风荷载特性

关键词：

风荷载特性（精选十篇）

风荷载特性 篇1

关键词：钢结构,数值模拟,体形系数,风场

0 引言

随着科学技术的飞跃发展, 许多造型新颖、极具现代感的空间结构不断的涌现, 如国家体育馆、国家游泳中心“水立方”、上海世博轴“阳光谷”等。这类结构一般跨度大、阻尼小、柔性大, 是典型的风敏感结构, 风荷载是其设计的主要控制荷载之一, 加之其风荷载的特殊性, 在相关设计规范[1]中亦难以找到相关的参考意见或规定, 因此一般需要进行专门的抗风设计研究。如顾志清, 王曙光, 杜东升等[2]对常州东经120主题公园景观塔进行了顺风向风振分析;卢占斌, 魏庆鼎, 王安武等[3]对天津港保的标志建筑物龙脊风帆模型做了气动特性风洞实验, 这些研究均各有特点, 而本文的“花”形钢结构其风荷载特性亦别具一格。如图1所示结构, 宛如一朵美丽的喇叭花优雅地盛开在城市广场的夜空, 而它是否能禁得住大风的侵袭, 则有待于以下的研究分析。

该“花”形雕塑高31 m, 由28根“脚”柱与地面固结, 柱间距0.28 m左右;内部分为5层, 每层高约4 m~5 m, 每层有17个~18个约束与建筑物铰接;顶部花瓣直径可达41 m, 边缘由9根钢绞线拉锁拉结, 使其固接在建筑物顶部的混凝土柱顶部;其结构骨架仅由厚度在8 mm~10 mm的钢管组成。可见其兼具高耸结构、大跨空间结构的特点:针对高耸结构因高、轻、柔而使其具有风敏感的特性, 张相庭、蒋洪平等[4,5]做了在脉动风压下高耸结构的风振响应的探讨, 提出了用振型分解法求解顺风风振系数的理论, 指出横风向振动不容忽视;针对大跨空间结构轻、柔、小阻尼且多是超静定结构, 风振响应时常常有多阶振型参与, 可能存在高阶振型成为主导振型的特点, 楼文娟、孙炳楠等[6,7,8]采用气弹模型试验对大跨越输电塔的风振响应进行了研究;但难以在前述文献中找到具有与“花”形钢相似风荷载特性的结构, 所以本文对这种特殊结构的安全性进行了研究。

1 数值风洞模拟

1.1 风向角分布和选定计算域

分别考虑有、无周围建筑物影响的整体结构进行数值模拟, 风向角和建筑物的相对位置见图2。计算域见图3, 对周围有建筑物对流干扰时取2 346 m×1 432 m×350 m (长×宽×高) ;对周围无建筑物对流场干扰时, 取1 200 m×800 m×200 m (长×宽×高) 。

1.2 网格划分以及参数设置

经过对12个不同风向角的模型统计, 科技馆网格数量大约为142万/个, 最小网格尺度1 m, 位于大伞装饰结构表面, 周围建筑表面网格尺度取为3.5 m, 靠近大伞结构的部分建筑表面, 考虑到网格过渡, 网格尺度取为2.5 m, 计算流域最大网格尺度约69 m, 位于流场出口位置附近 (见图4, 图5) 。

1.3 流场分析

由图2预测:在风向角度270°~345°时对于周围有建筑的情况, 由于周围空气受到建筑物的阻挡只能从“花”形钢结构的周围通过, 因此对其作用有增大的趋势。通过对流线分布图的分析, 此处仅分析315°风向下有、无建筑物时的流线分布, 可知周围有建筑物时, 周围空气受到建筑物的阻挡, 以至其在空隙处有流线明显加密的趋势;对比有、无建筑物时的流线分布可见绕过“花”形钢结构的流体在被下部建筑遮挡时有明显上涌的趋势, 并因此预测其有建筑物时会对“花”形结构在顺风向和竖直方向有着不利的影响。

1.4 稳态结果对比分析

对12个风向角下, 有、无周围建筑物的情况, 在CFX里做了稳态数值计算, 得到其各个风向角下的合力值, 并做出如图6~图8所示的对比。

由图6~图8稳态分析结果可知, 顺风向、横风向、竖直方向其周围建筑物都会对风场有所干扰, 从而体现出风对结构物的各个方向的合力也大有不同, 尤其在顺风向和竖直方向, 在270°~345°风向角度之间时, 周围有建筑物时的合力明显高于周围没有建筑物时的合力, 在这与上述风场表现一致。

2 模态分析

分别对有建筑物和无建筑物的两种情况下建立有限元模型, 通过对结构进行模态分析, 得到了两种情况下结构的前300阶振型的变化规律, 图9将第1阶、第11阶振型作为对比, 其中A, B分别代表为周围有、无建筑物时“花”形钢结构的自振模态, 此处由于篇幅有限就不一一图例。

从自振模态来看, 无论有无周围建筑物时, “花”形钢结构其上部悬挑边缘都是振动活跃的位置, 因此应该重点考虑其风荷载作用下可能会发生比较强烈的风致振动;而改变结构的下部构造也有改变结构的振型, 使得参与质量大的振型提前出现。

3 平均风压系数计算

由于此结构风压分布呈现出典型的空间结构特点, 逐一精确统计每一个受风面积的风压是十分困难耗时的过程, 工程中常采用把某个方向的总受风荷载均摊到建筑物总表面积的方法求出建筑物的平均风压系数, 见表1。由于上数值风洞计算结构没有考虑风振系数的影响, 所以由绕钝体建筑物流动规律和建筑物表面风荷载与风压系数的关系得[9]:

其中, Pi为i风向角的风荷载标准值;μis为i风向角的平均风压系数;ρ为空气密度, 这里取1.225 kg/m3;v为10 m处的平均风速, 这里取22.1 m/s;A为结构的总表面积, 这里由Rhino统计得有建筑物时为1 859.38 m2, 无建筑物时为1 935.63 m2, 上部悬挑结构的面积为1 068.75 m2。

由图10可知, 周围建筑物的存在对结构在270°~345°风向角度之间的风压系数有很大的影响, 特别是对竖直风向的影响更大;而在周围无建筑物时, 结构各个风向角下的风压系数相差不大, 这与上述风场表现及合力影响均一致。

4 风振系数研究

4.1 脉动风速时程模拟

采用谱密度不随高度变化的Davenport谱对顺风向风速时程进行模拟, 它是Davenport根据世界上不同地点、不同高度测得的90多次强风记录提出的经验公式:

其中, 10为考虑当地粗糙度后的基本风速, 此处为22.1 m/s;w为圆频率;k为地面粗糙度系数[10]。

根据以上数据模拟了该“花”形结构处200 s内的水平风速时程, 如图11所示。

4.2 动力时程分析

建立有限元模型如图12所示 (315°风向角) 。

利用表1中各个风向角下的平均风压系数结合式 (1) 以及脉动风速时程数据可以得到各个风向角下的风荷载时程, 再把此风荷载均摊到有限元模型的节点上, 即可得到各个风向角的节点的风荷载时程。然后进行动力分析, 并输出响应结果。如图13所示, 是315°风向角, 水平方向 (x向) 的位移时程。

4.3 风振系数分析

对该结构的某些比较典型的风向角进行动力时程分析, 结合式 (4) 和式 (5) 即可得到对应风向角的风振系数:

其中, β为风振系数;gs为具有一定保证率的峰值因子, 可取3.5[11];为动力位移均值。

由图14可知周围有建筑物时, 在风向角100°~200°之间有比较明显的降低脉动风的作用, 降低风振响应的功能。

5 结语

1) 周围有建筑物时, 在个别风向角度会对风场产生干扰:在270°~345°时干扰风场对顺风向和竖直风向的均匀风压有着明显的加强作用, 在100°~200°时对其脉动风起到减弱的作用。

风荷载特性 篇2

水泥工厂窑尾塔架风荷载风洞试验研究

为获得窑尾塔架在实际风场下的真实风荷载,本文通过风洞实验对水泥厂窑尾塔架在大气边界层流场中的风荷载进行了研究,并详细介绍了风洞试验中的风场模拟、模型设计、测量方法和数据处理方法.试验结果合理可靠.本研究为实际窑尾塔架的结构设计提供了更真实的.风载系数并为水泥厂窑尾塔架的优化设计,减少工程造价提供了详实的依据.

作 者：张召明 李志强 丁克文 作者单位：南京航空航天大学航空宇航学院,南京,210016刊 名：流体力学实验与测量 ISTIC EI PKU英文刊名：EXPERIMENTS AND MEASUREMENTS IN FLUID MECHANICS年，卷(期)：18(1)分类号：O351.2关键词：水泥 窑尾塔架 风荷载 风洞试验

风荷载特性 篇3

摘要：雷暴冲击风风场与大气边界层风场差异较大.为研究雷暴冲击风作用下高层建筑风荷载特性，采用静止型冲击射流装置模拟稳态雷暴冲击风风场，进行高层建筑刚性模型测压试验，讨论了不同径向位置处高层建筑局部和整体风荷载时域和频域特性.结果表明：建筑表面平均风压最大值出现的位置与径向风速峰值一致.同时，迎风面风压最大值出现在底部，明显不同于大气边界层风场中最大值靠近顶部位置的风压分布特性；径向层风荷载均值最大值出现在建筑中部，横风向和扭转向层风荷载均值为0.径向和横风向层风荷载谱沿高度不变，而扭转向层风荷载谱沿高度变化明显.

