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《浅论复杂大跨度屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究》由会员上传分享，免费在线阅读，更多相关内容在学术论文-天天文库。
v1031921j⑧懒一一一敝复杂大跨度屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究培养单位：±盔三蕉堂睦专业名称：坌掬三猩申请学位：煎±研究生：左逛生指导教师：工造基熬援二oo七年三月 国Tpang『备FUnl击一号j博样位做摘要随着经济的发展、科技的进步，各神外形独特、结构形式薪颖的大跨度屋盖结构大量涌现。大跨度屋盖结构因具有质量轻、柔性大，阻尼小等特点，风荷载一般是结构设计的控制荷载之一．由于大跨度屋盖结构在风荷载和结构特性方面的复杂性，至今还没有建立起有效的风振响应分析方法。本文围绕大跨度屋盖结构抗风分析与设计中的关键问题——体型系数、风振系数、基本风压，从风压分布特性分析、围护结构风压取值、静风效应及静风稳定性分析、风致振动特性分析及抗风设计方法等方面入手，对大跨度屋盖结构的抗风分析与设计展开系统研究．本文主要进行了以下几个方面的工作：1、大跨度屋盖表面风压分布特性的研究。结合北京奥运乒乓球馆和泉州市海峡体育中心体育馆的刚性模型风洞试验，对复杂大跨度屋盖表面的平均风荷载和脉动风荷载特征进行了详细分析，得出了有关大跨度屋盖表面风压分布的一些具有共性的规律。在前一个试验中还考虑了有无周边建筑两种情况下屋盖表面上的风压分布，探讨了周边建筑对屋面风压分布的干扰影响。2、大跨度屋盖结构的静风效应及静风极限承载力分析。利用风洞试验数据，对屋盖结构进行了静力风荷载效应分析，讨论了最不利风向角的确定方法。同时引入结构几何非线性，材料非线性以及支承条件的非线性，进行了屋盖结构的静风极限承载力分析，研究了初始预应力、支承条件等因素对屋盖结构静风极限承载力的影响。3、大跨度屋盖结构的风致振动特性研究。在大跨度屋盖风压分布特性研究的基础上，探讨屋盖表面脉动风压的形成原因。由风洞试验钡4得的测点风压系数时程，经过一系列转换和修正，得到节点的脉动风荷载时程数据。进行风振响应的时程分析。结合风振响应的分析结果，研究了大跨度屋盖结构的风振形式和风振机理，探讨了风振系数的取值，并分析了初始预应力、支承条件等对屋盖结构风振响应的影响。4、大跨度屋盖结构的抗风设计方法的研究。结合大跨度屋盖受风灾破坏的实地调查结果，对我国荷载规范中基本风压的取值规定提出质疑：借鉴有关抗震设计标准和规范，提出适合于大跨度屋盖的抗风设防标准和抗风设计方法，并结合北京奥运乒乓球馆屋盖结构进行了抗风分析；分析和总结了大跨度屋盖结构设计和建造方面的问题。初步探讨了一些适合大跨度屋盖的抗风概念设计和抗风构造措施。5、大跨度屋盖围护结构的设计风荷载研究。研究国外荷载规范和我国荷载规范，对围护结构风荷载取值的规定进行比较。结合风洞模型试验，对比分析了规范方法和统计方法两种方法的风压计算结果，研究大跨度屋盖围护结构的边角区域风压分布特性，探讨了屋面和幕墙风荷载的取值，并研究了阵风系数的取值范围，对围护结构的抗风设计提出了一些建议。关键词：大跨度屋盖结构：风洞试验；风荷载特性：干扰影响；静风极限承载力；风振响应；时程分析法；抗风设计方法：概念设计：围护结构；阵风系数 ⑧同『备虫学"romeounhn西博士学位论文摘要AbstractWiththedevelopmentofeconomyandprogressofscienceandtechnology,moreandmorelong-spanroofshavebeenbuilt．whichhave／ndividualcharacteristicsinarchitectureandsmlctlImSincelong-spanroofsarcgenerallylight,flexibleandlowdamping,theyarcpronetowindandthewindloadis000oftheirmostimportantloadstocontrolthestructuraldesign．Duetothecomplexityoflong-spanroofsinwindloadsandstnlcnIralstyles．thereisnoeffectivemethodtoresearchthewind-induceddynamicresponses．Inordertoprovideasystematicresearchaboutthewind-resmtantanalysisanddesignoflong-spanroofs，investigationsonanalysisofwindpressuredistributioncharacteristics，windloadoncladdingsUmclm'es，staticwindrob'pOIL∞andstability,wind-inducedvibrationcharacteristics，wind-resistantdesignmethods，areprocessedonthisthesis．Theresearchismainlyfocusedonthefollowingaspects：1．Researchonthecharacteristicsofwindloaddistributiononlong-spanroofs．Based0nthewindtunnelmodeltestofPeking2008OlympicGamepingponggymnasiumandQuanzbouchannelsportcentergymnasium,thecharacteristicsofmeanwindpf嚣跚rcandfluctuatingwindpressureonlong-spanroofsalestudiedindetailsandsmnecommonlawsaboutwindpressuredistributionareobtained．Undertheconditionofwithandwithoutsurroundingbuildings，theinterferenceeffectsofsurroundingbuildingsarcdiscussed．2．Arialysisonstaticwindresponseandultimatecarryingcapacityoflong-spanroofs．Basedonthetestresults，staticwindresponse锄alysisisdoneandthemethodstochoosetheworstwinddirectionarcdiscussed．Takingthegeometrynonlineafity、thematerialnonlinearityandsupportingconditionnonlinearityintoaccount,thestaticwindultimatecanymgcapacityanalysisoflong-spanroofsisprocessed．Meanwhiletheeffectofinitialpre-s仃essandsupportingconditionarcconsidered．3．ResearchOnthecharacteristicsofwind-inducedw’brationonlong-spanroofs．Basedontheaforementionedresearch,theformreasonsoffluctuatingwindpressurearediscussed．Afteraseriesofconversionandamendment，thenodes’fluctuatingwindloadhistory-timeCanbegottenfromthemeasuredpoints’windpressurecoefficienthistory-time，whichcanbeusedforthewind-inducedvibrationresponseanalysis．‰wind-inducedvibrationformsandmechanismsarcstudiadandIhewind-iadncedvibrationcoefficientsarecalculated．Mesnwhiletheeffectofinitialpre—stressandsupportingconditionaleconsidered．4．Researchonthewind-resistantdesignmethodsoflong-spanroofs．Onthefundamentoffieldinvestigationsofthelong-spanroofs’damage，themainfactorswhichaffectthewind-resistancecapabilityoflong-spanroofsaleanalyzedandthebasicwindprcssuras．H． ⑧倚『备云学T“哪um—前博士学位论文摘要providedbyChincseLoadCodearedoubted．Usingtheearthquake-resistancecriterionandcodeforreference,thewind-resistancedesignmethodsandmulti-criterionsarcproposed，whichisappliedforthePekingOlympicGamepingponggymnasiumroofs岫∞nIre．Theproblemsaboutdesignandconstmedonoflong-spanroofsareanalyzedanddiscussed，theconceptionaldesignmethodsandwind-resistanceconslructionconfigurationsareproposed．5．Researehonthewindpressurenncladdingstructuresoflong-spanroofs．ThespecificregulationsforthecladdingstructuralwindloadarecomparedbetweentheChineseLoadCodeandforeignLoadCode．Based011theteatresults．thevalueofwindpressure011claddingstnlctllrecalculatedwiththestatisticalmethodandthatbythecodemethodiscompared，andthefhstoneissuggested．ThecharacteristicsofwindloadOnthecolllerofroofsareresearchedandthewindload(HIroofsurfaceandOnsscnrtaiua∞discussed．Therangeofthegustcoefficientisstudiedandsomesuggestionsofwiud-resistancedesignareproposed．Keywords：Long-spanroofstructures；Windmnneltest；Windloadcharacteristics；Interferenceeffect；Staticwindultimatecarryingcapacity；,Wind-inducedvibrationresponse；Timedomainanalysis；Wind·resistancedesignmethods；Conceptionaldesign；Claddingstructure；Gustcoefficient．III． 学位论文版权使用授权书本人完全了解同济大学关于收集、保存、使用学位论文的规定，同意如下各项内容：按照学校要求提交学位论文的印刷本和电子版本；学校有权保存学位论文的印刷本和电子版，并采用影印、缩印、扫描、数字化或其它手段保存论文：学校有权提供目录检索以及提供本学位论文全文或者部分的阅览服务；学校有权按有关规定向国家有关部门或者机构送交论文的复印件和电子版；在不以赢利为目的的前提下，学校可以适当复制论文的部分或全部内容用于学术活动。学位论文作者签名：‘一■砂岬钨肘粕经指导教师同意，本学位论文属于保密，在年解密后适用本授权书。指导教师签名：学位论文作者签名：年月日年月日 同济大学学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师指导下，进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本学位论文的研究成果不包含任何他人创作的、已公开发表或者没有公开发表的作品的内容。对本论文所涉及的研究工作做出贡献的其他个人和集体，均己在文中以明确方式标明。本学位论文原创性声明的法律责任由本人承担。签名；咱钞t。旧年；月，，日 第一章绪论风是空气相对于地面的运动。风对结构的作用，使结构产生振动。风荷载是由于工程结构阻塞大气边界层气流的运动而引起。风绕着建筑物的流动是湍流、分离流和三维流动，因而结构所受风荷载分别来自来流的脉动、分离的剪切层、再附着的尾流脉动等。此外，结构风致振动还可能引起附加荷载。DavenportIll就曾经说过。如果没有风，结构尤其是大型结构的设计将会容易很多，造价也会低很多。半个世纪以来，大跨度屋盖结构越来越广泛地应用到机场、会展中心以及体育馆等大型公共建筑当中。这些建筑在功能上要求具备尽可能大的无内柱空间，因此轻盈的桁架、网架与网壳以及张拉结构等就成为屋盖支撑体系的首选。这种钢骨架的屋盖结构具有质量轻、柔性大、阻尼小的特点，致使风荷载成为其结构设计的主要控制荷载。结构的风效应是影响结构安全性、舒适性和经济性的最重要的因素之一，因此深入研究大跨度屋盖结构的风荷载分布和结构风致振动特性，总结其共性的规律，规范其抗风设计方法等问题是非常重要的。1．1前言1．1．1大跨度屋盏结构的发展人类进化历史的特征之一，就是不断寻求与完善更大的生存空间。这种对广阔生存空间的追求，对建筑结构来说，就是希望建筑物能够跨越更大的跨度。人们要营造太的空问取决于两个条件f2】：一是有足够强度的材料，二是有运用材料进行建造的技术。只有具备了这两个条件，才能以一定跨度的屋盏来覆盖所需的空间。大跨度屋盖结构跨度的大小是和时代相关联的。中国古代工匠采用木材构筑梁柱结构。最大的宫殿或寺庙只有20--30米，古罗马人用砖石建造拱项或穹顶，跨度达到了40多米，这也许是在当时的材料与技术条件下所能建造屋盖的最大跨度了，然而其结构本身则又厚又重。二十世纪水泥与钢铁等新型材料的出现使人类拥有了强度远超过砖石的材料，同时力学在建筑结构上的飞速发展使得大跨度屋盖的结构体系日新月异．上世纪初。以水泥和钢为基本材料的钢筋混凝土薄壳首先运用到大跨度屋盖结构上。其后，以钢或铝合金杆件组成的网架及网壳结构，以钢索制成的悬索结构使屋盖的跨度发展得越来越大。近年来以合成材料制成建筑织物来受力的膜结构，更将大跨度屋盖结构推向新的水平。从古罗马的万神殿到当今英国伦敦的“千年穹顶”，其直径由42米扩大到320米，而屋盖结构的自重却从砖石穹顶的6400kg／m2减少至Ⅱ膜结构的20kg／m2。这生动地说明了大跨度屋盖结构发展的历程及其在技术上的进步。丈跨度屋盏结构的建造及其采用的技术，已经成为衡量一个国家建筑技术水平的重要标志，同时，这些建筑也成为其所在地的标志性建筑和人文景观。就国内而言，如上海的八万人体育馆、北京的国家大剧院、南通会展中心主体育场、三亚的美丽之冠(图1．1．1)等等；国外而言，如英国伦敦的千年穹项、日本福冈的体育馆、澳大利亚的悉尼歌剧院，美国亚特兰大乔治穹顶(图I．1．2)等等，就像一颗颗璀璨的明珠，点缀着世界各地。伴随着2008年北京奥运会和2010年上海世界博览会的日益临近，越来越多的跨度更大，结构更新颖的大跨度屋盖结构将陆续新建。 上海的A万人体育馆北京的国家大剧院南通的会展中心主体育场三亚的美丽之冠图1．1．I国内有代表性的大跨度建筑英国伦敦的千年穹项日本福冈的体育馆澳大利亚的悉尼歌剧院美国亚特兰大乔治穹项圈1．1,2国外有代表性的大跨度建筑 1．1．2大跨度屋盏结构的分类根据屋盖结构的刚度大小，大跨度屋盖结构可分为刚性屋盖结构、非大变形柔性屋盖结构、大变形柔性屋盏结构三类pJ。在进行风振分析时。对于刚性屋盖结构，必须考虑脉动风荷载的空间相关性，但可以忽略结构对脉动风的动力放大效应，把脉动风对结构的作用视为一个准静力过程来分析，即只考虑背景响应部分，忽略共振响应；对于非大变形柔性屋盖结构，由于振动幅度小，结构和来流之间的互相耦合作用可以忽略，但风振引起的惯性力不能忽略，即风振响应同时包括背景响应和共振响应两个部分；对于大变形柔性屋盖结构，由于振动幅度比较大，所以还必须考虑结构和来流之间的互相耦合作用。本文研究的复杂体型大跨度屋盖结构皆为非大变形柔性屋盖结构，可以近似认为是线性结构。一般的空间杆系结构，在设计时都必须满足正常适用极限状态要求，其变形不能太大，但由于跨度大，所以结构表现的相对比较柔，已建和在建的大量钢结构屋盖结构皆属此类范畴。1．13大跨度屋盏结构的风灾调查及破坏原因分析尽管工程界对结构风荷载的研究达到了非常高的重视，风灾仍然发生的频率很高、次生的灾难很大、带来的影响范围非常广泛，国内外统计资料表明14】，风灾造成的损失为各种自然灾害之首。表1．1．1所列的是1950,-1999年全球(特大型)重大自然灾害统计数据，可以看到风灾是自然灾害中影响最大的一种，给人类带来了巨大的生命和财产威胁．而且，近年来，全球气候变化较大，世界各地的台风数量明显较往年增多，且强度更大，破坏力更强。这也提示我们，对风荷载的影响不可忽视，对可能造成的风灾不可掉以轻心。表11．I1950年至1999年全球(特大型)重大自然灾害统计数据灾难种类地震风灾洪水其他合计灾难次数(次)68896314234死亡人数(百万人)0．660．63n10．0l1．4经济损失(亿美元)336026sS28806729600保险损失(亿美元)254687858411lO多次风灾调查[5,6,71表明，以大跨度屋盖为主的低矮建筑物破坏造成的损失超过总损失的半数。大跨度屋盖结构在风荷载作用下整体被破坏的例子并不多见，但其局部表面饰物脱落或屋面局部被掀开以致整个屋面遭受破坏的例子时有发生。文献[Slq，提到英国的一座悬挑钢屋盖，当大风从开阔的地面吹来时，由于屋盖下部强大的压力和屋盖上部的吸力，屋盖覆面结构(石棉板)在固定点处损坏，从而大片覆面结构被掀掉，屋盖钢结构基本保持完好。最后调换了所有覆面结构，为此花费了26000英镑。1989年9月21151美国南加利福尼亚遭受Hugo飓风，实地调查结果表明pj，490,6的建筑物仅有屋面受损，损害的情形各异，有局部的屋面覆盖物或屋面桁架被吹走或破坏，甚至整个屋面结构被吹走。从破坏部位来看，大多数屋面风致破坏发生在屋面转角、边缘和屋脊等部位。新近发生的Katrina飓风更是使得号称能抵抗300Km／h飓风的美国Superdome遭受严重破坏(图1．1．3)19J。在国内，8807号台风造成杭州机场候机楼、市体育馆屋顶严重损坏；9417号台风在浙江温州登陆。造成温州机场屋盖严重受损，同时造成巨大的经济损失¨J。2003年苏州体育场遭遇风灾，损坏严重，相当部分悬挑屋盖的维护结构被大风掀起(图1．I．4)。2004& 年河南体育馆遭遇风灾。看台罩棚和采光玻璃损坏严重(图1．1．5)。可见，深入研究大跨度屋盖表面风压及结构风致振动特性十分必要。图1．1．3美国Supcnlomc风灾破坏情况图I．1．4遭风灾损坏的苏州体育场图1，1．5遭风灾损坏的河南体育馆所有遭受风灾破坏的这些工程，应该说都是按照规范设计的，有的还进行了专门的风洞试验，为什么还会出现破坏?这正是工程设计人员和风工程研究人员应该关心的问题。概括起来，有其客观的自然因素—全球气候变化带来了越来越多的极端风环境；同时也有主观的人为因素——与工程有关的设计、旖工、维护，详细分析见本文5．5．1节。-4． 表1．1．2是中国台风网上公布的仅2005年对我国有重大影响的台风次数，而目前我国东南沿海城市正在建设的各类房屋建筑，在其设计使用期限内，至少会遭遇一次12级以上的强台风的袭击，低于12级的强热带风暴则几乎每年都会遇到，只是强度大小不一样丽已。越来越多的极端风环境，会对建筑物的安全带来威胁，需要对风场资料进行补充实测和调整。表l，1．22005年影响我国的台风(来自中国台风同)200501鸿雁鼬rogi200507格树Banyan200513泰利Talim200502洛克Poke200508天鹰W确i200514彩蝶Nabi200503桑卡Sonca200509麦莎Matsa200515卡努Khanun200504纳沙No,tat200510珊瑚Sanvu200516达维Damq200505海棠Haitang200511玛娃Maw口200517达维Damrey200506尼格Nalgae200512古超GuchoI200518龙王Longwang相比于现有的高层建筑的风荷载理论，现有的大跨度屋盖结构风荷载理论的研究工作还远远不够。对于大跨度屋盖结构的风压分布，目前系统的研究仅集中在几种简单的体型上；对于大跨度屋盖结构的风振问题，目前还没有合理成熟的理论，体现在工程中便是缺乏一套在理论上相对准确、在使用上较为简便的规范来指导实际的设计工作。例如河南省体育馆pJ，根据当初的设计要求，能抵抗10级(约26m／s)以下的大风，而据破坏当天的气象局观测点的观测，当时大风的最高时速仅为24．7m／s。1．1．4大跨度屋盖结构抗风研究的基本方法建筑结构的抗风研究是一个系统工程，图1．1．6所示是结构风工程研究的基本思路IloJ。在大跨度屋盏结构的抗风研究中，风工程研究人员的主要任务就是从外形迥异的建筑形式中归纳出结构表面风压分布的规律，解释风压分布的机理，通过结构风致响应的分析获得等效静风荷载。本章接下来的部分将概述大跨度屋盖结构的风荷载研究现状，阐述结构风振响应和等效静风荷载的主要理论。分析大跨度屋盖结构抗风研究的不足，引出本文的工作。图1．1．6结构抗风研究的主要流程毒 1．2复杂体型大跨度屋盖结构抗风研究概述由于人们对结构造型美观的要求越来越高．屋蕊结构的抗风性能好与造型优美，常常不能统一。大跨度屋盖结构的风荷载研究遇到的瓶颈㈣是，一方面结构工程师需要在设计时对建筑的荷载和风效应有全面的了解，取得建筑形式和建筑成本的最优结合点，另一方面优化建筑方案时不断变化的外形参数给结构的风荷载带来了很大的不确定性。一个最佳的解决方案是，建立不同结构特征(包括结构动力特性和外形参数)的对应风荷载数据库，设计师在结构方案调整中可以方便的获得结构风效应的全部信息。但是，对于具体的大跨度屋盖结构而言，由于体型新颖各异，建筑结构的参数变化多端，再加上建筑所处风场的不同，这种设想显然是不可能实现的。所以，只能根据对具体的大跨度屋盖结构风效应的分析，需要深入研究大跨度屋益结构的风荷载分布和结构风致振动特性，总结其共性的规律，规范其抗风设计方法。1．2．1复杂体型大跨屋盖结构的风压分布特性研究认识屋盖结构的风荷载特性，是进行抗风研究的第一步【“l。只有充分掌握了结构的风荷载特性，才能建立起台理的风振响应的分析方法。可以通过风洞试验、数值模拟和现场实测等手段，来研究屋盖结构的风荷载分布特性。对于体型复杂的大跨度屋盖结构，由于其建筑外形以及所处周边环境的不同，造成这类结构的风荷载分布特性差异明显，所以目前大跨度屋盖结构的抗风研究。主要集中在几种体型简单的屋盖结构上，如：平屋盖【12-231、坡屋盖l艄6】和穹项屋盏[37．．441等，对于一般性的复杂体型的屋盏结构也进行了一些研究，但相对较少。1．2．1．1风洞试验目前来说，运用风洞试验来预测复杂体型大跨度屋盖结构的风荷载分布特性，是一种比较直接、有效的研究手段，同时也得到工程界的广泛应用。根据试验目的的不同，风洞试验又分为刚性模型的测压试验研究和气动弹性模型试验研究两种。(一)刚性模型的测压试验刚性模型的铡压实验研究一直是大跨度屋盖结构的抗风研究的主要研究手段，同时也得到工程界的广泛应用。刚性模型的测压试验忽略结构和来流之间的相互耦合作用，主要用来测量作用在结构上的平均风荷载和脉动风荷载。图1．2．1某大跨度悬挂屋盖-6． 图1．2．1为某大跨度悬挂屋盖，Suzuki(1995)通过刚性模型试验获得了此类封闭式屋盖表面的风荷载删。文中指出，当来流平行于跨度方向时，屋盖迎风端的平均风压系数比背风端大，特别是跨中靠近迎风端测点的平均风压达到负的最大值；由于在迎风端分离的气流在屋盖背风端再附，导致背风端屋盖的脉动风压系数要略大于迎风端。通过迎风端和背风端测点功率谱的比较发现，迎风端测点功率谱的峰值在0．015赫兹附近，说明主要受来流中紊流的影响；而背风端测点功率谱的峰值在0．3赫兹附近，这是因为主要受迎风端脱落涡旋的影响：跨中测点功率谱的峰值处于两者之间。(a)悬链线型屋面(b)波型屋面图1．2，2某大跨度屋盖结构汾跨度方向的剖面Yasui(1999)在风洞中模拟了一个216米长、跨度为96米的屋盏结构M，在跨度方向结构有悬链线型和波型屋面两种类型(如图12．2)．文中比较了迎风屋面前缘测点与屋面中央测点的压力时程及功率谱。研究发现，迎风屋面前缘测点出现较高的负风压，并且在时程上零星出现峰值负压力，而屋面中央测点不仅平均压力小。也没有出现零星的峰值负压力。对应的功率谱曲线同样显示，屋面前缘测点相对中央测点在低频区有尖峰出现。一么窭i笙尹图1．2．3某试验大厅和游泳跳水馆视图顾明等(2002)在紊流场中研究了两个大跨度屋盖(分别为马鞍形屋盖和抛物线形屋面图1．2．3)表面的风荷载9卅，分析了平均及脉动风压随风向角变化的规律。初步总结了大跨度封闭式屋盖表面的风荷载分布规律，并圈1．2t4 沈国辉等(2005)研究了某屋面起伏连绵、变化不一，同时又四面悬挑的航站楼表面的风荷载t4s,491，如图1．2．4，研究发现，屋面形状对风压影响很大，凸出部分负风压比较大，凹进部分的负风压很小：屋面受风最不利的位置在由柱状涡或锥形涡控制的迎风区域；悬挑屋面在迎风时产生“上吸下顶”的叠加作用，其他风向为“上吸下吸”的抵消作用。(二)气动弹性模型试验气弹模型试验可以考虑结构和来流之间的相互耦合作用，用来测量结构在边界层风场中的动力响应．气弹模型需要模拟实际结构的气动外形以及质量和刚度分布。利用气弹模型，结构在强风下的响应可以被直接测量，包括位移和加速度响应等。不过．由于传感器的问题，气弹模型风洞试验的测量对象可能会被限制于结构上某些特定的关键位置，而不能像刚性模型测压试验那样获得详尽的风荷载分布信息。相对于目前国内外已经完成的大量的刚性模型测压试验来说，大跨度屋盖结构的气弹模型试验(52一s61做得非常少。气弹模型的设计和制作是主要困难所在o”。实际屋盖的结构设计本身就希望它能尽量轻巧，而为了满足质量比要求，模型的质量可能会小到仅有几十克，并且还不能失去结构上的特点。频率比的满足是另一个难点，实际屋盖自振频率分布密集的特性使得模型需要分别对应实际结构的多阶自振频率，这往往要经过大量的试算来确定。Miyake(1992)通过对矩形平屋盖的气弹试验研究来探讨柔性屋面风致振动的机理问题l碉。文中得出结论：屋盖初始形状对来流的干扰产生了脱落的旋涡，这是柔性屋面振动的起因，而旋涡所起的作用又因屋面的振动进一步得到加强。矩形柔性屋面开始振动的启动风速与屋面的宽高比几乎没有关系，而与斯脱拉哈数的倒数有关。陆锋(2001)对大跨度平屋面结构在四周封闭、四周敞开，带与不带女儿墙以及墙体突然开洞等情况下进行了气动弹性模型风洞试验研究刚，得到的结论是：(1)大跨度平屋面结构的振动是随机脉动风场下的强迫振动，其风振响应主要由第一振型所支配，高阶振型对位移风振响应的影响比较小，而对加速度风振响应的影响比较大，所以在进行大跨度平屋面结构的风振响应计算时必须考虑高阶振型的影响。(2)利用刚性模型风洞试验测得的脉动风压时程进行时程响应分析，所得结果与气弹模型风洞试验结果基本一致。准定常假设在大跨度平屋面结构的风振响应分析中是不适用的，在准定常假设的基础上进行的时程分析和模态分析所得结果都要比气弹模型风洞试验结果大很多。(3)大跨度平屋面的位移和加速度风振响应随着来流风速的增大而增大，但是对来流风向的变化不敏感。(4)设置女儿墙会增加大跨度平屋面的加速度风振响应，但是对位移风振响应的影响不大。(5)四周敞开也会增大屋面的加速度风振响应，但是却使屋面的位移风振响应有所减小。(6)当风从洞口突然射入的瞬时，将引起屋面结构产生非常大的加速度风振响应。而且，当来流风速达到一定值时，会出现“拍”的现象。同济大学土木工程防灾国家重点试验室(2002)对南京奥林匹克体育中心体育场屋盖进行了气动弹性模型风洞试验【，7l。在设计气动弹性模型时满足了几何参数．密度比、刚度以及阻尼比的相似条件，气弹模型照片如图1．2．5示。屋盖气动弹性模型由空心不锈钢管、卡纸和配重构成。其中空心不锈钢管模拟屋盖结构的骨架，挑篷和主拱分别采用同一种规格的材料。卡纸模拟屋盖的蒙皮和外形，同时模拟模型质量。焊接屋盖结构骨架的焊锡的质量也计入配重，使模型能够精确模拟结构的质量分布．试验结果表明，大型体育场环状挑篷的风振响应特性非常复杂，挑篷的风振响应随着不同风向角有较大的变化，最大的动力响应主要发生在主看台和副看台部分挑篷的善 中部。由于挑篷的加速度响应是多模态耦合振动，文中指出这将给计算等效风荷载，带来很大的困难。圈1．2．5气动弹性模型照片1．2．1．2数值风渝模拟伴随着计算机硬件技术水平的迅速提升以及数值计算科学的发展，基于计算流体动力学和计算结构动力学数值计算技术，依托高性能超级计算机平台。综合多种学科优势，应用“数值风洞”技术对处在大气边界层风场环境中的建筑结构绕流流场进行数值模拟。计算结构所承受的风荷载及结构的动力响应已经或正在成为可能。相对于试验研究方法，结构抗风的数值模拟技术具有的优势是明显的。数值模拟较之传统的风洞试验主要有以下优点[ss,sg)m、数值模拟费用低，所需周期短、效率高；b、基本不受模型尺度和构造的影响，可以尽可能真实的模拟实际结构的构造以及所处的大气边界层风场环境，同时可以进行全尺度的模拟，能克服边界层风洞试验中难以满足雷诺数相似的困难；c、可以方便地变化各种参数，以探讨各种参数变化对结构抗风性能的影响，这一点在结构初步设计中极为重要；d、数值模拟的结果可以利用丰富的可视化工具，提供风洞试验不便或无法提供的绕流流场信息。数值风洞模拟技术在大跨度屋盖结构上的应用，在国内已经有比较成功的例子。陈勇(2002)利用CFD软件，对上海虹口足球场悬挑屋盖上的风压力进行了模拟【蛐】，并研究了体育场内部流场的规律。