開口狀態及干擾對柱面結構風荷載的影響

孫高健， 馬文勇,2， 劉慶寬,2， 劉小兵,2

(1.石家莊鐵道大學土木工程學院 石家莊，050043)(2.石家莊鐵道大學大型結構健康診斷與控制研究所 石家莊，050043)

開口狀態及干擾對柱面結構風荷載的影響

孫高健1， 馬文勇1,2， 劉慶寬1,2， 劉小兵1,2

(1.石家莊鐵道大學土木工程學院 石家莊，050043)(2.石家莊鐵道大學大型結構健康診斷與控制研究所 石家莊，050043)

為滿足儲煤量、工藝及環保的要求，柱面煤棚結構常常成對出現且在端部和兩側采用不同形式的開口，煤棚間的相互干擾和開口狀態對風荷載的影響效應目前尚不明確。針對此問題，通過剛性模型測壓試驗，研究了端部、兩側開口狀態以及煤棚間距對其結構表面風荷載的影響，通過對比結構整體力系數、體型系數分布及脈動風壓系數，給出了風向角、開口狀態及間距對風荷載的影響規律，分析了其產生機理，并給出了該類結構的風荷載建議。結果表明：半封閉的端部開口方式能有效減小結構整體風荷載，且脈動風壓值最小；兩側30% 開孔率的開口形式，結構表面的風荷載分布更均勻，減小結構的脈動風壓；煤棚之間的干擾對平均風荷載主要為遮擋效應，對脈動風荷載影響不顯著。

風工程； 風壓分布； 風洞試驗； 三心圓柱面網殼結構； 開口狀態； 干擾效應

引 言

三心圓柱面網殼結構是一種廣泛應用于儲煤結構中的大跨度空間結構，其跨度常達100 m以上，最大可達180 m。這類結構常常需要在端部設置交通通道或者在兩側開口以滿足工藝和環保要求，這些開口變化對結構表面的風荷載影響很大。另外，由于存儲量大，常常采用多個煤棚近距離布置的結構形式，煤棚之間的相互干擾也對其表面風荷載的估算帶來了更多的不確定性。上述問題是目前柱體儲煤結構在抗風設計中遇到的急需解決的問題。

已有研究表明，兩端封閉狀況不僅可以影響結構承受的總體風吸力，也可以改善結構表面的風荷載分布[1-2]。在各種兩端開口的方式中，兩端半封閉[3]的儲煤結構的風荷載取值研究較少。另外，為解決環境保護和交通通行之間的矛盾，具有一定透風率的防風網也開始被用在結構兩側，這種兩側防風網對結構風荷載的影響也不明確。風向角對風荷載也有很大的影響，研究表明最大的風荷載往往出現在斜風向下[4-5]，而目前我國《建筑結構荷載規范》并未提供斜風向下的風荷載取值。對于成對出現的煤棚結構，干擾效應也是其風荷載取值需要關注的重要因素。這種干擾效應從整體風荷載分析，常常表現為遮擋效應，能夠減小結構表面的風荷載[6-7]，但是，受擾結構對不同區域影響并不相同[8]。目前，對圓柱面網殼以及其他大跨度曲面網殼結構[9-11]的風荷載分布進行了研究，而該類結構由于其開口狀態的復雜性，仍需進一步研究其風荷載分布規律。

通過風洞試驗，研究了三心圓柱面煤棚結構端部開口狀態、兩側開口狀態以及兩煤棚的相互干擾對結構表面風荷載的影響，通過對比作用在結構上的整體風荷載給出了結構的最不利風向角、開口及干擾狀態，并進一步通過風荷載分布解釋了其形成的原因。結果不僅可以為該類結構的初期選型提供建議，也可以為類似結構的抗風設計提供風荷載取值依據。

1 試驗介紹

1.1 模型概況

筆者針對長為220 m、寬為120 m、高為54.2 m、矢跨比為0.45的三心圓柱面網殼結構進行研究，該網殼面由中心一段半徑r=66.6 m、圓心角φ=70°圓弧和兩端半徑r=45.3 m、圓心角φ=46°的圓弧組成，底部支撐高度為6 m。Ln為網殼結構縱向測點行標號，Ln=1～11；α為橫向測點位置參數，α=0°～180°。試驗模型采用有機玻璃板制成，具有足夠的強度和剛度，模型縮尺比為1∶200，每個測壓孔布置1對測點，內外同步測壓，測點布置沿模型縱向劃分為11個剖面，每個剖面在全拱方向上布置18個測點。試驗模型概況見圖1，x軸、y軸及z軸正向如圖1所示，坐標系滿足右手定則。