关键词：冲击射流模型；高层建筑；刚性模型；风荷载特性；雷暴冲击风

中图分类号：TU312.1； TU973.32文献标识码：A

Abstract：Downbursts are dramatically different from the atmospheric boundary layer. To investigate the wind load characteristics of highrise building in thunderstorm downbursts， a static impinging jet was used to simulate the thunderstorm downburst. Rigid model manomeric test was carried on a highrise building. Both local and overall wind load characteristics were discussed in time domain and frequency domain. The results indicate that the position of the maximum mean surface pressure is consistent with the peak radial velocity. Meanwhile， the maximum surface pressure on the windward side is located at the bottom of the building， obviously different from the top part tested in atmospheric boundary layer wind field. The maximum mean radial wind load of each layer is located at the middle of the building. And the mean wind load is 0 at the crosswind and torsional direction. Wind load spectrums of each layer keep unchanged along the height at the radial and crosswind direction. But wind load spectrums changes obviously at the twist direction.

Key words： impinging jet model； highrise building； rigid mode； wind load characteristic； thunderstorm downburst

目前结构抗风设计一般依照大气边界层风场进行，对建筑结构风荷载特性的研究也主要集中在边界层风场作用下[1-2].然而根据相关统计资料[3]，一个地区的极值风速往往不是由大气边界层风场决定的，而是产生于雷暴冲击风等极端天气气候.因此，对雷暴冲击风作用下建筑风荷载特性的研究显得尤为重要.

近几十年来，国内外学者对雷暴冲击风的研究着重于风场特性方面[4-8]，对建筑结构风荷载特性的研究相对较少.Letchford和Chay[9-10]分别测试了静止型冲击射流风场和运动型冲击射流风场中，小立方体表面压力分布.陈勇[11-12]对球壳型屋盖和拱形屋面进行稳态冲击射流试验，研究了不同结构参数对表面风压分布的影响，并采用kε湍流模型进行数值模拟，结果与试验较为吻合.汤卓[13]通过静止型冲击射流试验研究了双坡屋面在雷暴冲击风作用下风压分布特性.以上研究主要以低矮结构为主，而对于高层建筑的风荷载特性研究则相对较少.Sengupta和Sarkar[14]通过冲击射流试验研究了立方体高层结构表面风压情况，并与数值模拟结果进行了对比.赵杨[15]利用主动控制风洞模拟下击暴流风速剖面，并通过刚性模型测压试验研究了高层结构空气动力学参数变化情况.Kyle和曹曙阳[16]同时进行大气边界层风场和雷暴冲击风风场作用下高层建筑测压试验，试验结果表明两种风场作用下高层建筑表面压力分布特征差异明显.吉柏锋、瞿伟廉[17]以CAARC高层建筑标准模型为研究对象，采用数值模拟的方式模拟了下击暴流风场中高层建筑表面风压分布情况.

本文采用静止型冲击射流装置模拟雷暴冲击风风场.进行高层建筑刚性模型测压试验，考察了高层建筑风荷载特性.对试验结果进行统计分析，为实际高层建筑雷暴冲击风抗风设计提供一定参考.

1试验概况

1.1冲击射流装置

冲击射流装置如图1所示.控制射流直径Djet=600 mm，射流高度H=1 160 mm，射流速度vjet≈12 m/s.

1.2刚性模型及地形参数

刚性模型几何缩尺比1∶1 000，模型尺寸0.05 m（b）×0.05 m（d）×0.1 m（h）.刚性模型四面（A，B，C，D面）及顶面（S面）均匀布置105个测压孔.模型表面测压孔布置如图2所示.

2试验结果及讨论

2.1径向风速剖面

采用热线风速仪测试不同径向位置处径向风速.图4给出了试验测得的不同径向位置处无量纲风速剖面与国外学者试验和现场实测结果的对比.由图可见，风场测试结果与国外学者的研究结论较为吻合.

图6给出了刚性模型位于不同径向位置时，沿来流方向中心线上测孔的平均压力系数.横坐标0-1代表迎风面，1-2为顶面，2-3代表背风面.总体来说，建筑表面风压特性与其所处风场位置相关.建筑所处径向位置越远，建筑表面压力系数绝对值越小.迎风面压力系数均为正值，随着高度的增加，压力系数先增大，之后减小.迎风面中线压力系数最大值出现在建筑底部，与建筑所处径向位置风场一致，明显有别于边界层风场中典型高层建筑表面风压最大值靠近顶部位置的分布形式.顶面和背风面均为负压，顶面压力系数绝对值在靠近迎风面一侧较大，随着位置远离迎风面，压力系数绝对值逐渐减小.背风面压力系数绝对值呈现出下部小，上部大的分布特征.

建筑在r=1Djet位置处表面风压最大，图7给出了建筑位于该位置时，平均和根方差压力系数云图.由图7（a）可以发现，迎风面均为正压，平均压力系数底部大，上部小，中间大，两侧小.最大平均压力系数接近1.0，与射流口速度压力相当.侧风面和背风面均为负压.侧风面平均压力系数绝对值上部大，下部小，靠近迎风面一侧较小，靠近背风面一侧较大.背风面平均压力系数分布较为均匀，压力系数绝对值呈现上部大，下部小的趋势.

由图7（b）可知，迎风面根方差压力系数分布规律与平均压力系数分布相似，根方差压力系数最大值约为0.15.侧风面根方差压力系数在靠近迎风面一侧较小，靠近背风面一侧较大.背风面根方差压力系数底部较小，而上部较大.压力系数根方差最大值出现在侧风面底部，靠近背风面一侧.

实际雷暴冲击风风场近地面风速远远高于大气边界层风场，并且计算冲击射流试验压力系数的参考点与常规大气边界层也不一致，难以在数值上对两者进行比较.本文对两种风场中平均和根方差压力系数分布情况进行对比.图8为文献[21]给出的大气边界层风场中高层建筑表面压力系数分布.对于平均风压系数，雷暴冲击风作用下迎风面风压下部大，上部小，其分布形式与大气边界层风场正好相反.侧风面负压绝对值在靠近迎风面一侧较小，靠近背风面一侧较大，也与大气边界层风场不同.边界层风场中背风面风压均值较为均匀，沿高度变化很小，而雷暴冲击风风场中背风面风压均值沿高度变化明显.

两种风场作用下，根方差压力系数分布同样具有明显差别.雷暴冲击风风场中，迎风面根方差压力系数下部大，而上部小，与边界层风场相反.边界层风场中背风面脉动压力系数沿高度变化较小，而雷暴冲击风风场下背风面脉动风压沿高度变化明显.

定义建筑表面两测点相关系数为：

cor=σij/σiσj （3）

式中：σij为i，j两测点的风压协方差；σi，σj分别为i，j两测点风压根方差.图9给出了建筑各面中心线上测点相对于该面底层测点的脉动风压相关系数.总体来讲，脉动风压竖向相关系数随着两点间距离的增加而减小.迎风面测点相关系数在较低的2～4层几乎完全相关，而在较高位置处，相关程度逐渐降低，直至在7，8层位置处出现与底层测点负相关.侧风面测点相关系数均为正值，且随着高度的增加线性递减.在较低2～4层，相关性小于迎风面测点，而在较高位置处，侧风面测点脉动风压相关性要高于迎风面测点.背风面测点相关系数均为正值，并且在底部衰减速度高于迎风面和侧风面，但5～8层测点相关系数几乎不变.

2.3建筑整体风荷载特性

以建筑中段第5层测点为对象来考察建筑表面风压水平相关性.表1给出了第5层各测点相关系数，测点编号见图2所示.由表1可知，同面测点相关系数均为正值，侧风面的水平相关性最高，迎风面次之，背风面最低.迎风面测点与侧风面和背风面测点均为负相关，且负相关程度相近.侧风面和背风面各测点压力相关系数均为正，且同面测点压力相关性较高，侧风面测点与背风面测点之间压力相关性较低.

图11给出了建筑位于不同径向位置时，各层径向层阻力系数.建筑处于不同径向位置时，径向层阻力系数沿高度方向均呈现先增大后减小的趋势.随着建筑远离射流中心，各层径向层阻力系数逐渐减小.在r=1Djet处，径向层阻力系数最大值出现在第5层，而该处风场最大值出现在高度较低的第2层附近，说明径向风阻力除包含来流风场的能量外，还同时包含了由于建筑断面产生的扰流涡旋能量.