顾明、杨伟(2004)对上海铁路南站屋盖上的平均风荷载进行了数值模拟【6l躬】，并将CFD计算结果与风洞试验结果进行了比较，比较结果说明两者的数值很接近。汪丛军、黄本才等(2004)对越南国家体育场屋盖平均风压和周围风环境的影响做了数值模拟即】，并与试验结果进行了比较，大体上吻合．同时，由于大多数大跨度屋盖结构多为钝体形状，其绕流不可避免地伴随着撞击、分离、再附、环绕和旋涡脱落等复杂的流动现象，因而在结构风工程领域的CFD数值模拟要比水工管流和机翼绕流等问胚复杂得多，还远没有达到成熟的地步。所以，在一般的文献中，通常只是使用诸如“吻合得较好”之类的定性语句，来描述数值模拟结果和风洞实验结果之问的吻合程度。只有在CFD所依赖的理论本身和数值模拟技术(如湍流的模拟、网格技术等)取得重大突破后，CFD的计算结果与风洞实验结果非常好的吻合，才有可能实现。因此，就现阶段丽言，将CFD模拟技术用于工程方案阶段的预言，是一种较为现实和稳妥的思路。4 1．2．12,现场实测现场实测一般利用风速仪、加速度计等仪器在现场对实际风环境及结构风响应进行测量，以获得风特性和结构响应的第一手资料，是风工程研究中一项非常重要的基础性工作。通过现场实测，可以获得详细全面、可信度较高的数据资料，加深对结构抗风性能的认识。优化设计阶段所采用的试验模型和计算模型，为制定建筑荷载规范提供依据。然而，现场实测也受到一些条件的限制州I：一是自然风变化不定，工作环境可能不安全；二是现场测试组织和安排比较复杂，耗时耗资大，试验成本高；三是实测数据的精度问题，涉及到传感器的质量、数据的采集与传递、信息的存储和后处理等方面：此外，现场测试一般在工程建成并投入使用后才能开展，只能为今后同种类型的工程结构设计提供参考。由于现场实测存在这些限制条件，很多因素难以人为控制，因而在实际研究中较少应用，国内则未见报道，国外也仅对少量的大跨度屋盖结构进行了现场实测研究m州。Yoshida(1992)对一座位于海边的穹顶屋盖进行了风压的实测研究【67l。实测结果表明，屋盖顶部的风压系数最大(-1．2)．功率谱的分析说明多通道测压管路对测点压力的气动平均有平滑功率谱的作用。文中还对沿来流方向各测点的相关性进行了分析，相关系数函数说明沿来流方向各测点与屋盖顶部某点最大相关性的出现有一个滞后的时间。分析表明，此滞后的时间即为来流经屋盖分离后的涡旋在屋盖上的移动时间。刚性模型测压试验、气动弹性模型试验以及现场实测都是进行大跨度屋盏结构抗风研究的有效手段。每种方法都有不同的适用性，实践中应根据大跨度屋盖结构的实际情况来选择合适的试验手段。如果将风洞试验、现场实测与数值模拟方法相结合，就可以发挥各自的优势。一方面测试结果与数值模拟的数值相互对照，可验证数值模拟方法的有效性和精度，也可减少风洞试验的次数与现场测试的工作量；另一方面风洞试验或现场测试时如测试仪器发生故障、测点数目较少，导致部分数据无效或缺失，则可采用条件模拟的方法I嗍，基于已有资科褥数据补充完整。以风洞试验或实测资料为基础，采用数值模拟方法产生风速时程样本，是研究特定类型结构风振特性的有效途径。1．2．2复杂体型大跨度屋盖结构的风致振动特性研究1．2．2．1大跨度屋盖结构的风致振动形式结构的风致振动，一般受到自然风特性，结构自振特性、风与结构的耦合作用等很多因素的影响。结构风振形式、风振机理大体上可以分为以下几类叫】：(1)抖振(buffeting)，由大气紊流引起，是脉动风荷载作用下的强迫随机振动；(2)颤振(flutter)和驰振(galloping)，由于在临界风速下负阻尼效应使结构从周围气流中不断吸收能量，结构振幅不断增大，从而导致气动弹性失稳，属于发散性振动；(3)涡激共振(vortex-excitedvibration)，在平均风作用下，结构周围出现旋涡脱落现象，当旋涡脱落频率接近结构某阶基频时，发生共振，属于自激振动。大跨度屋盖结构的结构形式、自振特性的不同。相应的振动形式也有所不同。按照前述1．1．2节的分类，非大变形柔性屋盏结构一般以抖振现象为主，同时可能发生大振幅的涡激共振现象；而大变形柔性屋盖结构颤振和驰振问题比较突出。．10- 1．2．2．2大跨度屋盖结构的气动力构成根据大量风的实测资料可以看出，在风的时程曲线中。包含两种成份：一种是长周期部分，其值常在10分钟以上；另一种是短周期部分，常只有几秒钟左右㈣。根据上述两种成份，使用上常把风分为平均风和脉动风来加以分析。平均风是在给定的时间间隔内，把风对建筑物的作用力的速度、方向以及其他物理量都看成不随时间而改变的量，考虑到风的长周期远远大于一般结构的自振周期，因而其作用相当于静力．脉动风是由于风的不规则性引起的，它的强度是随时间随机变化的，由于周期较短，因而其作用性质是动力的，将引起结构的振动。从气动弹性力学的角度来看，作用于屋面结构上的非定常气动力除了由脉动风湍流引起的抖振力以外，往往还有旋涡脱落产生的非定常气动力fro]，以及由于气动弹性相互作用而产生的自激气动力。要想从数学上准确描述这三种气动力．是十分困难的，目前也做不到。实际上，风洞模型测压试验就是一种模拟非定常风荷载的方法。试验正确模拟建筑物的外形及周边环境．所以获得的非定常风荷载比较准确，但这种方法代价比较大。所以，对于特殊类型的线状空间结构，也可以用准定常方法。准定常假设认为。脉动风荷载的气动力系数与平均风荷载的定常气动力系数是一致的，并且脉动风压与风速中的脉动成分有内在的联系，即1只(五y，z，f)=妄晚4【u(z)+u(z，f)】2二1={乒q4u(z)2+{pcn4”(z，f)2+；XTⅡA,U(z)u(z，t)(1．2．I)‘二1一般÷4乙4甜(2，f)2一项可以忽略，故有二1一只(工，)‘z，f)=÷晚4(，(z)2+pCjI,U(z)u(z，t)=只+P，(墨y，z，t)(1．2．2)二式中P代表空气密度；％是相对节点f高度平均风速【，(z)的平均风压系数，对于外形复杂的建筑(0一般由风洞实验确定；Al指与节点i相关的屋面面积；u(z，f)为节点f高度的脉动风速。只(而乃z，t)表示屋盖表面法向方向的风压力·根据平均风压系数t脉动风速谱及脉动风的空间相关性，就可构造随机振动计算的力谱矩阵is。(m)]，从而完成准定常频域方法计算。而为了进行结构的时程分析必须先模拟出风速时程，根据风荷载的统计特性进行模拟，可以人工生成具有特定频谱密度和空间相关性的风速时程，然后根据式(1．2．2)构造准定常的气动力时程，作用在大跨度屋盖结构的节点上。由于大跨度屋盖结构对风荷载的空间分布比较敏感，所以必须精确模拟各点的风谱。国内外对风速时程的模拟方法【71侧主要有CAWSFA法，WAWA法及线性回归滤波器法。研究人员可根据不同的情况选择风速时程的模拟方法。谐波叠加法是采用以离散谱逼近目标随机过程的模型的一种离散化数值模拟方法，是目前用来模拟风速时程的常用方法之一。利用准定常抖振气动力在频域或时域内对大跨度屋盖结构进行风致响应研究得到了一定程度的应用，但对于体形比较复杂的大跨度屋盖结构，风荷载一般都不符合准定常假设。一11． 1．2．2．3大跨度屋盖结构的风致动力响应计算方法在研究结构的风致振动问题时，一般把风荷载表示为一个平稳随机过程。根据风荷载的随机性质，可按照随机振动理论分橱结构响应。用于工程结构随机振动分析的方法可分为频域分析方法和时域分析方法两类，同时确定性的时程分析方法也用来计算大跨度屋盖结构的风致响应。(I)频域分析方法将频域分析方法用于大跨度屋盖结构的风振动力响应分析，概念清晰、计算简便，得到了广泛的应用。主要包括振型分解法、响应谱法、特征值法、虚拟激励法等。这些方法虽然大多数是针对求解结构地震响应而提出的，但对于大跨度屋盖结构的风振响应分析也很有意义。其中，振型分解法研究较多，其基本思想是将系统的响应统计量表示成各模态响应统计量的加权和175一。由于它是以线性化假定为前提的，在计算过程中结构刚度、阻尼性质保持不变，不能考虑结构的非线性效应，因此仅限于线性结构或弱非线性结构的振动闯题。由于大跨度屋盖结构模态密集，对于振型分解法中参振模态选取的问题进行了较多的研究。Nakamura(1994)利用刚性模型得到的风压力，对一个拱形悬挑屋盖体育场结构进行分析[Trl，并采用经验性的相干函数考虑了沿跨度方向气动力之间的相关性能。结果表明，如果仅计算结构的位移响应，在模态叠加时考虑前两阶模态即可。如果要计算内力，则需组合更多阶的模态。Nakayama(1998)指出大跨度屡盖结构的高阶模态中存在模态贡献很大的X．模态，但在传统的振型分解法中容易被忽略f8。文中指出将x．模态和初始模态一起再进行振型分解法豹计算可减小计算误差。王国砚(2002)认为应基于CQC法(CompletcQuadraticCombination)计算大跨度屋盖结构的风振响应例，忽略模态间耦合效应的SRSS法(Root-Sum-SquareMethod)是不正确的，并指出应同时计算风荷载互谱的实部和虚部。黄开明(2003)通过产生一组与脉动风荷载空间分布有关的正交里兹向量【胁．“】来代替传统振型分解法中采用的结构自由振动模态，可避免由于模态截断而遗漏的高阶模态带来的误差。(2)时域分析方法对于大跨度屋盖结构的风振响应，采用时域分析方法可以计入频域方法所包含的所有因素，可以考虑自然风的时阔相关性和结构几何、材料非线性的影响以及任意的阻尼特性，可以直观的描述一定时程内结构的风振响应过程，给出一定精度的数值解，进而分析研究大跨度屋盖结构的风振规律“。确定性时程分析方法也被引入对大跨度屋盖结构进行风致响应分析。由于风荷载可认为是一个平稳随机过程，为了获得结构风压的平稳过程，使用的风压时程必须是多次采样的平均值。为了使得到的结构响应包含低频响应，输入的风压时程应有足够的长度，能包含风压中必要的长周期信息；同样，为了使结构响应包含高频能量，风压时程的采样间距应小于一定的数值瞰’s31。确定性时程分析方法得到的结果可视为平稳过程的一个样本，可对此进行概率统计分析，更重要的是该方法能相对方便地考虑结构体系的非线性效应，包括结构几何非线性与材料非线性、阻尼特性等【叫。常用的确定性时程分析法有中心差分法、线性加速度法、Wilson一0法、Newmark一∥法等。时程分析法计算的精度取决子步长△f的大小，在选择步长&的大小时，应考虑下面几个因素：a、作用荷载P(f)的变化速率；b、非线性阻尼和刚度特性的复杂性：c，结构的振动周期。．12- 为了可靠地反映这些因素，步长出必须足够短，这样以来计算量将会增大。因此选择合适的步长△f非常重要。Uematsu(1999)在紊流场中同步测量了圆屋顶表面的风荷载Il2，”】，并利用试验时程数据，采用Newraark一∥法对穹顶屋盖进行了时程分析。结果表明，参与振动的模态主要是前3～4阶对称模态以及前几阶非对称模态。Uematsu(2001)利用正交分解法(POD)模拟脉动压力时程‘⋯甜，在时域内分析穹顶圆屋盖的动力响应，重点考察了控制振动响应的模态，在此基础上初步总结了圆屋顶的设计荷载模式。在时域内进行大跨度屋盏结构的风振响应计算，需事先确定作用在结构上的风荷载时程数据。风荷载时程的获取，可以通过风洞实验和风速时程数值模拟得到。这样，以风荷载的时程数据为基础，采用随机风振的时程分析方法，研究大跨度屋盖结构的风振响应及其振动特性，是一条切实可行的道路删。1．2．2．4大跨度屋盖结构的等效静力风荷载所谓等效静力风荷载，就是当这个等效荷载作为静力荷载作用于结构上时，它引起的结构某一响应与实际风荷载作用时该响应的最大值一致。等效静力风荷载是联系风工程师和结构工程师的纽带，结构工程师利用风工程师提供的等效静力进行结构分析或者与其它荷载进行组合。对于大跨度屋盖结构等柔度较大的建筑来说，等效静风荷载不仅要考虑背景响应，同时不能忽略共振响应对结构风效应的影响。Uematsu{161提出模态力法，将针对高层建筑的阵风荷载因子法引入大跨度屋盖结构中，模态力法采用与高层建筑阵风荷载因子法一致的假设一结构的响应由一阶振型来控制，这对于背景占重要地位，结构的各阶模态频率较为接近的大跨度屋盖结构来说显然在理论上存在缺陷。Nakayamal781在1998年提出X-mode法确定网壳结构的风振响应，简单的来说就是寻找在结构风振响应中占主导地位的某几阶振型，通过计算这几阶振型的共振响应来求解网壳结构的风振响应问题，显然这与Uematsu提出的模态力法相似，忽略了背景响应在风振响应中的作用，在风振理论上存在缺陷。Holmes[9”51在1999年采用LRC法结合有效惯性力分析了共振响应贡献重要的结构(诸如大跨度桥梁等)的等效静风荷载，在概念上将等效静风荷载作为对应结构平均响应、背景响应和共振响应三部分的组含荷载。Zhou，Karoelll＆Gu【101,102]以基底弯矩和基底剪力为参考响应分别采用LRC和惯性力法来计算高层建筑背景响应和共振响应的等效静风荷载，从而澄清了高层建筑等效静风荷载求解的方法。HoIⅡI∞【9¨删后来又分别针对格构式塔架、桥梁和低层房屋屋盖结构提出具体的等效静风荷载组合方式，但是其虽然考虑了背景和多个模态共振响应均不能忽略的情况。遗憾的是必须假定参振模态之间能够很好的分离。而在工程实践中，常见的大跨度屋盏结构不仅要包含多振型的贡献，而且应该考虑不同振型响应之问的耦合影响。这使得Holmes提出的方法在处理大跨度屋盖结构的静力等效风荷载问题上遇到了障碍。周暄毅和顾明(3】针对大跨度屋盖结构风致抖振须考虑多模态及模态问耦合影响的特点，将LRC法和等效风振惯性力方法相结合，提出了用于共振分量的修正SRSS法，克服模态之间耦合情况的限制，给予了静力等效风荷载明确的物理意义。通过对屋盖结构风振理论的研究回顾，可以看到屋盖结构由于个体外形变化较大，结构自振频率密集，不能和高层建筑一样只考虑结构低级模态对振动的贡献，与细长类结构(如大跨度桥．1鼻 梁及高层建筑)和简单外形结构(如低矮房屋)相比，大跨度屋盖结构的等效静风荷载计算过程非常复杂，其基本思路是采用同步测压技术或数值模拟技术得到屋盖表面的压力场，在频域内，按照随机振动理论建立输入风荷载谱和响应谱之间的直接联系，得到结构的响应，或是在时域内，将风荷载时程直接作用在结构上，用逐步积分法分析结构的动力响应。结合阵风响应因子法、LRC法或惯性风荷载法可以得到屋盖结构的等效静风荷载。这种通用的计算方法完整地考虑了风荷载的空间相关性及屋盖结构个体的特性，是一种精确的方法．1．3大跨度屋盖结构抗风研究复杂性及不足之处1．3．1大跨度屋盖结构的抗风研究的复杂性(一)大跨度屋盖结构的风荷载分布的复杂性由于流场有明显的三维效应，来流经大跨度屋盖结构的屋面后会产生分离，形成旋涡，然后再附于屋面上，致使屋盖上的风压场非常复杂。大跨度屋盖结构的风荷载具有如下特点1591：a、大跨度屋盖结构相对比较低矮。处在湍流度高的区域，且复杂的外型，使得绕流和空气动力作用复杂；b、大跨度屋盖结构的三维特征明显，风荷载需考虑空间相关性；c、屋面风荷载受屋盖结构几何外形及周围环境的影响很大，致使不同的结构有不同的风荷载分布特点；d、屋盏表面来流的分离、再附及旋涡脱落，使得大跨度屋盖结构上的风荷载一般不满足准定常假设。可见，由于大跨度屋盖荷载分布的复杂性，必须采用风洞试验同步测压的手段才能比较准确地获得结构表面的风荷载。(二)大跨屋盖结构的风振问题的复杂性由于大跨屋盖结构质量轻、柔性大、阻尼小，属于风敏感性结构，其风致动力响应较为明显。相对于高层高耸结构，大跨屋盖结构的风振问题具有如下特点I删：a、大跨屋盖结构除考虑水平风力作用外，还须考虑竖向风力的作用，且它们的影响处于同一数量级：b、大跨屋盖结构复杂的空间形式，须采用空间三维风振响应力学模型，不能运用片条理论进行简化分析；e、大跨屋盖结构的风场具有兰维空间相关性；f、风荷载在大跨屋盖结构表面的分布复杂，需要对大量节点进行考虑空间相关性的时域风时程模拟；g、大跨屋盖结构自振频率分布密集，其风振由前几十个模态控制，且模态之间的耦合效应非常明显；h、大跨屋盖结构的结构响应呈明显的个性特征，找不到一个基本响应来进行等效。因此，对于一个复杂大跨度屋盖结构的风振计算，很难像高层建筑结构那样把理论化的公式写入规范。 13．2大跨度屋盖结构的抗风研究的不足之处如前所述，尽管在大跨度屋盖结构刚性模型测压试验研究、气弹模型试验研究、现场实测、数值风洞模拟、风振响应计算以及等效风荷载等方面已取得了比较丰富的成果，但由于屋盖结构上风荷载的复杂性以及在简化结构计算模型等方面的困难，目前大跨度屋盖结构抗风研究和应用中还存在以下不足：(1)复杂体型大跨度屋盖结构风荷载的研究已有的大跨度屋盖结构的风洞试验，一般限于研究身种特定外形的屋盖结构(如平屋盖、坡屋盖、穹项屋盖等)，但随着对建筑与审美要求的提高，更美观、更新颖的大跨度屋盖结构已经成为发展的潮流，目前对于复杂体型大跨度屋盏结构的平均及脉动风荷载特性、风荷载形成机理及分布规律的研究开展得很少。(2)利用数值风洞技术研究屋盖结构的风荷载计算机硬件技术水平的迅速提升以及数值计算科学的发展，使得数值风洞技术对处在大气边界层风场环境中的建筑结构绕流流场进行数值模拟，计算结构所承受的风荷载及结构的动力响应正在成为可能。数值风洞技术能够克服风洞试验的一些缺陷，将两者有机结合来研究屋盖结构的风荷载，是一条很有价值的途径。但数值风洞技术还没有达到成熟的地步，CFD所依赖的理论本身和数值模拟技术(如湍流的模拟、网格技术等)还需进一步发展。(3)大跨度屋盖围护结构风荷载的研究大量的风灾调查分析表明，大跨度屋盖结构在强风作用下发生整体破坏的并不多见，但其屋面局部围护结构脱落或被掀起以致整个屋面遭受不同程度损坏的却时有发生。可见，大跨度屋盖的围护结构比主体结构更容易发生风致破坏。然而，已有的有关于大跨度屋盖结构的抗风研究，都是针对主体结构，对围护结构的抗风分析研究很少。(4)大跨度屋盖结构在静风荷载作用下的稳定性分析在风荷载作用下，大跨径、轻型化的空间屋盖结构，会发生很大的结构变形，当风荷载增大到一定程度，最终会导致结构的失稳。早期的静风稳定分析采用的是以线性理论为主，不能够考虑结构变形因素的影响，也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稳定承载能力，而且线性分析方法无法描绘结构的荷载一位移全过程工作性能。(5)大跨度屋盖结构风致振动特性的研究不利的风压分布和持续的风致振动，可能使得屋盖结构某些部分出现损伤，危及屋盏结构的安全．随着建筑物跨度的增加，大跨度屋盖结构的竖向风振问题如同高层高耸结构的水平向风振问题一样己经不容忽视．然而在现行建筑结构风荷载规范中，大跨度屋盏结构的抗风设计参数取值方法尚不完善，大多沿用高层或高耸结构的设计规范，许多实际工程虽然考虑到风振影响，但其风振系数的选取带有较大的经验性，需要对大跨度屋盖结构的风致振动特性进行深入研究。(6)大跨度屋盖结构的抗风设计思想建筑物所受的风荷载，是根据基本风压值计算得到的，因此，基本风压的取值在很大程度上决定了建筑物的抗风设防标准。大跨度屋盖结构的抗震分析己应用“三级设防、两阶段设计”，而抗风分析还停留在单一的抗风设防标准的基础上。与抗震设计相对应，大跨屋盖结构的抗风概念设计和抗风构造措施，在现有的文献中也没有提及。．15- 1．4本文的研究目的和主要工作目前大跨度屋盖结构抗风工作大多局限于特定结构形式的屋盖结构。而对于一般性大跨度屋盖结构也没有建立系统的研究方法。针对研究中的不足之处，本文的目的在于，结合风洞同步测压试验技术及有限元分析技术，深入研究大跨度屋盖结构的风荷载分布和结构风致振动特性，总结其共性的规律，规范其抗风设计方法。本文的主要研究工作具体安排如下：第一章为文献综述部分，主要从大跨度屋盖结构的风压分布特性研究(包括刚性模型测压试验、气动弹性模型试验、数值风洞模拟、现场实测)、大跨度屋盖结构的风致振动特性研究(包括气动力的构成、结构风致动力响应的计算方法、静力等效风荷载)等方面回顾了大跨度屋盖结构的抗风研究概况，分析了大跨度屋盖结构风荷载研究的复杂性，指出了目前大跨度屋盖结构抗风研究的不足之处，为后续论文的展开指明了方向。第二章大跨度屋盖表面风压分布特性的研究。结合北京奥运乒乓球馆和泉州市海峡体育中心体育馆的刚性模型风洞试验，对复杂大跨度屋盖表面的平均风荷载和脉动风荷载特征进行了详细分析。得出了有关大跨度屋盖表面风压分布的一些具有共性的规律。在前一个试验中还考虑了有无周边建筑两种情况下屋盖表面上的风压分布，探讨了周边建筑对屋面风压分布的干扰影响。第三章大跨度屋盖结构的静风效应及静风极限承载力分析。利用风洞试验数据，对屋盖结构进行了静力风荷载效应分析，讨论了最不利风向角的确定方法。同时引入结构几何非线性、材料非线性以及支承条件的非线性，进行了屋盖结构的静风极限承载力分析，研究了初始预应力、支承条件等因素对屋盖结构静风极限承载力的影响。第四章大跨度屋盖结构的风致振动特性研究。在大跨度屋盖风压分布特性研究的基础上。探讨屋盖表面脉动风压的形成原因。由风洞试验测得的测点风压系数时程，经过一系列转换和修正，得到节点的脉动风荷载时程数据，进行风振响应的时程分析。结合风振响应的分析结果，研究了大跨度屋盖结构的风振形式和风振机理，探讨了风振系数的取值，并分析了初始预应力、支承条件等对屋盖结构风振响应的影响。第五章大跨度屋盖结构的抗风设计方法的研究。结合大跨度屋盖受风灾破坏的实地调查结果，对我国荷载规范中基本风压的取值规定提出质疑：借鉴有关抗震设计标准和规范，提出适合于大跨度屋盖的抗风设防标准和抗风设计方法，并结合北京奥运乒乓球馆屋盖结构进行了抗风分析；分析和总结了大跨度屋盖结构设计和建造方面的问题，初步探讨了一些适合大跨度屋盖的抗风概念设计和抗风构造措施。第六章大跨度屋盖围护结构的设计风荷载研究。研究国外荷载规范和我国荷载规范，对围护结构风荷载取值的规定进行比较。结合风洞模型试验，对比分析了规范方法和统计方法两种方法的风压计算结果，研究大跨度屋盖围护结构的边角区域风压分布特性，探讨了屋面和幕墙风荷载的取值，并研究了阵风系数的取值范围，对围护结构的抗风设计提出了一些建议。第七章对本文的研究工作进行了总结，并提出了未来工作的展望。一16． 第二章大跨度屋盖结构风压分布特性研究2．1引言随着跨度的增加，各类轻质材料的采用，大跨度屋盖结构质量轻、柔性大、阻尼小的特点日益突出，风敏感性不断增强，使得风荷载成为结构分析设计的控制荷载之一．不利的风压分布和持续的风致振动可能使结构某些部分出现损伤，危及结构的安全。尽可能全面地获得结构表面的风荷载信息，是进行结构抗风研究的前提。对于大跨度屋盖结构而言，由于气流的脉动、分离、荐附以及旋涡脱落等因素，致使结构周围的风场非常复杂。刚性模型试验是目前获得大跨度屋盖表面风压的最可靠和最有效的方法．为了计算大跨度屋盖结构的风致振动响应，必须对屋盖上测点的风压进行同步测量，以获得各个测点风压问的相关性能．本章首先详细介绍了刚性模型测压风洞试验方法，然后以两个具有代表性的实际工程项目(北京奥运乒乓球馆和泉州市海峡体育中心体育馆)为背景，通过刚性模型测压风洞试验并对试验结果进行仔细分析，深入认识大跨度屋盖结构表面的风荷载特性，包括平均风压系数和脉动风压系数随风向角的变化情况、平均风压系数和脉动风压系数在屋盖表面的空间分布情况以及风压自功率谱特性等等。大跨度屋盖结构的风荷载特性，不仅与其结构外形有关，还与其所处的建筑环境有关。当然，这种干扰效应与干扰体的位置、形状等很多因素密切相关，要想给出一个普遍意义的结论是很困难的，但是可以通过对具体的实例进行分析，得出一些具有参考意义的结论。结合北京奥运乒乓球馆屋盏结构的风洞模拟试验，本节分别考虑了有无周边建筑两种情况下的屋盖结构上的风压分布，然后以屋盖上的平均风荷载、脉动风荷载以及风压的自功率普特性等为研究对象，对屋盖上的风荷载特性和周边建筑的干扰影响进行了详细的分析，获得很多有价值的结论。以上研究所得的结果有益于认识类似结构的风荷载特性。2．2刚性模型风洞试验方法为了得到大跨度屋盖表面的风压分布，在同济大学土木工程防灾国家重点实验室的TJ-2大气边界层风洞中，利用电子扫描阀对两个大跨度屋盖工程——工程I：北京奥运乒乓球馆、工程II：泉州市海峡体育中心体育馆，进行了刚性模型风洞试验。本节先对这两个大跨度屋盖工程进行简要介绍，然后介绍了刚性模型风洞试验的一般方法．2．2．1工程介绍工程I：北京奥运乒乓球馆北京奥运乒乓球馆(如图2．2．1)为2008年奥运会乒乓球比赛的比赛馆，拟建场区位于北京大学主校区之东南角，其东临中关村北大街，南临海淀路及北四环。北京奥运乒乓球馆，总建筑面积为26900m2，可容纳观众8000人(包括活动坐席2000席)，建成后将成为一座集比赛、训练、集会、演出等功能于一体的规模较大、设施先进的综合体育馆。．17． 北京奥运乒乓球馆，由旋转的屋脊与中央透明的球体组成屋盖，象征乒乓球是对速度、力量、旋转的综合要求，而整个屋面由于两条屋脊旋转和高低起伏形成了异形扁壳曲面。整个屋面的造型很好的诠释了乒乓球运动的真谛。该屋盖由空间桁架壳体、柔性下弦以及中部撑杆三部分组成。整个空间桁架壳体由中央球壳、中央支撑圆环、辐射桁架和外环梁四部分组成。辐射桁架在高端支承在上部支撑圆环上，低端支撑于外环梁上，中央球壳支撑在中央圆环上。通过在辐射桁架间设置必要的环向支撑体系。形成整个屋顶的压弯部分。柔性下弦引入预应力后通过撑杆与整个桁架壳体组成一个完整的空间结构体系，整个体系主次清楚，受力合理，传力路径明确，柔性的拉索与刚性的壳体刚柔并济。相得益彰，使得结构体系先进、合理、结构效率高。(a)体育馆鸟瞰图(b)计算简图圉2．2．1北京奥运乒乓球馆(工程1)整个屋盖的屋檐水平投影为93．2mx72m，结构支撑点间的跨度为80mx64m，由32榀辐射桁架、中央刚性环、中央球壳(矢商7m、跨度24m)和下撑杆、下刚性环、辐射拉索及支撑体系六部分组成。平面投影为长方形，整个屋面由于屋脊的旋转和高低起伏，形成复杂的异形扁壳曲面，墙体外周悬挑部分略为上翘，主结构全为钢结构。外柱以内屋盖为封闭结构，屋顶最大高度为33．3m：外柱的周边为悬挑部分，屋檐直线部分的建筑标高为21．4m，弧形部分的最高点标高为28．5m，长边每侧挑出6．6m，短边每侧挑出4m。工程Ⅱ；泉州市海峡体育中心体育馆泉州市地处福建省东南部，与台湾隔海相望。泉州市海峡体育中心体育馆为2008年农运会主体育馆，如图2．2．2所示，在充分满足赛事要求的前提下，肩负着传承历史，展望未来，提升城市整体形象的重担。该项目建设完工后，不仅能为2008年农运会提供冰球、体操、篮排球等比赛场地，还能在赛后服务于比赛、训练、展览、观演和全民健身等各种活动。该体育馆总建筑面积39500平方米，可容纳观众人数为8523人。整个体育馆屋盖结构由比赛馆和训练馆两部分组成，中间设置了90ram宽的伸缩缝，如图2．2．3所示。比赛馆的内部空间由7榀张弦桁架组成，最大支撑点间的跨度为94．2m，两端通过支座支承于下部钢筋混凝土框架上；训练馆的内部空间也是由8榀张弦桁架组成，最大支撑点间的跨度为66m。屋盖主体全为钢结构，下部为钢筋混凝土结构，立面材料为玻璃幕墙。体育馆南北方向总长218米，东西宽109．8米，总的建筑面积超过2万平方米，屋顶最大高度为32．5米。一18一 图2．2．2泉州市海峡体育中心体育馆(工程II)图2．2．3工程lI屋盖结构示意图2．2．2试验设备风洞试验是在同济大学土木工程防灾国家重点实验室风洞试验室的TJ-2大气边界层风洞中进行的。该风洞为闭口回流式矩形截面风洞，整个回流系统水平布置。风洞由一台最大功率为530kW直流电机驱动，风速的调节和控制采用计算机终端集中控制的可控硅直流调速系统。试验段尺寸为3m宽、2．5m高，15m长。试验风速范围从0．Sm／s～68m／s。风洞配有自动调速、控制与数据采集系统及结构模型试验自动转盘系统。转盘直径为3．0m，其转轴中心距试验段进口为10．5m。流场性能良好，试验区流场的速度不均匀性小于1％、湍流度小于O．46％、平均气流偏角小于0．5。。在风洞试验中使用了两套测量系统．(1)风速测量系统试验流场的参考风速是用皮托管和微压计来测量和监控的。大气边界层模拟风场的调试和测定是用丹麦DANTEC公司的streamline热线，热膜风速仪，A／D板、PC机和自编软件组成的系统来测量。热膜探头事先已在空风洞中仔细标定。该系统可以用来测量风洞流场的平均风速、风速剖面、湍流度以及脉动风功率谱等数据。(2)风压测量、记录及数据处理系统由美国Scanvalve扫描阀公司的量程为±254和：t508mm水柱的DSM3000电子式压力扫描阀系统、PC机、以及自编的信号采集及数据处理软件组成风压测量记录及数据处理系统。一19． 2．2．3试验概况【103j041(一)大气边界层风场模拟在风洞中模拟大气边界层风场是建筑模型风洞试验的重要内容。风场模拟装置为放置在风洞入口处的尖塔、挡板和沿风洞底板布置的粗糙元。根据工程I和工程II周围数公里范围内的建筑环境，设计方确定本试验的大气边界层流场模拟分别为C类、B类地貌风场(风场定义见我国建筑结构荷载规范(GB50009-2001))．按照文献Dos]的方法，以1／120的几何缩尺比模拟了C类、B类风场(图2．2．4、图2．2．5)。根据已有研究结果，地面粗糙度类别不同，会影响结构上风压数值，但不会影响风压分布趋势。(a)风洞中模拟的c类地貌平均风速和紊流度剖面晏孑nz／U(b)风洞中模拟的脉动风功率谱(a：Davenport谱；b：Kaimal谱#c：l【ar豫n谱)图2．2．4C类风场风剖面和功率谱图(a)风洞中模拟的B类地貌平均风速和紊流度剖面(b)风洞中模拟的脉动风功率谱(a：Davenport谱；b；Kai∞l谱：clKarman谱)图2．2．5B类风场风剖面和功率谱图(二)试验模型和测点布置工程I和工程II测压试验模型为刚体模型(见图2．2．6、图2．2．7)，用有机玻璃板制成，具有足够的强度和刚度，在试验风速下不发生变形。并不出现明显的振动现象，以保证压力测量的精度。考虑到实际建筑物和所模拟的周边建筑物的范围以及风场模拟情况，满足风洞截面阻塞率小．20． 于5％的要求，模型的几何缩尺比均为1／120，模型与实物在外形上保持几何相似。试验时将模型放置在直径为3m的木制转盘中心，通过旋转转盘模拟不同风向。根据有关资料，工程I的试验中还模拟了周边数公里范围内的主要建筑，以考虑风荷载干扰效应。圈2．2．6北京奥运乒乓球馆试验模型图2．2．7泉州市海峡体育中心体育馆试验模型在北大乒乓馆模型上总共布置了445个测点。在乒乓馆屋面上布置了216个测点，分块编号为l～6；在屋面中央球体部分布置了49个测点，分块编号为7；在乒乓馆屋面悬挑部分的下缘布置了46个测点，分块编号为8，同时在乒乓馆墙面上布置了134个测点，分块编号为9～12，模型测点的具体布置见风洞试验研究报告[103]。在泉州体育馆项目模型上总共布置了634个测压孔。在泉州体育馆的比赛馆表面上共布置了360个测点。分块编号为1～4，9～12，及第8和16块的l～6点。在训练馆表面上共布置了236个测点，分块编号为5～7，13～15，及第8和16块的7～lO点。