圖 1 試驗模型概況Fig.1 Model diagram

1.2 試驗簡介

試驗在石家莊鐵道大學風洞試驗室進行，試驗段寬為4.4 m，高為3 m，長為24 m。用粗糙元和尖劈模擬實際工程所在A類地貌，圖2為A類地貌平均風剖面、紊流度剖面[2]。試驗自由來流風速為11 m/s，數據采集系統采用DTC Initium型電子式壓力掃描，采樣頻率為330 Hz，采樣時間為30 s，采樣點數為9 900點。試驗相似比見表1。

圖 2 平均風剖面和紊流度剖面Fig.2 Mean velocity profile and turbulence intensity profile

名稱模型值原型值相似比長度比110cm×60cm220m×120m1∶200風速比11m/s24m/s1∶2時間比33s55min1∶100

1.3 試驗工況

試驗來流垂直于模型縱軸方向為0° 風向角，風向角β按順時針方向增加，以10°為間隔，在0° ～ 180° 風向角下進行試驗(見圖1)。兩端開口狀態分為兩端開口、兩端半封閉、兩端全封閉3種情況，其中兩端半封閉底部距地面高度為8 m，3種開口情形見圖3。沿結構長度方向，在立柱側面有2種開口狀態，定義開孔率為δ，δ=0時為兩側全封閉狀態，δ= 30% 時為兩側30%開孔率狀態。兩側開口狀態見圖4。由于固定模型的需要，煤棚模型支座底部沿長度方向設置2 cm寬的ABS板制成的長條，干擾間距指兩煤棚支撐底部長條間的距離。干擾間距用I表示，取I= 0,20,40,60,80,100和120 cm共7個間距進行試驗，其中模型跨度距離D=60 cm，則I/D分別為0，0.3，0.7，1，1.3，1.7和2。

圖 3 3種開口狀態Fig.3 Three open states

圖 4 兩側開口狀態Fig.4 Open state on both sides

1.4 參數定義

采用無量綱風壓系數描述結構表面風壓

(1)

其中：Cpi為i點的風壓系數，pi為測點i處的壓力；ps為參考點靜壓；pt為參考點總壓；ρ為空氣密度；Ur為參考點風速。

定義凈壓系數為

Cpdi=Cpwi-Cpni

(2)

其中：Cpdi為i測點位置的凈壓系數；Cpwi和Cpni為i測點位置對應的外表面測點和內表面測點的風壓系數。

下面用Cpdimean和Cpdirms表示Cpdi的凈壓系數均值和凈壓系數均方根值，凈壓體型系數可由凈壓系數均值求得

(3)

其中：μsdi為測點i的凈壓體型系數；Zi為測點i所處的高度；α為地面粗糙度指數，本試驗為A類地貌，α= 0.12。

凈壓脈動風壓系數可由凈壓系數求得

(4)

其中：Cpdirms為凈脈動風壓系數；Cpdimean為凈風壓系數均值；N為每個樣本采樣點的數目，本試驗中N=9 900。

將作用在結構上的風壓在各風向角下進行積分，得到結構的整體力系數，此處的整體力系數指結構受到的平均力，定義y，z方向及y與z合力方向的無量綱整體力系數分別為Cy，Cz，Cc

其中：Cpdi為i測點位置的凈風壓系數；Ai為測點i所屬面積；θi為測點法線方向與水平方向的夾角(θi≤ 90°)；D為模型的寬；L為模型的長；H為模型的矢高。

對式(5)～式(7)說明如下：將作用在結構上的平均風壓沿y，z兩個方向進行分解，然后進行無量綱化即得到y，z方向整體力系數Cy和Cz，將這兩個方向的力系數合成，即得到合力方向的整體力系數Cc。

2 開口狀態的影響

2.1 力系數分析

圖5給出了端部3種開口狀態與兩側2種開口狀態下結構的力系數隨風向角的變化規律。

圖 5 力系數隨風向角變化規律Fig.5 Variation of force coefficients with angle of attack

由圖5可知，不同開口狀態下力系數的變化趨勢一致，隨風向角的增加而先增大然后減小，30°～40° 風向角附近力系數最大。從圖5(a)可以看出，0° ～ 90° 風向角內，端部為開口狀態時Cy最大，兩端全封閉與兩端半封閉Cy相同，兩端開口水平推力最大，兩側開口狀態對水平推力幾乎沒有影響。由圖5(b)可知，受開口狀態的影響，Cz呈現明顯的梯度變化，兩端全封閉結構受到的風吸力最大，兩端全封閉情況下，兩側30% 開孔率能夠減小結構受到的風吸力。由圖5(c)可知，從整體平均力角度考慮， 結構在30°～ 40° 風向角附近最為不利，在最不利風向角下兩端半封閉、兩側全封閉Cc值最小。