对各层层风荷载系数时程进行功率谱变换，得到高层建筑不同高度处层风荷载系数谱.当建筑位于r=1Djet处，各层层风荷载系数谱如图14所示.径向层风荷载系数谱形状沿高度基本不变.各层径向谱均存在单一峰值，且峰值均出现在相同折算频率附近.横风向谱沿高度几乎不变，各层峰值频率略微高于径向谱.在建筑下部1～5层，扭转向谱“尖峰”不明显，峰值附近谱曲线较为平缓.而在较高的6～8层，谱存在明显单一峰值，带宽变窄.

若σij为i，j两层的风压协方差；σi，σj分别为i，j两层风压根方差，则式（3）可以表示建筑层风荷载竖向相关系数.图15给出了最底层层风荷载相对于其他各层荷载的竖向相关系数.总体来讲，层风荷载竖向相关系数均为正，并且均随着层间距离的增加而减小.横风向相关系数沿高度衰减较慢，扭转向相关系数衰减最快，径向相关系数衰减速度介于前两者之间.

3结论

通过静止型冲击射流试验模拟雷暴冲击风风场，对位于不同径向位置的高层建筑刚性模型进行测压试验，研究稳态雷暴冲击风作用下高层建筑风荷载特性，结果表明：

1）随着建筑远离冲击射流中心，建筑所受风荷载逐渐减小.平均风荷载最大值出现在r=1 Djet径向位置处，与径向风速最大值位置相同.

2）雷暴冲击风作用下建筑表面压力均值和根方差分布与大气边界层风场作用下相比差异较大.

3）建筑各高度处径向层风荷载最大值与径向极值风速出现的高度有差异，大致出现在建筑中部.这个现象表明径向风阻力除了包含来流风场的贡献外，同时还包含了由建筑扰流产生的作用.另外，在各个径向位置下，建筑在横风向和扭转向各层风荷载均值均为0.

4）径向和横风向层脉动风荷载系数谱形状沿高度几乎不变.各层径向荷载谱均存在单一峰值，且峰值对应的折算频率较为接近.横风向谱各层峰值频率略微高于径向谱.建筑下部扭转向谱峰值附近较为平缓，上部“尖峰”明显，带宽变窄.

5）建筑表面脉动风压的竖向相关性随着距离的增加而减小.同面测点之间的脉动风压水平相关系数均为正值，侧风面的水平相关性最高，迎风面次之，背风面最低.

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输煤廊风荷载取值探讨 篇4

输煤栈桥结构在锅炉房建设中量大、面宽,是主要的辅助生产构筑物。在栈桥结构设计方面,人们做了大量的研究,但是,对于结构设计人员来说,栈桥结构设计时风荷载的取值,一直是一个令人困扰的问题。现行的GB 50009-2001建筑结构荷载规范中,对于栈桥的风荷载没有简单明确的规定。对于栈桥的风荷载体型系数以及风振系数的取值,长期以来没有统一的做法。本文针对上述问题,从风荷载作用的原理出发,参考有关文献和相关规范,提出了确定栈桥风荷载取值的一种简单方法,可供工程设计人员参考。

2 规范中风荷载的计算方法

我国现行的《建筑结构荷载规范》对垂直于建筑物表面上的风荷载的标准值,当计算主要承重结构时,规定按下述公式计算:

其中,Wk为风荷载标准值,kN/m2;βz为高度z处的风振系数;μs为风荷载的体系系数;μz为风压高度变化系数;W0为基本风压,kN/m2。

在实际设计工作中,只要公式中的每个参数能确定,风荷载标准值就能求出,下面逐项分析公式右边的参数。

3 结构上风荷载

3.1 平均风剖面

土木工程设计计算中,一般采用指数分布的平均风剖面:

其中,zb,vb为标准参照高度和标准参照高度处的平均风速;z,v(z)为任意高度和任意高度处的平均风速;α为地面粗糙度系数。

3.2 基本风速v0和基本风压w0

对于不出现异常风的良态气候,可以认为年最大风速的每个数据都对极值的概率特性起作用,把年最大风速作为概率统计样本,由重现期和风速的概率分布获得该地区的设计最大风速,称为基本风速。我国获得基本风速采用极值I型概率分布函数进行统计分析。

基本风压是以当地比较空旷平坦地面上离地面10 m高统计所得的50年一遇10 min平均最大风速(m/s)为标准,贝努利公式:

按式(3)确定风压。

城市建设地点的基本风压值可根据规范附录查表或当地的实测统计数据分析得出。

3.3 风压高度变化系数μz

式(2)表征了任意高度处的风速与基本风压之间的关系。不同地面粗糙程度下的风压高度变化系数μz定义为任意处的平均风压wa(z)与基本风压w0的比值,即:

对于不同地面粗糙程度的风压高度变化系数μ2,我国规范列出了数值表,可以直接查取。μz仅与地面粗糙度及距地面高度有关,与结构形式无关。

3.4 风荷载体系系数

体形系数表征的是分压在建筑物各受风面上的分布情况。指风作用在建筑物表面上所引起的实际压力(或吸力)与来流风的速度压的比值,它描述的是建筑物表面在稳定风压作用下的静态压力的分布规律,主要与建筑物的体形和尺度有关,也与周围环境和地面粗糙程度有关。体形系数用受风面上第i测点的分压系数μsi与该测点所属表面面积Ai的乘积取加权平均得到,其值为:

由于它涉及的是关于固体与流体相互作用的流体动力学问题,对于不规则形状的物体,问题尤为复杂,无法给出理论上的结果,体形系数一般由风洞试验确定。《建筑结构荷载规范》中给出了常见体形的单幢建筑物的体形系数表,房屋和构筑物与表中体形相同时,可直接查取;体形不同且无可参考有关资料时,宜由风洞试验确定;对重要的且体型复杂的房屋和构筑物,应由风洞试验确定。

对于所关心的栈桥通廊结构的体形系数,设计时可参考现行桥梁规范的做法。现行《公路桥涵设计通用规范》对于实腹桥梁上部结构的风荷载阻力系数(体形系数)规定如下:

当B/H≥8时:

当1≤B/H<8时:

其中,B为桥梁宽度,m;H为梁高,m。

3.5 高度z处的风振系数

从顺风向的实测记录分析可知,风速可由两部分组成:第一部分是长周期部分,其周期大小一般在10 min以上,另一部分是短周期部分,是在长周期部分基础上的波动(或称为脉动),其周期常常只有几秒和几十秒。

由实测可知,第一部分远离一般建筑物的自振周期,其作用属于静力性质;而第二部分则与建筑物的自振周期接近,因而其作用属于动力的,且属随机的动荷载。

对于顺风向风振的考虑,有两种方法:1)为平均风压加上脉动风引起导致结构风振的等效风压;2)平均风压乘以风振系数。我国规范的公式采用了后者,即采用风振系数,它综合考虑了结构在风荷载作用下的动力响应,其中包括风速随时间、空间的变异性和结构的阻尼特性等因素。

对于基本自振周期T1>0.25 s的工程结构,如房屋、屋盖和各种高耸结构,以及对于高度大于30 m且高宽比大于1.5的高柔房屋,均应考虑风压脉动对结构发生顺风向风振的影响。风振计算应按随机振动理论进行。

根据随机振动原理,对于以第一振型影响为主的结构,高度z处的风振系数为:

其中,脉动增大系数ε可按下式计算:

其中,为结构的阻尼比;T1为结构的基本自振周期。

可见,影响脉动增大系数的是结构的阻尼比和基本自振周期,规范中给出了风振动力系数的计算表格,对于不同的栈桥结构,阻尼比和基本自振周期均可求出,查表可得风振动力系数。

脉动影响系数的取值,规范区分高耸结构和高层建筑给出了不同的表格。其区分原则考虑的主要是脉动风的空间相关性,系数。的计算公式如下:

其中,μf为系数,与地面粗糙度及高度有关。

对于高层建筑,包括本文所考虑的栈桥结构,顺风向的动力风荷载的分析需要同时考虑水平和竖向的空间相关性。通过选取相关函数,建筑物总高度、高宽比、地面粗糙度,用计算机的程序通过大量的计算,规范给出了脉动影响系数v的表格。

可以认为结构的特性通过风振动力系数ε来反映,脉动影响系数v则主要考虑结构的受风面不同,受风面积是主要参数。对于栈桥结构,结构的受风面高度及宽度主要是通廊部分,因此,可以取栈桥结构通廊部分的迎风面宽度和高度来查规范的表格,以求得脉动影响系数v。

振性系数,为第一振型坐标的取值,应根据结构动力计算确定。规范给出了一些情况下的简化计算表格。对于栈桥结构,简化为单自由度时可取1。

4 算例分析

某钢结构栈桥通廊跨度27 m,通廊宽度3.5 m,通廊距地面高35 m,基本风压0.65 kN/m2,基本周期为1.0 s。采用本文方法计算时,振型系数取1,脉动增大系数ε=2.38,脉动影响系数v=0.41。最终计算得通廊处的风振系数βz=1.52。可见,通廊风振系数不容忽略。

5 结语

通过以上分析可知,在用规范方法确定栈桥结构的风荷载时,体形系数可参考桥梁做法;

在利用规范公式计算高度z处风振系数βz时,风振动力系数ε直接查表;脉动影响系数v取栈桥通廊部分的迎风面宽度和高度,查表取值;振型系数用规范的简化公式计算。

摘要：指出输煤廊结构在锅炉房中是主要的辅助生产构筑物,针对输煤栈桥结构设计时风荷载的取值问题,从风荷载作用的原理出发,参考有关文献及相关规范,提出了确定栈桥结构风荷载值的一种简单方法,以指导实践。

关键词：锅炉,输煤栈桥,风荷载

参考文献

[1]GB 50009-2001,建筑结构荷载规范[S].