其中第8和16块，及第4和12块的第30～38点均为双面测压点，模型测点的具体布置见风洞试验研究报告[104]。在模型两面受风处和悬挑部分，每个测点位置需布置1对测点，包括内、外(上、下)表面两个测压孔，以同时测量该点处内外表面的压力，而该测点最终的压力为外、内(上、下)表面压力之差·．2l- (三)试验工况风向角的定义见测点布置图(图2．2．8和图2．2．9)，风向角按顺时针方向增加。试验中风向角阅隔取为150，每个模型试验有24个风向。图2．2，8北大乒乓馆模型方位及风向角示意图图2．2．9泉州体育馆模型方位及风向角示意图(四)风洞中的参考点位置在风洞中选一个不受建筑模型影响，且离风洞洞壁边界层足够远的位置作为试验参考点。在该处设置了一根皮托管来测量参考点风压，用于计算各测点上与参考点高度有关但与试验风速无关的无量纲风压系数。试验参考点选在高度为1．0m处，该高度在缩尺比为1／120的情况下对应于实际高度120m。在同一地区，基于各类地貌所对应的梯度风高度虽然各不相同，但依据它们的梯度风速度和梯度风压都相等这个原则，在实际应用中为了使用方便，都取梯度风压为参考风压。为此，必须把所有直接测得的风压系数换算成以与地貌无关的梯度风压为参考风压的压力系数。按我国的规范，大气边界层中的风速剖面以幂函数表示。即磁=％(z，乙厂(2．2．1)其中乙为各类地貌所对应的梯度风高度(即大气边界层高度)；口为反映各类地貌地面粗糙度特性的平均风速分布幂指数；U。为梯度风速度：U：为离地面高度z处的风速。由于风压与风速的平方成正比，所以将风洞测得的风压系数换算到梯度风高度的换算因子CpScale为020／Z6)“，对于B类风场ZG=350m、口=o．16，风压系数的换算因子为CpS．,te=020／3SO)o豫=o．71。文中给出的风压系数是乘了CpScale=O．71这个换算因子后，以梯度风压为参考风压的风压·22— 系数。这样，实际应用时，将各点的风压系数统一与实际梯度风压相乘，即为该点对应的实际风压值。(五)试验风速、采样频率和样本长度风洞测压试验的参考点风速分别为i3m／s和14m／s。测压信号采样频率为312．5Hz，每个测点采样样本的总长度为6000个数据，对应的采样时间为19．2s。下面检验采样频率、采样时间是否能够满足计算要求。设实际风场的截止频率(此频率处的风压能量已经很小)为3Hz(根据Davenport谱)。对工程I而言，模型的几何相似比CL=L／L，=1／120。B类风场、50年重现期、10米高度处、10分钟平均的基本风压为0．45kPa，相应的基本风速为Uo=√i600％=26．gm／s。参考高度处的风速为u0=q。020／10)。2=46．3m／s：风速相似比Cv=UIⅢ}U耐=13／46．3=1／3．56·对工程Ⅱ而言，模型的几何相似比CL=Lm／Lp=1／120。C类风场、50年重现期、10米高度处、10分钟平均的基本风压为0．70kPa，相应的基本风速为Uo=√i600％=33．5m／s，参考高度处的风速为％=Ul。(120／10)”6=49．86m／s；风速相似比Cy=U∞t}U呵=14／49．86=1／3．56·根据相似定律11*I，有：(nL／"。=(nL／功，(2．2．2)式中，捍为频率，L为几何尺寸，V为风速，m表示模型-P表示原型。从上式可以得到，nm=，l，(Lp／乙)(匕／％)=3x(120／1)x(1／3．56)=101Hz。根据采样定理，有：Z≥2．，：(2．2．3)式中，Z为采样频率，Z为原始信号的截断频率。只有满足采样定理·采样后的离散信号可以唯一确定原始的连续信号(戴诗亮，1984)lI明。如果实验采样频率小于最小采样频率，将会得到偏小的实验结果(Letchford，1992)‘1州。试验中·原始信号的截断频率为Z=lOlHz，试验最小采样频率2丘=2‘101=202Hz，而实际的采样频率为Z=312．5Hz，大于最小采样频率，符合采样定理，能满足工程的要求。(六)风压值符号约定风压符号的约定为：压力向下或向内为正，向上或向外为负。 2．2．4数据处理方法在空气动力学中，物体表面的压力通常用无量纲压力系数表示为昂一圪Ce,j2京瓦其中ck为测点i第．，个采样点的无量纲风压系数瞬态值，弓为作用在测点i处第．，个采样点的压力瞬态值，B和圪分别是试验时参考高度处的总压和静压瞬态值。对屋盖结构的悬挑部分，在进行结构设计时，需要用到的是悬挑部分各测点对的净压差值。即将各测压点上下表面同步测压所获得的测点对的两个时域信号相减后得到该测点处的净风压时域信号，再对其进行概率统计分析。悬挑部分上下表面同步测量的各对测压点上的净压力系数由式(2．2．5)导出如下％=酱旺z∞其中％为作用在测点i处第_，个采样点的上表面压力瞬态值，％为作用在测点i处第歹个采样点的下表面压力瞬态值。为了将风洞测得的风压系数换算成以梯度风压为参考风压的风压系数，(2．2A)、(2．2．5)相应地变为：％=泓妇糟经z石，％=蚴如×糟@：∞由于紊流场中的风压时程是个平稳随机变量，因此各测点的平均风压系数以及脉动风压系数成为重要的统计量。对样本含N(N=6000)个采样点的风压时程取算术平均，得到测点i的平均风压系数IVCn，一=∑％／N(2．2．8)』=l测点i的脉动风压系数定义为CPl。w=一3,4．(2．2．9) 2．3大跨度屋盖结构的风荷载分布特性本节分析两个不同大跨度屋盖(工程I和工程II)表面的风荷载分布特性。首先考察屋面外轮廓形状对风压分布的影响，得出了一些共性的规律。接着分析了平均风压系数和脉动风压系数随风向角变化以及沿屋盖长跨方向变化的规律，以便从整体和局部更完整地了解大跨度屋盏表面风荷载的特点，最后还分析了屋盖表面风压的频谱特性。23．1屋面外轮廓形状对风压分布的影响随着建筑设计水平的发展，大跨度屋盖结构的屋面形状越来越体现出个性化的特点，而屋面外轮廓形状对其风压分布影响很大。这里的两个大跨度屋盖的形状各有其特点：工程I的屋盖表面旋转起伏不定，墙体外周悬挑部分略为上翘；工程II屋盖表面前半部呈球壳状，后半部呈柱壳状，起伏不大。工程I的周边有悬挑屋檐，因此在风压系数分布图上也表现了屋檐的风压系数分布，而工程11只给出主屋盖的风压系数分布。图2．3，l～图2．3A分别为两个工程在典型工况下的屋面平均风压系数分布图。虽然这些屋盏表面的风压分布十分复杂，但仔细研究几个典型风向角下屋盖表面的风压系数分布图，可从中发现一些具有共性的规律：(1)、屋面以负压为主，平均风压系数等压线的分布成阶梯状，且风压系数等值线与屋盖的等高线分布形状相反，屋面形状对风压影响很大，凸出部分负风压较大，凹进部分负风压很小，甚至出现正风压，如图2．3．1和2．3．2。(2)、对于具有对称的外型的屋盖，当来流风向平行于对称轴时，其平均风压分布基本上也是对称的，如图2．3．3，0度风向角下工程II的风压分布。(3)、等值线的形状与屋面轮廓线比较一致，当来流在方形屋面的外边缘发生分离，将会形成线形柱状涡；而来流在圆弧形平屋面的外边缘发生分离，将会形成一个绕屋面边缘的曲线形柱状涡，如0度风向角下工程I和工程Ⅱ的风压分布。(4)、当来流在方形屋面的角部边缘发生分离，将会在迎风屋面前缘形成了一对锥形涡，如45度风向角下的工程I，屋面平均风压等值线的分布沿着来流方向明显形成两个对称的扇形高负压区。(5)、迎风屋面边缘附近出现高负压区，而且平均风压系数的变化梯度较大，在其他区域变化相对平缓，这说明来流在迎风屋面前缘严重分离．特别在工程I屋面的角部，因建筑外型发生较大变化。来流的分离也最为严重。所以在结构设计时，要采取必要的构造措施，防止屋盖角部被风荷载掀起而破坏。(6)、大跨度屋盖表面常会发生尾流再附现象。如工程I，Ⅱ屋盖远离来流一端平均风压系数出现正值或零值，这都是因为尾流发生了再附造成的。而90度风向角下工程I【的风压系数分布表现出不同特点，这是由于风向角为90度时，屋盖的前缘分离很强，表现出较大的负压，远离来流一端的屋面虽然没有出现正压。但负压值已经明显减小．以上的分析表明，大跨度屋盖的风压分布具有一些共同的特点，但这些特点并不能一概而论，屋盖的某些独特外形会使其平均风压分布具有个性化特征。-25． 0度风向角(平均风压系数)———■卜45度风向角(平均风压系数)———_．◆图2,3．2工程I屋面平均风压系数分布图(45度风向角)詹；胯≮∥龟枝渺‘b乒《‘◇／图2．3．3工程II屋面平均风压系数分布图(O度风向角)一Z6一 圈2．3．4工程II屋面平均风压系数分布图(90度风向角)2．3．2典型测点的平均风压系数随风向角变化的规律根据整个体育馆屋盖结构的对称性，对于工程I选取I／2屋盖的前缘、中部、后缘各3个测点，再加上中心球壳的3个测点，总共12个测点为典型测点(见图2,3．5)，对于工程II选取I／2屋盖的边缘、中部以及连接处的测点，总共12个测点为典型测点(见图2,3．6)，这些测点的风压特性。基本上反映了屋盏上的风荷载特性。180000圉2．3．5工程I典型测点的位置图2,3．6T程II典型测点的位置180图2．3．7为工程I屋盏表面上典型测点的平均风压系数随风向角的变化曲线。从12个典型测点的值来看，屋盖上的平均风压系数一般不大，极值也没有超过一1．0。从变化曲线来看，风向角在oo到1800时，前缘测点Al、A2、A3的平均风压系数有较大的负值，而风向角在18矿到3600时，这些点的平均风压系数几乎为零。而后缘测点CI、C2、C3的平均风压系数随风向角的变化趋势恰恰相反，至于测点c1的变化趋势差异较大，这与其处在屋盖的角部有关。由于屋盏表面的起伏较大，屋盖中部及球壳上的铡点，所处部位有凸有凹，凸出部位负风压较大，凹进部位负风压较小，变化趋势大体相同，且变化幅度都不大。-27． 风向角／(o)强幡嘲畦嚣措．糕倏出鹾嚣隹卜风向角／A3>A5和A2>A4>A6。图2．3．21为工程II典型测点在风向角为0度时的风压自功率谱，图2．3．22为工程Ⅱ典型测点在风向角为90度时的风压自功率谱。从图中可见，风压的能量主要集中在折减频率小于0．2的范围以内。风向角为0度时，工程Ⅱ测点并没有出现明显的旋涡脱落频率，而在折减频率小于0．2的范围内各个频段都有较大的能量贡献，在与来流垂直的连线上，测点A5和A7、A6和A8，由于对称性的关系，自功率谱曲线基本相似。沿着屋盖长轴的方向，测点的风压能量也是迎风侧大于屋盖中部大于背风侧。风向角为90度时，测点大多没有明显的峰值频率，在折减频率小于1．0的范围内各个频段都有较大的能量贡献；由于在顺风向，相应测点A5和A7以及A6和A8的距离相对较短，测点的自功率谱性能相比，折减频率和风压能量比较接近。从以上的分析可知，测点的频谱特征受建筑外形的影响较大，工程I迎风屋盖前缘由于来流分离出现明显的旋涡脱落频率，而工程II并没有出现明显的旋涡脱落频率。测点自功率谱的能量主要集中在低频部分。对于工程I，虽然迎风前缘测点一般有明显的涡旋脱落频率，但涡旋脱落提供的风压能量并不占绝对优势，并且随着测点远离迎风前缘，涡旋脱落频率在屋盖风压功率谱中弗不明显。．3S． 图2．3．19工程10度风向角下测点的风压自功率谱一36一。勺EII口—HH≮o口暑Ilo蜀H《廿嘈暑一1d—崔《o口暑IIa—q《等暑lId日吒p口暑II鲁q《o口暑IIng《 图2．3．20工程190度风向角下测点的风压自功牢谱-37一。口暑lI口g《等暑IId_乏，o冒量Id薯《opT量Idg《o口暑IIdIHH《o口暑IIduIv等暑IIduIv 图2．3，21I程110度风向角下测点的风压自功率谱一38一o≈三IIQ苷H《o暑lI喜等暑IldI盖名j墨a口^《o口是ldqH《。p呈IIduIv等毒114日《opmII△8《 图2．3．22工程1190度风向角下铡点的风压自功率谱一39．。p暑IIA_lrvo口暑lI△_lⅣ等三lId口Iv等eIIdu之oq暑lI盘_葛《等eIIA_星。胃暑11A叠《t口量IduI《 2．4大跨度屋盖结构风荷载的气动干扰分析大跨度屋盖结构的风荷载特性，不仅与其结构外形有关，还与其所处的建筑环境有关。现代的建筑分布非常密集，一般待建建筑的周围均会有其他已建的建筑物或构筑物，这些建筑物或构筑物对待建建筑的气动干扰，是不能忽视的，当两者间距很近时，这种干扰会相当显著t49”091．当然这种干扰效应与干扰体的位置、形状等很多因素密切相关，要想给出一个普遍意义的结论是很困难的，但是可以通过对具体的实例进行分析，得出一些具有参考意义的结论。结合北京奥运乒乓球馆屋盖结构的风洞模拟试验，本节分别考虑了有无周边建筑两种情况下的屋盖结构上的风压分布，然后以屋盖上的平均风荷载、脉动风荷载以及风压的自功率谱特性等为研究对象，对屋盏上的风荷载特性和周边建筑的干扰影响进行了详细的分析。2．4．1考虑周边建筑的试验模型为了研究周边建筑对待建建筑的气动干扰影响，在试验中对有无周边建筑的两种情况，分别进行了风洞试验，具体试验情况，如图2．4．1所示。(a)无周边建筑(b)有周边建筑圈2．4．I风涸中的试验模型由于周边建筑物的分布比较零散，对屋盏结构每侧测点的干扰影响差异较大，所以在屋盖的前缘、中部、后缘各选取2个测点，共6个测点为典型测点(见图2．4．2)，这些测点的风压特性。基本上反映了屋盖上的风荷载特性。风向_oo2700圈2+4．2典型测点布置示意图-40— 2．4．2对平均风压系数的影响图2．4．3为屋盖上典型测点的平均风压系数在有无周边建筑的两种情况下随风向角的变化曲线，图中标识(I)表示无周边建筑。(II)表示有周边建筑。巅懈幽匠霸E卜强懈出匠霸措-籁惴幽匿嚣E卜籁懈幽匿鳍抖-叛馁出区霸}摄蛾胡匠毁斗图2．4．3平均风压系数随风向角变化曲线风向角／(o)从变化曲线来看，典型测点的平均风压系数随着风向角变化存在明显的规律性．风向角在oo到1800时，测点Al、A2的平均风压系数有较大的负值，而风向角在1800到3600时，这些点的平均风压系数几乎为零，而测点A5、A6的平均风压系数随风向角的变化趋势恰恰相反。测点A3和测点A4的平均风压系数随风向角的变化趋势也有类似的规律，只是风向角的区问不同而已。这是由于这些典型测点都位于屋盖的挑檐部位，当处于迎风前缘时，来流在屋盖挑檐形成较强的一41· 分离，在屋盖上表面形成一个从前缘开始延伸的负压区域，而在屋盖下表面，承重结构及下部墙体抑制、减弱了气流的分离，这样“上吸下顶”就形成很大的向上吸力。当远离来流时，测点就处在前缘分离后的再附区内，上下表面的平均压差较小，平均压力系数也就很小。当有周边建筑时，周边建筑的气动干扰对屋盖的平均风压产生了很大的影响，这种影响可以归为两类‘“ol：“遮挡效应”和“狭缝效应”。当建筑物处在受扰屋盖的上游时，由于其阻挡了气流的通过，会在一定程度上减弱来流的速度，同时气流在建筑物表面上的分离再附，使得下游屋盖来流的紊流度更高，削弱了在屋盖前缘的分离，因而会减小下游屋盖的平均风压。如测点A1、A2、A3迎风前缘的平均分压系数都有一定程度的减小，测点A4减小的尤为显著。另外，还应该注意到，测点A5、A6的平均风压系数，在风向角为1800到3600的范围内，出现了不同程度的增大。这是因为在这个风向范围内，体育馆的迎风方向是空旷的足球运动场，气流没有受到建筑物的遮挡，而在其他方向上耸立着很多建筑物会阻挡气流，这就使得当气流从这个范围内吹来时。形成自然的“风嘴”，产生“狭缝效应”，显著地放大了气流，造成了平均风压的升高，这一点应当引起足够的注意。2．4．3对脉动风压系数的影响图2．4．4为屋盖上典型测点的脉动风压系数在有无周边建筑两种情况下随风向角的变化曲线，图中标识(I)表示无周边建筑，(11)表示有周边建筑。强谣毪|区蜓椒露风向角／(o)．42．风向角／co)风向角／(o)凝峨出匠喏椒霸较峨田匿联椒嚣 耧幅幽暖联椒霸图2．4．4均方根风压系数随风向角变化曲线从变化曲线来看，在oo到1800风向角和1800到3600风向角两大范围内，测点Al、A2和测点A5、A6的脉动风压系数具有和平均风压系数相类似的特点，即在oo到1800风向角时，测点Al、A2的脉动风压系数远大于风向角在1800到3600范围内的值，而测点A5、A6的脉动风压系数则与此相反。测点A3和测点A4的脉动风压系数随风向角的变化趋势也有类似的规律，只是风向角的区间不同而已。当有周边建筑时，屋盖上大部分测点的脉动风压都有一定程度的增大，这是因为上游建筑物的干扰，使得下游屋盖来流的紊流度增大，从而脉动风压系数升高。但这种变化的幅度没有平均风压系数的情况显著，这可能是因为来流本身的脉动已经比较剧烈，干扰并不明显改变风压的脉动特性。如测点A1、A2、A3、A5、A6的脉动风压系数在迎风前缘都有一定程度的升高。但测点A4的脉动风压系数在1800风向角附近急剧减小，此时的平均风压也几乎为零，这与其被上游建筑严重遮挡有关。2．4A对风压系数空间分布的影响图2．4．5为900风向角时，屋盖上平均风压系数和脉动风压系数在有无周边建筑的两种情况下，沿着屋盖的短跨方向(顺风向)的空间分布曲线，每条曲线都是由测点Al至A5之间均匀分布的13个测点的数据绘制而成。前缘一一一一一中部一一一一一后缘图2．4．5平均和脉动风荷载沿短跨方向的空问分布*43一藏峰坦匠鞋牝嚣 由图可见，当测点从建筑物的迎风前缘过渡到远离来流的后缘的过程，平均风压系数和脉动风压系数一般都经历了一个从极大值到极小值的变化过程。当有周边建筑的干扰时，变化曲线变的曲折一些，但变化趋势没变。可见，在有无周边建筑的两种情况下，屋盖上的平均风压系数和脉动风压系数，沿着屋盖的短跨方向(顺风向)的变化幅度较大。图2．4，6为900风向角时，屋盖上平均风压系数和脉动风压系数在有无周边建筑的两种情况下，沿着屋盖的长跨方向(横风向)的空间分布曲线，每条曲线都是由迎风前缘测点A1至A2之间均匀分布的16个测点的数据绘制而成。巅帕硝匿蜂椒嚣右端一一一一一中部一一一一一左端右端⋯一一中部一一一一一左端图2．4．6平均和脉动风荷载沿长跨方向的空问分布由图可见，在无周边建筑的情况下．除了迎风前缘的平均风压系数在端部附近有一定的波动外，其他曲线在整个范围内都比较平稳，此种情况下屋盖上风荷载沿着屋盖的长跨方向(横风向)的变化幅度较小。而在有周边建筑的情况下，迎风前缘的平均风压系数和脉动风压系数在大部分范围内都有较大的波动，可见在有周边建筑的情况下，屋盖上的风荷载沿着屋盖的长跨方向(横风向)的变化幅度较大．2．4．5对风压自功率谱特性的影响周边建筑对屋盖表面的来流有干扰作用。由屋盏表面风压系数的分析中可以看到，因为周边建筑的存在，对于被严重遮挡的测点，屋盖表面的平均风压系数明显减小，但脉动风压系数变化不大。脉动风压系数是体现脉动风压的一个概括性指标。通过表面风压的频谱分析，可以进一步研究有周边建筑时，脉动风压在频域内能量分布的变化，在本质上把握脉动风压的特征。图2．4．7为在有无周边建筑两种情况下工程I典型测点风向角为180度时的风压自功率谱。从图中可见，风压的能量主要集中在折减频率小于0．2的范围以内，测点的峰值折减频率变化不大，但测点的风压能量幅值差别较大。测点A4，由于在来流方向严重被周边建筑遮挡，风压能量较无周边建筑的情况明显减小；测点Al和A5的风压能量却有一定程度的增加，这与周边建筑的布置有关，来流经周边建筑的干扰，在测点Al和A5附近有所增强；测点A2、A3和A6的风压能量影响很小，风压频谱曲线基本一致。从以上的分析可以看出，测点的频谱特征受建筑所处的周边环境影响较大，测点的风压能量的变化也有着较大差异。-44． 图2．4．7180度风向角下测点的风压自功率谱比较2．5影响大跨度屋盖表面风压分布的因素根据国内外近年来有关屋盖表面风压分布的现场实测和风洞试验资料，并结合本章两个实际工程的风洞实验结果分析，归纳出影响大跨屋盖表面风压分布的主要因素如下；一、屋面形状对风荷载的影响如前所述，不同的屋面形式，其表面风压分布特征差异很大。许多屋面破坏实例也都表明，破坏大都首先出现在屋面转角、边缘和屋脊等部位。文献【49】的研究表明，屋面形状对风压影响很大，凸出部分负风压比较大。凹进部分的负风压很小；屋面受风最不利的位置在由柱状涡或锥．45．壹11口g《等量一口暑《粤皇lla口H《D口呈Il△qH《等昌Id蜀Iv等是Id口H《 形涡控制的迎风区域。屋面风荷载主要集中在屋面悬挑部分，尤其是前缘处。前缘的负压最大且变化剧烈，其值与悬挑长度、悬挑部分水平倾角、前缘外形等有关。最大负风压系数大都出现在屋檐尖角、屋脊或邻近处。由此可见，屋面形状及其局部结构形式对屋面风荷载的大小及其分布均有重大影响。二、建筑物高宽比对风荷载的影响建筑物的外观尺寸对其各个表面的平均风压系数有着明显的影响，其中影响最大的是房屋的高宽比H／B。文献【lII】研究表明。当房屋的平面尺寸相同时，其迎风屋面与背风墙面的平均风压系数随着房屋的高宽比H／B值的增大而增大。迎风墙面的平均风压系数受房屋几何尺寸的影响较小。当房屋的高宽比相同时，其迎风屋面的平均风压系数随着檐口高度的增大而增大。由于考虑几何尺寸效应的大跨建筑风洞试验或现场实测是一项系统而又大量的工作，根据目前已有的资料尚无法在几何尺寸与风压系数之间找到一种明确的、定量的关系，并把它应用于相应的设计规范。故我国目前的荷载规范中，对建筑风载体型系数的规定尚未考虑高宽比等几何尺度的影响。风荷载的低估对于易遭受台风、龙卷风等极端气候条件的大跨度建筑，可能会带来严重的后果。因此建议在我国的萄载规范中也应考虑几何因素对风载体型系数的影响，以使大跨度建筑的抗风设计更为合理和安全。三、挑檐结构对屋面风荷载的影响大跨度建筑屋面周边通常为挑檐的形式，它们的形状和尺寸都会对屋面风压分布产生明显的影响。文献【43】研究表明，挑檐下表面的压力系数受檐口高度的影响较小，而对于上表面接近边缘处，在最不利风向角下，其压力系数受檐口高度的影响增大。特别是在靠近外墙的上表面，局部风吸力非常高。另外，将挑檐上下表面的最大风压进行简单的叠加来确定挑檐的最不利风压力是偏于保守的。四、覆面材料对屋面风荷载的影响屋面覆面材料如屋面瓦、保温隔热板、金属屋面板等，在遭遇强风时的脱落和损坏，有时会导致整个屋盖系统的破坏。因此在屋面覆盖材料周围的风压分布也受到了风工程研究者的关注。文献【112]研究表明，在屡面铺设物下留出间隔高度，对铺设物的表面风压有明显的影响，即使留出的间隔高度很小也能大大降低铺设物表面的平均和峰值吸力。所以在屋面覆盖物的下面引入小小的一层空气隔离层后，覆盖物表面的风压力就能够得至4较好的平衡，并使其所受的净风压力大大减小。但有关这方面研究的结论目前仍有不同的看法，文献[1133给出的试验结论认为，屋面铺设物下空气体积的增加，在某种程度上可能会影响到铺设物的总风压，尽管这一影响并不是特别明显。五、周围建筑对屋面风荷载的影响建筑物间的相互气动干扰是一个相当复杂的问题，它不但与建筑物间的相对位置，建筑物的密集程度有关，还与相邻建筑物的形状有关。周围建筑物由于其对所考虑屋面的环境风场的影响，也必然引起屋面风荷载的变化。对于这种影响，风洞模拟试验是较好的研究手段。文献【11和116】对这类问题进行了研究，结果表明，相邻建筑物横风向并列时，在S／D≤2(S为建筑物间距，D为建筑物边长)的区域存在闻隙漉效应；建筑物沿顺风向纵排时，在S／Ds3的区域存在屏蔽效应。研究中还发现，屋面结构的屋檐、屋脊、屋面边缘以及墙角部位是受不利干扰最显著的区 域。因此，考虑周围建筑物的影响时，应特别注意屋檐、屋脊和屋面转角部位的局部强度。六、建筑开洞对屋面风荷载的影响封闭式大跨建筑在正常情况下(门窗洞口关闭时)其外表面的孔隙率(F定义为房屋的有效通风面积与表面积之比)约为s=2x10-4～lxlO-3，其内部压力一般较小，且不受外部气流的影响，约为25～lOOPa[wrj；然而当建筑物的门窗在突遇强风而招致破坏时，其内部风压会有明显的增强，当建筑物外表面的脉动负压与其内部的正压共同作用时，对某些结构构件，尤其是屋面覆盖单元及其连接构件而言，受力非常不利。风灾调查也显示许多建筑物在遭遇强风破坏时，不单单是外部风荷载过大所致。当建筑物外表面开有门窗洞口时，其外墙面及屋面上的风荷载，是由内外风压的代数和决定的．如果建筑物的迎风蕊(或背风面)上开孔，面其它面均密封，风的流动将形成正的(或负的)内部压力，此时建筑物内部的压力分布及大小不仅与迎风或背风面上的开洞大小及位置有关，更与其外部来流特征及外部压力的分布有关。从工程设计的角度而言，提供建筑物开洞时，作用在其表面包覆材料上的合理、安全的净风压值是十分必要的。2．6本章小结本章结合北京奥运乒乓球馆和泉州市海峡体育中心体育馆的刚性模型风洞试验，对复杂大跨度屋盖表面的平均风荷载和脉动风荷载特征进行了详细分析，并在前一个试验中考虑了有无周边建筑两种情况下，屋盖结构上的风压分布，探讨了周边建筑对屋面风压分布的干扰影响。虽然这些屋盖表面的风压分布十分复杂，但仔细研究几个典型风向角下屋盖表面的风压系数分布图，得到一些具有共性的规律：(1)、屋面以负压为主，平均风压系数等值线的分布成阶梯状，且风压系数等值线与屋面轮廓线比较一致；屋面的高低起伏对风压影响大，凸出部分负风压较大，凹进部分负风压很小，甚至出现正风压；对于具有对称的外型的屋盖，当来流风向平行于对称轴时，其平均风压分布基本上也是对称的。(2)来流在迎风屋面前缘严重分离，迎风屋面边缘附近出现高负压区，而且平均风压系数的变化梯度较大，在其他区域风压较小且变化相对平缓，在远离来流的一端。负风压更小，甚至出现正风压。这是由于来流的尾流在屋盖表面出现再附。(3)对于脉动风压系数，其分布具有与平均风压分布相类似的特点，但比平均风压系数更复杂。来流中的紊流成分是造成这种现象的主要原因。(4)，屋面形状对风压影响很大．当来流在方形屋面的外边缘发生分离时，将会形成线形柱状涡；而来流在圆弧形平屋面的外边缘发生分离时，将会形成一个绕屋面边缘的曲线形柱状涡。(5)、在屋面的角部，因建筑外型发生较大变化，来流在屋面的角部边缘发生分离，将会在迎风前缘形成了一对锥形涡，气流分离也最为严重，．所以在结构设计时。要采取必要的构造措施，防止屋盖角部被风荷载掀起而破坏。(6)周边建筑的形状和位置对受扰建筑的平均风压和脉动风压影响很大。上游建筑物的遮挡一般会减小屋盖上的平均风压。增大屋盖上的脉动风压，且对迎风前缘的影响比对其他部位的一47． 影响大：周边建筑物的布置，也有可能产生“狭缝效应”，从而显著地增大风压；周边建筑的干扰，会使得屋盖上风荷载的空间分布非常显著。此外，还分析了风压系数随风向角变化以及沿直线方向变化的规律、测点风压自功率谱的特征，从整体和局部方面更完整地了解大跨度屋盖表面风荷载的特点。从分析结果还可以看出，大跨度屋盖表面的风压分布具有一些共性的规律，但对于不同的屋盖形状，其风压分布的个性特征也非常明显。文中对风压分布的认识，可作为今后研究大跨度屋盖表面风压特性的参考。-48． 3．1引言第三章大跨度屋盖结构的静力风荷载效应及静风稳定性分析屋盖是整个房屋结构的不可缺少的部分，特别是大跨度屋盖，为了满足具备尽可能大的无内柱空间的功能要求，一般首选轻盈的桁架、网架与网壳以及张拉结构等作为屋盖的支撑体系．这种钢骨架的屋盖结构具有质量轻、柔性大、阻尼小的特点，致使风荷载成为其结构设计的主要控制荷载。结构的风效应是影响结构安全性、舒适性和经济性的最重要的因素之一．结构的风效应包含静风响应和风振响应两部分，本章重点研究屋盖结构的静力风荷载效应。大跨径、轻型化的空间屋盖结构，在一定的风荷载作用下，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，最终会导致结构的失稳。静风失稳属于第二类失稳问题，可以通过跟踪结构的荷载一位移曲线来寻找极值，再引入几何非线性、材科非线性以及支承条件的非线性，采用结构非线性稳定全过程分析方法来进行计算，从而使结构的非线性稳定分析与极限承载力分析合二为—Il⋯。本章结合工程实践，利用通用有限元分析软件，首先对北京奥运乒乓球馆屋盖结构进行了初始分析，然后采用第二章的风洞试验数据，对其进行了详细的静力风荷载效应分析，并讨论了最不利风向角的确定方法，最后重点研究了屋盏结构在静力风荷载作用下的稳定性，并讨论了预应力大小、支承条件等因素对屋盖结构静风极限承载力的影响。3．2结构体系与分析模型3．2．1结构体系辐射桁泉2图3．2．1北京奥运乒乓球馆屋盖示意图-49．rlI—副L ⑧旦虎繇博士学位论文复杂大跨犀盖结构的风荷载特性及抗风设计研究整个屋盖结构支撑点间的跨度为80mx64m，由32榀辐射桁架、中央刚性环、中央球壳(矢高7m、跨度24m)和下撑杆、下刚性环、辐射拉索及支撑体系六部分组成，如图3．2．1所示。32榀辐射桁架高端支承于中央球壳上，低端通过支座支承于下部钢筋混凝土框架上。拉索外端连接于辐射桁架外端，内端连接于水平下刚性环上。为了释放推力，减小下部钢筋混凝土框架结构的负担，从而达到减小混凝土粱柱截面的目的，辐射桁架在四周通过32个抗震球铰支座支承于下部钢筋混凝土框架柱上，其中有28个抗震球铰支座为滑动支座，其滑程限值为70mm，即滑动支座的滑动量在±70mm的范围内认为是自由滑动，超过此范围将认为在该方向上被约束。3．2．2分析模型钢屋盏结构跨度大，重量轻，相对比较柔，对下部结构的约束作用较小，相比之下，下部框架结构的刚度较大，可以忽略下部结构的弹性变形对上部钢结构屋盖的影响：而钢结构屋盖通过抗震球铰滑动支座支承于下部混凝土框架上，又进一步削弱屋盖结构和下部混凝土结构的相互约束，因此可以将钢结构屋盖的分析模型简化为不考虑下部框架结构影响的单独计算模型。文献【119)研究也表明，单独计算与整体计算得出的秆件内力、屋盖底部推力等相差基本在5％以内。只有支座滑移量相差达到10。／60左右。在ANSYS中索用两节点只拉单元模拟，其余杆件都用粱单元模拟，所有节点均为刚接。支承条件按实际情况进行模拟，除四个角点为三个平动自由度约束的铰接支座外，其余28个支座均通过释放一个方向的平动自由度t约束另两个方向的平动自由度来模拟单向滑动支座，计算简图如图3．2．2所示。分析计算模型中所用到的杆件截面如表3．2．1所示·表3．2．I杆件截面表(注：表中中表示圆钢管(索截面除外))序号杆件尺寸l中央球壳审159x62中央刚性环上弦杆0273x143中央刚性环中弦杆中273x144中央刚性环下弦杆中273×145中央刚性环腹杆巾168x86索中60(等效截面)7下刚性环中325x148辐射檐架上弦杆中245x109辐射桁架下弦杆中245x10100168x8辐射桁架腹杆ll0194×lO12环向支撑上弦杆中203×313环向支撑下弦杆中180x814环向支撑腹轩巾】59x615上弦斜支撑杆中203x816边桁架上弦杆由180，(1017边桁架下弦杆中180×1018边桁架腹杆0159x619外环粱0180×1020立拄中299x12-50． 图3．2．2结构计算模型图3．2．3初始态预应力的确定拉索的预应力，一般是采用使钢索“降温，，的办法来模拟‘”oJ。由于拔出过程中造成的钢索缩短可用温度收缩量代替，就“温度应力”而言它是单元内力，从而解决了预应力节点的平衡和钢索变形协调两方面的问题，故此得出的解是真实的内力和变形。