開洞工況下的典型建筑風(fēng)荷載研究

0總結(jié)gb50009-2012年建筑結(jié)構(gòu)負荷規(guī)范。1極值內(nèi)壓的計算方法建筑圍護結(jié)構(gòu)極值風(fēng)壓的計算方法通常是采用平均風(fēng)壓加上具有一定概率保證率的脈動風(fēng)荷載值,其計算式為式中:當有大量的試驗或者實測數(shù)據(jù)時,采用式(1)將得到較為可靠的極值內(nèi)壓。為了便于設(shè)計應(yīng)用,GB50009—2012中給出了簡化的計算方法,極值內(nèi)壓式中,β由式(2)可知,采用該方法可得到沿建筑高度變化的極值內(nèi)壓,這與實際情況不符。國外規(guī)范針對不同開洞情況下的建筑內(nèi)壓則采用相應(yīng)的不隨高度變化的定值來描述。日本規(guī)范式中:C在計算高斯過程的極值內(nèi)壓中,峰值因子采用Davenport建議的方法估算式中:T為風(fēng)荷載時程的時距,v表示隨機過程的平均過零率。然而在實際情況中,由于氣流分離和漩渦脫落等因素的影響,風(fēng)荷載在屋蓋和側(cè)風(fēng)墻面等部位的分布可能呈現(xiàn)非高斯特性式中:ln(β2大跨單元格的風(fēng)洞測試2.1模型開洞工況試驗所采用的廠房原型為結(jié)構(gòu)模塊車間,尺寸為220m(長)×117m(寬)×88m(高),屋蓋坡度較小,接近平屋蓋。模型縮尺比為1:250,采用ABS工程塑料制作。該模型的兩側(cè)山墻可拆卸,通過更換不同開洞尺寸的山墻來模擬模型不同的開洞工況。試驗中共測試了廠房原型4種不同開洞工況,分別為:工況1,全封閉,即建筑表面無開洞;工況2,僅西山墻開洞,開洞尺寸為100m(寬)×52m(高)(開孔率約為50%);工況3,僅西山墻開洞尺寸為30m(寬)×52m(高)(開孔率約為15%);工況4,西山墻開洞,其尺寸為100m(寬)×52m(高),同時東山墻完全敞開(即東山墻開洞率100%)。不同開洞工況的試驗?zāi)Ｐ驼归_圖及尺寸如圖1所示。2.2測點布置和試驗環(huán)境為了反映風(fēng)壓在建筑內(nèi)部的變化規(guī)律,對屋蓋和兩個縱墻分別布置了126和56個內(nèi)壓測點,考慮到靠近開洞位置壓力變化比較劇烈,故對該部位測點進行了加密。圖2給出了屋蓋和南縱墻的測點布置,北縱墻測點布置與南縱墻相同。風(fēng)洞試驗在浙江大學(xué)ZD-1風(fēng)洞實驗室進行由于建筑所在地靠近海邊,周邊環(huán)境比較空曠,因此根據(jù)GB50009—2012中的規(guī)定,地貌類型為A類。風(fēng)洞試驗流場的模擬結(jié)果見圖3。風(fēng)速剖面圖中V3試驗結(jié)果及其分析3.1內(nèi)壓的非高斯特性非高斯隨機過程通常采用3階矩(偏度)和4階矩(峰度)來描述其概率分布的偏離和突起程度。標準高斯過程的偏度為0,峰度為3。風(fēng)壓時程的偏度系數(shù)C式中圖4給出了各試驗開洞工況下屋蓋內(nèi)表面測點在各風(fēng)向角下內(nèi)壓的偏度系數(shù)和峰度系數(shù)。由圖4可見,全封閉工況1下內(nèi)壓的偏度和峰度系數(shù)均接近標準高斯分布的相應(yīng)值。因此,封閉狀態(tài)下的建筑內(nèi)壓可以采用Davenport提出的高斯峰值因子(式(5)。對于單一開洞工況2和工況3,內(nèi)壓的偏度和峰度系數(shù)均偏離了標準的高斯值,內(nèi)壓響應(yīng)呈現(xiàn)非高斯特性。由于內(nèi)壓分布的均勻性,使得各測壓點內(nèi)壓的峰度和偏度系數(shù)相差不大。然而,當建筑在兩端山墻同時敞開的工況4下,內(nèi)壓的非高斯特性則比較顯著,且各測點之間的三階和四階矩取值離散程度也較大。對非高斯內(nèi)壓隨機過程采用偏度非高斯峰值因子法(式(6))計算其峰值因子。圖5和圖6分別給出了風(fēng)向角0°下開洞廠房原型屋蓋和南縱墻內(nèi)表面峰值因子分布,其中,x,y,z分別表示廠房原型的長、寬、高。由圖可知,單一開洞內(nèi)壓峰值因子分布比較規(guī)律,其值大部分集中在3.2～3.5的范圍內(nèi),且屋蓋與墻面的峰值因子也接近。而對于兩端山墻開洞的情況,內(nèi)壓的峰值因子的大小隨測點位置的不同而變化較大,屋蓋與墻面的峰值因子也存在一定差異。為了反映不同風(fēng)向角下內(nèi)壓峰值因子的變化情況,圖7給出了屋蓋內(nèi)表面各測點峰值因子的面積加權(quán)平均值,可以看出,不同風(fēng)向角下屋蓋內(nèi)壓的平均峰值因子分布在3.0～3.8之間,超過了規(guī)范3.2極值內(nèi)壓計算對于屋蓋,其最不利的內(nèi)壓為垂直屋蓋向上的升力,即正的極值內(nèi)壓。