[2]JTG D60-2004,公路桥涵设计通用设计规范[S].

风荷载特性 篇5

关键词：冷却塔；内压；三维效应；风洞试验；设计取值

中图分类号：TU311.3；V211.7文献标识码：A

为实现循环水的冷却，冷却塔风筒顶部敞开，底部由人字柱支撑而形成风通道，故内表面也受到风荷载作用.相对外表面风荷载而言，有关冷却塔内表面风荷载的研究成果较少，中国规范也未对其取值作出相关规定，但明确指出在进行塔筒局部弹性稳定性验算时必须要考虑内压产生的应力[1-2].研究表明[3]，考虑内压效应后，环向压应力增大，结构的整体稳定性与局部弹性稳定性降低，这一趋势可能随着冷却塔高度的增加而更加显著.

孙天风等[4]通过对茂名冷却塔的实测研究发现强风作用下的内压并非沿环向均匀分布；Kasperski等[5]通过风洞试验发现内压沿环向和高度均匀分布，压力系数值接近-0.50；李鹏飞等[6]的风洞试验结果表明内压基本均匀分布，但大小与填料层透风率密切相关；张陈胜[7]和沈国辉等[8]通过CFD方法对内压分布进行了研究，结果表明内压沿高度和环向变化明显；鲍侃袁[9]通过CFD数值模拟发现塔底尾流区内侧风压急剧减少；余关鹏[10]和沈国辉等[11]通过风洞试验发现内压在底部180°圆周角急剧减少.此外，一些学者认为内压沿环向、高度不变，根据经验假定它为某一数值，例如，Diver[12]认为内压压力系数为-0.40～-0.50，Sollenberger等[13]认为取值为-0.40，Scanlan等[14]在由内外压差实测数据获得外表面风压系数时取内压为-0.40，Kawarabata等[15]认为实际设计中内压可取为-0.45.由以上综述可以看出，虽然一些学者认为内压沿环向、高度不变，但也有研究结果（包括实测、数值模拟和风洞试验）表明内压沿高度变化，沿环向分布也并不均匀，内压的分布特征及其取值尚无统一认识.此外，已有研究大多在20世纪70，80年代进行，研究对象高度大多在100 m左右[16-17].

随着中国电力事业的发展，中国冷却塔高度即将突破200 m的世界纪录，此类特大型冷却塔设计的风荷载取值既无规范指导，又无实际工程经验借鉴，因此亟需开展内压相关研究.本文以中国某核电站拟建的220 m高双曲冷却塔为例，通过风洞试验的同步测压技术获得其内表面的风压系数，对该塔的内表面风荷载三维效应进行了分析，最后采用有限元方法对其内表面风压设计取值的简化方法进行了分析.研究成果可为此类巨型冷却塔内表面风荷载取值与中国相关规范的修订提供参考和依据.

1风洞试验概况

1.1试验模型

某核电站拟建冷却塔淋水面积为20 000 m2，塔顶标高220.0 m，喉部标高169.4 m，进风口标高13.45 m，人字柱底面标高0.0 m，塔顶直径109.0 m，喉部直径103.5 m，底部直径169.9 m，风筒采用分段等厚，最小厚度在喉部断面，壁厚0.23 m，最大厚度在下环梁位置，壁厚1.4 m，由均匀分布的56对1.4 m人字柱支撑.刚性模型测压风洞试验在湖南大学HD2风洞的高速试验段进行，试验段长17.0 m，宽3.0 m，高2.5 m.试验模型采用6 mm厚的有机玻璃制作，保证模型具有足够的强度和刚度，在试验风速下不发生变形及不出现明显的振动.模型内表面在外形上与实际结构保持几何相似，几何缩尺比为1/200，外表面几何相似则由于结构壁厚太薄而无法满足，模型底部由严格几何缩尺的人字柱支撑，保证人字柱之间的空隙使得空气可以自由出入，确保真实模拟冷却塔内部空气流动特征，试验模型照片如图1所示.在模型表面共布置14层测点，每层沿环向等间距布置36个测点，共计504个测点，测点布置及圆周角定义如图2所示.

1.2风场模拟

项目厂址周边地形与GB 50009—2001《建筑结构荷载规范》规定的B类地貌类似，在湖南大学HD2风洞高速试验段模拟了B类地貌风场，转盘中心处的模拟结果如图3所示.从图3（a）可以看出，风洞中模拟的平均风速剖面与GB 50009—2001《建筑结构荷载规范》规定的B类风场基本一致，湍流度剖面也与实际大气中的情况基本一致；图3（c）给出了转盘中心50 cm高处的顺风向脉动风谱，可以看出，模拟的顺风向脉动风谱与常用的von Karman，Kaimal和Davenport等理论谱基本一致.

1.3符号定义

任意测点i处的风压系数CPi表示为：

2风荷载三维效应

冷却塔内表面风压与塔底填料层透风率大小及有无十字挡风板密切相关，考虑到风筒在施工期间塔底尚未安装填料层，此时透风率为100%（无十字挡板），而冷却塔实际运行状态下填料层透风率一般为30%（有十字挡板），因此以这两种工况的测试结果为例，对内压三维效应及其设计取值进行分析.

图4为各测层平均风压沿环向分布情况.由图4可知，当透风率为100%（无十字挡板）时（图4（a）），塔底风压系数在180°圆周角附近突然增大（最大值达-0.24），这一现象与文献[4，8]等的研究结果一致，其解释为从塔底迎风面进来的气流撞击在尾流区内壁，使得该区域的风压增大；其他高度的平均风压系数沿环向基本不变，但不同高度处的平均风压系数值略有不同，约为-0.50～-0.60.当透风率为30%（有十字挡板）时（图4（b）），塔底内压沿环向分布更为均匀，没有在180°圆周角附近发生突变，各高度平均风压系数沿环向基本不变，这是因为填料层具有“整流”作用，使塔内气流分布较空塔更为均匀，但不同高度处的平均风压系数值略有不同，约在-0.45～-0.55内微小波动.图5为各测层压力系数平均值沿高度变化曲线，从图5可以更为清晰地看出，内压并非完全沿高度均匀分布.图6为各高度截面阻力系数沿高度变化曲线，阻力系数绝对值与0偏差越远，表明该高度风压沿环向分布越不均匀，由图6可知，当透风率为100%（无十字挡板）时，这种不均匀性在塔底尤为显著.

3响应计算与结果分析

3.1有限元模型及荷载取值

采用大型通用有限元分析软件ANSYS对原型结构进行有限元分析.建模时，冷却塔筒体采用shell63壳单元模拟，人字柱采用beam188 Timoshenko梁单元模拟，支柱上端节点与风筒末节圆的有关节点位置保持一致，边界条件为人字柱底端固结.划分网格时，子午向根据模板节数划分，环向等分为人字柱对数的适当倍数，保证适当的网格密度以确保计算结果的准确性.有限元模型及1阶模态分析结果如图7所示，结构基频为0.738 Hz.

考虑到冷却塔风致响应中外表面风荷载的贡献占主导地位，因此各计算工况均考虑了外表面风荷载的作用，选取中国有肋曲线（该塔的设计风压曲线）为外表面风压曲线.

3.2静力响应

图8所示为各工况下的静力响应比较，可以看出，位移响应对内压大小及其分布特征不敏感，各工况下的位移响应基本一致，当塔底风压分布较为不均匀时（工况6），位移甚至略微偏小；相对而言，内压的分布特征对子午向内（应）力影响较小，对环向内（应）力影响较大；内压沿子午向分布的不均匀性对内（应）力的影响较小，环向分布的不均匀性影响较大；内压分布越不均匀，环向压内（应）力越大，拉内（应）力越小，且塔底风压沿环向分布的不均匀性对环向内（应）力的影响随高度的增加而减小，当内压为均匀分布时，环向压内（应）力与内压系数绝对值成正比，拉内（应）力则与之成反比.

对而言，内压沿环向分布的不均匀性对屈曲稳定影响较大，沿高度的不均匀性影响较小；当内压均匀分布时，临界风速与内压绝对值成反比.

综上所述，静力响应与屈曲稳定计算结果均表明，将具有“三维效应”的内压简化为沿高度、环向不变的常数进行设计可保证该塔的安全性，且内压取值为-0.50可满足要求.