本文就是采用“降温法”来模拟索的预应力“⋯，通过对结构进行计算得到索内预张力与温度的关系曲线如图3．2．4所示。×V靛撂爱镁图3．2．3索和支座编号示意图图3．2．4索内预张力一温度关系图由图中可以看出，随着温度的降低，索内的轴力线性变化。这是因为：设降温温差为出，索内产生的预应力为昆，‘、E、4分别为预应力拉索的索长、弹性模量和索截面面积，则索在预应力兄作用下的拔出量为△‘=昂，乞／(Ede)(3．2．I)而索“降温”的收缩量为：△‘=一必吃(3．2．2)．S1．"拍始“幻拉甜∞ ⑧曰『备云学Th哪u嘲·嗍博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究索在预应力作用下的拔出量应该与索降温的收缩量相等，即有：△‘=△厶(3．2．3)将(3．2．1)和(3．2．2)代入(3．2．3)，得到：At=一昂，／(e04p)(3．2．4)由此进一步论证了“降温法”的可行性。故本文中采用“降温法”来模拟索内预张力的施加。预应力的施加可以减少结构在使用荷载作用下的挠度，增加结构的刚度，可以抵消掉部分使用荷载的作用，但随着预应力的增大，预应力对上部空问桁架结构产生的压力也在不断增大．这无疑会使部分杆件的轴力交大，增加用钢量；另一方面，预应力也不能太小，必须保证在风荷载和地震荷载的作用下，索不会松弛，因此施加多大的预应力，采用多大的预应力对结构位移、支座滑移量、内力分布以及用钢量的影响至关重要．整个结构的有效工作，有赖于拉索的设置及其预张力的导入，来实现对壳体结构内力和变形的主动控制。本工程综合考虑以上各种因素，以使短边支座节点在拉索预应力，自重及屋面恒载的共同作用下的径向滑移量接近零为目标，经过多次试算，最终确定拉索内的初始预应力值为500KN，即对拉索施加168．73N／ram2的预应力{”91。．通过“降温法”来模拟施加的初始预应力数值所需降低的温度如下表所示。表3．2．2索的降温值索的编号10ll121314151617降温(℃)．100-90．100索的编号2021222324252627降温(oc)．100．12S-125-130．130·125．12S3．2．4节点静力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z第i测点处的风荷载标准值的计算公式为：Ⅵ=∥。，白，白，¨0^(3．2．5)式中尾为高度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，详细分析见第四章；／1。为风荷载点体型系数：∥。为风压高度变化系数：w口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loo年)。本工程对应于50年和100年重现期的woR分别为：0．45kPa和0．50ld'a·对C类风场，∥。风压高度变化系数为：∥。=(百350J032，l丽zj044以·2·(志]044@z鼬一52． 根据试验测得的各测点的平均风压系数Cm。J，换算得到各测点的点体型系数∥“，即：心：％一』×(400)⋯(3．2．7)将∥Ⅱ和∥。的计算表达式，代入公式(1)t有：M=尾／z,dzawo^=尾׉×晕‰舵x(志_)¨．×％。@z∞=8。xCM‰jx3．12xwol大量的试验数据(各测点的点体型系数或平均风压系数)的表达形式很复杂，不便于分析最不利风向及其对应的风荷载。为此，将北大乒乓馆屋面划分为若干个分块部分，给出每个分块的分块平均风压系数c★。。^，即：c，‰J=^∑％一，∥。4圭L—————一(3．2．9)∥：,hA式中，ck。J，∥d，Ai分别为测点f的平均风压系数、风压高度变化系数和对应的面积；A为分块的总面积，∥：6为分块中心的风压高度变化系数。对屋面的悬挑部分．最终给出的分块平均风压系数为上下表面的分块平均风压系数的代数和，压力向下为正。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。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。3．3最不利风向角的确定方法一方面，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。另一方面，由于风振响应时程分析的计算量非常大，不可能对24个风向都做出分析，因此也必须首先确定那些可能对结构设计起控制作用的风向，以此作为风振响应时程分析的基础。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，本节尝试以结构静风响应作为标准进行判断。33．1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。试验结果显示，对于北京奥运乒乓球馆的屋盖结构．最不利风向角为2550和3300，-53． ②要盘德博样位敝复杂大龌盖结构的脯载特性及抗风设栅究在2550风向角时，屋盖迎风前缘的悬挑部分出现了局部最大风吸力；在3300风向角时，屋盖顺风后缘的悬挑部分出现了局部虽大风压力；风压梯度变化最大的工况，也出现在2550风向角时。图3．3．1255。风向角下的分块体型系数除了上述从局部极值风压和风压梯度的角度判别最不利风向角之外，我们还可以从风荷载总量的整体角度来考虑。从第二章的试验分析可以看出，大跨度屋盏结构所受风荷载，是以向上的风吸力为主，这样，风荷载总量越小，代表结构整体受到的负风压值越大，风荷载总量越大，代表结构整体受到的正风压值越大。风荷载总量随风向角变化的曲线，如图3．3．2所示。风向角／(o)图3．3．2风荷载总量随风向角变化曲线可以看出，最大和最小的风荷载总量，出现在3300和2550风向角时，在2550风向角时，结构整体受到的负风压值最大，在3300风向角时，结构整体受到的正风压值最大，也就是结构的最不利风向角为2550和3300。一54． 3．3．2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，对于已经确定的系统(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，选出最不利的风向角。量V静氆厘曹l风向角／(o)圈3．3．3节点竖冉缝移随风向角变化曲线球壳顶点挠度和挑檐端点位移随风向角变化曲线，如图3．3，3所示。可以看出，球壳顶点挠度的竖向向上最大值出现在2400风向角时，竖向向下最大值出现在1800风向角时；挑檐端点位移竖向向上最大值出现在1800风向角时，竖向向下最大值出现在2400风向角时，由此选出最不利的风向角为1800和2400。最大和最小的拉索轴力随风向角变化曲线，如图3．3．4所示。可以看出，最大拉索轴力的极大值，出现在1800风向角时，最小拉索轴力的极小值，出现在240”风向角时，由此选出最不利的风向角也为1800和2400。ZV采撂糕捌风向角／(o)图3．3．4拉索轴力随风向角变化曲线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。本文建议，对于非线性很强的结构，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。通过以上分析可知，最不利的风向角为1800和2400。．5S． ◎p降击学T砷帅unh·啪博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究3．4大跨度屋盖结构的静风效应结合上一节的分析，选取最不利的风向角(这里只分析了240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。3A．1结构的静力风荷载响应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、支座滑移量、节点竖向位移以及弦杆内力的影响。其中拉索编号和支座序号如图3．2．3所示，节点和弦杆，各自都分别选取了长跨和短跨方向跨中的辐射桁架上弦节点和上弦杆件。从图3A．1、3．4．2可以看出，恒荷载和风荷载作用下的拉索轴力变化正好相反，位于只考虑自重+预应力的拉索内力线的两侧。恒荷载作用下拉索进一步被张紧，最大轴力达到886．6kN；而在风荷载作用下拉索内力被释放，个别拉索趋于松驰，最小轴力仅为12．5kN。图3．4．I长跨向拉索轴力的比较图3A．3长向支座滑移量的比较-56．图3．4．2短跨向拉索轴力的比较图3AA短向支座滑移量的比较^目v啊静舞域槭 鲁V簿翻厦枷《私老R揖枣攥圈3．4．5长跨跨中节点竖向位移的比较昌V羚翠叵瑚《}P图3．4．6短跨跨中节点竖向位移的比较9113．4．7长跨跨中上弦杆轴力的比较图3．4．8短跨跨中上弦杆轴力的比较从图3．4．3、3．4．4可以看出，恒荷载和风荷载作用下的支座滑移量变化正好相反，位于只考虑自重+预应力的支座滑移量的两侧。恒荷载的作用与结构的预张力作用相互平衡，支座滑移量很小；而在风荷载作用下支座滑移量被加剧，最大滑移量达到41．7mm，控制在支座滑程(±70ram)范围内。从图3．4，5～3．4．8可以看出，恒荷载和风荷载作用下的节点竖向位移和弦秆轴力的变化，也有类似的规律，这里就不再一一细说。需要说明的是，在分别考虑恒荷载和风荷载作用的两种工况下，大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。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，拉索将出现松驰，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+风荷载以及自重+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稳定问题。．57一^互vR霹霉能 ⑨p『务云号Th邮U帆rstty博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究3．4．2静风响应的影响因素影响结构静力风荷载响应的因素，可以从风荷载值和结构特性两方面进行分析。风荷载的大小和分布的变化，主要是来流风向角的变化造成的，这个方面的影响在3．3节已经有过分析，这里就不再叙述。而屋盖结构特性方面主要是指结构刚度变化带来的影响，对于一个外形已经基本确定的结构。结构刚度变化最主要的因素是初始预应力的大小和支承条件的改变，本节也着重从这两个方面探讨对结构静力风荷载响应的影响。3．4．2．1预应力的影响为了研究预应力对结构静力风荷载响应的影响，本小节分析了两个模型：模型一索内施加了500kN的初始预张力，为上文一直采用的计算模型，模型二索内没有施加初始预张力。通过计算，对比分析了初始预张力的施加对节点竖向位移、支座滑移量以及弦杆内力等静风结构响应的影响。从图3．4．9～3．4．14可以看出，模型一的曲线(绝对值)要明显高于模型二的曲线。这是因为对于预应力空间桁架结构，尽管预应力的施加增加了结构的整体剐度，但由于预应力的反拱作用与风荷载的风吸作用效应相同，都在一定程度上抵消了结构的自重效应，所以预应力的施加，加剧了结构的静力风荷载响应。兽V簿犁厦崩咂舡量V输基厘崩《{P图3．4．9长跨跨中节点竖向位移的比较圈3．4．10短跨跨中节点竖向位移的比较圉3．4．11长向支座滑移量的比较．58．图3．4．12短向支座滑移量的比较 圈3．4．13长跨跨中上弦杆轴力的比较图3．4．14短跨跨中上弦杆轴力的比较3．4．2．2支承条件的影响为了研究支承条件对结构静力风荷载响应的影响，本小节分析了两个模型：模型一采用的是有滑程限制(±70ram)的滑动支座，为上文一直采用的计算模型，模型二采用的是周边完全固支的支座。通过计算，对比分析了支承条件的改变对节点竖向位移、拉索轴力以及弦杆内力等静风结构响应的影响。从图3．4，15～3．4．20可以看出，除拉索轴力外，模型一的曲线(绝对值)一般要高于模型二的曲线。这是因为预应力空问桁架结构对边界条件非常敏感，相对于滑动支座，采用固定支座，结构的整体刚度大大增加了，结构荷载响应减小，结构的变形受到限制，自然拉索张拉力变化较小，维持在初始状态。VR撂镁捌朗3A．15长跨向拉索轴力的比较歪一R暴氍捌图3．4．16短跨向拉索轴力的比较综上所述，对于预应力空间桁架结构，尽管初始预张力的施加和支承条件的强化，都能显著提高结构的整体刚度，但两个因素对结构静力风荷载响应的影响，却差异很大。初始预张力的施加，预张力的结构效应与风荷载的结构效应相同，加剧了结构的静力风荷载响应；而支承条件的强化，限制了结构的变形，削弱了结构的静力风荷载响应。．59． ③曼』毪．：臻博士靴敝复杂大龌盏结黼腑黼性及撷设计张量V婪趟星醐《壮重V潍趔定崩1垂弘图3．4．17长跨跨中节点竖向位移的比较图3．4．18短跨跨中节点竖向位移的比较匿3．4．19长跨跨中上弦秆轴力的比较图3，4．20短跨跨中上弦杆轴力的比较3．5大跨度屋盖结构的静风稳定性分析在风荷载作用下，大跨度、轻型化的空间屋盖结构，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。早期的静风稳定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【l”】。但由于网壳结构具有很高的几何非线性，而线性理论不能够考虑结构变形因素的影响，也忽略了初应力和变形中高阶量的作用，不能反映网壳结构的正常工作情况。通常会过高地估计结构的稳定承载能力，而且线性分析方法无法描绘结构的荷载一位移全过程工作性能，也无法描绘结构的屈曲后性能Ill”，而许多网壳结构的稳定承载能力恰恰是由结构的屈曲后性能所决定的，因此非线性分析理论得到了发展。随者计算机技术的发展和广泛应用，利用计算机对具有大量自由度的复杂体系进行非线性有限元分析成为可能，人们通过跟踪结构的荷载一位移全过程曲线来得到完整的结构稳定性的概念，从而得到结构的静风稳定承载力。随着研究的深入，人们不再局限于讨论网壳结构的几何非线性问题，开始研究材料的弹塑性对结构全过程性能的可能影响。．60． 3．5．1静风稳定分析方法求解结构的静风稳定承载力，对于不同类型的结构，采用不同的分析方法。一般说来，有以下三种方法：线性分析方法、考虑几何非线性的弹性分析方法和同时考虑几何非线性和材料非线性的弹塑性分析方法。(一)线性分析方法结构在静风临界荷载作用下的线性平衡方程为：{【‰】+五[j己】)·{△“)=o(3．5．1)其中，【Ko】——结构的弹性刚度矩阵；【j0卜—参考荷载昂作用下的几何刚度矩阵；{△“)——节点位移增量；且——前载稳定系数。方程组(3．5．1)为特征值问题，建立特征方程后，可以采用BlockLarl_czo$方法来求解结构的各阶特征值。结构的临界荷载为：F=k·磊(3．5．2)(--)考虑几何非线性的弹性分析方法结构的几何非线性增量平衡方程为：证蜀】+[K])．{血)={廿>(3．5．3)其中，{△F)——外荷载增量。极限承载力问题属于第二类稳定问题““，即极值点失稳问题。非线性方程组(3．5．3)的求解可以采用荷载增量法·荷载从零开始，按照某种增量形式逐步增大到^{F)，使{A吣开始发散时的丑俨)即为结构的静风稳定极限承载力。通常将非线性方程组写成如下形式：【K(△“为·{△“)一A·{毋=o(3．5．4)其中，五为外荷载因子，可以有如下定义：0=厶<^<五<⋯^<力(3．5．5)外荷载因子A的取值，可以参考线弹性分析方法得到的荷载稳定系数来取值。结构的极限承载力在开始发散的荷载和在此前一级已经收敛的荷载之间，如果荷载增量步分得较细，可以偏于安全地认为是前一级荷载，从而避免更加复杂的计算。(三)考虑几何非线性和材料非线性的弹塑性分析方法考虑几何非线性和材料非线性的结构增量平衡方程为：．61． ⑧p隆击学Ton卸un“州蜥博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究Ⅱ如】+[磁】)-m}=渺)(3．5．6)其中，[j匕】——结构的弹塑性刚度矩阵。材料非线性分析的主要问题是材料本构关系的选取和计算准则的确定。当考虑材料弹塑性时，相关计算规则‘”t’23)如下：(I)初始屈服条件此条件规定材料开始塑性变形的应力状态。根据假定材料为各向同性材料，在一般应力状态下开始进入塑性流动的条件是：F。自Fo(％)=0(3．5。7)式中，％表示应力张量分量。Fo(％)的几何意义可以理解为九维应力空间的一个超曲面·本文采用的屈服条件是EMises条件趴q)=；的一譬=o(3．5．8)其中，口，o是材料的初始屈服应力；勺=O"0一％嘞是偏斜应力张量分量；％={(qI+口k+Dk)是平均正应力：6lf是Kroneekerdalta。(2)流动法则流动法则规定塑性应变增量的分量和应力分量以及应力增量分量之间的关系。Mi5es流动法则表示为哪2d2苦(3．s．9)(3)硬化法则硬化法则规定材料进入塑性变形后的后继屈服函数。根据假定材料为理想弹塑性材料，其应力一应变关系如下图所示，因无硬化效应，显然后继屈服函数和初始屈服函数一致，即，(％，彤，女)=Fo(ere)=0(3．5．10)(4)加载、卸载准则该准则用以判别从一塑性状态出发是继续塑性加载还是弹性卸载，这是计算过程中判定是否继续塑性变形以及决定是采用弹塑性本构关系还是弹性本构关系所必须的。该准则表述如下：(f)若，=0，：}d％>0，则继续塑性加载；O仃¨(ii)若，=o，岳d勺c“则由塑性按弹性卸载；-62． (耐)若，=o，岳峨2o，对于理想弹塑性材料，是塑性加载·且对于理想弹塑性材科·ar蔷。勺‘(5)应力应变增量关系弹塑性状态下，应力应变增量关系应分为三种情况：(f)。“Fso，说明材料处于弹性状态．按弹性方法计算应力应变增量关系。(豇)““F>0，且’F<0，说明应力由弹性状态进入塑性状态，称这种状态为过渡状态。应力增量由弹性和塑性增量两部分组成，采用‘倥力折算法’’计算，具体的应力应变增量关系公式在文献[122]中有详细的论述。(Hi)““F>0，且‘F=0，说明应力由一种塑性状态进入另一种塑性状态，即完全加载状态，此时应力应变的增量关系式为：嘞=％deta(3．5．11)其中，D茹=％一％(3．5．12)对于理想弹塑性材料，％2撩(3．5．13，由于线性方法会过高地估计结构的静风稳定承载力，而且线性分析方法无法描绘结构的荷载一位移全过程工作性能，所以本节只采用考虑几何非线性的弹性分析方法和同时考虑几何非线性和材料非线性的弹塑性分析方法。进行弹塑性分析时，钢构件视为理想弹塑性材料，材料的屈服应力盯。，其应力一应变关系如下：dd，q=溉H，尚Ij男@sN，式中r氐为材料的屈服应交·图3．5．1应力一应娈关系图结构的弹塑性大位移全过程分析，即既考虑几何非线性又考虑材料非线性的全过程分析是最能反映结构的实际受力情况的。通过跟踪结构的荷载一位移全过程曲线可以把结构的强度、稳定性以至于刚度的整个变化历程表示得清清楚楚，而且只有研究结构的全过程曲线，才能得到关于结构受力性能(包括其稳定性能在内)的完整概念。通过跟踪结构的荷载一位移曲线来寻找极值，再引入几何非线性、材料非线性以及支承条件的非线性，采用结构非线性稳定全过程分析方法来进行计算，从而使结构的非线性稳定分析与极限承载力分析合二为—』嘲。．63． ⑧日la-六号Th鲋unm脚博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究3．5．2考虑几何非线性的弹性分析施加于模型上的风荷载，取最不利风向角240度时对应的节点荷载标准值，称之为风荷载基准值。荷载因子定义为荷载与风荷载基准值之比。通过几何非线性的全过程分析，可以了解空闻桁架结构的屈曲性能，该方法毋需把结构的屈曲过程事先设定为节点失稳、局部失稳或整体失稳，是极值点屈曲还是分枝点屈曲，而是在研究其受力性能全过程中自然地把各种可能的失稳形态均包容在内，并按其先后顺序依次表现出来”⋯。m回繇椎件1圄辐棺竖向位移(∞)图3．5．2葡载一球壳顶点位移曲线支座滑移量(m)图3．5．4荷载一支座滑移曲线№困辑柱H’田赫枢竖向位移(m)图3．5．3荷载一挑搪端点位移馥线拉索轴力(kN)图3．5．5荷载一拉震轴力曲线从图3．5．2和图3．5．3中可以发现，荷载一位移关系曲线的斜率在荷载因子小于2．0时，基本保持不变，当荷载因子达到2,0时，斜率迅速增大，增大后保持不变。这说明结构的竖向刚度在荷载较小时，基本保持不变，当荷载因子达到2．0时，发生刚度硬化。整个工程中，荷载始终是上升的。表示结构仍能继续承载。从图3．5．4中可以看出，当荷载因子达到2．0时，滑动支座陆续达到滑程限值，相当于结构所受到的约束条件开始增强，此时杆件均处于弹性工作状态，随着进入滑程限值的支座增多，结构的竖向刚度随之增大。从图3．5．5中可以看出，随着荷载的增大，拉索陆续出现松驰，但结构仍能继续承载，结构刚度受此影响很小。从实用角度，对于全过程中荷载持续上升的结构，可以认为它不存在失稳问题Il”j。因面很有理由认为，在设计本结构时，静风整体稳定性将不是考虑的主要问题，作为一种替代保证，结构刚度应该成为设计中的主要考．鲥． 虑因素。实际上，当荷载因子为20倍时，结构顶点竖向位移已超过了正常使用极限状态的要求，部分构件的应力已经超出材料的弹性极限，由此可见，只有进行下面的弹塑性大位移分析才能得到真实的极限承载力。3．5．3考虑几何非线性和材料非线性的弹塑性分析结构的弹塑性大位移全过程分析，最能反映结构的实际受力情况。同时引入几何非线性、材料非线性以及支承条件的非线性，通过跟踪结构的荷载一位移曲线来寻找极值。分析中，假定拉索始终保持弹性，其余钢构件视为理想弹塑性材料，材料的屈服应力盯。=345朋Rz，其本构关系如图3．5．1所示。№圜辚柱m圄猫棺竖向位移(㈣)图3,5．6荷载一球壳顶点位移曲线支座滑移量(m)图3．5．8荷载一支座滑移曲线m困褥柱m圜锚枯竖向位移(Ⅲ)图3．5．7荷载一挑檐端点位移曲线拉索轴力(kN)图3．5．9荷载一拉索轴力曲线从图3．5．6和图3．5．7中可以发现，荷载一位移关系曲线的斜率在荷载因子小于2．0时，基本保持不变．然后曲线的斜率开始随着荷载的增加而增加，当荷载因子增加到4,0时，曲线的斜率又开始随着荷载的增加而开始减小。这说明结构的竖向刚度在荷载较小时，基本保持不变，然后随着荷载的增加，发生刚度硬化，荷载增加到一定程度后，结构有发生刚度软化。从图3．5．8中可以看出，当荷载因子增加到2．0时，糟动支座陆续达到滑程限值，相当于结构所受到的约束条件开始增强．此时杆件均处于弹性工作状态，随着进入滑程限值的支座增多，结构的竖向刚度随之增大。综合考虑，当荷载因子增加到4．0时。结构开始发生刚度软化，这是因为当荷载因子增．6S． ⑩∞『螽士学T“妤u-．|v-n脚博十学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特忭及抗风设计研究加到3．0左南时，部分杆件开始出现颦性，发生材料软化，但另一方面此时只有部分支库达到滑聘，结构}部的支承条件在进一步增强；当荷载冈子增加到4．0时，材料软化造成的结构刚度削弱速度超过支承条僻增强造成的结构刚度增加速度，才使得整个结构开始发生刚度软化。图3．510屋盖结构塑性发展主要的几个阶段为了深入揭示人跨度犀盖结构静风必稳的本质，从弹塑性静风极限承载力各个阶段的单元应力变化圈入手，选墩几个重要的阶段及其塑性发展情况，如幽3．5．10所示，探讨人跨度序盖结构的静风必稳机理。从酗3．5．10可以看出，当荷载硐子达到2．09时．如图(A)，辐射桁架处的立枉开始进入塑性。结构中的立杜是为了避免上部岸盖支庵处的杆什与混凝十阁梁重替而设置的，从．黼． 研究整体屋盖结构极限承载能力的角度出发，认为立柱始终具有承载能力。当荷载因子达到3．09时，如图(B)，环向支撑弦杆开始进入塑性；当荷载因子达到4．60时，如图(C)，中央刚性环腹杆开始进入塑性；当荷载因子达到5．19时，如图(D)，辐射桁架弦杆开始进入塑性；当荷载因子达到5．57时，如图(E)，中央刚性环弦杆开始进入塑性；当荷载因子达到6．98时，如图(F)，结构达到静风极限承载力而不能继续承载。同时，还可以看出，塑性首先会在环向支撑弦杆内出现，由于结构的冗余度比较大，即使这些杆件进入塑性，其整体也不会破坏，而中央刚性环的弦杆进入塑性，是导致结构整体失去承载能力的主要原因。结构破坏时塑性区也主要集中在中央刚性环附近，所以在进行设计时可以将这部分适当加强。3．5．4弹性分析与弹塑性分析的比较由下面的两张图的比较可以看出，在材料进入塑性以前，两条曲线(即弹性分析得到的曲线与弹塑性分析得到的蓝线)几乎完全重合，这一点是必须满足的。材料进入塑性后，弹性分析曲线明显高于弹塑性分析曲线，这说明弹性分析会得到比实际承载力高的结果．杆件开始进入塑性后，弹塑性分析得到的位移曲线的斜率开始不断减小，说明结构整体刚度由于不断有杆件开始进入塑性而降低。联系3．5．2节和3．5．3节，弹性分析得出结构不存在失稳问题，弹塑性分析得到的结构极限状态荷载因子为6．979，由此可见，只有在同时考虑几何非线性和材料非线性的条件下，才镌得到符合实际豹结构静风承载能力。同时，极限承载力的分析都表明，本工程屋盖结构的最终破坏属于强度破坏。m困秘杯鲞‘嚣·竖向位移(m)图3．5．1l荷载一球壳顶点位移曲线O∞柚60∞支座滑移量(m)图3．5．13荷载一支座滑移曲线m四辎根m回秘挥-67一竖向位移(m)图3．5，12荷载一挑檐端点位移曲线拉索轴力(kN)图3．5．14荷载一拉索轴力曲线 ⑨p『衿表号T¨非un～·咖博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究3．5．5静风稳定性的影响因素影响结构静风极限承载力的因素，可以从影响结构特性因素的角度进行分析。影响结构特性的因素主要是指造成结构刚度变化的原因，对于一个外形已经基本确定的结构，结构刚度变化最主要的因素是初始预应力的大小和支承条件的改变，本节也着重从这两个方面探讨对结构静风极限承载力的影响。(一)预应力的影响为了研究预应力对结构静风极限承载力的影响，本小节分析了两个模型：模型一索内施加了500kN的初始预张力，为上文一直采用的弹塑性计算模型，模型二索内没有施加初始预张力。通过计算，对比分析了初始预张力的施加对荷载一节点竖向位移曲线、荷载一支座滑移曲线等的影响。从图3．5．15～3．5．17可以看出，当荷载因子小于2．0时，模型一曲线的斜率比模型二曲线的斜率大；当荷载因子增加到2．0后，模型一的曲线和模型二的曲线基本重合。这是因为对于预应力空间桁架结构，预应力的施加会增加结构的整体刚度，所以初始时模型一曲线的斜率大；随着荷载的增大，拉索陆续出现松驰，相比于支承条件的不断强化，预应力的影响逐渐退出，所以预应力的施加与否，并不影响结构的静风极限承载力。m困蟠枢竖向位移(∞)H’因辎稼竖向位移(Ⅲ)图3．5．15荷载一球壳顶点位移曲线图3．5，16荷载～挑檐端点位移曲线m回赫棺支座滑移萎(m)图3．5．17荷载一支座滑移曲线·68— (二)支承条件的影响为了研究支承条件对结构静风极限承载力的影响，本小节分析了两个模型：模型一采用的是有滑程限制(±70mm)的滑动支座，为上文一直采用的弹塑性计算模型，模型二采用的是周边完全固支的支座。通过计算，对比分析了支承条件的改变对荷载一节点竖向位移曲线、荷载一拉索轴力曲线等的影响。从图3．5．18～3．5．20可以看出，当荷载因子小于5．5时，模型二的曲线明显高于模型一的曲线。此后随着荷载增加。两条曲线相差很小。这是因为预应力空间桁架结构对边界条件非常敏感，相对于滑动支座，采用固定支座，结构的整体刚度大，当荷载因子增加到一定程度后。滑动支座都达到滑程限值，此时约束条件几乎相同。所以采用有滑程限制的滑动支座与采用完全固支的支座，对结构的静风极限承载力影响很小。m困赫枢竖向位移(m)件’圜柩杯竖向位移(Ⅲ)图3．5．18荷载一球壳顶点位移曲线图3．5．19荷载一撬檐端点位移曲线m圈辐槔拉索轴力(kN)圈3．5．20荷载一拉索轴力曲线综上所述，对于预应力空间桁架结构，初始预张力的施加和支承条件的强化，都能显著提高结构的整体刚度，但两个因素对结构静风极限承载力的影响都很小，与对结构的静力风荷载响应的影响不同。．69． ⑧p『务4-．学To哪u-IⅢ脚博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究3．6本章小结本章利用北京奥运乒乓球馆屋盖结构的风洞试验数据，对其进行了静力风荷载效应分析，并讨论了晟不利风向角的确定方法，重点研究了屋盖结构的静风极限承载力，分析了初始预应力、支承条件等因索对屋盏结构静风极限承载力的影响，得出以下结论：(1)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。对于非线性很强的结构，风荷载值最大的工况不一定对结构最不利，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。C2)对于大跨度屋盖结构，风荷载是结构设计的主要控制荷载之一．风荷载引起的结构响应与恒荷载引起的结构响应，趋势正好相反，需要特别注意两种工况下杆件的受力可能变号。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稳定问题。(3)对于预应力空间桁架结构，尽管初始预张力的施加和支承条件的强化，都能显著提高结构的整体刚度，但两个因素对结构静风响应的影响差异很大。初始预张力的施加，预张力的结构效应与风荷载的结构效应相同，加剧了结构的静力风荷载响应：而支承条件的强化，限制了结构的变形，削弱了结构的静力风荷载响应。(4)虽然考虑结构几何非线性的弹性分析方法，可以揭示结构全过程性能，但并不能排除结构部分杆件的部分截面，在结构达到临界点以前已进入弹塑性状态导致的结构承载力下降，因而会得出的结果比实际结构承载力高。(5)同时引入结构几何非线性、材料非线性以及支承条件的非线性，采用结构非线性稳定全过程分析方法来进行计算，通过跟踪结构的荷载一位移曲线来寻找极值，才能得到符合实际的结构静风极限承载能力，也使得结构非线性稳定分析与极限承载力分析合二为一．本工程弹塑性分析得到结构极限状态荷载因子为6．979。初始预张力的施加和支承条件的强化，对结构静风极限承载能力的影响都不大。(6)极限承载力的分析都表明，本工程屋盖结构的最终破坏属于强度破坏，屋盖辐射桁架与承重墙体的连接部位和环向支撑体系，最先进入塑性状态，应保证其具有足够的强度。-70． 第四章大跨度屋盖结构的风致振动特性研究4．1引言不利的风压分布和持续的风致振动，可能使得屋盖结构某些部分出现损伤，危及屋盖结构的安全ll⋯。前面研究了大跨屋盖结构的风压分布特性和静力风荷载效应，本章详细探讨屋盖结构的风致振动特性。