2.2 體型系數分析

以整體力最大的30° 風向角為例，圖6給出了不同開口狀態下體型系數的分布。

圖6 體型系數分布Fig.6 Pressure coefficients distribution

由圖6可知，結構迎風面體型系數為正值，隨著高度增加呈現出明顯的梯度變化，由結構底部到中部數值逐漸減小，結構頂部形成最強負壓區域，由結構頂部至結構背風區域，負壓逐漸減弱。

對圖6體型系數等值線圖進行對比，可以看出圖中所示Ⅰ,Ⅱ區域出現強負壓區域，其出現使得結構表面風壓分布變得更不均勻。由于端部開口，斜風向(β=30°)下風直接吹向結構區域Ⅰ內表面，內壓為正壓，該正壓增強了結構表面的凈負壓，使得y方向受力較大。兩端全封閉阻擋來流穿過結構內部，來流在結構頂部分離速度較快，在區域Ⅱ形成較大的負壓區，同時增加了結構整體的風吸力。從圖中可以看出，兩端半封閉的開口狀態由于兩端遮擋，結構y方向的風壓受到減弱，同時來流在頂部的分離速度減緩，z方向的風壓減小，使得結構表面風壓分布更均勻。

2.3 脈動風壓系數分析

以整體力最大的30° 風向角為例，圖7給出了不同位置處結構脈動風壓系數的分布。

圖 7 脈動風壓系數分布Fig.7 Fluctuating wind pressure coefficients distribution

由圖7(a)可以看出，在結構端部位置(Ln=1)，α=0°～180°范圍內，兩端開口狀態下，兩側全封閉與兩側30%開孔率的脈動風壓系數重合，α從0°～90°范圍變化時，兩端半封閉(兩側全封閉、兩側30%開孔率)與兩端全封閉(兩側全封閉、兩側30%開孔率)脈動風壓系數基本重合，α在90°～180°范圍內變化時，上述4種工況下的脈動風壓系數大小略有差異。可以得出，兩側的開口狀態對脈動風壓系數沒有影響，而兩端開口狀態對脈動風壓系數略有影響，兩端開口情況下，結構表面脈動風壓系數值最大。

由圖7(b)可知，Ln=3截面處，脈動風壓系數的分布受開口狀態影響明顯，α=20°左右時不同開口狀態下結構的脈動風壓系數均達到最大值，其中，兩端開口時結構的脈動風壓系數約為0.6。α=0°～180°范圍時，兩端開口、兩側全封閉時結構的脈動風壓系數值最大，兩端半封閉、兩側30%開孔率脈動風壓系數值最小。位于40°<α<180°范圍內的測點，不同開孔狀態結構脈動風壓系數變化不顯著，兩端開口(兩側全封閉、兩側30%開孔率)情況下脈動風壓系數在0.2附近波動，而兩端半封閉(兩側全封閉、兩側30%開孔率)與兩端全封閉(兩側全封閉、兩側30%開孔率)脈動值在0.1附近變化。

從圖7(c)可以看出，結構中間位置處(Ln=6)脈動值變化較為劇烈，6種不同開口狀態工況下脈動值之間略有差異。從脈動風壓分布的總體趨勢可以看出，兩端開口、兩側全封閉狀態脈動值最大，兩端半封閉、兩側30%開孔率下脈動值最小。

3 干擾效應的影響

3.1 力系數分析

以兩端半封閉、兩側30%開孔率的開口狀態為例，研究干擾效應對風荷載的影響。圖8給出了施擾結構位于受擾結構上游時力系數分布圖。

圖 8 下游結構力系數隨風向角變化規律Fig.8 Variation of force coefficients on the leeward structure with angle of attack

當施擾結構位于受擾結構上游時，由于其遮擋效應使得結構力系數減小，其中0倍間距下遮擋效應最為明顯。隨著干擾距離的增加，遮擋效應逐漸減弱，從結構受力角度考慮，30°風向角仍為結構受力最不利工況。由圖8(a)可知，由于施擾結構與受擾結構緊鄰，β= 0°～ 70°之間，受擾結構完全位于施擾結構尾流區，I/D=0時，Cy值隨風向角變化不大，其值約在-0.09 ～ -0.07左右。80° ～ 90° 風向角附近，施擾結構的遮擋效應減弱，使得無干擾與多種間距干擾下的Cy值相當，遮擋效應對水平推力影響較大。從圖8(b)可知，風吸力的大小也受到遮擋效應的影響，施擾結構距離受擾結構越近，遮擋效應越強，風吸力減小，反之遮擋效應越弱，風吸力增大。由圖8(c)可知，干擾效應有利于減小結構的整體平均力，整體平均力的大小受干擾距離影響顯著。