为进一步分析内压大小及分布特征对响应的影响机理，图10给出了不考虑外压时表1中各内压工况下的响应计算结果.由图10可以看出，尽管塔底风压沿环向不均匀分布时会使得响应增大，但它引起的响应相对外压较小，例如，最大位移约为0.25 cm，不到外压的10%.因此，尽管内压的分布特征会对响应产生一定的影响，但由于冷却塔的风致响应中以外压占主导地位，内压对响应的贡献较小，故将具有“三维效应”的内压简化为沿高度、环向不变的常数进行设计可满足安全性要求.

4结论

基于刚性模型测压风洞试验获得了某核电站220 m高超大型冷却塔沿高度、环向变化的三维内表面风压系数，分析了冷却塔内表面风荷载的三维效应，采用有限元计算方法对内压设计取值简化进行了讨论，并对结果产生原因进行了分析，主要结论如下：

1）冷却塔内表面风压并非完全沿高度、环向均匀分布，风压系数沿高度方向约在0.1范围内波动，环向不均匀性以风筒施工期间的空塔塔底风压尤为严重.

2）尽管内压的大小及分布特征会对响应产生一定的影响，但由于冷却塔的风致响应中以外压占主导地位，内压对响应的贡献较小，将具有“三维效应”的内压简化为沿高度、环向不变的常数进行设计可满足安全性要求，大小可取为-0.50.

参考文献

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大跨越输电塔风荷载计算的探讨 篇6

大跨越输电塔具有高耸柔性的特点, 在设计过程中, 风荷载是主要的控制性荷载。而计算风荷载过程中, 考虑到脉动风压作用, 计算结构的风振系数成为必要。输电塔风荷载计算公式:

W=βzμsμzω0F

当杆塔全高超过60 m时, 风振系数βz的取值要按照《建筑结构荷载规范》来计算[1]。计算风振系数必需要计算结构的自振周期以及振型, 《建筑结构荷载规范》 (GB5001-2001) 中给出高耸结构第一自振周期的估算公式:

T1= (0.007-0.013) H

上述公式适用于具有连续变化外形和质量的塔式结构, 而输电塔在横担部位存在几何尺寸和质量的较大突变, 若用上述公式估算结构的自振周期并不符合输电塔结构的实际情况[2,3]。本文利用有限元程序ANSYS对某一大跨越输电塔建立三维有限元数值模型, 研究其动力特性从而计算出结构的自振周期, 进行输电塔风荷载的计算。

1 铁塔的有限元分析

1.1 有限元模型的建立

输电塔塔高134.8 m, 呼程高113 m, 塔主材用Q345钢, 其余材料为Q235钢材, 材料为角钢截面。密度ρ=7 850 kg/MPa, 弹性模量E=2.06×105 MPa, 结构阻尼比ξ=0.05, 考虑到铁塔中的垫板、螺栓以及节点板的质量, 材料的密度放大1.45倍。塔主材用空间梁单元Beam189模拟, 其余杆件用空间杆单元Link8模拟, 铁塔与基础为固接, 并假设材料处于弹性工作阶段。输电塔三维有限元模型如图1。

1.2 模态分析

在ANSYS程序中, 选用子空间法对有限元模型进行模态分析并提取前5阶振型。结构自振频率和自振周期如表1所示。

计算结果得到结构的第一自振周期T1为1.664s, 各阶振型图如图2所示。

2 结构风荷载的计算

风荷载体型系数μs和风压高度系数μz可以根据不同塔层的几何尺寸以及各层高度来查表确定。风振系数βz=1+ξβ υθBθVϕz/μz, 输电塔基本风压为ω0=0.56 kN∕m2, 按照B类地貌计算。有ω0Tundefined=1.55, 查表可以得到脉动增大系数ξ=2.67;脉动影响系数v=0.89, 修正系数θB和θV根据不同塔层查表确定, 振型系数可以根据各个塔层的相对高度来查表确定。经计算, 各段风振系数值加权平均后为1.47, 小于1.6, 不满足规程要求, 因而要进行调整。结构投影面积F由输电塔每一段几何尺寸和构件型号来计算。铁塔风荷载计算如表2所示。

3 结 语

根据文献[2]和[3]指出:规范中结构自振周期的估算公式与输电塔结构的实际情况有所出入。本文对某一大跨越输电塔建立有限元模型并进行动力分析, 通过获得结构的第一自振周期来计算结构各段风振系数, 并进行输电塔各段风荷载的计算, 为大跨越输电塔风荷载计算提供参考依据。 [ID:5724]

摘要：利用ANSYS建立大跨越输电塔结构的有限元模型, 进行模态分析得到结构的自振周期及振型, 由此计算出铁塔各段风振系数, 从而计算结构的风荷载, 为输电塔风荷载计算提供一些参考依据。

关键词：大跨越输电塔,模态分析,风荷载

参考文献

[1]刘树堂.输电杆塔结构及其基础设计[M].北京:水利水电出版社, 2005:32-33.

[2]陶青松, 林致添.大跨越输电塔风振系数研究[J].武汉大学学报, 2007, 6 (1) :192-195.

垂直发射飞行器地面风荷载响应 篇7

地面风一般指从地面至150m高度范围内的大气流动[1]。当大型飞行器 (火箭、地地导弹) 竖立在发射台上时, 地面风是一种重要的自然环境因素。圆柱形截面是飞行器常选用的截面, 竖立状态下的圆柱结构的风激振动是属于小阻尼系统对随机输入力的响应。从空气动力学观点看, 问题可以归结为绕竖立物体的黏性分离流范畴。地面风在结构上会产生很大的定常、非定常荷载, 引起飞行器结构非常复杂的变形和振动, 对飞行器结构强度、发射前控制系统调整和仪器设备校正特别是对瞄准系统的工作有较大影响, 甚至可能产生共振, 造成结构破坏和发射失败。不少型号, 如美国的“先锋”、“土星”等火箭风荷载都较为严重;“雷神”全尺寸试验期间, 在当风速达到27m/s时, 发射台上箭体倾倒破坏;我国某型号首批火箭都加强了尾段刚度以抗击风荷载[2]。研究垂直发射飞行器地面风荷载及其产生的静、动态响应, 对于保证控制系统有利的工作状态, 降低最大结构载荷, 减轻结构重量, 增加有效负荷, 放宽飞行条件的限制, 确保发射成功具有重要意义。

飞行器地面风荷载研究内容可以归纳为两个方面: (1) 研究作用在飞行器上的风荷载; (2) 研究飞行器在风作用下的结构响应[3]。

1分析模型

垂直发射飞行器一般是一个结构复杂的圆柱形弹性体, 当处于发射状态时, 类似于一座高耸构建物。因此本文将其简化成圆柱形悬臂梁。在风的作用下, 运载火箭上产生很大的风荷载 (包括平均风荷载和动态风荷载) , 如图1所示。

2风荷载

由于自然风的湍流特性, 风可分成准定常的平均风和非定常的脉动风。因此, 作用在飞行器上的风产生的荷载为顺风向的平均风的静力风荷载和脉动风产生的脉动风荷载;与顺风向的风荷载相比, 横风向的动态风荷载的产生机理比较复杂, 它主要由来流湍流、尾流漩涡以及导弹本身的振动所产生。而据实测, 实物的横向响应主要是旋涡脱落引起[4]。因此在横风向本文主要讨论尾流漩涡干扰产生的荷载。

2.1 平均风荷载

作用在飞行器上的平均风荷载可表示为:

$w\left(z\right)=\mu {}_s(z)\mu {}_z(z)w{}_0$ (1)

式 (1) 中, μs (z) 为风荷载体型系数, μz (z) 为风压高度变化系数, w0为基本风压。

2.2 脉动风荷载

脉动风荷载是随机荷载, 又是风力中的动力成分, 它使结构产生随机振动。对于大型飞行器的缩比模型 (或全尺寸) 进行风洞试验结果表明, 在亚临界雷诺数范围内 (Re<3×105) , 有周期性的可辨别的涡流脉动。在超临界雷诺数时 (3×105<Re<3.5×106) , 涡流产生的横向力是非周期性的和不规则的, 尾流中出现比较随机的漩涡脱落。当雷诺数处于跨临界 (Re>3.5×106) 范围时, 湍流涡街又重新建立, 呈现出有规律的漩涡脱落[2]。

顺风向:

$p\left(z,t\right)=p\left(z\right)f\left(t\right)$ (2)

式 (2) 中, $p\left(z\right)$为顺风向水平风力, $f\left(t\right)$是最大为1的随机时间函数。

横风向:

$p{}_L\left(z,t\right)=\frac{1}{2}\rho v{}^{2}D\left(z\right)\mu {}_L\sin \omega {}_{s}t$ (亚、跨) (3)

$p{}_L\left(z,t\right)=\frac{1}{2}\rho v{}^{2}D\left(z\right)\mu {}_{L}f\left(t\right)$ (超) (4)

式 (3) 中μL横风向升力系数, ωs为漩涡发放圆频率;$D\left(z\right)$为飞行器直径。

3 结构响应

飞行器在地面风作用下的振动响应一般划分为顺风向振动和横风向振动, 前者主要是由平均风产生的静态响应和脉动风所产生的随机振动, 后者则主要由气流绕飞行器流动的尾流旋涡脱落所产生。