為了描述屋蓋所受的最不利極值內(nèi)壓的分布情況,首先采用式(1)獲得不同風(fēng)向角下屋蓋內(nèi)表面的極值風(fēng)壓,然后統(tǒng)計各測點極值內(nèi)壓的最大值,以此作為屋蓋所受的最不利內(nèi)壓狀態(tài)。考慮到全封閉狀態(tài)下,內(nèi)壓響應(yīng)基本為負值,且正的極值內(nèi)壓也比較小,為了便于與規(guī)范比較,對全封閉工況僅分析其最不利的負極值內(nèi)壓。圖8給出了所有風(fēng)向角統(tǒng)計后屋蓋內(nèi)表面的最不利極值內(nèi)壓的分布。在所有開洞工況中,全封閉工況內(nèi)壓基本為負值,對屋蓋受力最為有利,極值內(nèi)壓約為-0.18kN/m為了與GB50009—2012中的建議取值進行比較,表1列舉了按規(guī)范方法即式(2)計算得到的屋蓋極值內(nèi)壓?？紤]到國內(nèi)外規(guī)范對峰值因子取值的差異性,表1給出了g分別取2.5和3.5時的設(shè)計內(nèi)壓計算結(jié)果。由于GB50009—2012中并未給出與試驗中兩端開洞工況相對應(yīng)的內(nèi)壓體型系數(shù),因此這里不對該工況進行討論。從表1中可以看出,無論哪種峰值因子取值,規(guī)范給出的全封閉狀態(tài)下的屋蓋極值內(nèi)壓均遠超過相應(yīng)的風(fēng)洞試驗結(jié)果。導(dǎo)致這一差異的主要原因是規(guī)范方法對全封閉狀態(tài)下的內(nèi)壓計算仍然采用來流的湍流強度I(z)來計算陣風(fēng)因子,而實際全封閉情況下建筑的內(nèi)壓脈動響應(yīng)很小風(fēng)洞試驗結(jié)果表明,在全封閉工況下,最不利極值風(fēng)壓為-0.18kN/m類似地,為了解縱墻的極值內(nèi)壓取值情況,圖9中給出了南縱墻最不利極值風(fēng)壓的分布。通過與圖8相比可知,各工況下南縱墻極值內(nèi)壓取值與屋蓋基本相似。隨著高度增加,墻面的極值內(nèi)壓略微有減少趨勢,但其最大值和最小值之間相差較小,可以認為其是均勻分布。因此,從工程設(shè)計的角度,上述各開洞工況下建筑極值內(nèi)壓可以分別采用定值來近似描述。為了進一步分析規(guī)范方法對建筑縱墻極值風(fēng)壓的預(yù)測效果,圖10給出了兩種峰值因子(g為2.5和3.5)取值下縱墻極值內(nèi)壓的規(guī)范計算結(jié)果。由圖可見,由于受風(fēng)壓高度變化系數(shù)的影響,規(guī)范方法計算得到的極值內(nèi)壓隨著高度增加而顯著增大。這與實際內(nèi)壓較為均勻的分布情況有所不同。全封閉狀態(tài)下規(guī)范值也同樣是高估了縱墻實際的極值內(nèi)壓。對于單一開洞工況,當g=2.5時,規(guī)范給出的兩種開洞工況的建議取值范圍分別為0.9～1.2kN/m已有研究3.3內(nèi)壓陣風(fēng)因子圖11給出了不同高度處按規(guī)范計算的陣風(fēng)因子與試驗得到的陣風(fēng)因子的比較。其中按規(guī)范計算陣風(fēng)因子時峰值因子g取3.5。試驗陣風(fēng)因子則是由極值內(nèi)極值內(nèi)壓與平均內(nèi)壓之比得到。圖中不同高度的試驗陣風(fēng)因子是由該高度各測點陣風(fēng)因子經(jīng)面積加權(quán)平均后得到。由圖11可知,對全封閉和單一開洞工況,試驗得到的內(nèi)壓陣風(fēng)因子沿高度變化較小,且單一開孔工況下該值隨著開洞面積減少有增加的趨勢然而,由規(guī)范方法(式(3))得到的陣風(fēng)因子則隨高度增加而減少,與湍流強度剖面類似。由于全封閉工況下內(nèi)壓脈動響應(yīng)微弱,其陣風(fēng)因子僅為1.2,遠小于單一開洞工況。因此,按現(xiàn)行規(guī)范綜合以上分析可見,相比我國現(xiàn)行規(guī)范的方法,國外規(guī)范中所采用的極值內(nèi)壓系數(shù)計算方法更符合實際內(nèi)壓響應(yīng)的特點。本文中所建議的式(4)也是基于這一思路。在實際應(yīng)用過程中,還需要給出關(guān)鍵設(shè)計參數(shù)β4內(nèi)壓值的比較1)風(fēng)洞試驗結(jié)果表明,廠房在全封閉、單開洞和兩端山墻開洞的情況下,最不利的極值內(nèi)壓近似于均勻分布,可分別采用定值來描述。這與我國現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計方法得到的沿高度變化的設(shè)計內(nèi)壓值有所區(qū)別。2)封閉廠房的內(nèi)壓響應(yīng)基本服從標準高斯分布。相比單一山墻開洞的情