但是目前大多数研究只是采用刚性模型对各种形状的屋面进行风洞模拟试验，以获取静态风荷载数据为目的。很少有见对大跨屋面的风振响应做深入研究的【“”。其实，随着建筑物跨度的增加，大跨度屋盖结构的竖向风振问题如同高层高耸结构的水平向风振闯题一样，己经不容忽视。然而在现行建筑结构荷载规范【1蚓中，大跨度屋盖结构的抗风设计参数取值方法尚不完善，大多沿用高层或高耸结构的设计规范，许多实际工程虽然考虑到风振影响，但其风振系数的选取带有较大的经验性。因此对大跨度屋盖结构的风致振动进行全面系统的分析研究，具有重要的工程实践意义。在研究结构的风致振动问题时，一般把风荷载表示为一个平稳随机过程(127,12q。根据风荷载的随机性质，可按照随机振动理论分析结构响应．用于工程结构随机振动分析的方法，可分为频域分析方法和时域分析方法两类。在频域内，采用模态分析法，通过傅立叶变换，可得到位移响应功率谱与广义风载功率谱之间的关系式，而广义风载功率谱可以从脉动风速功率谱转换而来，从而可得到结构响应的均方根值。在时域内，则将节点的风荷载时程，直接施加到屋盖结构上。再用逐步积分法求出结构的响应。但是，频域分析方法在理论上引入了很多假定，有很大的局限性，只适用于线性结构；而时程分析方法从理论上讲，可以说是求解风振问题最为精确的一种方法，所以本章重点讨论风振响应的时程分析方法。以往大跨度屋盖结构的风振研究主要是采用模拟风荷载进行的‘”】。一般来说，模拟的方法可分为两类：一类是波的叠加法，即基于一系列波浪形正弦或余弦函数之和：另一类是线性滤波器方法，然后通过模拟得到的风速时程，在准定常假定的基础上转换成风荷载的时程。这些方法在进行高层建筑或高耸结构的时程响应分析时比较有效，但是由于准定常假定在大跨度屋面结构的风荷载的确定中会带来一定的误差，因风荷载考虑不周而出现工程事故的现象在国内外均有发生，所以对于重要结构，有必要根据所分析的实际结构，进行动态风压风洞试验，采用风洞试验中得到的风荷载时程作用在有限元模型上，进行风振响应分析。本章在大跨度屋盖风压分布特性研究的基础上，探讨屋盖表面脉动风压的形成原因．由风洞试验测得的测点风压系致时程，经过一系列转换和修正。得到节点的脉动风荷载时程数据，施加到屋盖的上部节点上，进行风振响应的时程分析。结合风振响应的分析结果，研究了大跨度屋盖结构的风振形式和风振机理，探讨了风振系数的取值，并分析了初始预应力、支承条件等对屋盖结构风振响应的影响。最后。为了比较基于风洞试验的时程分析与基于传统准定常的时程分析两种方法，利用谐波叠加法模拟了大跨度屋盖表面各点的风速时程，在准定常假定的基础上转换成风荷载时程，进行风振响应分析，对两种方法的计算结果进行了比较。以上研究结果对认识同类结构的风振特性是有益的。．71． ⑧曼虎缝博十靴黻复杂大龅盏结构的脯载特性及抗风设黼究4．2屋盖结构上的脉动风压作用在屋盖结构上的风压，可以分为平均风压和脉动风压。平均风压对建筑物的作用力的强度、方向以及其他物理量，都可以看成不随时间而改变，其作用性质是静力的；而脉动风压的强度是随时间随机变化的，由于周期较短，因而其作用性质是动力的，将引起结构的振动。图4．2．1气流流经屋盖结构的示意图既然屋盖结构的风致振动是由脉动风压引起，那么屋盖结构上的脉动风压又是怎么产生的昵?图4．2．1为气流流经屋盖结构的示意图。结合示意图，可以看出，屋盏结构上的脉动风压主要来源，在于以下三个因素‘1删，即：(1)自由风流场中的脉动风成分。由于屋盖结构相对比较低矮，在大气边界层中处于湍流度高的区域，来流并不均匀．风压脉动幅度较大。如果建筑物的尺寸相对于湍流积分尺度而言较小时，建筑物上的脉动风压将跟随脉动风速而变化。(2)屋盖结构本身引起的非稳定气流。当气流流经屋盖结构，不可避免会发生撞击、分离、再附着以及旋涡脱落等复杂的流动现象，这些现象会产生脉动风压。(3)屋盖结构运动引起的脉动风压。当屋盖结构非常轻柔时，如索膜屋盖，在风荷载作用下，结构的变形非常大，会带动屋盖周围的气体一起运动，从而形成气动阻尼，引起脉动风压。当然这个因素只有当建筑物非常柔，即柔性大跨度屋盖结构才需要考虑，对于本文的非大变形柔性大跨度屋盖结构可以不需要考虑这个因素。当只考虑第1个因素时，脉动风压可表示为p(f)=pCpVv(t)(4．2．1)式中p代表空气密度；C。是平均风压系数，对于外形复杂的建筑，一般由风洞实验确定：V为平均风速，vO)为脉动风速。根据(4．2．1)式，脉动风压互谱可以很容易地由脉动风速互谱得到，结构设计人员可以根据脉动风速的概率特性来进行频域内的随机风振响应分析。当建筑物上的脉动风压主要由第一个因素产生时，可以引入准定常假设，将脉动风压按(4．2．I)式计算。许多风荷载规范和标准都基于准定常假设给出风振系数或风振响应分析方法供结构设计人员参考。准定常假设忽略了风场中建筑物的存在引起的风压脉动，当这个因素产生的．72． 脉动风压占主要地位时，仍采用准定常假设将会产生较大的误差。对于大跨度的屋盖结构，在屋盖结构的迎风前缘，气流将发生流动分离，在下风向气流出现再附着现象，气流在分离点和再附着点之间形成了一个分离泡(Separationbubble)。此时建筑物上的脉动风压主要由第二个因素引起，准定常假设就不再适用。对于具有复杂外型的大跨度屋盖结构，由于流场有明显的三维效应，平均风荷载与脉动风荷载的变化趋势并不相同。如果仍然用准定常假设的方法计算，得到的结果将会有较大的误差。在求解这种屋盖结构的风振响应问题时，脉动风压需要通过风洞试验获得。4．3结构风振响应的时程分析法(一)时程分析法的优势结构振动问题的公式推导及求解计算方法通常分为频域分析法和时程分析法两大类。以振型分解、响应谱分析和特征值方法为代表的频域分析法由于其计算量小、速度快得到了广泛的应用并成为经典的实用分析方法。在风振响应分析中，频域分析法能直接给出目标结果(例如：临界风速，振动频率或方差等等)．频域分析法通常假定振动系统为线性系统，这样也就可以直接运用振型叠加法和求特征值的方法，但若面对非线性问题．频域分析法无法真接应用Ⅲ】。为此许多学者对频域的分析法进行了改进。如今己经有等价线性化和摄动法等方法可以处理非线性问题，但是这些方法也只是在非线性较弱的情况下才能接近实际。况且每要考虑一种非线性，在数学上都要对这些频域方法进行较为烦琐的推导，往往再次引入另一些假定还有可能得不到合适的解。随着随机振动理论的进一步完善和计算机分析技术的日益提高，采用随机荷载作用下的时程方法来分析建筑结构的风振问题已成为可能。时程分析法就是对建筑结构采用有限元建模，将风荷载时程作为外施荷载力时程，采用瞬态分析法得出结构的响应时程，从而解决建筑结构风振响应的计算问题。时程分析法建立在数值积分的基础上，可以说是结构动力学分析中最古老最直接的方法。时程分析法对于动力平衡方程通过数值积分就可以获得结构响应的时程数据，就方法本身而言没有更深的难度，但由于它是一种仿真的方法，较少地受制于频域方法中的各种假定，故可以将各种能用数学表达式描述的结构非线性特性考虑在内进行迭代计算。对于大跨度屋盖结构的风振响应，采用时域分析方法可以计入频域方法所包含的所有因素，可以考虑自然风的时间相关性和结构几何、材料非线性的影响以及任意的阻尼特性，可以直观的描述一定时程内结构的风振响应过程，给出一定精度的数值解，进而分析研究大跨度屋盖结构的风振规律。因此从理论上讲它可以说是解决各种结构振动问题最精确的方法。(二)时程分析法的计算原理时程分析法就是利用有限元法，将屋面结构进行离散，在相应的单元节点上作用风荷载时程，通过在时域内直接积分，求解运动方程，得到结构的响应[1231。直接积分法是指在积分运动方程之前，不进行方程形式的变换，而直接进行逐步数值积分。通常采用的算法有线性加速度法、Wilson一0法、Newmark一声法等。本文就是采用直接积分法中的Newmark一∥法，进行结构风振响应时程分析的。．73． ⑧要虎德博士靴敝复杂大龌盖结构的风荷载特黻抗风酣碱根据动力学方程，引入适当的假设，建立由t时刻到t+△f时刻的结构状态向量的递推公式，从t=0时刻出发，逐步求出各时刻的状态向量。具体的过程如下：经过有限元离散后，结构的运动方程可以表示为：【m】{盲(f)，+[c】(g(f)}+[|i}】{gO)}=考虑了结构点与测压点之间的距离对插值结果的影响，即距结构点近的测压点数据对插值结果的贡献大，距离远的对结果贡献小。但当距离远到一定程度时，基本上不再对结果有影响，这样的测压点便成为“局外点”被去除。但是，该方法也存在不足之处，郎没有考虑测压点风压之间的相关性对权函数的影响。反距离加权法，又称作Shepard法，最早是为解决气象学及地质学的科学问题而提出的。该方法以结构点与测压点之间距离为权重函数进行插值计算。离结构点越近的测压点赋予的权重越大，其权重贡献与距离的P次幂成反比。其基本公式为：∑忐均“一：鱼Q芝(4．4．2)Li。p1了其中，甜6是结构点风压插值结果；虬(f=0，l，⋯，，1)是测压点的实测风压；弹为参与计算的测压点数：q、D，分别为结构点与第f，J个测压点的距离，P是距离的幂·一般情况下，幂越高，插值的结果就越具有平滑效果。4．4．4时程分析的数据准备(一)时间相似比在时程分析中，我们通常采用构件的实际尺寸和实际的材料特性建立结构数值模型，但风荷载并非是实际结构的测量结果，而是来自一定几何相似比的刚性模型的风洞试验。由风洞试验所得的风荷载时程曲线的时间坐标与实际风荷载时程曲线的时间坐标存在一个相似比尺度转换问题，即时间相似比问题。对工程I而言，模型的几何相似比c：=厶／L，=1／120。体育馆所在地区为c类风场、50年重现期、10米高度处的基本风压为0．45kPa，相应的基本风速为Uo=√1600wo=26．8m／s·C类地面粗糙度类别对应的地面粗糙度指数口=0．22，由此可得任意高度日的来流风速UⅣ=uIo(zH／lo)。。同步测压风洞试验参考点选在高度为1．Om处，该高度在缩尺比为1／120的情况下对应于实际高度120m，对应50年重现期的风速为46．3m／s。风洞试验参考点风速定为 13m／s，于是风速相似比G=c，。／c，可=13／46．3=1／3．56，因尺度相似比为120，由相似原理【l36．啪矗=乏}=-，得到时间比例尺为cr=巴，G=(1，·z。)，(1屈sa)=·，s，．，·需要将风洞试验所得的荷载时程曲线的时间坐标放大33．7倍，方为实际的时间坐标。风洞试验中测6000个数据用时19．2s，故扫描阀采样频率为312．5Hz，采样间隔时间为0．0032s，换算成实际的采样间隔时间为0．109s，实际计算取O．1s。(二)风荷载及其分布大跨度屋盖上的实际风荷载应为分布面荷载，但在试验和时程计算中我们需要将其作离散化处理，以作用于各溺点或节点的风力时程来等效。同步铡压风洞试验的模型的测点布置，既考虑了测点的代表性和均匀性，同时也考虑了实际结构的节点位置，使测点与有关节点能够一一对应。风洞试验得到的是以梯度风压为参考风压的风压系数时程，各点的风压系数需要与实际梯度风压相乘才是该点对应的实际风压值。c类地面粗糙度类别对应的梯度风高度为Z。=400m，对应的地面粗糙度指数口=0．22，体育馆所在地区50年重现期的梯度风风压为最=1．4038kPa。因此，由风洞试验所得的各测点风压系数时程，乘以上述梯度风风压和对应节点的有效面积，同时考虑时间相似比，就能得到作用于结构数值模型对应节点的风荷载合力时程，即：只(f)=c。(f)×4×尼(4．4．3)式中，cm【f)为风压系数时程，由风洞试验得到；4为节点的承载面积·需要说明的是，上述方法得到的风荷载时程，包含了全部风的成分(平均风+脉动风)。平均风有很大的周期，相当于静力作用的效应，而脉动风周期很小，且是随机的，应当按照随机振动理论求得动力响应，二者是不同的，应严格区分。如果不注意二者的区别。将其混在一起直接输入，易将大周期的平均风作为突加荷载动力作用进行计算，从而导致错误的结果。刚性模型表面第i个测压点上的风压样本记录为A(f)，设对其采样后得到的离散数据序列为{P“)，J=l，2’⋯⋯，N，其对应的时间序列为以)，J=1，2，⋯⋯，Ⅳ·{，Ⅳ}的均值为：曩=专鼽∽。m将离散数据序列妇Ⅳ)中心化，即消除平均风的作用，得到：{Pj’J)={P，，)_{磊)(4．45)新的数据序列{p0)的均值为零。图4．4．2即为某风荷载时程消除平均风作用后的波形对比图。一79— ⑧曼埝德博士靴敝复杂大跨屋盖结鳓脯载特忭及瓶设计研究图4．4．2消除平均风作用前后的时程信号波形对比(三)比例阻尼在时程分析的准备工作中，除了完成结构建模和确定了荷载加载方法之外，结构的阻尼是需要事先设定的一个重要参数。阻尼的问题比较复杂，作用在结构上的阻尼力大致可以分为粘滞阻尼和结构阻尼两种。粘滞阻尼由结构在运动过程中与空气的磨擦引起，其大小基本上与运动速度成正比．而结构阻尼则与结构内部磨擦和滞后有关。结构的阻尼特性实际上是计算不出来的，只能通过实验来测定或近似处理。在没有直接的实验数据的情况下，一般只近似考虑与运动速度成正比的粘滞阻尼。ANSYS采用目前常用的近似粘滞阻尼模型【13Sl，即瑞利阻尼假设：纠=岱陋卜取】(4．4．6)式中，【c】、I：M】、k】分别为阻尼矩阵、质量矩阵和刚度矩阵，口和∥为两个待定常数，在ANSYS中被称为比例阻尼。式(4．4．6)表示，阻尼矩阵是质量矩阵和刚度矩阵的线性组合，并满足阻尼正交性条件。比例阻尼中口和∥的计算公式如下：口：!竺竺!垂竺；鱼竺!(4．4．7)饼一研∥=料街：一研(4．4．8)工程I的基频石和第二阶频率五分别为2．247和3，247，取钢结构屋盖的各阶阻尼比为f=O．02，得到比例阻尼值为：口=0．3338，口=0．0012．∞． 4．5基于随机模拟的风振响应时程分析法考虑到实际中很多工程没有条件做风洞试验。没办法得到准确的节点风荷载时程，而只能转而依靠模拟的风荷载时程，来进行结构的风振研究．同时，也是为了与上一节基于风洞试验的风振响应分析法相比较，这一节将探讨基于随机模拟的风振响应分析方法。以往大跨度屋盖结构的风振研究，主要都是采用模拟风荷载进行的。一般来说，模拟的方法可分为两类：一类是波的叠加法，即基于一系列波浪形正弦或余弦函数之和；另一类是线性滤波器方法，然后通过模拟得到的风速时程，在准定常假定的基础上转换成风荷载的时程。再将得到的风荷载时程，作用在有限元模型上，进行风振响应分析。这种方法在进行高层建筑或高耸结构的时程响应分析时比较有效，但是由于准定常假定不适合大跨度屋面结构。所以得到的风振响应分析结果中会带来一定的误差。4．5．1风速的时域模拟结构上的脉动风荷载通常看作是各态历经的平稳随机过程，串联多自由度体系的脉动风荷载向量可表示为互相关的、零均值的高斯平稳随机过程。本节只研究由顺风向风引起的结构振动，忽略结构与风之间的相互作用。要对结构进行时域内的风振分析，首先要模拟符合自然风特性的风荷载。一般说来，自然风的速度时程曲线可以表示如下，矿(五)，，Z，f)=y(z)+v(五)，，z，f)(4．5．1)其中。V(z)为平均风速，v(x,y，：，f)为脉动风速。平均风速的变化规律比较明确，由相关设计规范很容易求出。下面讨论脉动风速v(x,y，z，f)的模拟。4．5．1．1脉动风的功率谱1．自功率谱土木工程上广泛应用的是D口w，t即Ⅳ提出的沿高度不变的风速谱‘139l。sAY)=詈南了0-2∽s∞J=1200·f／V(101(4．5．3)仃2=酞矿2(10)(4，5A)式中，k为反映地面粗糙度的系数，f为频率。实际应用中，需采用沿高度变化的风速谱。从式(4．5．4)可以看出，Davenport风速谱中，．81． ②旦盘繇博士学位论文复杂熘屋盖结构的风荷载特做抗风设计喊标准偏差仃是不随高度变化的，所以可以根据实测结果，修正标准偏差盯使之沿高度变化。修正式如下“删：盯(z)=V(Lo)’(0．90f+0．12)’(扩(4．5．5)这里，ofl=O．90f—O．36，口为地面粗糙度系数·从实测结果来看，风速互相关函数总是不对称的。因此，互谱s。(厂)总是个复数，其指数s，(介=扛乃丽·coh(f)·exp6f·妒(州(4．5．6)式中，cob(f)表示点工与点y的相干函数。妒(力为两点问的相位差。在垂直方向，Davenport建议相干函数是各频率域中的指数衰减函数，州门=唧[-％苦]∽sm对于三维问题，相干函数一般有如下形式：∞^c力=既p[一三2堑至至三三薯戛嘉霉蓦吾手三亚]c。置s，式中衰减系数q，q，e由实验确定·对非均匀湍流，其互谱虚部通常不为零，因此相位差也不为零。文献【140】的推荐表达式为，≯(力=氕他4矿(z)一10万．丝+1．25矿(z)随机数丝≤o．1y【z)o．1<丝≤o．125(4．5．9)∥tz)丝>o．125即对广=fAz／V(z)，当f+从0到o．1变化时相位角近似线性增加；厂+在0．1到0．125区间时相位角近似线性减小；f+大于0．125时相位角就互不相关，并在一万到万之间随机分布·4．5．1．2脉动风模拟原理许多风的实测研究表明，风速的脉动部分v1(t)(j=1,2，3，⋯，H)可看作是具有零均值的．矗2- Gauss平稳随机过程，其谱密度函数矩阵为：陋@)】=量1(∞)墨2(国)⋯墨。(co)鼢p)Sz2(oJ)⋯S2。@)S。(co)瓯2(∞)⋯＆∞)(4．5．10)矩阵的各元素可按4．5．1，1节方法求得。可以证明该矩阵具有Hermite性质，且是一个半正定矩阵。根据Shinozuka的理论，随机过程”』(f)(．，=1,2，3，⋯，n)的样本可以由下式模拟：_(})：√芝丽杰羔l五‰(∞槲lcos白。．f+0，(eJ村)+。。)，．，；l，2，⋯雄(415．11)m=11-1阢烀降H21H22≯(co)；1∽"，，陋(m)】刮∞’⋯ol(4．5．Ⅲ1日。。(∞)H。2(缈)⋯H。(∞)j瓦1：丝：型(4．5．16)^=十～斗．)·lo，”Aco％-83— ⑧曼患臻博样位论文复杂大跨髓结构的风黼特凇抗风设计研究因此必须选取适当的参数出、N和09”使模拟的结果尽司能合理·对于pp)】的零子式情况，可以取，日p(m)=o．，21，2，⋯，‘l(4．5．17)H，(∞)=0-，=i+1，f+2，⋯，"J矩阵【日(∞)1剩下的单元可以通过划去砖(∞)】的第f行和第歹列得到的子矩阵来确定。在得到各个节点的风速时程后，节点的风压时程可由下式得到：eO)=．1_C，∥巧k_)，，z，f)2(4．5．18)式中，C。为风压分布系数，根据风洞试验结果取值；P为空气密度，A为节点承载面积·4．5．2风荷载模拟的工程实例工程一按50年重现期基本风压取0．45kN／m2，取对应的平均风速VOo)=26．8m／s；大气边界层风场按照c类来模拟，平均风剖面地面租糙度指数口=O，22，梯度风高度为400米，取时间步长At=0．Is，总时间长度为T=204．8s，采样频率nk=4．OHz，N=10000。这样频率增量△∞=哆口／Ⅳ=o．0004，2刀／2“k=o．125s>At，样本周期远大于计算总时间长度，各项指标满足。为精确计算各点的脉动风载，需要考虑节点的空问相关性，同时参考风洞试验结果，选取最不利风向角下各点的体型系数。根据应用较为广泛的加拿大A．G达文波特(A．G．Davenport)脉动风速谱，考虑空间竖向相关性进行修正，得出一定时间长度的脉动风速分布，在计算出各节点间迎风面积的基础上，计算相应节点的脉动风载大小。图4．5．1、4．5．2分别为模型球壳顶点8和长跨边缘最高点1015的脉动风速时程曲线。图4．5．3，4．5．4分别为第8、1015点脉动风速自谱对原考虑空间相关性的Davenport风速谱对比曲线。图4．5．5、4．5．6分别为计算模型第8、1015点的脉动风压时程曲线。图4．5．7即为第1015点风荷载时程消除平均风作用前后的波形对比图。图4．5．I节点8的脉动风速时程曲线图4．5．2节点1015的脉动风速时程曲线-34- 考出区《社图4．5．3节点8的风速谱对比曲线图4．5．4节点1015的风速谱对比曲线盈4．5．5节点8的脉动风压时程曲线圈4．5，6节点10t5的脉动风压时程曲线圈4．5．7消除平均风作用前后的模拟时程信号波形对比从以上图形可以看出，模拟风速的功率谱与Davenport功率谱密度基本上还是一致的，在非常低的频率时误差较大。需要指出的是。采用上述方法进行风速模拟时，频段数N应充分大以避免周期性存在，频率区间应足够大以包含脉动风中高阶频率成分对结构的影响，时间步长应足够小，以避免风速模拟过程中高频成分被过滤掉。．85． ⑧同『务击学"toag-unamna竹博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究4．6北京奥运乒乓球馆屋盖的风振响应分析北京奥运乒乓球馆屋盖结构是预应力空间桁架结构，由若于空间索杆连接丽成，通常认为采用空间梁系有限元进行模拟属精确计算模型㈣1。在风振计算中需要采用如下的基本假定如下：(1)所有杆件处于线弹性工作状态，质量均布：(2)除秆件自重外的附加静力荷载等效为集中质点，作用于各节点上；(3)结构阻尼符合Raylei【gh假设；(4)作用于围护构件的风荷载，通过静力等效，作用于屋盖主体结构各节点上。4．6．1结构自振特性分析模态分析可以确定结构的固有频率和振型，固有频率和振型是承受动态载荷结构设计中的重要参数。结构的风振性能不仅与来流的脉动特性有关，还与结构自身的振动特性有关，因此，在进行风振分析之前，有必要对大跨屋盖结构的自振频率和振型作适当的探讨。用有限元分析软件ANSYSl0．0对该结构进行自振特性分析，结构的前30阶自振频率如表4．6．1所示，分析中考虑了预张力对刚度的贡献。表4．6．1结构的前30阶自振特性(Hz)振型序号频率F(}酗振型序号频率F(Hz)振型序号频率F(Hz)12．247115．736217．47023．247125．935227．48733．568135．975237．59544．661146．013247．61455．045156．017257．65365．048166，280267．78575．203176．286277．94l85．230186．642287．95795．242196．646297．980105．712206．726308．153由表4．6．1可以看出，结构的整体刚度较好，其振型类似于一块平板的振动形态。屋盖结构的基频较大，这与结构采用了预张力较大的拉索有关，除第一阶频率和第二阶频率问有明显跳跃外，其余各阶结构频率较为接近，星密集型分布，说明第一阶振型与其它阶振型的耦合作用较弱，在结构振动中可能起主导作用。同时结构的自振周期为0A45s，大于0．25s，需要考虑脉动风压对结构发生的风致振动的影响11驯。结构的前8阶振型如图4．6．1所示。由图可见，屋盖结构的振型包括了水平向振动、竖向振动、扭转振动和局部振动，其中第l、2、3阶振型以竖向振动为主；第4阶振型以水平向振动为主；第5、6阶振型以局部振动为主；第7阶振型以扭转振动为主：第8阶振型以竖向振动为主，同时有扭转振动参与。同时，整个结构的高度远大于屋盖的矢高，且前3阶都以竖向振动为主，所以要重点考虑屋盏结构的竖向风振系数。一矗6． 图4．6．1屋盖结构的前8阶振型示意图·87— ⑧目湃士学Th帅u嘲-n竹博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究4．6．2节点风荷载时程的旌加风压系数时程的选取，对于屋盖悬挑部分，取上下表面的风压系数差，对于屋盖封闭部分，取上表面的风压系数。根据风洞试验中脉动风压测量采样频率为312．5Hz，取时间间隔为O．10s，每个测点数据形成1200个时程步，得到各测点的风压时程曲线。在完成有限元建模之后，把各个测点上的风荷载时程数据采用空间插值加密、平滑处理，再将其平均风作用消除，形成在节点上蔓V岜匿哐{P图4．6．2节点8的脉动风压时程曲线图4．6．3节点1015的脉动风压时程曲线4．6．3风振响应时程曲线分析圈4．6．4球壳顶点的竖向位移响应曲线及其功率谱曲线圈4．6．5挑檐端点的竖向位移响应曲线及其功率谱曲线·船一 图467长边支座的滑移奄响廊f}}I线及其功率谱曲线图4．6，8短边支座的滑移量响应曲线及其功率谱曲线圈469挣索的内力响应棉线及其功率谱曲线图4．6．10弦杆的轴力响应曲线及其功率谱曲线．89- 僦曰『备击学鼍鬯岁T和岬u呐-晡y博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究图4．6．4～4．6．10分别为节点竖向位移、支座滑移量、拉索内力以及弦杆轴力的响应曲线及其对应的功率谱曲线。从时程曲线可以看出，屋盖振动的位移和内力响应时程曲线较为相似，响应峰值应当与结构所受的总体脉动风压曲线的压力峰值点一一对应，其振动形式为围绕结构静风平衡位置的风激振动。从功率谱曲线可以看出，结构的响应功率谱主要发生在两个区域：一个是脉动风荷载的卓越频率区(0．05Hz左右)，如响应功率谱密度中最小频率处的峰值响应；另一个是结构的自振频率区(2．25Hz左右)，如位移功率谱密度峰值与模态分析中第一阶振型相对应，只是其峰值相对小很多。这说明屋盖结构的风振响应主要是低频部分的受迫振动，同时还有一定程度的结构共振现象。共振区峰值对应的频率约为2．25Hz，这恰恰接近结构的第一阶自振频率2．247Hz，说明屋盖结构的第一振型是结构振动的主要成分。同时，对于张紧的拉索，由于单元自身的预应力很大，风荷载引起的应力波动较小，因而没有明显的共振区域。结构的风致振动，一般受到自然风特性、结构自振特性、风与结构的耦合作用等很多因素的影响【l”．1“。大跨度屋盖结构的风致振动主要包含两部分：低频处的受迫振动和基频处的结构共振。从风振形式、风振机理上，可以解释为：低频处的受迫振动是由大气紊流引起，是脉动风荷载作用下的强迫随机振动，也就是所谓的“抖振”；基频处的结构共振是由于结构在风荷载作用下，结构周围会出现旋涡脱落现象，当旋涡脱落频率接近结构基频时，就会引发共振，属于自激振动，也就是所谓的“涡振”．当实际风速达到共振临界风速时，涡振的幅度将非常大，可能导致结构的破坏【叫．对于大跨度屋盏结构而言，抖振和涡振都是不可避免的，但可以通过采取适当措施来降低振动幅度。研究表明【136】，可以通过提高结构刚度、加强构造连接，来降低抖振振动幅度；可以通过调整结构布置提高临界风速，来降低涡振振动幅度。图4．6．1l是由输入包含了全部风的成分(平均风+脉动风)的风荷载合力时程，得到的球壳顶点的竖向位移响应曲线及其功率谱曲线，可见，如果不将平均风和脉动风区分开。而将其混在一起直接输入，会导致错误的结果。图4．6．11球壳顶点的竖向位移响应曲线及其功率谱蓝线4．6A风振系数计算分析采用风振系数的形式来考虑结构的风振效应，主要从方便设计的角度来考虑的。理论上讲，风振系数的表示形式是否有效，其前提是保证脉动风引起的结构位移和内力响应与平均风作用下的结构位移和内力在空间分布上具有相似性。现行规范中，结构的风振系数定义为“总风荷载的概率统计值与静风荷载的概率统计值的比值”，其中总风荷载包括平均风荷载和脉动风荷载两部．90． 分，该荷载风振系数主要针对以第一振动模态为主的商耸结构等提出。由于拉索的结构响应与荷载呈非线性关系，所以对于该屋盖结构而言，定义荷载风振系数在理论上是不正确的【|41,142]，而应该确定结构响应的风振系数，其表示方法有位移风振系数和内力风振系数。位移风振系数玩定义为节点的静动力位移的总和(U,i+￡，函)与静位移￡0的比值，计算公式为：纠+尚小哿“s∞内力风振系数岛定义为单元的静动力内力的总和(＆+＆)与静内力咒的比值，计算公式为：纠+南小寄∽s∞其中，／a是峰值因子。参考文献[127，143]，一般取值为2．0～2．5，其保证率己达到97．73％以上，满足工程要求。仃，是结构响应的均方根值。先通过对有限元模型进行瞬态分析得到的响应时程值，再由统计程序计算得到响应的标准方差，即由屋面脉动风压引起的动响应的有效值。表4．6．2～4．6．4为拉索、弦杆的内力风振系数和节点的位移风振系数。从计算结果可以看出，在该屋盖结构中，各项动力响应(轴力、位移)的风振系数之间存在较大的差异。即便是同一种响应在不同位置，风振系数也存在差异，因此很难用统一的风振系数来表述整个结构的风振响应特征。需要说明的是，在某些节点上计算所得的位移风振系数值很大，超出了正常范围，出现这种情况的原因主要是由于风压分布的不均匀性，且这些节点靠近支承处，使得在平均风荷载作用下结构位移曲面在这些节点上的位移值接近零，而在这些节点上由于脉动风荷载作用下引起的动位移则与其它节点的值比较接近，使得计算得到的这些节点上的位移风振系数非常大，但在实际工作中，这些值是毫无意义的。同时还可以看出，脉动风动力响应和平均风效应的分布特性并不一致．因此对本工程而言，采用统一的风振系数来描述结构的风振效应，而不考虑不同响应项之间的差异及不同空问位置的差异，不是一种精确的方法。表4矗2拉索的内力风振系数拉索编号内力风振系数拉索编号内力风振系数Cll1，1646C2l1．1620C12I-3297(221．3381C131．5794C231．敛23C141．9219C241．6562C152．0204C251，745lC16l，8154C261．6459C171．7773C271．5157-9l- ③p『备表号To哪tt．bama．ty博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究表4．6．3弦杆的内力风振系数长跨向跨中短跨向跨中内力风振系数上弦杆件44481．635943961．300l44333．077743971．286215081．992615923．280815061．447315912．34Il15041．317015902．283515021．417415881．913615002．310415871．809916803．586214332．16461678I．829217572．052514421．520217592A95916751．375017603．693316731．685317614．2888167l3．385l43852．7804445l1．340343842．0282表4．6．4结构的位移风振系数长跨向跨中短跨向跨中位移风振系数上弦节点10621．38249411．4S671049l，375810221．48822115．34892905．69732081．40282881．59572041．46932861．584320l1．5506133I．579481．54648l，54643751．55001241．59221401．468I4481．60143701．4000450I．616836711．962l4528．155910331．370910161．666610651．37659221．6530如果除掉没有意义的风振系数，弦杆的内力风振系数和节点的位移风振系数沿空间的分布曲线。用图4．6．12和4．6．13表示出来。可以看出，相对于弦杆的内力风振系数，节点的位移风振系数沿屋盖表面的分布更为均匀。