆的稳定问题。
4 结论
⑴以结构静风响应为标准和以风荷载值为标准, 选出的最不利风向角并不完全统一。对于大跨屋盖结构, 不能简单地由风荷载值的大小来确定最不利风向角, 而是应该通过分析结构在各个风向角下的静风效应来判断可能起控制作用的风向。虽然这样会增加工作量, 但可以避免由主观判断带来的误差, 从而保障后续的荷载分析更为有效。
⑵本工程采用内凹式索拱, 如果不对拉索施加足够的预张力, 在负压风荷载作用下, 局部拉索有可能出现松弛, 进而退出工作。负压风荷载作用下的杆件受力可能变号, 恒荷载作用下的拉杆在风荷载作用下可能受压, 此时要考虑压杆的稳定问题。
摘要：随着社会经济的发展, 大跨度空间结构越来越广泛地应用到车站、会展中心以及体育馆等大型公共建筑当中。本文以新广州站主站房屋盖结构为研究对象, 首先讨论了最不利风向角的确定方法, 然后进行了静力风荷载作用下该结构的响应分析。分析结果表明:对于大跨屋盖结构, 可以通过分析结构在各个风向角下的静风响应来判断最不利风向角。在中央采光带部分, 由于风荷载大部分是向上的风吸力, 所以与恒载作用相比, 大部分节点的竖向位移出现了向上的变化, 部分节点变化幅度较大。本工程采用内凹式索拱, 如果不对拉索施加足够的预张力, 在负压风荷载作用下, 局部拉索有可能出现松弛。