3.1 导弹的动力特性

竖立在发射台上的飞行器近似与一圆柱形悬臂梁, 它的变形以弯曲型变形为主。每一振型都对风振力及响应有所贡献, 但第一振型一般起着主要的决定性作用, 因此本文只考虑第一振型的影响。

3.2 平均风响应

飞行器的平均风响应可用结构静力学的方法分析, 也就是在计算出风荷载后来分析结构的内力、变形等, 必要时分析其稳定性。一般用结构力学中虚功原理进行计算, 但较为复杂。本文是一种简化分析方法作近似计算, 在工程应用中既简便又有足够精度。

结构高度上的静力位移为

$y{}_{si}={\displaystyle \sum _{j=1}^n\phi }{}_{ij}q{}_{sj}={\displaystyle \sum _1^n\frac{\phi {}_{ij}p{}_{sj}^{*}}{{\rm M}{}_j^{*}\omega {}_j^2}}$ (5)

式 (5) 中:φij为振型矩阵;qsj为广义位移;p*sj为广义载荷;M*j为广义质量;ωj为结构第j阶圆频率。

对于位移来讲, 第一振型起着决定性作用, 则:

$y{}_{si}=\frac{u{}_{s1}\phi {}_{i1}w{}_0}{\omega {}_1^2}$ (6)

对于等截面结构, 质量可视为沿高度均匀分布, 则:

$u{}_{s1}=\frac{{\displaystyle {\int }_0^{{\rm H}}\mu }{}_3\left(z\right)\mu {}_z\left(z\right)D\left(z\right)\phi {}_1\left(z\right)w{}_{0}dz}{w{}_0{\displaystyle {\int }_0^{{\rm H}}m}\left(z\right)\phi {}_1^2\left(z\right)dz}$ (7)

式中$m\left(z\right)$为单位长度质量。

3.3 顺风向脉动风振响应

将结构作为一维结构来处理, 其纵轴坐标z处顺风向运动方程可表示为:

$m\left(z\right)\frac{\partial {}^{2}y}{\partial t{}^2}+c\left(z\right)\frac{\partial y}{\partial t}+\frac{\partial {}^2\left[\frac{E{\rm I}\left(z\right)\partial {}^{2}y}{\partial t{}^2}\right]}{\partial z{}^2}=p\left(z,t\right)$ (8)

式 (8) 中: m (z) 、$c\left(z\right)$、${\rm I}\left(z\right)$、为结构纵向z处单位长度上的质量、阻尼系数、对x轴的截面惯性矩。

用振型分解法求解方程, 位移按振型分解:

$y\left(z,t\right)={\displaystyle \sum _{i=1}^{\infty }\phi }{}_i\left(z\right)q{}_i\left(t\right)$ (9)

由振型的正交性可得到第i振型广义坐标结构顺风向运动方程为

$\ddot{q}{}_i+2\zeta {}_i\omega {}_i\dot{q}{}_i+\omega {}_i^{2}q{}_i=F\left(t\right)$ (10)

式 (11) 中ζi、ωi为结构第i振型中阻尼比或圆频率。

$F\left(t\right)=\frac{{\displaystyle {\int }_0^{{\rm H}}{\displaystyle {\int }_0^{D\left(z\right)}\omega }}\left(x,z\right)f\left(t\right)\phi {}_i\left(z\right)\text{d}x\text{d}z}{{\displaystyle {\int }_0^{{\rm H}}m}\left(z\right)\phi {}_i^2\left(z\right)\text{d}z}$ (11)

式 (11) 中:H为结构高度;$\omega \left(x,z\right)$为坐标x, z处脉动风压的幅值。

由随机振动理论, 结构位移响应的谱密度函数为

$\begin{array}{l}S{}_{yy}\left(z,\omega \right)={\displaystyle \sum _{i=1}^n{\displaystyle \sum _{k=1}^n\phi }}{}_i\left(z\right)\phi {}_k\left(z\right)\\ {\rm H}{}_i\left(-i\omega \right){\rm H}{}_k\left(i\omega \right)S{}_{F{}_{i}F{}_k}\left(\omega \right)(12)\end{array}$

实际工程中结构都是小阻尼系统, 通常ζi小于0.05, 故交叉项的影响可以忽略不计, 则位移响应的谱密度函数可简化成

$S{}_{yy}\left(z,\omega \right)={\displaystyle \sum _{i=1}^n\phi }{}_i^2\left(z\right)\left|{\rm H}{}_i\left(i\omega \right)\right|{}^{2}S{}_{F{}_{i}F{}_k}\left(\omega \right)$ (13)

式 (13) 中$S{}_{F{}_{i}F{}_k}\left(\omega \right)$为第i振型广义风荷载谱, 则结构纵坐标z处顺风位移响应根方差:

$\sigma {}_y\left(z\right)=\left[{\displaystyle {\int }_0^{\infty }S}{}_{yy}\left(z,\omega \right)\text{d}\omega \right]{}^{1/2}$ (14)

3.4 导弹漩涡干扰风振响应

亚临界和跨临界范围漩涡脱落引起的振动是确定性周期振动, 气动力$p\left(x,t\right)$随时间为简谐变化, 可写为

$p\left(z,t\right)=qD\left(z\right)\mu {}_{L}e{}^{iwt}$ (15)

式 (15) 中q为动压头。

得位移响应值为

$x\left(z,t\right)=w{}_{0}e{}^{i\omega t}B\left(i\omega \right)$ (16)

式 (16) 中:

$B\left(i\omega \right)={\displaystyle \sum _{n=1}^{\infty }\frac{w{}_{n}e{}^{i\theta {}_n}\phi {}_n\left(x\right)}{{\rm M}{}_n\omega {}_n^2\left[\left(1-\left(\frac{\omega }{\omega {}_n}\right){}^2\right){}^2+\left(2\zeta \frac{\omega }{\omega {}_n}\right){}^2\right]{}^{1/2}}}$ (17)

θn=arctg$\frac{2\zeta \omega \omega {}_n}{\omega {}^2-\omega {}_n^2}$ (18)

$w{}_n=\frac{q{\displaystyle {\int }_0^{{\rm H}}D}(z)\mu {}_L\phi {}_n\left(z\right)\text{d}x}{w{}_0}$ (19)

按确定性载荷作用共振原理, 第j阶振型位移的共振动力放大系数为$\frac{1}{2\zeta {}_j}$, 于是第j振型几何位移的最大值为:

$x{}_j\left(z\right)=\frac{{\displaystyle {\int }_{{\rm H}{}_1}^{{\rm H}{}_2}\frac{1}{2}}\rho v{}_c^2\left(z\right)D\left(z\right)\mu {}_L\phi {}_j\left(z\right)\text{d}z}{2\zeta {}_j\omega {}_j^2{\displaystyle {\int }_0^{{\rm H}}m}\left(z\right)\phi {}_j^2\left(z\right)\text{d}z}\phi {}_j\left(z\right)$ (20)

式 (20) 中vc为共振风速。

超临界时只要将脉动风压谱密度$S{}_{\omega }\left(x,z,\omega \right)$替换为横风向脉动风压谱密度函数, 就可得到结构横风向振动响应均方根值。

4 算例分析

4.1 算例1

图2是文献[5]中CZ—2型运载火箭1:50比例的气动弹性模型在低速风洞中进行的结构响应试验结果。试验来流风速廓线指数α=0.3, 参考速度为20 m/s。通过用摄像判读的方法记录了模型顶部位移响应, 由图可知, 模型顶部位移响应的运动轨迹按轨迹1、2、3次序运动, 最后稳定在轨迹3偶尔跳到轨迹2, 又再回到轨迹3, 如此重复。由计算结果图3可知, 火箭顶部位移随风速的增加而增大, 当参考风速为6 m/s时, 涡激振动比较明显, 并在此出现一个明显的峰值。随着风速的增大, 火箭的横风向响应大于顺风向响应。若取峰值因子为3, 则计算结果得到的顺、横风向响应的最大峰值都为1 cm左右, 与试验结果相比, 无论是均方根值还是最大峰值位移都较一致。

4.2 算例2

由结果图4知, 火箭顺风向静态与动态响应都随来流风速增加而增大。在“锁定区” (16 m/s) 附近横风向响应值有一个明显的峰值, 此时漩涡脱落的频率与火箭的固有基频相耦合。在高风速区计算的横风向响应大于试验结果, 可能是试验的地面粗糙度和标准的地形粗糙度不一样所致。在所计算的风速区域横风向动态响应值都大于顺风向响应值, 顺风向计算结果与试验结果比较吻合。

5 结论

(1) 建立了垂直发射飞行器的风荷载响应的分析模型;

(2) 根据随机振动理论建立了垂直发射飞行器风荷载工程计算方法, 计算结果与试验结果较一致;

(3) 计算结果还表明横风向和顺风向响应随风速有不同的变化规律, 横风向有峰值区, 横风向动态响应值大于顺风向响应值。

摘要：垂直发射飞行器竖立在发射台上时, 往往要受到地面风的作用, 这将引起飞行器的振动响应, 并影响到发射前的准备工作。将垂直发射飞行器简化为圆柱形悬臂梁, 利用随机振动理论, 建立了飞行器任意风向的响应。并对CZ—2、土星IB气动弹性模型在地面风荷载下的动态响应进行工程计算, 与试验结果有良好的一致性。