已经有研究表明【l“，采用位移风振系数取代荷载规范中的荷载风振系数后，能得到基本一致的结构响应。一92． 瓤懈骣匠籁垛联匠图4．6．12内力风振系数的分布曲线图4．6．13位移风振系数的分布曲线在实际的工程设计分析中，对于刚度很大、恒荷载足以抵抗风荷载的结构，采用统一的风振系数来描述结构的风振效应，能够带来很大便利。如果要进行较精确的分析，一般需要将屋盖根据屋面形状和相对位置，分成细致的区域，保证每个区域内风振效应相同，采用分块的风振系数来进行计算。能够满足工程要求。本工程前期的风荷载分析。采用的就是统一的风振系数1．68。事实上，采用风振系数来描述结构的风振响应的方法，不但增加了工作量(在计算结果的基础上分析出风振系数)，而且还降低了精度(风振系数的方法来描述大跨度结构的风振响应的精确性还得不到保证)。因此，本文建议对于太跨度屋盖结构的风振计算，直接运用结构的风振响应均方根值(轴力、弯矩、位移)乘以峰值保证因子，然后和平均风作用下结构相应的响应值进行叠加，用叠加后的响应进行结构设计。4．6．5两种风振分析方法的比较为了与基于风洞试验的风振响应分析法相比较，这一节将探讨基于随机模拟的风振响应分析方法。以往大跨度屋盖结构的风振研究，主要都是随机模拟风振响应分析方法进行的0441，其具体步骤如下：(1)根据风荷载的统计特性进行随机模拟，人工生成具有特定频谱密度和空间相关性的风速时程，并在准定常假定的基础上转换成脉动风荷载时程，作用在屋盖有限元模型的上部节点上；(2)在时域内采用逐步积分法，求解结构动力微分方程。并考虑几何非线性的影响，得到结构响应的样本；(3)对结构响应样本进行统计分析，求得风振响应的均值、均方差和相应的频谱特性，进而总结结构的风振响应规律。这种方法原则上适用于任意系统和任意激励，并且可以得到较完整的结构动力响应全过程信息。是分析结构风振响应的有效途径之一。利用4．5．2节模拟得到的脉动风荷载时程，作用在屋盖有限元模型的上部节点上，迸行风振响应分析，并将分析结果与基于风洞试验的风振响应分析方法得到的结果进行比较。图4．6．14和4．6．15为两种方法得到的长跨向和短跨向跨中上弦节点的位移风振系数对比；图4．6．16和4．6．21为两种方法得到的结构响应时程曲线对比图。-93． ③鲁、，静a拄翻毫V■潍艇倒似p降云学Th崎-unh射哪博士学位论文复杂大跨犀盏结构的风荷载特性及抗风设计研究妊谣联匠节点序号图4．6．14长跨向位移风振系数的比较图4．6,15短跨向位移风振系数的比较量。搀翻厦蝴时间(s)圉4．6．16球壳硬点竖向位移响应曲线的比较翟4．6．17挑檐端点竖向位移响应曲线的比较时问(s)图4．6．15长跨支座滑移量响应曲线的比较圈4．619短跨支座滑移量响应曲线的比较．94．簌l董鞲匠 至VR·墨麒捌卫VR墨能帮图4．6．20长跨拉索轴力响应曲线的比较图4．6．21短跨拉索轴力响应曲线的比较可以看出，基于随机模拟的风振响应分析方法，虽然也能在一定程度上反映结构的风致振动特性，但与基于风洞试验的风振响应分析法相比较，计算得到的结构响应振动幅度小，节点的位移风振系数也偏小，用其得到的结果进行结构设计，会使结构偏于不安全。4．6．6影响风振响应的因素(一)预应力的影响为了研究预应力对结构风振响应的影响，本小节分析了两个模型；模型一为4．6．4节讨论的模型，索内施加了500kN的初始预张力，模型=与模型一相同，只是索内没有施加初始预张力。通过计算，对比分析了初始预张力的施加对节点竖向位移响应时程曲线、支座滑移响应时程曲线等的影响。从图4．6．22～4．6．25可以看出，模型一和模型二结构响应时程曲线，波动形式比较相似，只是振动围绕的水平值以及振动幅值差别较大，这是由于施加初始状态预应力，增加了结构刚度，使结构形成反拱效应。抵消了部分白重类荷载的作用；但从表4．6．5可以看出。模型一和模型二结构响应根方差，差别很小。所以预应力的施加与否，对结构响应的振动幅值影响大，对结构响应根方差值影响很小。重V搀翻厦崩善V渣q·叵基Ij图4,6．22球壳顶点竖向位移响应曲线的比较图4．6．23挑檐端点竖向位移响应曲线的比较一蛄． ③目／a-六学"tontllUalvm脚博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究图4．6,24长跨支座滑移量响应曲线的比较图4．6．25短跨支座滑移量响应曲线的比较袁4．6,5结构响应根方差的比较节点竖向位移响应根方差(ram)支座滑移响应根方差(nun)球壳顶点挑檐端点长跨向短跨向模型一17．01793．2527244883．0294模型二16．90633．221l2．42213．0212(二)支承条件的影响为了研究支承条件对结构静风极限承载力的影响，本小节分析了两个模型：模型一为3．5．3节讨论的模型，采用的是有滑程限制(土70ram)的滑动支座，模型二采用的是周边完全固支的支座。通过计算，对比分析了支承条件的改变对节点竖向位移响应时程曲线、拉索轴力响应时程曲线等的影响。从图4．6．26～4．6．29可以看出，模型一和模型二的结构响应时程曲线差异很大，模型二结构响应的振动幅值比模型一结构响应的振动幅值要小很多，同时，从表4．6．6可以看出，模型二结构响应的根方差比模型一结构响应的根方差也要小很多。这是因为预应力空间桁架结构对边界条件非常敏感，相对于滑动支座，采用固定支座，结构的整体刚度增大很多，极大地约束了结构的风致振动。蓦一谗毯厦崩莒V雉题厘鲥图4．6．26球壳顶点竖向位移响应曲线的比较图4．6．27挑檐端点竖向位移响应曲线的比较．96． gR‘芷版蕾l互VR足氍轺圈4．6,28长跨支座滑移量响应曲线的比较图4．6,29短跨支座滑移量响应曲线的比较袁4．6．6结构响应根方差的比较节点竖向位移响应根方差(mm)拉索内力响应自E方差(Id4)球壳顶点挑檐端点长跨向短跨向模型一17．01793．252727．244651．2746模型二5．83091．508l7．581517．05964．7本章小结本章在大跨度屋盖风压分布特性研究的基础上，探讨屋盖表匾脉动风压的形成原因。由风洞试验测得的测点风压系数时程，经过一系列转换和修正，得到节点的脉动风荷载时程数据，施加到屋盖的上部节点上，进行风振响应的时程分析。结合风振响应的分析结果，研究了大跨度屋盖结构的风振形式和风振机理，探讨了风振系数的取值，并分析了初始预应力、支承条件等对屋盖结构风振响应的影响。最后，利用谐波叠加法模拟了大跨度屋盖表面各点的风速时程，在准定常假定的基础上转换成风荷载时程，进行风振响应分析，对两种方法的计算结果进行了比较．得出的主要结论如下：(1)在风振响应分析中，对未同步测试测点的风压系数时程，提出了采用与标准点相位同步的方法进行同步化处理；对测点风压系数时程数据中的粗大误差点，提出采用五点三次平滑方法剔除；对与试验模型的测点不重合的结构点，提出采用反距离加权法进行空间插值加密，这些措施都有助于改善计算结果的精度．(2)结构的风振响应功率谱主要发生在两个区域：一个是脉动风荷载的卓越频率区(O．05Hz左右)。另一个是结构的自振频率区(2．25Hz左右)．屋盏结构的风振响应主要是低频处的受迫振动和基频处的结构共振，且结构的第一振型是结构振动的主要成分。(3)低频处的受迫振动是由大气紊流引起，是脉动风荷载作用下的强迫随机振动；基频处的结构共振是由于结构在脉动风作用下，结构周围会出现旋涡脱落现象，当旋涡脱落频率接近结构基频时，就会引发共振，属于自激振动。(4)对于大跨度屋盏结构而言，抖振和涡振都是不可避免的，但可以通过采取适当措施，．9，． ⑧T曰aom胁llU㈣”博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究来降低振动幅度。通过提高结构刚度、加强构造连接，可以降低抖振振动幅度；通过调整结构布置提高临界风速，可以降低涡振振动幅度。(5)由试验测得的风压系数时程转换得到的风荷载时程，包含了全部风的成分。平均风有很大的周期，相当于静力作用的效应，而脉动风周期很小，且是随机的，应当按照随机振动理论求得动力响应，二者是不同的，应严格区分．如果将其混在一起直接输入，会导致错误的结果。(6)屋盖结构中，各项动力响应(轴力、弯矩、位移)的风振系数之间存在较大的差异，即便是同一种响应，在不同位置风振系数也存在差异，因此很难用统一的风振系数来表述整个结构的风振响应特征。建议对于大跨度屋盖结构，直接运用结构的风振响应均方根值乘以峰值保证因子，然后和平均风作用下结构相应的响应值进行叠加。用叠加后的响应进行结构设计。(7)基于随机模拟的风振响应分析方法，虽然也能在一定程度上反映结构的风致振动特性。但与基于风洞试验的风振响应分析法相比较，计算得到的结构响应振动幅度小，节点的位移风振系数也偏小，用其得到的结果进行结构设计，会使结构偏于不安全。(8)初始预应力的施加与否，对结构响应的振动幅值影响大，对结构响应根方差影响很小；结构的风振特性对边界条件非常敏感，相对于滑动支座，采用固定支座，结构的风振响应大大减小。极大地约束了结构的风致振动．-98— 第五章大跨度屋盖结构的抗风设计方法5．1引言风灾发生的频率很高、次生的灾难很大、带来的影响范围非常广泛，国内外统计资料表明16,71，风灾造成的损失为各种自然灾害之首。多次风灾调查表明，以大跨度屋盖为主的低矮建筑物破坏造成的损失超过总损失的半数。在国内，8807号台风造成杭州机场候机楼、市体育馆屋顶严重损坏：9417号台风在浙江温州登陆。造成温州机场屋盖严重受损，同时造成巨大的经济损失【7J。2003年苏州体育场遭遇风灾，损坏严重，相当部分悬挑屋盖的维护结构被大风掀起。2004年河南体育馆遭遇风灾，看台罩棚和采光玻璃损坏严重哪．为了减轻风灾对这些地区建筑物的破坏所造成的经济损失和人身伤亡，有必要在建筑物的抗风设计计算及构造措施方面做出更加严格而又具体的规定。按照我国现行的《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)，建筑物所受的风荷载是根据基本风压值的规定计算得到的，因此对基本风压的取值在很大程度上决定了对建筑物抗风设防的标准。基本风压在建筑物设计基准期内的超越概率的大小，实际上就反映了抗风设防标准的高低，或者说是结构安全度的大小【⋯】。从对风灾的实地调查情况来看，现行规范对我国部分地区，尤其是东南沿海台风多发区，基本风压取值有所偏低【7】。风荷载如同地震荷载一样，强度大的发生频率低，强度小的发生频率高，因此，在确定抗风设防标准时，较为合理的方法应是根据风荷载强度的不同，规定不同的超越概率，强度越大，其允许的超越概率越小，而强度越小，其允许的超越概率越大，这样便可针对不同强度的风荷载，设置不同的抗风设防标准，以取代目前规范中对建筑物抗风设防的单一标准。本章从工程设计的角度出发，结合大跨度屋盖受风灾破坏的实地调查结果，对我国荷载规范中基本风压的取值规定提出质疑；借鉴有关抗震设计标准和规范，提出适合于大跨度屋盖的抗风设防标准和抗风设计方法，井结合北京奥运乒乓球馆屋盖结构进行了抗风分析；分析和总结了大跨度屋盖结构设计和建造方面的问题，初步探讨了一些适合大跨度屋盖的抗风概念设计和抗风构造措施，以供设计和建造时参考。5．2基本风压的确定方法我国现行的《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)【12q规定，建筑物表面上的风荷载标准值，应按下式计算：Wt=9。讳I昝≯q其中，％——风荷载标准值，kN／m2；尼——高度z处的风振系数；．99．计算主要承重结构时，垂直于(5．2．1) ⑧p／a-击学"r硼1111unlV·n|ty博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究以——风荷载体型系数；以——风压高度变化系数％——基本风压值，kN／m2。基本风压值wo，是由下式确定的：Wo：吉pr02(5．2．2)其中，p——空气密度，kg／m3；％——基本风速值，m／s。实际计算时．空气密度p统一采用的标准值1．25kg，m3，基本风压可统一按下式计算：％=土1600矿02(5·2·3)根据风速，就可以求出风压。但是风速随高度不同而不同，位置愈高，风速愈大，而且周围环境不同，风速亦有不同，因而风速随建筑物所在地区的地貌等等而变化。为了比较不同地区的风速或风压大小，必须对不同地区的地貌、测量风速的高度等有所规定。按规定地貌和高度所确定的风速或风压，称为基本风速或基本风压。因为风压对结构受力分析较为直接，因此基本风压在规范中用的比较普遍。基本风压是计算建筑物所受风荷载的最直接依据，它通常是根据建筑物所在地气象台的常年风速实测资料，并通过风速和风压的换算关系来确定的。基本风压的取值通常与以下6个方面的条件规定‘叫有关：(1)标准高度的规定风速随高度而变化．离地面愈近，Fh于地表摩擦能耗较大，风速较小；离地面愈高，能量消耗逐渐减小，风速则愈来愈大。因而风速的测量必须规定一标准高度以便于换算和比较。由于我国气象台风速记录仪的安装高度大都在8～12米之间。因此，我国规范规定的风速测量标准高度为10米。如果风速度不在10米高而在z米高处测得风速K，则lO米高处基本风速可根据平均风速沿高度变化的指数律得到，即：％=t(矿@z舢其中，(素)～——风速仪高度换算系数，对应于B类地貌的风速仪高度换算系数见表s2，；表5．2．1B类地貌风速仪高度换算系数数值表l高度z(m)468101214161820l换算系数I．1581．0851．0361．0000．9710．9480．928O．910O．895-l∞- (2)地貌的规定地貌是按地表的租糙度来划分的。地表愈粗糙，例如大城市市中心。风能消耗也愈厉害，因而平均风速也就愈小。粗糙度愈小，例如海岸附近。平均风速很高，窆旷平坦地区次之，小城市又次之，大城市是中心最小。由于地表的粗糙度对近地面平均风速有较大的影响．因此有必要为平均风速规定一个共同的标准。我国日前规范规定的基本风速或风压是按空旷平坦地貌，即B类地貌而定的。当风速测量时的实际地貌与标准地貌相差较大时，则记录数据应予以换算。非标准地貌基本风压的换算可由下式得到：Wlo,,,=3．12x(嚣j％@z舢其中。口——不同地貌的风速变化指数；见表5．2．2；日。——不同地貌的梯度风高度；见表5．2．2。表5．2．2我国规范四类地貌表类别下垫面性质口塌h(m)A近海海面、海岛、海岸、湖岸及沙漠地区O．12300B田野、乡村、丛林、丘陵以及房屋比较稀疏的乡镇和城市郊区O．16350C有密集建筑群的城市市区O．22400D有密集建筑群且房屋较高的城市市区O．30450根据表5．2．2不阿地貌的风速变化指数口值和梯度风高度％值，即可得出不同地貌的风压值，如表5．2．3所示。表5．2．3我国规范不同地貌10米高度风压值I地貌ABCD1％1,379％％0,616％0．318％(3)平均风速的时距平均风速的数值与时距的取值很有关系。如果取得很短，例如3秒钟，则必定将记录中最大值附近的较大数据突出反映在计算中，较低风速在平均风速中的作用难以得到反映，因而平均风速值很高。如果取得很长，例如l天，则必定将1天中的大量的小风平均进去，较赢风速在该长时距中起不到显著作用，其值一般偏低。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。风速记录表明，阵风的卓越周期约为1分钟，如果取若干个周期的平均风速，则可反映记录数据中较大风速实际作用。通常认为lo分钟(约10个周期>至1小时(约60个周期，由于阵风有较长的持续性，衰减较慢)其平均值基本上是一稳定值，因而我国规范规定以lO分钟作为取值标准。国际上各个国家对平均风速时距的规定有所不同，根据国内外学者统计得到的各种时距间平均风速的比值如表5．2．4所示。-101． ⑨∞『务云学Te州lPun·哪蛳博士学位论文复杂大跨犀盏结构的风荷载特性及抗风设计研究表5．2．4备种不同时距与10分钟时距平均风速的比值l风速时距Ih10rain5rain2rainlmin0．5rain20s10s5s瞬时l统计比值0．94l1．071．161．201．261．28】．351．39I．50上表列出的只是平均比值，实际上许多因素影响着比值，如lO分钟平均风速越小，则比值越高；天气过程变化越激烈，比值越大，雷暴大风的比值最大，台风次之，而寒潮大风(冷空气)则最小。(4)最大风速的样本最大风速样本的取法对平均风速的取值也有较大影响。最大风速样本的取法有以日最大风速为样本，月最大风速为样本和年最大风速为样本三种方法．如以日最大风速为样本，则一年365个样本，平时小风速的日子的值占有很大的权，而全年最大风速那一天的风速只占1／365的权数，因而最大风速的重要性大大降低了。统计出的平均风速必将大大偏低。如以月最大风速为样本，则全年最大风速在整个数列也只占1／12的权数，也降低了最大风速所起的重要性，所得结果也是偏低的。对于工程结构应该能承受一年中任何日子的极大风速，因此应取年最大风速为样本。世界各国包括我国基本上都是取年最大风速作为统计样本的。(5)最大风速的重现期当以年最大风速作为样本时，不能取各年最大风速的平均值作为设计依据，因为大于平均值的年数必然很多，应取大于平均很多的某个值来进行设计．该设计值选取的标准应是：大于该值的设计风速并不是经常出现的，而是间隔一定的时期后再出现，这个间隔时期。称为重现期。从概率意义上讲，该设计标准也可理解为不超过该值的概率或保证率，体现了结构的安全度标准，这样结构的重现期与不超过该设计值的保证率具有一定的关系。由于最大风速的样本是以年最大风速为标准，因而重现期通常亦以年为单位。设重现期为瓦年，则1／瓦为超过设计最大风速的概率，因此不超过该设计最大风速的概率或保证率R就可以表示为：昂=l—i1(5㈤重现期愈长，保证率也就越高。我国荷载规范说明，对一般结构，重现期为50年，且不得小于0．3kN／m2，对于特别重要和有特殊要求的结构重现期可取100年。根据国外规范以及我国各地风压资料为基础统计平均得出的不同重现期风压比值所可表示为下式：／z,=0．363·logTo+O．463(5．2．7)其中，To——为重现期(年)·根据上式算得的不同重现期的风压比值如表5．2．5所示。-102． 表5．2．5同重现期的风压比值重现期五100年60年50篮40年30年20年lO年5年耻，1．101．03ln970．930．87o．770．66(6)最大风速的线型为了求出设计最大风速J，必须确定重现期或保证率。由于涉及概率计算，因而必须知道最大风速的统计曲线，即概率密度函数p∞或概率分布函数荆。这些函数所表达的曲线型式，常称为线型。设计最大风速工与线型荆或聃以及重现期瓦或保证率磊的关系示意图，如图5．2，l所示。我国目前规范中对最大风速的线型采用极值I型分布曲线来描述，极值I型的分布函数为0∽--cxp{-exp[-,z(,,一∥)B(5．2．8)由此即可导出基本风速的计算公式，此处不再详述。，‘霸：．嗣瓤2^‘l—{一盐：-(曲l^．／。／《4’‘"圈5．2．1最大风速，与线型p∽以及重现期写的关系图值得注意的是，线型选择不同，对基本风压的取值也有一定的影响。线型选择的好坏，主要是看它是否符合实际风速的分布规律，这可通过统计假设检验来确定，一般可采用柯尔奠戈洛夫的拟合优度准则(或适合度准则)来进行。基于以上6个方蕊条件的规定，我国现行的荷载规范对基本风压的确定概括为：基本风压系以当地比较空旷平坦地面上离地10米高统计所得的30年一遇lo分钟最大平均最大风速％(m／s)为标准，按％2而‰K2确定。．1∞一 ⑧p『务击号T¨¨u嘲”脚博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究5．3大跨度屋盖结构的抗风设计5．3．1基本风压取值规定的质疑大跨度屋盖结构具有质量轻、柔性大、阻尼小的特点。致使风荷载成为其结构设计的主要控制荷载。结构的风效应是影响结构安全性、舒适性和经济性的最重要的因素之一。在大跨度屋盖结构的抗风分析设计中，不论是静风响应分析，还是风致振动分析，都涉及到抗风设防标准的问题。抗风设防标准定得太高会造成不必要的浪费，定得太低就有可能遇到风险造成重大的风灾损失。按照我国现行的‘建筑结构荷载规范》(GB50009．2001)，建筑物所受的风荷载是根据基本风压值的规定计算得到的，因此对基本风压的取值在很大程度上决定了对建筑物抗风设防的标准。基本风压在建筑物设计基准期内的超越概率的大小，实际上就反映了抗风设防标准的高低。或者说是结构安全度的大小。但从对风灾的实地调查情况来看，现行规范对我国部分地区，尤其是东南沿海台风多发区，基本风压取值有所偏低【7】。例如，表5．3．1为9417号台风在浙江温州登陆时各地气象台站测得的风速数据。按规范查得温州地区的基本风压wo=0．55kN／m，换算得到的设计风速为Vo=29．7m／s，明显小于表中大部分地区的实测风速。考虑到测量时的误差，实际偏差可能还要大。出现偏差的原因，一方面可能有重现期不同的问题，因为9417号台风毕竟属于历史较早见的强台风；另一方面的问题在于对台风多发区的极端风速估算方法不能采用通常在良态气候区的极端风速估算方法。可见，由于台风的风特性与一般气象条件下的风特性有很大的不同，对多台风区的基本风压应根据极端风气候学的原理，在充分掌握台风资辑及台风的风特性的基础上，采用更加科学合理的方法加以确定。表5．3．I浙江温州在9417号台风中的风速l地区温州乐清瑞安永加平阳文成洞头泰顺I风速lc劬，38．O37．039．032．O35．040．o26．O相比较而言，地震虽然是易损性较高的自然灾害，但地震的危险性却很低，其发生的概率远比强风荷载小得多。我们平常所说的抗震设防基本烈度地震，其50年超越概率仅为10％，相应的重现期是475年；而罕遁地震的50年超越概率仅为2．5％，其重现期是1975年。相比之下，我国东南沿海台风多发区，例如厦门市，12级以上台风的重现期大约是40～50年，而就福建省金省范围而言，其重现期则更短(廖河山，2006)ll制。这也就是说，目前我国东南沿海城市正在建设的各类房屋建筑．在其设计使用期限内，至少会遭遇一次12级以上的强台风的袭击，而低于12级的强热带风暴则几乎每年都会遇到，只是强度大小不～样而已。因此，对沿海城市来说，在自然灾害中台风灾害的危害性(-危险性×易损性)可能要比地震的危害性更严重，而实际情况也确实如此。．104． 5．3．2抗风设防标准风荷载，尤其是台风、飓风等，对结构物的作用如同地震作用一样。属于偶然作用，即在设计基准期内不一定出现，而一旦出现其量值很大且持续时间很短的作用。我国现行《建筑结构可靠度设计统一标准》【1叫规定，当承受偶然作用时，结构构件承载能力极限状态的可靠指标应符合专门规范的规定。然而我国目前尚无专门用于建筑物抗风设计的规范，因此大跨度屋盖结构的抗风设计首先涉及到一个抗风设防标准的问题，定得太高会造成不必要的浪费，定得太低就有可能遇到风险造成重大的风灾损失。既然风荷载也属偶然作用，那么强度大的发生频率低，强度小的发生频率高，因此，在确定抗风设防标准时，较为合理的方法应是根据风荷载强度的不同，规定不同的超越概率，强度越大，其允许的超越概率越小，而强度越小．其允许的超越概率越大，这样便可针对不同强度的风荷载，设置不同的抗风设防标准，以取代目前规范中对建筑物抗风设防的单一标准I”卯。众所周知，结构的设计基准期是在进行结构可靠性分析时，考虑各项基本变量与时间关系所取用的基准时间，通俗地说，就是结构的使用寿命；而重现期则是设定的某个值(通常比平均值大得多)再次出现的闻隔时期；重现期在概率意义上体现了结构的安全度或不超过设定值的保证率，换句话来说，结构的安全度和不超过设定值的保证率，可用重现期的长短来体现。当年最大风压的重现期为f年时，其年超越概率尸为：P；三(5．3．1)r假定结构的设计基准期为l，年，则年最大风压在y年内的超越概率为：口=1一e一”(5．3．2)当重现期r等于结构的设计基准期y对，g=l—e～=63．2％若给定结构的设计基准期Y和容许的超越概率g时，则可由式(5．3．2)变换得式(5．3．3)，求得年最大风压的重现期T，并列入表5．3．2中．卜一高@s∞lll(1一g)⋯～7表5．3．2不同设计基准期Y和超越概率g所对应的最大风压重现期T√．i102030501001502～3％495～330990～6551485～9852475～16404950～32807425～492510％95190285475950142563．2％10203050loo150—105． ⑧p『务农学lro州fliUnh'lm-aty博士学位论文复杂大跨屋盏结构的风荷载特性及抗风设计研究从表5．3．2中知，重现期r从10年到7425年的范围变化，重现期长说明结构的安全度大，反之，则说明结构的安全度小。将式(5．3，3)代入式(52．7)·得到重现期调整系数织与结构的设计基准期y以及容许的超越概率4之间的函数式如下：所砒’y)=0,363-109[一面南]+o．舶scs．sm于是。对应于不同设计基准期l，和容许超越概率g的风压，可以通过下式得到：W。=W’(g，y)=所Q，y)-％(5．3．5)根据现行的‘建筑结构可靠度设计统一标准》，我国一般建筑物的设计基准期Y=50年，其安全等级为二级，结构重要性系数ro=1．0，一般的屋盖结构均属此范围，对于特别重要的大跨度屋盖结构，其设计基准期取到Y=100年。根据现行的‘建筑结构荷载规范》．我国目前对基本风压所规定的重现期为T=50年。规范中把在结构设计基准期内重复一次的年最大风速所对应的年最大风压作为结构的抗风设防标准，其设计基准期内的超越概率为63．2％，也就是规范中所述的基本风压％，此即意味着在结构设计基准期内，发生超过％的风压的风荷载大约有63．2％，而发生不超过％的风压的风荷载仅为36．8％。显然，这一标准有点偏低。在大跨度屋盖结构的抗震设计中，已经广泛应用三个水准进行抗震设计，即采用叫、震不坏，中震可修，大震不倒”的设计思想。在确定建筑物的抗风设防标准时，也可借鉴建筑物抗震设计中的三水准设计思想114搴l，郎规定在设计基准期内超越概率为63．2％的基本风压为“常遇风压”记为％，超越概率为lo％的基本风压为“偶遇风压”记为町，超越概率为2q％的基本风压为“罕遇风压”记为睨。将设计基准期y=50年，超越概率q=0．632，0．10,0．02代入，分别求得常遇风压％、偶遇风压町、罕遇风压睨与现行规范中的基本风压的关系为：％=％Q=63．2％)1乃=1．32Wo(q=lo％)}(5．36)形=1．57％(g=2哟J在大跨度屋盖结构的抗风设计中，一般是按在设计基准期内重现一次的年最大风压作用下，按弹性分析进行强度和变形设计的，也就是说，当前的大跨度屋盖结构抗风设计原则基本上停留在“常遇风压不坏”的水平。风灾同地震一样，“强度大的发生频率低，强度小的发生频率高”，式(5．3．6)以概率为基础划分抗风设防标准。代替规范中的以确定性为基础的单一的抗风设防标准(设计基本风压)，揭示了抗风多级设防的概念，即对不同等级的风灾不能同等对待，应该有不同的设防标准。 5．3．3抗风设防原则我国目前对房屋建筑的抗震设计采用三水准设防的原则，郎采用“小震不坏，中震可修，大震不倒，，的设计思想。将此抗震设计思想延用到大跨度屋盖结构的抗风设计，可以概括为“常遇风压不坏，偶遇风压可修，罕遇风压不倒’’的三水准设防原则[1491。常遇风压不坏，即要求房屋在其设计基准期内，在遭遇频率较高，强度较低的风荷载时，不损坏，不需要修理。结构主体应处于弹性状态，可以假定服从线性弹性理论，根据基本风压w。计算风荷载，按承载力要求进行截面设计。偶遇风压可修，即允许房屋在偶遇风压的作用下，结构主体可以产生较大的变形，围护构件可发生局部破坏，依靠结构的塑性耗能能力，使结构得以保持稳定，保存下来，经过修复还可使用。此时结构的抗风设计应按变形要求进行．罕遇风压不倒，即房屋在预先估计到的罕见强烈风荷载作用下，结构主体进入弹塑性大变形状态，结构局部产生严重破坏，但应防止房屋的整体倒坍。避免危及生命安全。此时结构应考虑防倒坍设计。大跨度屋盖结构抗风设计的十八字原则，可以用表5．3．3概括之。表5．3．3大跨度屋盖结构的多级抗风设防原则目标风压常遇风压偶遇风压罕遇风压超越概率632％lO％2％～3％结构出现一定程度结构出现严重破坏，结构不出现设计要求(静力)的损坏，但经修缮但应确保结构整体任何损坏即可正常使用安全和防止倒塌一般可以满足要求设计要求(动力)非常安全必须采取抗风措施但应慎重对待5．3A三阶段的抗风设计方法根据上述抗风设防目标的要求，在第一水准时，结构处于弹性工作状态，应对结构进行构件截面的承载力验算；在第二，三水准时，结构已进入弹塑性工作阶段，应控制结构的弹塑性变形，避免产生不易修复的变形(第二水准要求)或避免倒塌和危及生命的严重破坏(第三水准要求)，应对结构进行变形验算呻1．具体进行结构的抗风设计时，可通过三阶段设防的方法来加以实施，并与抗风的概念设计和构造措施相结合，从而实现“常遇风压不坏，偶遇风压可修，罕遇风压不倒”的三水准抗风设防要求。1、第一阶段设计采用第一水准风压，即常遇风压％，计算结构在弹性状态下的风荷载效应，然后与地震、重力等其他荷载效应组合，进行构件截面设计，使其满足常遇风压下的强度要求。这一阶段的设计，对应于结构的正常使用极限状态，用以满足第一水准的抗风设防要求。2、第二阶段设计．107． 镝bT目4mS降Jlunl”versl。y博蝉位馘复杂大跨屋盖结黼风荷载特极龈设栅究采用第二水准风压，即偶遇风压∥，，计算结构的变形，裂缝宽度，使其不超过规范所规定的限值，同时通过概念设计的方法，优化结构截面尺寸和形状，确定合理的结构布置和构造措施，保证结构具有足够的变形能力，使其满足偶遇风压下的变形要求。3、第三阶段设计采用第三水准风压，即罕遇风压≯E，计算结构各部位连接处(如屋面檩条与屋架、屋架与墙体等处的连接)的强度，并计算结构主体的变形、裂缝宽度，使其离结构倒塌时的临界限值有一段距离，同时，对结构采取必要的预前临时加固措施(如斜撑、拉索、屋顶加压构件等)，保证主体结构的弹塑性被控制在某一限度内，使其满足在罕遇风压下不倒塌的要求。这一阶段的设计，对应于结构的承载能力极限状态，用以满足第三水准的抗风设防要求。大跨度屋盖结构的抗震分析己应用“三级设防、两阶段设计”，而抗风分析还停留在一级设防，一阶段设计的基础上。随着大跨度屋盖结构跨度的提高和风灾力学以及风工程研究的深入，“三水准设防，三阶段设计”的抗风分析是有可能获得广泛的应用前景。5．4北京奥运乒乓球馆屋盖结构的抗风设计结合背景工程一北京奥运乒乓球馆，采用上一节提到的“三水准设防，三阶段设计”的大跨度屋盖结构抗风方法，进行结构抗风分析。选取最不利的风向角(240度风向角)下，试验所得的分块平均风压系数，分别计算出对应三级风压，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。