圖9給出了施擾結構位于受擾結構下游時的力系數分布圖。從圖9可以看出，當施擾結構位于下游時，仍然會對上游結構的風荷載產生影響。從整體力系數上來看，在受力最強的30°風向角左右，下游施擾結構使得上游受擾結構的風荷載減小，這說明下游施擾結構可以降低上游受擾結構的風荷載。雖然在某些風向角下(如90°)，下游施擾結構會增強上游受擾結構的風荷載，但是從最不利風荷載取值上來看，位于下游的施擾結構對降低上游的受擾結構的風荷載值是有利的。

圖 9 上游結構力系數隨風向角變化規律Fig.9 Variation of force coefficients on the windward structure with angle of attack

3.2 體型系數分析

當施擾結構位于受擾結構下游時，以30° 風向角為例對受擾結構體型系數進行分析，圖10給出了30° 風向角下結構中間列體型系數的分布。虛線表示無干擾煤棚體型系數值，實線表示受擾后煤棚體型系數值。

圖 10 體型系數分布Fig.10 Pressures coefficients distribution

由圖10可得，由于干擾效應的影響，與無干擾相比體型系數有所減小。其中：水平推力的減小主要是由于迎風向正壓的減小，背風向的體型系數變化不大；豎向力的減小主要體現在頂部負壓的減弱。各種間距下體型系數的分布規律并沒有發生明顯變化，其值也變化不大，因此在實際應用中，間距大小對體型系數分布的影響可以忽略。

3.3 脈動風壓系數分析

圖11 脈動風壓系數分布Fig.11 Fluctuating wind pressure coefficients distribution

圖11給出了中間列測點的脈動風壓系數分布。由圖11可得，脈動風壓系數的分布受干擾效應的影響，干擾間距為1.3倍跨距可以看作干擾效應的分界線。1.3倍跨距之前的干擾對于結構左跨脈動風壓系數有放大作用，對右跨脈動風壓系數基本沒有影響；1.3倍跨距之后的干擾使得結構整跨的脈動值與無干擾時重合，可知1.3倍跨距后干擾對脈動風壓系數的分布沒有影響。

4 抗風設計建議

為便于設計人員使用，筆者將干煤棚表面劃分為9區域，如圖12所示，表面9區域體型系數取值見表2。表2中給出的體型系數并非為0° 風向角下的取值，而是根據力系數判斷的最不利風向角下對應的體型系數值。

圖12 分為9塊的煤棚Fig.12 Divided into nine blocks of coal shed

區域兩端全封閉兩端半封閉兩端開口δ=30%δ=0δ=30%δ=0δ=30%δ=010．60．70．30．50．10．220．30．50．10．3-0．1030．20．400．2-0．104-0．7-0．6-0．7-0．5-0．9-0．95-0．8-0．6-1．0-0．8-1．1-1．16-0．5-0．4-0．6-0．4-0．8-0．77-1．1-1．0-0．6-0．4-0．6-0．78-0．3-0．1-0．4-0．2-0．5-0．59-0．10-0．3-0．1-0．4-0．3

建議煤棚設計選用兩端半封閉、兩側30% 開孔率的形式，干擾效應對結構抗風是有利的，在設計時對干擾效應可不予考慮。

5 結束語

以某三心圓柱面網殼結構為背景，研究了開口狀態及干擾效應對結構風荷載的影響。通過對結構整體力系數的分析，發現結構在30° 風向角附近平均風荷載最大，與文獻[3-4]中此類結構30° ～ 45° 為最不利風向角結論一致。對3種不同開口狀態的力系數進行比較，建議采用兩端半封閉開口方式，這種方式不僅可以有效地減小整體風荷載，使得風荷載在結構表面分布更均勻，而且結構受到的脈動風壓最小。兩側全封閉與兩側30%開孔率均可以減小結構整體風荷載，且減小的幅度相當，而兩側30% 開孔率結構承受的風壓脈動值更小，且利于煤棚內部通風，符合環保要求，應優先選用。多種不同間距下的干擾試驗，無論是施擾結構位于受擾結構的上游還是下游，都會減小受擾結構的最大平均風荷載。從平均風荷載的角度看，干擾主要表現為遮擋效應，對結構抗風設計是有利的，從脈動風荷載考慮，1.3倍跨距之后不需考慮干擾的影響。

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10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2017.06.006

河北省自然科學基金青年資助項目(E2013210132)；河北省教育廳優秀青年基金資助項目(YQ2014039)

2016-11-11；

2017-01-09

TU312+.1； TH126

孫高健，男，1991年9月生，碩士生。主要研究方向為結構振動與控制。曾發表《太陽能光伏極風荷載分布模型試驗研究》(《振動與沖擊》2017年第36卷第7期)等論文。

E-mail:15733171487@163.com