关键词：垂直发射,地面风荷载,随机振动,动态响应

参考文献

[1]胡卫兵, 何建.高层建筑与高耸结构抗风计算及风振控制.北京:中国建材工业出版社, 2003

[2]贺德馨, 陈坤, 黄汉杰, 等.风工程与工业空气动力学.绵阳:中国空气动力研究发展中心, 1996

[3]卢凤翎, 阎君.确定飞行器地面风激响应的实物试验加理论外推法.强度与环境, 2006;33 (4) :8—12

[4]陈楚之.火箭与导弹的静动力载荷设计.北京:宇航出版社, 1994

[5]王奇志, 张大康.运载火箭发射状态地面风荷载试验报告.绵阳:中国空气动力与研究发展中心低速所技术报告, 1996

中澳规范对高塔风荷载计算的比较 篇8

本项目是某能源巨头在澳洲的一个天然气项目, 该项目耗资高达300亿元, 是澳洲史上最大规模的能源开发项目之一。本文讨论的高塔就是这个项目中很重要的一个设备[1]。

1.1 塔体基本数据

塔高h=32m, 塔内径ID=5.7m, 基础底板到设备塔顶的高度H=36m。塔体里面简图见图1。

1.2 风荷载基本数据

本项目位于澳洲西部沿海地带, 按澳洲风荷载规范, 此区为D区, 属飓风区。此区域极限状态下的基本风速达到99m/s。按中国规范考虑, 本区域的地面粗糙度类别应为A类。

2 中国规范风荷载计算

按GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》, 以下简称“中国规范”计算风荷载。

按中国规范8.1.1条, 风荷载标准值ωk按下式计算:

2.1 基本风压ωo的计算

按中国规范8.1.2条文说明:

假设此处的风速与澳洲地区取相同值99m/s, 则ωo=6.13k N/m2。

2.2 风压高度变化系数μz的计算

A类地区, 由中国规范表8.2.1查得风压高度变化系数μs=1.67。

2.3 体型系数μs的计算

由中国规范表8.3.1项次31, 圆截面构筑物整体计算时的体型系数μs=0.5。

2.4 风振系数βz的计算

(1) 脉动风荷载的背景分量因子Bz的计算

由中国规范8.4.6条, 脉动风荷载竖直方向的相关系数ρz按下式计算:

脉动风荷载水平方向的相关系数ρx按下式计算:

B=5.7m<2H=72m, 得ρz=0.845, ρx=0.98。

由中国规范8.4.5条, 脉动风荷载的背景分量因子Bz按下式计算:

由表8.4.5-1查k=1.276, a1=0.186。由规范8.4.7条得φ1 (z) =1.0, 可以计算出Bz=1.2。

(2) 脉动风荷载的共振分量因子R的计算

由中国规范附录F.1.2条第二款, 当H2/D0=227<700时, 塔的基本自振周期T1按下式计算:

可以计算出T1=0.55s, 自振频率f1=1.82Hz。

由中国规范8.4.4条, 地面粗糙度修正系数kw=1.28, 结构的阻尼比ζ=0.01.由下式可得系数x1=19.5。

脉动风荷载的共振分量因子R按下式计算:

可得:R=2.68。

(3) 风振系数βz的计算

由中国规范8.4.3条, 风振系数βz按下式计算:

由中国规范8.4.3条, 峰值因子g=2.5, 10m高度名义湍流强度I10=0.12, 可以求出风振系数βz=3.08。

综上所述, 风荷载标准值:

风荷载作用下的水平剪力:

3 澳洲规范风荷载计算

按澳洲风荷载规范 (AS/NZS 1170.2:2002 Structural Design Actions Part 2:Wind Actions, 以下简称“澳洲规范”) 计算风荷载

按澳洲规范2.4.1条设计风压P:

其中空气密度ρair=1.2kg/m3。

3.1 作用于建筑物主轴方向上的设计风速Vdes, θ的计算

由澳洲规范2.2条Vθ按下式计算:

其中VR取99m/s, 地形地貌及高度影响修正系数Mz, cat取1.2, 考虑遮蔽影响的系数Ms取为1.0, 特殊地形地貌影响系数Mt取为1.0, 得出作用于建筑物主轴方向上的设计风速Vdes, θ为118.8m/s。

3.2 空气动力体型系数Cfi g的计算

由澳洲规范附录E可知空气动力体型系数Cfi g按下式计算:

其中宽高比校正系数Kar取为0.7, 倾斜角系数Ki取为1.0, 拖拉系数Cd取为1.2, 得出空气动力体型系数Cfi g为0.84。

3.3 动力放大系数Cdyn的计算

由澳洲规范6.1条可得动力放大系数Cdyn为1.0。

综上所述, 设计风压:

风荷载作用下的水平剪力:

4 结束语

综上所诉, 由于两国规范在一些重要参数上的选取不同, 导致最终风荷载计算结果差别很大。其中基本风压或风速的取值对最终计算结果的影响尤为明显。由于中澳两国规范在风荷载的重现期和平均风速时距上的区别, 造成了两国基本基本风压或风速取值的不同[2]。

因此在计算澳洲地区高塔风荷载的时候, 必须要正确理解澳大利亚风荷载规范中关键参数的意义。不能想当然地把澳洲地区的风速转化为中国的基本风压进行风荷载计算。

参考文献

[1]GB 50009—2012建筑结构荷载规范[S].

风荷载特性 篇9

关键词：园艺学,温室结构,理论研究,载荷研究,风荷载

0 引言

设计荷载是结构设计的基本依据,是保证结构可靠性和经济性的首要因素。风雪荷载作为连栋温室结构设计中主要活荷载,在温室这种轻型结构中占有重要的地位。其定义、计算取值直接影响着连栋温室结构的安全性和经济性。

中国机械工业联合会自2001年10月起实施了有关温室的若干项行业标准,2002年7月国家质量监督检验检疫总局又颁布了两项国家标准。这些标准尽管还存在着这样或那样的问题,但已说明温室行业已逐步进入正常的发展轨道。本文根据《温室结构设计荷载》国家标准,针对我国华东地区连栋温室结构设计中的风荷载定义方法、计算取值、荷载组合等进行了较深入的探讨和分析,并对风荷载的标准值进行了修正。

1 影响风荷载参数

《温室结构设计荷载》中风荷载定义:垂直作用在温室结构表面的风荷载标准值为

式中wk—风荷载标准值(kN/m2);

βz—高度z处的风振系数;

U s—风荷载体形系数;

µz—风压高度变化系数;

w0—基本风压(kN/m2)。

2 主要参数确定

2.1 风振系数βz、风荷载体型系数us的确定

βz为高度z处的风振系数,平台z高度处的风振系数βz可按下式计算,即

式中ξ—脉动增大系数;

v—脉动影响系数;

ɕz—振型系数(取1.00)。

其中,脉动增大系数如表1所示;脉动影响系数,如表2所示。

根据我国华东连栋温室都非高层建筑的特点,可以取风振系数βz为1.0。对于风荷载体形系数µs,可按GBJ9-87第6.3.1条有关规定采用。

2.2 风压高度变化系数Uz的确定

平均风速实际是一定时间间隔(时距)内的平均风速,即

式中v0—平均风速(m/s);

v(t)—瞬时时速(m/s);

τ—时距(s)

风速是随时间不断变化的,一般来说,时距越短,平均风速越大;时距越长,平均风速也就越小。因而如何取值对分析很有影响,通常取规定时间内平均风速作为计算的标准。根据阵风的特性,每次大风约在lmin重复一次,阵风的卓越周期约在lmin,如以10min为标准,则基本上覆盖10个周期的平均值,我国标准取平均风速时距为l0min。各国平均时距的取值变化很大,为了具有可比性及分析的方便,在动压计算时取基本风速为30m/s,时距为10min。根据不同时距与10min时距风速换算系数,如表3所示。

对于温室这类轻型结构,特别是自重很轻的塑料大棚而言,计算温室的基本风速oV时应采用平均时距小于l0min的平均风速作为统计样本,再根据极值I型分布函数(函数曲线如图1所示)求得。风速记录表明,瞬时风速要远远大于l0min平均风速。因此,从理论上讲,用一定高度测量出的年最大瞬时风速资料计算出的一定重现期最大风压值也远大于用相同高度测量出的10min平均年最大风速资料所求出的相同重现期的最大风压值。

我国建筑结构荷载规范(GB/T 18622-2002)关于基本风压是这样定义的:以当地空旷平坦地面上离地10m高统计所得的50年一遇10min最大风速为标准。按基本风压=最大风速的平方/1600来确定的风压值(《建筑荷载规范》附录),即