为了研究屋盖结构在三级风压下的静风响应，本节计算了如下三种荷载工况：(1)自重+预应力+常遇风压％；(2)自重+预应力+偶遇风压∥，；(3)自重+预应力+罕遇风压睨，对比分析了三种工况下的节点位移和单元应力，详细讨论了不同风压作用对节点竖向位移、支座滑移量以及弦杆内力的影响。图5．4．1～5．4．6为屋盖结构分别在常遇风压、偶遇风压，罕遇风压下节点的竖向位移图和单元应力图；图5．4．7～5．4．12为屋盖结构分别在常遇风压、偶遇风压、罕遇风压下长短跨方向节点竖囱位移、支座滑移量以及弦杆内力的具体数据对比图。其中拉索编号和支座序号如图3．2．3所示，节点和弦杆，各自都分别选取了长跨和短跨方向跨中的辐射桁架上弦节点和上弦杆件。从图5．4．1～5．4．6可以看出，屋盖结构在常遇风压作用下，结构处于弹性工作状态，跨中最大竖向位移为+118．66m，挑檐最大竖向位移为--41．44mm，都在规范规定的控制范围(短向跨度的1／400)内，构件截面满足承载力要求。屡盖结构在偶遇风压作用下，大部分构件处于弹性工作状态，极少构件处于弹塑性工作状态，进入塑性的是辐射桁架下的立柱。由于结构进入塑性的构件很少，仍有很大的承载能力储备。此时跨中最大竖向位移为+225．1mm，挑檐最大竖向位移为--76．8mm，接近规范规定的控制值(短向跨度的1／400)。屋盖结构在罕遇风压作用下，结构处于弹塑性工作状态，进入塑性的构件除了辐射桁架下的立柱外，还有屋盖的环向支撑。跨中最大竖向位移达到+245．42mm，挑檐最大竖向位移为--85．25mm，超过规范规定的控制值。一108． 图5．4．1常遇风压下的节点竖向位移图5A．2常遇风压下的结构单几虑力图5．4．3偶遇风压下的节点竖向位移图5A．4偶遇风雕下的结构单元应力图5．4．5罕遇风压下的节点竖向位移图5．4．6罕遇风脉下的结构甲兀内力．109． ⑧曰『稃击学Ton．WIUnlvanlty博十学位论文复杂大跨尾盖结构的风荷载特性及抗风设计研究从图5．4．7～5．4．12可以看出，随着基本风压取值从常遇风压到偶遇风压再到罕遇风压，结构的各项静风响应都逐级增大，结构的1：作状态从弹性状态到弹塑性状态。在罕遇风压下，个别支座的滑移量都达到最人的支座滑程控制值(±70ram)，但主体结构进入塑性的构件并不多，满足在罕遇风压下不倒塌的要求。重V潍d匠醐咂{P善、，镩划哩躺《棒节点序号图5A．7长跨跨中节点竖向位移的比较图5．48短跨跨中节点竖向位移的比较至VR霹套耀支座序号图5．4．9长向支座滑移量的比较杆件序号重V嘲潍艇境槭至。R撂生趟支座序号幽5A．10短向支座滑移量的比较杆件序号圈5．4．II长跨跨中上弦杆轴力的比较图5．4．12缸跨跨中上弘杆轴力的比较．110- 5．5大跨屋盖结构的抗风概念设计在总结多次风灾的经验中逐步发现，一个合理的结构抗风设计，需要建筑师和结构工程师的密切配合，不能仅仅依赖于“计算设计”，而在很大程度上取决于良好的“概念设计”，往往后者更为重要。所谓“概念设计”(ConceptualDesign)，就是正确处理总体方案、材料使用和细部构造等。着眼于结构总体的响应，以达到合理的抗风设计的目的f1删。风荷载对结构物的作用如同地震对结构物的作用一样，存在着许多不确定或不确知的因素，它不仅与风本身的特点(强度、频率特性、作用方向、持续时间)有关，还与结构物所处的环境及结构物自身的特点(体型、高度、动力特性、表面状况)等有关，虽然目前对于结构风工程的研究已能较好地揭示风与结构相互作用的规律，但要十分精确地得到结构对风的响应目前无论在理论上还是在实践上都还很难做到。因此安全、合理而经济的结构设计必须注重概念设计．概念设计是指在设计中，要求工程师运用“概念”(而不是只依赖计算)进行分析，做出判断，采取相应措施。概念设计在建筑物的抗震设计中得到了相当的重视，弗收到了良好的效果，相信也同样适用于大跨屋盏结构的抗风设计。5．5．1大跨屋盖结构设计和建造方面的问题(一)大跨屋盖在体型设计及结构构造方面的问题不同的屋面形式，其表面风压分布特征差异很大．例如，对于低层房屋常用的坡屋面。四坡屋面总的来说比普通人字形屋面具有更好的抗风性能，这是由于四坡屋面转角处的结构形式可有效地降低峰值吸力。许多屋面风灾破坏实例表明，破坏大都首先出现在屋面转角、边缘和屋脊等部位。屋面风荷载主要集中在屋面悬挑部分，尤其是迎风前缘处．前缘的负压很大且变化剧烈，其值与悬挑长度、悬挑部分的水平倾角、前缘外形等有关。最大负风压系数大都会出现在屋檐尖角、屋脊或邻近处．由此可见，屋面形状及其局部结构形式，对屋面风荷载大小及其分布均有重大影响。通过选择合理的房屋体形以减轻风荷载，这对于提高建筑物的抗风能力是一条非常有效的途径。风灾调查中还发现，除了困体型不当而导致结构主体破坏的情况外，风灾中大跨屋盏的倒塌和破坏更多的是从屋面的破坏开始的。虽然损害的情形各异，有局部的屋面覆盖物或屋面桁架被吹走或破坏，甚至整个屋面结构被吹走。这种情况在国外的一些风灾调查报告中也相当普遍loo】．这类破坏一般具有以下共性：(1)这些屋面大多采用了轻质柔性的屋面材料，甚至是建筑膜材。由于屋面的柔性可降低其频率，同时引起较小的附加阻尼，这样内压紊流易产生共振，共振是导致柔性屋面破坏的重要原因之一．(2)屋面覆盖物与檩条或屋面桁架的连接较差，在遭遇强风作用时，屋面覆盖物容易被屋顶较大的风吸力卷走。(3)屋面桁架与承重墙体或承重柱的连接较差，在屋面覆盖物被屋顶吸力卷走的同时，屋架在支承处与承重墙体和承重柱的连接也遭到破坏，使屋面桁架移位或掉落。(4)屋面的破坏多数是从屋面转角、边缘和屋脊等部位开始的，端部屋面桁架往往由于楣．111— ⑧要盘熊博样位敝复杂煳犀盖结构的风撇特性及抗脞帽究邻屋面的被破坏失去横向支承而掉落，并引起墙体的倒塌。(5)多数倒塌的房屋无屋顶圈梁，或虽有屋顶圈梁但是与墙体的拉结较差，一旦屋顶被风破坏，顶层外墙便由于失去横囱支承丽成为竖向悬臀构件，极易被横向风力所破坏。由此可见，加强屋面覆盖体系与屋面桁架之间以及屋面桁架与其承重结构之间的连接构造，确保屋面所受的较大吸力通过明确的传力路径传至基础，也是提高低层房屋抗风性能的～个重要途径。(二)大跨屋盖在建造过程中存在的问题影响大跨屋盖抗风性能的因素除了以上所分析的设计方法和经验方面的技术因素外，其在建造过程中所存在的一些非技术因素也不容忽视，根据以往对风灾地区房屋破坏情况的调查分析[145]，这些非技术因素主要有以下几方面：(1)对建筑工程的质量缺乏严格管理，在建造过程中不少地方存在都“三无”现象，即无设计图低，无施工许可，无质量验收，使得大量新建建筑的质量难以得到保证，为工程埋下了安全隐患。(2)建筑选址不当，不少房屋离江堤、海塘的距离很近，容易遭受强风和海潮的同时袭击；另有不少房屋建在开阔地，溪滩边、旧的河道上，周围无任何遮挡和掩盖，强风可以毫无阻挡地正面袭击：还有不少房屋建在山腰山顶或谷口山口上，同样易遭受强风袭击。(3)房屋施工期安排不当，未完工或刚完工的房屋在遭遇强风时，由予其结构主体的强度尚未达到设计要求，有的尚未封顶或安装门窗，整体性较差，加上受内外风压的同时作用，风灾破坏的可能性大大增加。(4)缺乏科学、合理的建设规划，布局散乱，致使不少房屋的周围风环境十分恶劣，容易形成“狭缝效应”，并加剧建筑物之间的相互干扰的影响，不少处于不利受风位置上的房屋在强风中容易首遭破坏。(5)缺乏对风灾积极预防的意识，更缺乏风灾的应急机制，使得风灾发生时不能迅速采取相应措施以减少灾害损失．5．5．2大跨屋盖结构抗风概念设计方法根据近年来风灾破坏的经验教训和理论认识，再结合上述对大跨度屋盏结构在建筑结构、施工建造方面的问题分析，总结出以下一些抗风概念设计方法，以供大跨度屋盖结构在抗风设计时予以考虑：(一)场地选择应当选择对建筑抗风有利的场地和环境。中国传统建筑的理论和实践，一向以选址为首要任务，其理论一建筑风水理论，更以建筑风环境的选择摆在首位，以“藏风聚气”作为选择建筑风环境的原则，同时强调避开不利的风环境，如冲口处、山脊处、城门口处、百川口处、江堤海塘处等。传统建筑风水理论中虽存在大量迷信的，非科学的成份，但其中重视宏观决策，积极趋吉避灾，从整体上减轻风灾危害的思想，仍值得我们借鉴。当今的建筑设计，往往将建筑的防风问题完全归结予结构的抗风设计，较少考虑寻求或改善建筑风环境，常常忽略局部地形条件对风压的影响，这一问题应引起足够重视。．112． (二)建筑体形应当选择对抗风有乖J的建筑体形。建筑体型对其表面风荷载的影响，前文已作了详细的讨论，因此优化建筑体形以增强建筑物的防风减灾能力应作为抗风建筑设计的先决条件。除屋面形式外，房屋的长宽比、高宽比、层高和总高度等对结构的风荷载或结构构件的抗风承载能力也有较大的影响，大跨屋盖的悬挑长度、悬挑部分水平倾角、前缘外形等，对前缘局部风压影响更是显著，应进行合理优化。(三)建筑布局应当选择对抗风有利的建筑布局。建筑物间的相互气动干扰是一个相当复杂的问题，它不但与建筑物问的相对位置，建筑物的密集程度有关，还与相邻建筑物的形状有关。周围建筑物由于其对所考虑屋箍的环境风场的影响，也必然引起屋面风荷载的变化。对于这种影响，风洞模拟试验是较好的研究手段。如前所述，已有文献对这类问题进行了研究，结果表明，相邻建筑物横风向并列时，在S／D≤2(S为建筑物间距，D为建筑物边长)的区域存在间隙流效应；建筑物沿顺风向纵排时，在S／D≤3的区域存在屏蔽效应。研究中还发现，屋面结构的屋檐、屋脊、屋面边缘以及墙角部位是受不利干扰最显著的区域。加强对房屋建设的统一规划，采取联片建造的方法，可以大大提高房屋的抗风性能。<四)结构体系应当选择对抗风有利的建筑结构体系。抗风结构体系的选择是抗风设计应考虑的最为关键的问题。在选择结构体系时，应考虑以下各项要求：A、应具有明确的计算简图，保证可靠合理的风荷载传递路径，防止传递路径的中断。风荷载经屋面覆盖物、檩条、屋面桁架(屋面梁)、承重墙(柱)，最后传给基础，整个途径的各个环节，都要保证连续通畅。B、宜有多道抗风防线，从而避免因部分结构或构件破坏而导致整个结构体系丧失抗风承载能力。因此，超静定结构优于同种类型的静定结构．C、应具备良好的变形能力，能通过整体结构的变形或位移来消耗风能。大跨屋盖的下部承重结构最好采用框架式结构，一方面可以利用其较好的变形能力来消耗风能，另一方面框架式结构表面围护结构破坏也不会导致结构主体的破坏，即能傲到“墙倒而屋不塌”。D、结构体系应具有良好的整体性。在强风作用下，房屋的破坏往往始于表面围护构件的脱落或局部损坏，因此加强屋面覆盖体系与屋面桁架之间以及屋面桁架与其承重结构之问的连接，提高结构的整体性，对于改善房屋的抗风能力十分重要．E、结构在不同主轴方向的动力特性宜相近，用以考虑从不同方向袭来的强风作用。(五)非结构构件应当足够重视非结构构件的抗风闯题。从强风灾害来看，如果非结构构件处理的不好，可能会倒塌伤人、砸坏设备、损坏主体结构。在进行建筑物非结构构件设计时，局部风压体型系数一定要按规范考虑足够，特别是对屋面角部、檐口、雨蓬，遮阳板等突出构件的负压区，其局部风吸力很大．同时还要考虑阵风系数的影响，尤其象卷帘门、玻璃幕墙、铝舍金门窗等围护结构，更是如此。这类构件的抗风措施主要是加强自身的整体性，并与主体结构有可靠的连接或锚固。(六)临时措施．113． ⑧曰『锫击学T删u咖·n竹博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特忭及抗风设计研究应在强风到来前对结构进行临时加固措施。随着现代科技的发展，对强风预报的准确性已大为提高。因而对建筑物采取临时的防风加固措施不失为一种既经济又见效的方法。比如在强风到来前往屋顶上雄置重物，以加重屋顶重量防止被强风破坏；临时打斜撑、加拉索，以增强建筑物的抗风能力；或者采用疏导的办法，如拆卸门窗扇，让大风呼啸而过，减少风荷载，以保安全的做法。5．5．3大跨度屋盖结构的抗风构造措施大跨度屋盖结构的风荷载持性研究表明，由于气流分离的作用．屋面转角、边缘和屋脊等部位，容易出现较高的局部负压区，并且由于气流分离常在其尾流中形成较强的涡流脱落。这些部位的压力波动也往往较大，甚至有可能产生交变力的作用，因而这些部位容易成为大跨度屋盖结构在强风中首遭破坏的薄弱部位。对风灾后大跨度屋盖房屋破坏情况的实地调查资料也都充分证实了这一点。因此，对于大跨度屋盖结构的抗风问题，除了应对结构进行合理的抗风荷载设计以保证结构主体的强度以外，尚应针对房屋的各个薄弱环节，采取有效的抗风结构构造措施，以加强结构各构件之闯的连接和整体性，防止被强风各个击破n”1．大跨度屋盖结构的抗风构造措施可从以下三个方面加以考虑：(1)加强屋盖系统自身的连接和整体性大跨屋盖结构具有质量轻、柔性大、阻尼小的特点，容易遭强风的破坏，应采取措施加强屋面覆盖物与檩条之间，檩条与屋面桁架之问以及屋面桁架与屋面桁架之问的连接或支承。(2)加强屋盖系统与其承重墙(柱)体的连接对于自重较轻的屋盖系统，强风引起的屋面掀力有时甚至可以克服屋盖的自重而使支承处产生上拔力，由于设计时通常不考虑支承处的受拉，极易导致屋盖因为整体移位而倒塌。(3)加强墙体与墙体、墙体与圈粱或构造柱的连接大跨屋盖结构的支承外墙，直接承受较大的横向水平风荷载作用，其强度和稳定性不容忽视。承重外墙对于保证房屋在强风作用下的整体安全十分重要，需根据设计风速的大小，对外墙构造柱及圈粱的设置，夕}墙转角及内外墙交接处的构造，屋盖与墙体的连接，单片外墙的最大面积等做出明确的限定。5．5．4大跨度屋盖结构的气动抑风措施风载响应在很大程度上取决于风对结构的相互作用，而且这一作用和结构的外形密切相关，采用气动措施改变结构周围的流态往往是比较经济合理的途径。当然，气动抑风措施是否有效，需要经过风洞实验的验证。对于封闭体型的大跨度屋盖结构，最直接的方法就是干扰和破坏柱状涡和锥形涡的形成，以减少上表面的负风压。具体说来可以有以下几种方法：(1)去除产生漩涡的直角边(如采用圆形或弧形的屋面棱角边等)；(2)瓦解漩涡的形成(如采用局部性的女儿墙和透风性女儿墙等)；(3)干扰漩涡(如在屋面角区安装气流分隔器和锯齿形棱角边等)；(4)转移漩涡(如绕屋面一周全部布置女儿墙等)：-114一 Surt,y＆Lin(1995)曾用这四种类型的方法来减少平屋面角区的风压Il刈。在经过多组对比试验后，发现上述的各项措旖均有一定的效果，以多孔性女儿墙的效果最好，其极值风压的吸力最多能减少70％。但是以上的成果仅限于平屋面的角区。对其他屋面以及敞开体型屋面的抑风效果还尚需试验验证，同时其最大的不足之处就是需要在屋面上附加其他建筑(如女儿墙，锯齿边等)，而现代的大跨屋面一般都不会有女儿墙，也就是说，上述的这些措施会和美观的建筑造型相冲突，因而难以应用到实际的工程中。对于敞开体型的悬挑屋面，其最不利的风荷载是迎风风向下由于“上吸下项”而产生极大的掀力．如果上表面和下表面的风压符号一致，上下表面风压叠加时就会产生抵渭作用，这也能达到抑风的目的。一般比较好的方法就是对悬挑屋面进行开孔和开槽(傅继阳，2002)的处理来减少悬挑屋面上的风荷载【l”】。开孔和开槽的处理思想，实际上与桥梁的抗风思想非常接近，即在允许的条件下通过修改结构的外形或增设一些导流设施以达到削减结构风荷载的目的。也就是说，在悬挑屋面上既能达到减少屋面风荷载的目的，又不破坏建筑的优美造型，因此是一种非常实用的气动抑风措施。5．6本章小结本章从工程设计的角度出发。结合大跨度屋盖受风灾破坏的实地调查结果，对我国荷载规范中基本风压的取值规定提出致疑：借鉴有关抗震设计标准和规范，提出适合于大跨度屋盖的抗风设防标准和抗风设计方法，并结合北京奥运乒乓球馆屋盖结构进行了抗风分析；分析和总结了大跨度屋盖结构设计和建造方面的问题，初步探讨了一些适合大跨度屋盖的抗风概念设计和抗风构造措施，主要结论如下：(1)建筑物所受的风荷载是根据基本风压值的规定计算锝到的，基本风压的取值在很大程度上决定了对建筑物抗风设防的标准。从对风灾的实地调查情况来看，现行规范对我国部分地区，尤其是东南沿海地区，基本风压取值有所偏低。应在充分掌握台风资料及风特性的基础上，采用更加科学合理的方法来确定基本风压。(2)风荷载属偶然作用，强度大的发生频率低，强度小的发生频率高。借鉴建筑抗震规范，提出在设计基准期内超越概率为63．2％的基本风压为“常遇风压”，超越概率为10％的基本风压为“偶遇风压”，超越概率为2-3％的基本风压为“罕遇风压”，并计算出与现行规范中的基本风压的比值关系为：1：1．32：1．57．(3)借鉴建筑抗震的设计思想，提出适合大跨度屋盖结构的“常遇风压不坏。偶遇风压可修。罕遇风压不倒”的三水准抗风设防原则，和与之相对应的三阶段抗风设计的方法。(4)采用。三水准设防，三阶段设计”的大跨度屋盏结构抗风方法，对北京奥运乒乓球馆屋盖结构进行了抗风分析。在常遇风压作用下，结构处于弹性工作状态，构{牛截面满足承载力要求；在偶遇风压作用下，辐射桁架下的立柱进入了塑性工作状态，大部分构件处于弹性工作状态，结构仍有很大的承载能力储备：在罕遇风压作用下，结构处于弹塑性工作状态。进入塑性的构件除了辐射桁架下的立柱外，还有屋盖的环向支撑。(5)结合大跨度屋盖受风灾破坏的调查，分析和总结了大跨屋盖结构在设计和建造方面存在的影响抗风能力的问题。遭受风灾破坏的屋面有共性的特征：大多采用了轻质柔性的屋面材料，．1lS． ⑧要盘臻博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究屋面覆盖物与檩条或屋面桁架的连接较差，屋面桁架与承重墙体或承重柱的连接较差等等；在建造过程中规划布局散乱、建筑选址不当、施工期安排不当以及建筑工程的质量缺乏严格管理。(6)参考建筑抗震概念设计方法，在场地选择、建筑体形、建筑布局、结构体系、非结构构件以及临时措施等方面。提出了适合大跨屋盖结构的抗风概念设计方法，并结合相关文献，提出大跨屋盖结构的抗风构造措施和气动抑风措施。一116．． 第六章大跨度屋盖围护结构的设计风荷载6．1引言建筑材料的发展和建造技术的提高，使得各种建筑造型都成为可能。玻璃窗、玻璃幕墙、金属幕墙、金属屋面、石材幕墙等围护结构，也得到越来越广泛的应用．建筑上非承重的外围护结构主要考虑的是其自身的安全性。这类结构自身的安全主要体现在支撑其自重、消除温差变形的影响、抵抗地震、承受大风乃至强台风的作用．由于现代建筑结构的发展，结构设计相对来说比较成熟，结构整体损坏的例子并不多。但玻璃幕墙、轻质屋面板、门窗等围护结构，由于其轻质、高频，在大风中破坏时会没有任何预兆，极易造成损坏。对于大跨度屋盖结构的整体设计，我国现行的《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)，建议采用平均风压乘以风振系数的风压计算方法；而对于屋面板、雨蓬板、门窗及玻璃幕墙等围护结构的设计，规范提出采用平均风压乘以阵风系数的计算方法，但是规范条文说明中又特别强调对于低矮房屋，包括大跨屋盖在内，由于近地湍流规律的复杂性，暂时不明确其围护结构风荷载的具体规定。可能是因为围护结构的重要性，相对于主体结构而言要低一些。造成围护结构的抗风设计没有引起足够的重视。很多设计人员认为风荷载的影响不大，甚至认为风荷载引起的向外吸力对围护结构有利，因而在设计围护结构时，仅仅考虑自重、雪荷载、旌工荷载等，而忽略风荷载的作用。大量风灾调查的分析表明，大跨度屋盖结构在强风作用下发生整体破坏的并不多见，但其屋面局部围护结构脱落，或被掀起以致整个屋面遭受不同程度损坏却时有发生。可见，大跨度屋盏的围护结构比主体结构更容易发生风致破坏．但问题是，围护结构的风压属于建筑的局部风压，而局部风压与建筑的布局、体型、细部形状等均有着非常复杂的关系，因而是很难有非常明确的规律。本章在对比研究国外荷载规范和我国荷载规范中围护结构风荷载不同取值的基础上，结合北京奥运会乒乓球馆的风洞模型试验，研究大跨度屋盖围护结构的局部风压分布特性。探讨了影响围护结构风荷载取值的一些主要因素，如局部风压体型系数、建筑内压系数以及阵风系数等，并对围护结构的抗风设计提出了一些建议。6．2各国规范对围护结构风荷载的计算规定在国外的荷载规范中，关于风荷载的确定主要是根据风洞试验的结果，考虑到房屋的尺寸及其比例对风荷载的影响比较明显。因此，在规范中大多是将低矮的房屋和较高的房屋区别对待而加以规定，本章的研究对象是大跨度屋盖围护结构。所以仅列出规范中有关低矮的房屋的条文。与其它国家的荷载规范相比，在对围护结构风荷载的规定方面，我国的规范显得有所欠缺，它不能为结构设计提供全面的指示性规定。现将国外的主要规范中，有关围护结构风荷载的内容摘要地加以介绍，以便加以对比研究，从中借鉴有用的经验。一117· ③p『务云号Th删una,enay博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究6．2．1中国荷载规范我国现行的《建筑结构荷载规范》(GB50009．2001)规定，计算围护结构时，垂直于建筑物表面上的风荷载标准值，应按下式计算：哌=以／．t,g：Wo(6．2．1)其中，艮——高度Z处的阵风系数；／t,——局部风压体型系数，其余符号说明见5．2节。验算围护结构及其连接的强度时，可按下列规定采用局部风压体型系数：一、外表面l、正压区：按荷载规范表7．3．1采用；2、负压区：对墙面取．1．O；对墙角边取．1．8；对屋面局部部位(周边和屋面坡度大于lO度的屋脊部位)取．2．2；对檐口、雨蓬、遮阳板等突出构件取．2。0。二、内表面对封闭式建筑物，按外表面风压的正负情况取-0．2或O．2。计算围护结构风荷载时的阵风系数，可按下表确定(这里仅列出适合低矮房屋的部分)．表6．2．1阵风系数艮离地面高度地面粗糙度类别(m)ABCD51．691．882．303．2l10l，631．782．102．76151．60I．72】．992．54201．58l69I．922．39301．541．641．832．2l401．521．601．772．09501．5l1．581．”2．0l6．2．2国际标准国际标准ISO4354t”21在确定风荷载时，原则上有硬种方法可供选用，即简单的和详细的方法。但对风敏感的结构，仍建议要做特殊的补充研究后再确定。简单方法主要用于大部分的围护结构和符合下述条件房屋的主要结构系统：①高度小于15m；②不是明显地曝嚣在任何风向下(房屋不在山巅或海角)；③结构的刚性较大。风荷载由下式确定：矽=gⅣ巳p％c0(6．2．2)式中，口村为基准风压，按开阔地面上10m高处平均时距10rain重现期50年的平均风压确定。一118． c呻为曝露系数，相当于我国规范中的高度变化系数。IS04354在详细方法中，将曝露系数具体划分为四类，建议按对数规律建立系数的表达式，但仍认为可近似采用指数规律。此时，其表达式如下：ccw=屯。。(z／lo)24(6．2．3)式(6．2．3)中有关参数∥和以却见表6．2．2·表6．22地面类别及其参数类别地貌描述8b柚A开阔海面0．1l1．4B开阔地面(常用)o．141．OC郊区、林地o．220．5D城市中心n31o．16在简单方法中一般不区分地貌类别，相当于按详细方法中的类别B确定曝露系数。但对海岸或特别曝露的平坦开阔地带，还可采用增大系数1．2～1．4。一般情况建议取1．3。表6．2．2中的数据与经修订后的我国荷载规范相比，四个粗糙度类别的风压高度变化系数，我国规范除城市中心仍比国际标准大一倍外，其它地面情况基本相当。空气动力体型系数％和动力响应系数(1加，在简单的方法中是以组合的形式给出·采用这种形式，主要是因为这些低矮房屋的数据，都是根据在边界层风洞内的系统研究的结果。在实验结果中已包括气流脉动的影响。其组合的系数包括外压和内压两部分，表述如下：‰％)咖=‰％)州一‰％)衄(s．2．4)对低矮房屋的外压系数‰％匕在不同部位和有不同从属面积都有差异，具体数据从略。其中迎风墙面的系数最大达1．75；背风墙面达．2．1．屋面的系数还与屋面坡度有关，在屋面角隅最大达．4．4·IS04354还对不同情况给出了内压系数‰c咖k，箕值与房屋的孔口率有关，具体数据从略。其中当房屋的孔口小于0．1％全部面积时取-0．3；当房屋的孔口面积小于1％全部墙面，且不是均匀分布时取m．7；当房屋有大孔口(如有一侧敞开或有可能损坏的大玻璃窗等)时取．1．4。当动力响应系数C0没有连同空气动力体型系数组合地给出时，IS04354建议按下述数值采用：对围护结构取2,5；对主要结构系统取2．0；对地下结构和基础取1．4。ISO4354的内容基本上与加拿大的国家房屋设计规范NBCl995相同，只是其中基本风压的标准稍有差别。加拿大的风荷载对主要结构系统仍以重现期30年的小时平均风速为标准，而对围护结构以重现期lO年的小时平均风速为标准。-119- ⑧曼虎繇博蝉位敝复杂大跨屋盖结黼风荷躲性及舰设计研究6．2．3美国规范ASCE／UBC美国规范ASCE!“3】在房屋的抗风设计中，将主要结构系统和单独构件或围护结构加以区分，采用不同的规则。对围护结构，根据房屋高度的不同又有所区分。对房屋高度小于60it(18．3m)的围护结构，其设计风压按下式确定；p=q。|(Gq)一(G巳)J(6∞2)式中，q^为在平均屋顶高度H处按曝露类别C(相当于我国规范粗糙度类别B)确定的风压，Gc，和Gc★分别为外部和内部的包括动力影响在内的组合压力系数·对房屋高度大于60R(18．3m)的围护结构。其设计风压按下式确定：p=gl(Gq)一【G％)j(6．2．6)式中，g为对正压取离地面高度为Z的风压吼，对负压取平均屋顶高度H处的风压吼；Gcj和Gc0分别为外部和内部的包括动力影响在内的组合压力系数，按图6．2．1和表6．2．3取值·圈6．2．1房屋外部压力系数Gq房屋内部压力系数G％IoI●●—弋’氐：西＼。、：’墙耳‘新害，，‘：炒仆，室膏懈情况描述G巳情况1除情况2以外的所有情况±O．25房屋内同时符合下述条件；①其中一个墙面的孔口牢超+o．75情况2过其它墙面和屋面的孔口辜总和在5％以上；@其它墙面-0．25和屋面的孔口率都不超过20％与国际标准IS04354中的规定相同，美国规范ASCE也有不与压力系数Cp组合的阵风响应系数G的规定，对围护结构G按相应高度Z由下式确定：-120． Q=o．65+3．65￡z=群式中，系数口和岛是反映地面粗糙度的参数，见表6．2．4。表6．2．4曝露类别及其参数类别口Zg(仍D0A3．015000．025B4，512∞0010C7．09000．005DlO．O7000．003(6．2．8)对于主要结构系统，阵风响应系数G按房屋顶部高度处的Gj采用。当结构为柔性结构时，采用的阵风响应系数G，按专门的规定确定。美国统一房屋规范UBC／153】是在美国采用比较普遍的房屋设计规范，有关风荷载的规定与ASCE的规定不完全相同。该规范明确指出不适用于高度超过400ft(121．9m)以及高宽比大于5的房屋结构，否则仍应按批准的国家标准ASCE进行设计。因此，UBC中的风荷载规定可作为规范ASCE有条件的简化。在UBC中，对房屋和结构及其构件应按下述公式确定其任何高度处的设计风压：P=eC,q，I。(6．2．9)式中，e为高度、曝露和阵风响应因素的综合系数：q为结构或结构部件的压力系数；L为重要性系数(该系数与在ASCE7中相同)；吼为在标准高度为33fl(10m)处的风压。与ASCE不同，UBC将阵风响应系数与曝鳝系数结合在一起，而压力系数C：以单独的形式加以规定·对围护结构而言，主要通过构件或部件上的压力系数c口来确定。对此，UBC-95在压力系数表中有专门规定，其值要比主要框架和结构体系的大很多。具体规定如下：(1)墙面：所有结构c：=1．2(向内)；封闭和不封闭结构q=1．2(向外)；部分封闭结构c：=1．6(向外)；女儿墙c：=1．3(向内或向外)；(2)屋面：封闭和不封闭结构坡度．<7：12q=1．3(向外)；坡度7：12～12：12c；=1．3(向内或向外)；一121． ③曰『务表学TO"g_UItlVS雌Hy博士学位论文复杂大跨厚盖结构的风荷载特性及抗风设计研究部分封闭结构坡度<2：12c：=1．7(向外)；坡度2：12～7：12c；=1．6(向外)或0．8(向内)：坡度7：12～12：12c：=1．7(向内或向外)：(3)墙角e=1．5(向外)或1．2(向内)；(4)屋檐(略)UBC-95没有要求考虑内压的规定，可以理解为已经包含在系数乞内了。墙角和屋檐的局部范围规定在离转折处lOft(3．05m)或O．1倍的结构最小宽度(取小者)。综合系数e按ASCE中的曝露系数和阵风响应系数乘积确定，UBC以表值给出，高度不超过400ft，曝露类别仅限于B、C、D三类，也即A类地面仍按B类来考虑。此外，计算￡时所取的高度，当风荷载向外作用时(负风压)为屋项平均高度，当向内作用时(iE风压)为所计算的构件高度。由上述规定可见，UBC在计算风荷载方面确实要比ASCE的规定简单。但它的应用是有限制的。6．2．5日本荷载规范AIJ日本建筑学会的房屋荷载规范【Isq，一向是将结构框架(主要抗风结构)和单独部件或围护结构的风荷载的确定方法加以区别的，对后者而言，其风荷载按下述公式计算：睨=知h吒一q％扣(6．2．10)式中，g．Ijr为设计风速压力，(k为外部压力系数，％为内部压力系数，G，为外压阵风效应系数，Gd为内压阵风效应系数，A为风的作用面积·上述系数在规范中区分得很为细致，将房屋划分为三类：①高宽比不超过8、高度大于45m的矩形平面房屋；②高宽比不超过8的圆形平面房屋；③高度小于45m的矩形平面房屋，分别给出压力和阵风效应系数。在此仅将其中第一类房屋的有关系数摘录如下：(4)植面(b)星面图6．2．2房屋墙面和屋面的分区一122． (1)外部压力①墙面(图6．2．2a)迎风墙面为压力，系数按下述公式确定：C。=1．0K,aG*=1★’Il∞其中，如和L是由下述公式确定：Kz。=Q。f耐6I。=o，强z。／z。)-4“偶(6．2．13)(6．2．14)式中，口和Za是与地面粗糙度有关的参数，离地面的参照高度H取房屋的屋顶高度。背风墙面为吸力，系数按下述确定：对墙面分区①CF=一1．2，Gp,=2．5；对墙面分区②c∥=-0．8，(0=3．0；对墙面分区③气=—o．5，(0=3．0。②屋面(图6．2．2b)屋面为吸力，其系数按下述确定：对屋面分区①吒=_2．oK,r(0=2．4：对屋面分区②q=一1．2，q=2．8；对屋面分区③c，=一1．0，吒=2．8·屋面分区①的压力系数要考虑面积的折减，折减系数疋按从属面积以由下式确定：当4<1．0m2疋=1．0；当1．0m2≤4s5．om2疋=L05—0．054；当4卜5．0m2疋=O．8。(2)内部压力内部压力的系数按下述确定：C*卸或-0．4G_21．3-123- ⑧要怠豫博士靴做复杂燃屋盖纳的风荷载特性及抗风设计僦综上所述，可见不同国家的规范对围护结构的风荷载的设计值，在规则上各不相同，其结果也可想而知。其取值的差别，既有实验数据来源不同的原因，更主要的是取值的原则也不尽相同。例如墙面是否分区，如何划分；是否考虑荷载从属面积的因素；风压的参照高度如何规定：内压是否考虑，又如何取值；以及风压脉动影响的阵风系数(或称阵风响应系数、阵风效应系数)取值的依据等等。