同一高度的风速还与地貌或地面粗糙度有关,如大城市市中心建筑密集,地表愈粗糙,风能消耗愈大,因而风速或风压也愈小。例如,海岸附近平均风速最高,而大城市中心最低。由于粗糙度不同,影响着平均风速或风压的取值,因此有必要为平均风速规定一个共同的标准。我国建筑结构载荷规范中定为4类,具体如表4所示。

风压高度变化系数:风压随高度的不同而变化,其变化规律与地面粗糙度有关,对于平坦或稍有起伏的地形,风压高度变化系数µz应按地面粗糙度类别查表。但由于温室建筑的特点,其高度一般不超过10m,大多在5m左右。因此要考虑风压高度折减,一般情况下不能直接按规范(GB/T18622-2002)中的风压高度变化系数表取值。但可按下列公式计算,同时要满足风压高度变化系数最小值不低于0.62,即有

根据华东温室所处地区特点,取地面粗糙度类别为B类,风压高度变化系数按Uz=(z/10).032计算,但最小值不低于0.62。风压高度变化系统,如表5所示。

2.3 基本风压0W的确定

W0可按全国基本风压分布图的规定取值,建议连栋温室基本风压取值不得小于0.3k N/m2(相当于9级风)。当城市或建设地点的基本风压值在全国基本风压分布图上未给出时,可通过对气象和地形条件的分析,参照全国基本风压分布图上的等值线,用插入法确定。

3 分析比较

对于同一结构,无论采用何种规范标准,压力系数取值仅与风洞试验有关,因此可以通过动压来比较不同规范标准下等效静态风压的变化。动压的表达式为动压q=Uz(0V2/1600)。当考虑阵风作用因子时,动压q应乘以阵风作用因子G。

不同标准下动压随高度变化曲线如图2所示。其中,曲线1—考虑风压高度系数和阵风作用因子时的动压(中国);曲线2—考虑风压高度系数时的动压(中国);曲线3—考虑风压高度系数时的速度压强(日本);曲线4—未考虑风压高度系数时的速度压强(日本);曲线5—考虑阵风作用因子时的动压(美国I=0.95);曲线6—未考虑阵风作用因子时的动压(美国I=0.95);曲线7—考虑阵风作用因子时的动压(美国I=1.0);曲线8—未考虑阵风作用因子时的动压(美国I=1.0)。

从上面的分析可以看出:考虑风压高度变化系数和阵风作用因子,按中国建筑结构荷载规范(GB/T18622-2002),必须进行重现期修正。取重现期调整系数为1.1,动压计算表达式为

把式(3)、式(4)、式(6)带入式(9)得

式中Uz一风压高度变化系数,常用见表5;

G一阵风作用因子,常用见表6;

2W0一基本风压(k N/m);

ur—重现期调整系数(取1.1)。

注:中间值线性插入

因此,对风荷载标准值要加以修正。为了计算风荷载标准值更加准确,进行重新修正。垂直于温室屋面上的风荷载标准值可按下式计算,即

式中wk—风荷载标准值(kN/m2);

us—风荷载体型系数,均可按中国建筑结构

荷载规范(GB/T 18622-2002)规定取值;

U z—风压高度变化系数;

ur—重现期调整系数(取1.1);

G一阵风作用因子;

W0一基本风压(kN/m2)。

为了方便工程应用,现将风力等级、风速与基本风压关系列表,如表7所示。

4 结束语

根据最新的《温室结构设计荷载》国家标准以及《建筑设计荷载规范》,针对我国华东地区温室建筑特点,对我国华东连栋温室的主要活荷载之一的风荷载进行了分析研究,并对风荷载标准值进行了修正。在温室设计中,要根据实际开窗情况和使用状况,就是否考虑内部压力系数进行说明。建议在不考虑压差作用时,对连栋塑料温室的日常管理要特别注意。在大风来临之前,要及时地关闭天窗和侧窗,采取某些措施以保证温室的密闭性。

参考文献

[1]中国机械工业联合会.温室设计载荷国家标准(GB/T18622-2002)[M].北京:中国标准出版社,2002.

[2]孙德发.连栋温室结构设计中风荷载取值方法初探[J].农机化研究,2004(4):78-80.

[3]王笃利.温室基本风压取值方法探讨[J].农业工程学报,2005,21(11):171-174.

某145m跨储煤棚结构风荷载设计 篇10

关键词：储煤棚,风荷载,风振系数,大跨度结构

0引言

长治市瑞达工业园区焦化项目煤场纵向长度为200 m,跨度方向为145 m,矢高46. 259 m,基础顶标高为2. 140 m,结构顶点标高为48. 399 m。结构采用柱面三心圆网壳结构,相对于地震作用,风荷载对钢结构的应力将起控制作用[1]。此外由于该结构跨度较大,且现行规范也没有对应的体型系数,因此,须通过风洞模型试验测量结构表面的风压分布; 并在此基础上,对结构进行风振响应分析,确定主体结构设计所需的等效静力风荷载[2]。

1结构平面及外形尺寸

网壳采用正放四角锥体系,正放四角锥受力比较均匀,空间刚度大,制作安装方便。结构剖面如图1所示。

2风荷载分区平均风压系数的确定

网壳内设置有煤堆且周边存在防尘网,风致干扰效应不容忽视,现行GB 50009—2012建筑结构荷载规范已经不能提供相应的体型系数。因此,须通过风洞模型试验测量结构的体型系数。

风洞试验时设置2个工况分别进行测量,其中,工况一为设置防尘网无煤堆; 工况二为设置防尘网有煤堆。试验中利用模型对称性,由0° ~ 180°,每隔10°测量一次,每工况各进行19个风向角的测量,体型系数分区及风向角示意图如图2所示。

基于风洞试验结果,可获得平均风压系数,垂直于建筑物表面上的风荷载标准值Wk应按式( 1) 计算:

其中,Wk为风荷载标准值,k N/m2; βs为风振系数,需计算确定; μs为分区体型系数; μz为风压高度变化系数, 具体取值可参见GB 50009—2012建筑结构荷载规范; Cp为分区平均风压系数; W0H为参考高度处的风压。

通过风洞试验给出了工况一和工况二下不同风向下分区平均风压系数。两种工况下典型的90°角风压系数见图3,图4[3]。

3大跨度结构风振系数的计算方法

3.1大跨度结构风振系数的定义

根据规范定义,在工程应用中将风荷载的动力效应以风振系数 β 的形式等效为静力荷载,即风振系数为:

大跨度结构风振响应的计算方法主要包括基于直接积分原理的风速时程法和基于随机振动理论的频域方法。

3. 2基于随机振动理论的风振系数计算方法

根据结构动力学知识可以得知,网壳结构有n个自由度,则其振型的数量也是n个。很显然,由于网壳的节点数目众多,组合所有的振型是不现实的。而且,低频率的振型对于风振响应的贡献较大,因此通常的做法是截取前m阶振型。MST软件,基于振型分解原理的频域方法,通过选取不同的截断模态数,计算得到的位移风振系数和内力风振系数如表1所示。

由表1可知,随着结构参与振型的增加,结构风振系数随之增大。但是,增长的幅度随着截断振型数的增大越来越小。对于本储煤棚结构,振型截取至60后,风振系数基本上已经不再改变。

3. 3基于直接积分方法的风振系数计算方法

分解原理的频域方法,常常涉及到模态截断,因此基于随机振动理论的频域方法结果常常会有误差。鉴于此,为保证该煤棚结构的可靠度,尚应采用基于直接积分原理的分速度时程法来确定风振系数。有限元计算所采用的结构表面脉动风荷载时程源自风洞试验。结构上某节点风荷载时程如图5所示。有限元模型计算时采用瑞利阻尼。

根据时程分析结果和确定结构在各不利风向角下的极值响应及对应的整体风振系数如表2所示。

3. 4两种风振系数计算方法的比较

比较基于随机振动理论确定的风振系数与基于直接积分方法的风振系数可知,后者的数值大部分均大于前者的计算结果, 对于120°风向角,整体位移风振系数甚至达到了1. 68。这是由于基于随机振动理论的频域方法,常常涉及到模态截断,该方法的结果会存在有误差。此外,该方法也不能提供不同风向角下的结构的风振系数。根据风洞试验结果,不同风向角下,结构不同部位所承受的脉动风压时程也不同,因此其所对应的动力效应也应不同。基于直接积分方法的风振系数可以很好的体现这一点。

4结语

本文通过对145 m跨三心圆网壳结构分区平均风压系数风洞试验结果的分析及两种结构风振系数计算方法的比较分析,可以得出以下结论: 1) 大跨度储煤棚屋盖设计过程中,风荷载是主要荷载,其中煤堆及周围防尘网结构对其体型系数的干扰不容忽视,因此应该根据风洞试验获取其准确的风荷载分区平均风压系数。2) 为获取大跨度储煤棚屋盖不同风向角下准确的风振系数, 应采用基于直接积分方法的风振系数计算方法。

参考文献

[1]张渊,赵海艳,宁志刚,等.考虑地震行波效应的145 m跨三心圆网壳结构时程分析[J].建筑结构,2015,45(21):52-57.

[2]GB 50009—2012,建筑结构荷载规范[S].