6．3围护结构设计风压取值的试验研究用于围护结构设计的风压值，必须是各类工况中最为不利的极值风压。本节结合北京奥运会乒乓球馆的剐性模型风洞试验。分别从荷载规范提供的计算方法和试验结果统计分析的角度。探讨围护结构的设计风压取值。6．3．1基于规范方法的结果根据建筑结构荷载规范提供的公式(6．2．1)，计算出用于围护结构设计的风压值。需要说明的是，对玻璃幕墙及围护结构，应考虑到封闭结构门窗开启或局部玻璃意外损坏的情况而导致的内压修正。按我国荷载规范，封闭式建筑物的内表面的局部体型系数按外表面风压的正负情况取m．2或0．2。本项目计算封闭结构部分用于围护结构设计的风压时，据此进行了相应的修正。由此可得到各测点在各个风向角下用于围护结构设计的风压值。对于每个测点的风压值，分别找出所有风向角中的一个最大值和一个最小值，称为该测点的最大风压和最小风压(绝对值最大负压)，用于围护结构设计．(一)屋面的前lO个最不利风压结果乒乓馆屋面的前lO个最不利正压值和最不利负压值(绝对值最大负压)列于表6．3．1中，其中50年重现期的最大正压值为O．78kPa(位于第8块第16点，风向角为300度)；50年重现期的绝对值最大的负压为一3+20kPa(位于第4块第2点，风向角为247．5度)．表6．3．1屋面的前10个最不利正压和负压值(kPa，按规范方溯最不利正压最不利负压飘I点压力值(50年重现期1铡点压力值(50年重现期)08m160．78044)02-3．2008．015O．7305_019—2．8508．0170．7004-003-2．5l0843010．70044308-2．470843020，7004-005-2．4108-0330．69044)01-2．4008-0190．6904-007-2．3008-0200．6804010-2．2908-02l0．6804-004-2，2608-0220．67034)06．2．25．124． (=)墙面的前lO个最不利风压结果乒乓馆墙面的前lO个最不利正压值和最不利负压值(绝对值最大负压)列于表6．3．2中。其中50年重现期的最大正压值为0．84kPa(位于第9块第l点，风向角为45度)：50年重现期的绝对值最大的负压为．2．79kPa(位于第ll块第5点，风向角为247．5度)。表6．32墙面的前10个最不利正压和负压值(1(Pa，按规范方法)最不利正压最不利负压测点压力值(50年重现期)测点压力值(50年重现期)09-OOlo8411．∞5-2．79lO-olOo．8411-006．2．7809—0020．8l11-004一1．58iO-011O．80li-009．1．5311．029o．7909-026．1．4911．028o．7911-002-1．4412-037o．79ll—001．1．44lJ．025o．7709-027．1．4410-013O．77ll-007．1．4312-0360．77114)08-1．416．3．2基于统计分析的结果根据概率统计理论可知，各测点在某一风向来流的作用下，其风压系数的极大值cj。。和极小值Cpm可表示为：q一=G～+七％。(6，3．1)cPn衄=巳～一tc_M(6．3．2)其中。k为峰值因子，荷载规范以文献[6～81为基础对峰值因子进行取值，将脉动风压近似看作高斯过程，并假定脉动压力分布也是高斯分布。根据高斯分布的概率密度函数，取峰值因子为2．0-,,2．5，并认为保证率已达到97．73％～99．38％，能够满足工程要求．但文献【9】指出，实际工程表面脉动风压分布为非高斯分布，只有当峰值因子为2．55—3．24，保证率才能达到97％母9％，这里取值3．5。对于每个测点，在所有风向角对应的cj。。和c，。中，总可以找到一个最大的cj。。和一个最小的C，。，分别称为该测点的最大极值风压系数C，。。和最小极值风压系数Cp一。得到各测点的最大(最小)极值风压系数后，各测点的最大(最小)极值风压可由下式得到：只。=Cp。x尼(6．3．3)f'眦=Ct,。x尼(6．3．4)．12S． ⑧p『务虫学T-憾-un·-·n．1y博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究式中，B为对应于不同重现期的lOmin平均的梯度风压，北京地区，对应于50年、100年重现期，分别为1．4038kPa和1．5598kPa。(一)屋面的前10个最不利风压结果乒乓馆屋面的前lO个最不利正压值和最不利负压值(绝对值最大负压)列于表6．3．3中，其中50年重现期的最大正压值为0．98kPa(位于第5块第19点，风向角为105度)：50年重现期的绝对值最大的负压为-3．30kPa(位于第4块第2点，风向角为240度)。袭6．3．3屋面的前lO个最不利正压和负压值(kPa，按统计方法)最不利正压最不利负压测点压力值(50年重现期1测点压力值(50年重现期)05．019o．9804抛-33008-044o．92oi-004-2．8308．043o．8705-019-2．7708．042o．8704-ooi．2．5808-046o．8403-003o3508-0450．8404-007．2．16Ol-005O．8204-003．2．1007-0360．8103-004．2．0808-0210．8l0I-005．2．0508．0150．8l03-030-2．04(二)墙面的前lO个最不利风压结果乒乓馆墙面的前lO个最不利正压值和最不利负压值(绝对值最大负压)列于表6．3A中，其中50年重现期的最大正压值为1．28kPa(位于第10块第34点，风向角为255度)；50年重现期的绝对值最大的负压为-2．38kPa(位于第11块第5点，风向角为255度)。表6．3．4墙面的前10个最不利正压和负压值(kl'a．按统计方法)最不利正压厦不利负压测点压力值(50年重现期)测点压力值(50年重现期)lO-034I．28li-005．2．3810-035I．0511．006．2．2912．ool1．0410-034．1．6512．002n97ll-002．1．5911．0270．9711．00l·1．5512_0220．9512．ool—1．5311．026O，87lI-004-1．4211．0230．8711．00S，1．3912．0260．8610-036．1．37ll—0250，85lO．035一1．37．126— 6．3．3规范方法与统计方法比为了更清楚的反映两种方法得到的各测点压力的比较情况，这里将各个测点在24个风向角下应用统计方法和规范方法计算得到的最大正压的比值(定义为邱)的概率直方图表示于图(6．3．1)中；最大负压的比值(定义为兄)的概率直方图表示于图(6．3．2)中。Rp图6．3．1最大正压比值豹概率分布图图6．3,2最大负压比值的概率分布图可以看出，对于最大正压而言，各测点按统计方法得到的结果一般均大于按规范方法计算的结果：而对于最大负压而言，由两种方法算得的风压值互有大小，但在风压值很大的某些测点(例如前述的乒乓球馆屋面的最不利负压)，由统计方法算得的风压值比规范算得的要大。同时，规范方法的阵风系数仅仅只是考虑了来流的湍流特性，没有考虑气流分离、旋涡脱落等因素，相对而言，基于风洞试验的统计方法更加可信。所以，为了保证围护结构的安全，本文建议围护结构的设计风压取统计方法的计算值。6．4围护结构的风压分布特征L，。上。。4。。上，JL口：，oo图6．4．1屋面边角区域图测点布置-127-口e扫署0日口ol|I1。11_广j，5I，《Ⅲ咱1 ⑧要捻繇博士学位论文复杂大龌盏结构M荷载特性及抗风设计僦屋面的边角区域是在风荷载下最容易破坏的部分，风荷载在这一区域无论是平均风压系数，还是根方差风压系数，或是极小值风压系数在整个挑篷表面都是最不利的。分析这部分屋面区域的风压系数特征对正确对待屋面的风荷载是很有意义的。由工程一的刚性模型风洞试验的测点布置(图2．1．10所示)可以看出，在屋面边角区域增加了测压点的分布密度，目的在于通过试验研究，能细致地描述屋面边角区域的风荷载分布特征。屋面边角区域的测点编号如图6A，l所示。6．4．1屋面边角区域上表面的风压系数研究屋面边角区域上表面的风压系数特征，得到图6．4．2～6．4．5所示的典型测点平均风压系数、极大值(或正峰值)风压系数和极小值(或负峰值)风压系数的随风向角的变化曲线，可以较为清晰的辨别不利风向角的大致范围。瓤倏出匠风向角／(o)图6．4．2测点4_l的平均和峰值风压系数变化风向角／(o)图6A．4测点4-3的平均和峰值风压系数变化叛峨幽区风向角／(o)图6．4．3测点4-2的平均和峰值风压系数变化风向角／(o)图6．4．5铡点¨的平均和峰值风压系数变化从变化曲线来看，风向角在00到1800时，各测点平均、极大值和极小值风压系数都很小，因为此时屋面边角区域处于背风区：风向角在1800到3600时，风压系数总体趋势是先增大后减小，极大值风压系数稍有波动，平均和极小值风压系数的最不利风向角集中在2400到2550之间，这是由来流分离引起的，气流从正面吹向屋盖，在屋盖的上表面，形成一个从前缘端部开始延伸的负压区域。极小值风压系数和平均风压系数随风向角的变化规律相似，只是在最不利风向区域。-128．裁帐出匠 极小值风压系数的数值要大很多．研究屋面边角区域上表面的风压系数的空间变化，得到图6A．6～6．4．7所示的相邻测点极大风向角／(o)圜6．4．6测点极小值风压系数韵变化曲线风向角／(o)图6A．7铡点极大值风压系数的变化曲线从变化曲线来看，相邻测点的极大值风压系数，随风向角的改变，有很大的离散，当处于迎风区波动更大，规律不明显，但幅值变化范围较小，处在-0．5～O．5之间．相邻测点的极小值风压系数随风向角的改变，变化规律比较明显，风向角在1800到3600时，风压系数总体趋势是先增大后减小，最不利风向角集中在2250到2700之间，幅值变化范围很大，测点4-2的风压系数更是高达一2．29，所以在设计围护结构时。局部风压系数一定要考虑足够。6．4．2屋面边角区域的净风压系数在进行屋面结构设计时，需要用到的是屋面各测点或测点对上的净压差值，即对于屋面边缘部分，将各测压点上下表面同步测压所获得的测点对的两个时域信号相减，得到该测点处的净风压时域信号，再对其进行概率统计分析。研究屋面边角区域净风压系数的空间变化，得到图6A．8～6．4．9所示的相邻测点极大值净风压系数和极小值净风压系数的随风向角的变化曲线，并比较测点4_l和4．2上表面极小值风压系数和极小值净风压系数，如图6A．10所示。·129． ⑧p胁六号T¨砰u—ht·|t，博士学位论文复杂大跨屋盖结构的风荷载特性及抗风设计研究风向角／(o)图6．4．8测点极小值净风压系数的变化曲线风向角／(o)圈6．4．9测点极大值净风压系数的变化曲线风向角／(o)圈6．4．10测点上表面极大值风压和净风压极大值系数的比较可以看出，测点极大值和极小值净风压系数随风向角的变化曲线，和上表面极大值和极小值风压系数随风向角的变化曲线大致相同。风向角在oo到180。时，钡0点极大值和极小值风压系数都很小；风向角在1800到3600时，极小值风压系数总体趋势是先增大后减小，两侧测点极大值一130- 风压系数变化方向相反，这与屋面的起伏和挑檐的坡度有关。由于屋面边缘在来流下受到“上吸下项”的风荷载作用，所以净风荷载情况比上表面风荷载情况在对应工况各指标中测点的风压系数幅值均大。从风压系数幅值对比可以看到．上表面风压系数对净风压系数在平均风压系数和极小值方面的贡献是占主导地位的，除个别测点外，大多数上表面风压系数幅值在净风压系数幅值的85％以上。6A．3极值风压与平均风压的比较对于大跨度屋面结构，设计风荷载主要包括三部分：平均风荷载、脉动风荷载和风致振动惯性力。将极值风压系数C，。。(因为屋面基本上是以负压为主，这里即为极小值风压系数)与平均风压系数C，。。的大小进行比较，即可以看出极值风压系数与平均风压系数的数值差异，又能反映出脉动风压对于设计风荷载的贡献跚。鬟＼丑求lⅢCpIniI归删鬟＼筮隶I皿cprIli西mean图6．4，II工程IC舯，in／C—懈。的概率分布图6．412工程IICPmh／CP。嘲的概率分布对两个工程各个风向角下的数据进行分析，按C，m／C，。。取值大小统计的概率直方图如图6．4．11和图6．4．12。从图可知，极小值风压系数与平均风压系数相比，工程I有超过60％的比值在1．6～2A之间，工程Ⅱ有超过80％的比值在1．3～2．0之问。这就说明脉动风荷载对于总的设计风荷载来说，是不能忽略的。同时也说明，对于围护结构的风压取值，一定是局部的极值风压，而不能是平均风压。6AA屋面的风压取值对于屋盖的悬挑部分，上下表面均受到风压的作用，所以试验中一般采用上下表面同步测量技术，再将上下表面的风压差，即净风压，用于结构的抗风设计。那么净风压与原先的上下表面风压相比，是增大了还是减小了?只考虑净风压的设计，对主体结构和围护结构是否安全?为了进行比较分析，本文分析了两个典型风向(00和900)下，悬挑屋盏在迎风区、侧风区和背风区的净风压与上下表面风压系数分布。．131． ⑨∞『彝六号wc．gpu曲m脚博士学位论文复杂大跨屋盏结构的风荷载特性及抗风设计研究圈6,4．13矿风向净风压和上下表面的风压系数图6．4．149妒风向净风压和上下表面的风压系数可以发现，屋盏悬挑部分的上表面全为负压，而净风压有正有负。这是由于在迎风区，屋盏悬挑部分的下表面承受正风压，与上表面的负风压形成“上吸下顶”的叠加效果，使得合力的负风压比上表面的负风压大；而在侧风区和背风区，屋盏悬挑部分的下表面则是承受负风压，与上表面的负风压形成“上吸下吸”的抵消效果，使得合力的负风压比上表面的负风压小。而且，在侧风区和背风区上下表面的风吸作用相当，导致净风压几乎为零。所以，净风压并不完全等于悬挑屋面上表面或下表面所受风压，只考虑净风压的设计，仅仅在迎风区对于整体结构的设计时可能是安全的，而其他情况下悬挑屋面上下表面可能都不安全。因此，本文建议悬挑屋面的抗风设计宜分别按照上下表面的最不利风荷载进行设计。需要说明的是，如果悬挑屋面下表面裸露，没有檩条或其它连接构件，上下表面的风荷载是作用在同一片覆层材料上，这时围护结构的设计风荷载就由净风压控制。对于封闭屋面部分，选取上表面的风压系数，用于围护结构设计。进行屋面结构设计时，需要注意的是，一方面屋面的风压系数沿屋面的分布很不均匀，另一方面风压系数的大小和分布会随着高深比而变化。以小坡度屋面为例，在迎风面前缘，由于气流分离产生的负压很大，随着离前缘距离的增加，负压逐渐减小，由于气流的再附着，在后缘部分还可能出现正压。荷载规范规定的单个体型系数-0．6，用于跨度不大的屋面是合适的，但用于大跨度的屋面设计就可能不合理了。在文献【9】中，屋面的体型系数是按离檐口的距离分区给出的，而且还考虑了不同高深比的因素，体型系数的变化范围从．1．3到0．2。6．4．5箍墙的风压取值幕墙墙面的结构设计，选取基于试验结果统计分析的最不利风压系数。按照规范【12卅规定，幕墙的风荷载体型系数一般在迎风区取0．8，背风区取-0．5，侧风区取．0．7。但这些体型系数是幕墙整个面上的平均值，而且没有考虑建筑物的形状效应和周边建筑的气动干扰。那么，具体的建筑物形状和实际的周边建筑，将会对幕墙上的风荷载有什么影响?为了分析乒乓球馆幕墙的体型系数，这里对乒乓球馆周边幕墙在各个风向角下的点体型系数分别进行平均，得到周边整片幕墙随风向角变化的体型系数，如图6．4．15所示。为了表述清晰，把各区体型系数的最大正值和最大·13Z- 负值绘于图6．4．16，图中各区数据的第一行为体型系数的最大正值，第二行为最大负值，角度表示风向。东区图6．4．15体型系数随风向角变化曲线Igl6．4．16各区的最不利体型系数示意图可以看出，当各区的体型系数取得最大正值时，风向基本上为迎风，数值分别为O．27、0．11、0．58、0．71，都比规范给出的0．8要小，这是由于周边建筑的“遮蔽效应”造成的；当各区的平均体型系数取得最大负值时，风向基本上为侧风和背风，数值分别为．0．96、一1．79、-1．26、·1．49，都比规范给出的-0．5、-o．7要大很多，这与周边建筑的排列有关。尤其当风向角在2700附近时，风从空旷的体育场方向吹来，周边建筑的排列会在南北两侧产生“狭缝效应”，增强的气流必然会对处于侧风区的幕墙产生很大的风吸力。所以，周边建筑会对幕墙上的风压产生很大影响，对于背景工程而言，慕墙抗风设计的体型系数如果按照规范取值。虽然在迎风区基本上能满足要求，但背风区和侧风区就偏于不安全。此外，对于幕墙支承体系的抗风设计，不同规范有不同的规定，差异较大。概念比较模糊，有关资料也未及时作详尽的解释，不同的技术人员所设计的结构其结果也就相差甚远。此问题在楼层不高、跨度不大的有框幕墙中影响可能不太明显，但对大跨度的柔性支承点支玻璃幕墙结构，其计算的结果差异是非常大的。比如‘建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)、‘玻璃幕墙工程技术规范》(JGJl02-2003)，支承体系的风荷载按(6．2．1)进行计算，而‘点支式玻璃幕墙技术规程》(CECS：127；2001)，规定用主体结构的振动性质来代替幕墙自身的振动特性，按下式计算：暇=1．1·屈从乜％(6．4．1)其中，屈是按主体结构来定的(可参考规程的条文说明)，与幕墙的支承体系的性质无关·这种计算思路是否合适，值得探讨：假设主体结构采用钢筋混凝土框架结构，幕墙支撑体系采用柔性索桁架，这一作法就没有反映支承体系的特性。而且在实际工程中，点支式玻璃幕墙多位于结构的较低楼层，结构的位移小，其振动特性对幕墙的影响很小。因此，用主体结构的振动性质来代替幕墙自身的振动特性的做法，似乎不具有说服力。．133— ③曼怠臻博样能文复杂大龅盖结构的风撇特性及抗风设栅究6．5阵风系数6．5．1阵风系数的取值规定阵风系数艮包含了自然界风的脉动和风作用于建筑时产生的建筑物对风的扰动两个方面。建筑物对风的扰动既可以使阵风系数大于瞬时风压与平均风速对应风压的比值，也可以使其小于这一比值。一般说来，建筑物迎风面和迎风面附近的拐角部位，动风压表现得较为剧烈，阵风系数较大；而对背风面，动风压则不大，阵风系数较小。关于阵风系数攻的规定，在规范中基本上有两种方式：一种是根据经验，采用相当于平均时距为l～2s或瞬时的放大系数，另一种是利用风压脉动系数∥，的概念给出的。我国《玻璃幕墙工程技术规范》(JGJl02-2003)中取阵风系数为2．25，正好是前文中提到的瞬时风速与10rain平均风速比值1．5的平方，即是瞬时风速对应风压与基本风压之比。对于建筑围护结构，国际标准套用了加拿大规范，比较保守建议将其动态响应系数％取为2．5，这与国家行业标准的作法基本上是一致的。但这样处理只是考虑了风速的瞬时特性，而并未涉及建筑对风的瞬时特性的干扰。由于建筑物表面的动态风压并不完全取决于自然风的瞬时风压，因而这种估计方法可能过低或过高地估计了动态风压，从而造成不安全或不经济。我国的《建筑结构荷载规范》(GB50009-2001)是利用风压脉动系数，0来定义阵风系数色的。风压脉动系数∥，的概念，按定义：一蛩薏瓶s∽式中，g为脉动风压的峰值因子，可由理论导出，一般在3～5范围内取值；，k和口0分别是风压的均值和标准差。在荷载规范的条文说明中，已指出该规范的脉动系数∥，，可以采用下述经验公式：以一o．s地s啡州曲㈥一@s∞该系数是为了与原规范的风振系数吻合而作了调整，其中隐含的峰值因子约2．5左右。远比国外规范的为低。若在公式(6，5-3)的基础上给出阵风系数，同样也会得出与国外相比偏低的风荷载设计值。分析美国和日本规范的阵风响应(或效应)系数，不难发现它们的公式也是在理论公式的基础上适当调整后再加以采用，因此也包含有经验的因素。为了在脉动风压中仍能反映湍流沿高度变化的规律，可以在脉动系数的基础上建立阵风系数的公式。而且ASCE提供的阵风响应系数已经使用了很长时间，并且又被UBC所套用，其所得的结果与其它规范相比，除在局部边 缘面积上估计较高外。大部分结果还是适中的。于是在ASCE的基础上，结合原规范的规定，并考虑美国和我国规范的时距差别，对阵风系数进行修正，得到下述公式确定：∥F=七(1+2∥，)(6．5．3)式中，k为地面粗糙度调整系数，对应A，B、C、D四种类型，分别取0．92、0．89、O．85和O．80。尽管荷载规范中给出的阵风系数取值的数据表，解决了不同地区、不同高度的自然风的脉动强度不同的问题，但并没有对风与建筑的作用有什么反映。所以，对这个问题尚需更多的探讨和研究。目前，大多数的风洞试验采用了直接测量脉动风压的办法。这与实际情况可能更接近，结果的可信度更高一些。6．5．2阵风系数的取值范围我国的建筑结构荷载规范规定，计算围护结构风荷载标准值时％=名以肛％，体型系数以是由各测点的风压系数cj乘以相应的测点附属面积A4进行加权平均得到，即：∑己+M以2堕百一‘6．5．4)当需要细致地分析结构表面各区域的风荷载值，通常将每一个测点的平均风压系数直接作为该测点周围小范围内的体型系数，郎点体型系数。峰值因子g的定义，如等式(6．5．5)所示，可见峰值因子g由测点风压系数样本的风压系数cj，平均风压系数c；和根方差风压系数D0联合决定·g：—Cp-—C9(6．5．5)ocl由于屋面的控制荷载是最大的向上吸力，所以我们关心的峰值因子g是对应于负峰值风压系数C；，这样等式(6t5．5)就转化为：g：!＆(6㈤oc．利用统计分析的负峰值风压系数，计算围护结构设计风荷载嵋=三卢吩。；时。阵风系数和峰值因子之间的关系为：纠+g等缸sm利用公式(6．5．7)，计算阵风系数，并统计如图(6．5．1)所示，可见围护结构的阵风系数大致在1．2～3．0之间。·135． ⑧曼虎繇博样位敝复杂大跨屋盖结黼风荷载特性及飙设计碱6．6本章小结X丑隶l皿阵风系数图G．5．I阵风系数统计分析图本章在对比研究国外荷载规范和我国荷载规范中围护结构风荷载取值规定的基础上，结合北京奥运会乒乓球馆的风洞模型试验，对比分析了规范方法和统计方法两种方法的风压计算结果，研究大跨度屋盖围护结构的边角区域风压分布特性，探讨了屋面和幕墙风荷载的取值，并研究了阵风系数的取值范围，对围护结构的抗风设计提出了一些建议，得出的主要结论如下：(1)国外的荷载规范中关于风荷载的确定，主要是根据风洞试验的结果，考虑到房屋的尺寸及其比例对风荷载的影响比较明显。不同国家的规范对固护结构的风荷载的设计值，在规则上各不相同，其结果也差别很大。其取值的差别，既有实验数据来源不同的原因，更主要的是取值的原则也不尽相同。(2)用于围护结构设计的风压值，必须是各类工况中最为不利的极值风压。分别从荷载规范提供的方法和对试验结果的统计分析，得到的测点最大风压和最小风压存在一定差异，尤其是风压值很大的某些测点，由统计方法算得的风压值比规范算得的要大，建议围护结构的设计风压取统计方法的计算值。(3)屋面边角区域的风荷载，无论是平均风压系数，还是根方差风压系数，或是极小值风压系数在整个挑篷表面都是最不利的。屋盖上表面的极小值风压系数和平均风压系数随风向角的变化规律相似，只是在最不利风向区域，极小值风压系数在数值上要大很多。所以在设计围护结构时，局部风压系数一定要考虑足够。(4)由于屋面悬挑边缘在来流下受到“上吸下项”的风荷载作用，所以净风荷载情况比上表面风荷载情况在对应工况各指标中测点的风压系数幅值均大。从风压系数幅值对比可以看到，上表面风压系数对净风压系数在平均风压系数和极小值方面的贡献是占主导地位的。(5)对于悬挑屋面，若下表面具有大量的檩条或网架构件时，屋面局部区域的风荷载主要由上表面的风压所控制，若下表面裸露时，屋面局部区域的风荷载净风荷载控制。周边建筑会对幕墙上的风压产生很大影响。幕墙抗风设计的体型系数，应考虑实际周边建筑的排列，对规范建议值做相应的调整。(6)规范给出的阵风系数，只是考虑了风速的瞬时特性，而并未涉及建筑物对风瞬时特性的干扰，包含了很多经验的因素。通过风洞试验直接测量脉动风压，再利用阵风系数和峰值因子之间的关系，计算出围护结构的阵风系数大致在1．2～3．0之闻。．136． 第七章结论与展望7．1本文工作的总结本文首先对大跨度屋盖结构抗风研究的进展进行了详细的回顾和评述，然后围绕大跨度屋盖结构抗风分析与设计中的关键问题——体型系数、风振系数、基本风压，从风压分布特性分析、围护结构风压取值、静风效应及静风稳定性分折、风致振动特性分析及抗风设计方法等方面入手，对大跨度屋盖结构的抗风分析与设计展开系统研究。本文的主要成果和结论有以下几个方面：1、对大跨度屋盖表面风压分布特性的认识结合北京奥运乒乓球馆和泉州市海峡体育中心体育馆的刚性模型风洞试验，对复杂大跨度屋盖表面的平均风荷载和脉动风荷载特征进行了详细分析，并在前一个试验中考虑了有无周边建筑两种情况下，屋盖表面上的风压分布，探讨了周边建筑对屋面风压分布的干扰影响。虽然这些屋盖表面的风压分布十分复杂，但仔细研究几个典型风向角下屋盖表面的风压系数分布图，得到一些具有共性的规律：(1)，屋面以负压为主，平均风压系数等值线的分布成阶梯状，且风压系数等值线与屋面轮廓线比较一致；屋面的高低起伏对风压影响大，凸出部分负风压较大，凹进部分负风压很小。甚至出现正风压；对于具有对称的外型的屋盖，当来流风向平行于对称轴时，其平均风压分布基本上也是对称的。(2)来流在迎风屋面前缘严重分离，迎风屋面边缘附近出现高负压区，而且平均风压系数的变化梯度较大，在其他区域风压较小且变化相对平缓，在远离来流的一端，负风压更小，甚至出现正风压，这是由于来流的尾流在屋盖表面出现再附。(3)对于脉动风压系数。其分布具有与平均风压分布相类似的特点，但比平均风压系数更复杂。来流中的紊流成分是造成这种现象的主要原因。(4)、屋面形状对风压影响很大，当来流在方形屋面的外边缘发生分离时，将会形成线形柱状涡；而来流在圆弧形平屋面的外边缘发生分离时，将会形成一个绕屋面边缘的曲线形柱状涡．(5)、在屋面的角部，因建筑外型发生较大变化，来流在屋面的角部边缘发生分离，将会在迎风前缘形成一对锥形涡，气流分离也最为严重。所以在结构设计时，要采取必要的构造措施，防止屋盖角部被风荷载掀起而破坏。(6)周边建筑的形状和位置对受扰建筑的平均风压和脉动风压影响很大。上游建筑物的遮挡一般会减小屋盖上的平均风压，增大屋盖上的脉动风压，且对迎风前缘的影响比对其他部位的影响大；周边建筑物的布置，也有可能产生“狭缝效应”，从而显著地增大风压；周边建筑的干扰，会使得屋盖上风荷载的空间分布非常显著。虽然不同的大跨度屋盖具有一些共性的规律，但对于不同的屋盖形状，风压的个性特征也很明显。文中对风压特性的认识，可作为今后研究大跨度屋盖表面风压的参考。-137． 2、大跨度屋盖结构的静风效应及静风极限承载力分析利用北京奥运乒乓球馆屋盖结构的风洞试验数据，对其进行了静力风荷载效应分析，并讨论了最不利风向角的确定方法，重点研究了屋盖结构的静风极限承载力，分析了初始预应力、支承条件等因素对屋盖结构静风极限承载力的影响，得出以下结论：(1)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。对于非线性很强的结构，风荷载值最大的工况不一定对结构最不利，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。(2)对于大跨度屋盏结构，风荷载是结构设计的主要控制荷载之一．风荷载引起的结构响应与恒荷载引起的结构响应，趋势正好相反，需要特别注意两种工况下杆件的受力可能变号，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稳定问题。(3)对于预应力空间桁架结构，尽管初始预张力的施加和支承条件的强化，都能显著提高结构的整体刚度，但两个因素对结构静风响应的影响差异很大。初始预张力的施加，预张力的结构效应与风荷载的结构效应相同，加剧了结构的静力风荷载响应；而支承条件的强化，限制了结构的变形，削弱了结构的静力风荷载响应。(4)虽然考虑结构几何非线性的弹性分析方法，可以揭示结构全过程性能，但并不能排除结构部分杆件的部分截面，在结构达到临界点以前已进入弹塑性状态导致的结构承载力下降，因而会得出的结果比实际结构承载力高。(5)同时引入结构几何非线性、材料非线性以及支承条件的非线性，采用结构非线性稳定全过程分析方法来进行计算，通过跟踪结构的荷载一位移曲线来寻找极值，才能得到符合实际的结构静风极限承载能力，也使得结构非线性稳定分析与极限承载力分析合二为一。本工程弹塑性分析得到结构极限状态荷载因子为6．979。初始预张力的施加和支承条件的强化，对结构静风极限承载能力的影响都不大。(6)极限承载力的分析都表明，本工程屋盖结构的最终破坏属于强度破坏，屋盖辐射桁架与承重墙体的连接部位和环向支撑体系，最先进入塑性状态，应保证其具有足够的强度。3、大跨度屋盖结构的风致振动特性研究在大跨度屋盖风压分布特性研究的基础上，探讨屋盖表面脉动风压的形成原因。由风洞试验测得的测点风压系数时程，经过一系列转换和修正，得到节点的脉动风荷载时程数据，施加到屋盖的上部节点上，进行风振响应的时程分析。结合风振响应的分析结果，研究了大跨度屋盖结构的风振形式和风振机理，探讨了风振系数的取值，并分析了初始预应力、支承条件等对屋盖结构风振响应的影响。最后，利用谐波叠加法模拟了大跨度屋盖表面各点的风速时程，在准定常假定的基础上转换成风荷载时程，进行风振响应分析，对两种方法的计算结果进行了比较。得出的主要结论如下：(1)在风振响应分析中，对未同步测试测点的风压系数时程，提出了采用与标准点相位同步的方法进行同步化处理；对测点风压系数时程数据中的粗大误差点，提出采用五点三次平滑方法剔除；对与试验模型的测点不重合的结构点。提出采用反距离加权法进行空间插值加密，这些措施都有助于改善计算结果的精度。．13叠． (2)结构的风振响应功率谱主要发生在两个区域：一个是脉动风荷载的卓越频率区(0．05Hz左右)，另一个是结构豹自振频率区(2．25Hz左右)．屋盖结构的风振响应主要是低频处的受追振动和基频处的结构共振，且结构的第一振型是结构振动的主要成分。(3)低频处的受迫振动是由大气紊流引起，是脉动风荷载作用下的强追随机振动；基频处的结构共振是由于结构在脉动风作用下，结构周围会出现旋涡脱落现象，当旋涡脱落频率接近结构基频时，就会引发共振。属于自激振动。(4)对于大跨度屋盖结构而言，抖振和涡振都是不可避免的，但可以通过采取适当措施来降低振动幅度。通过提高结构刚度，加强构造连接，可以降低抖振振动幅度；通过调整结构布置提高临界风速，可以降低涡振振动幅度。(5)由试验测得的风压系数时程转换得到的风荷载时程，包含了全部风的成分。平均风有很大的周期，相当于静力作用的效应，而脉动风周期很小，且是随机的，应当按照随机振动理论求得动力响应，=者是不同的，应严格区分。如果将其混在一起直接输入，会导致错误的结果。(6)屋盖结构中，各项动力响应(轴力、弯矩、位移)的风振系数之问存在较大的差异，即便是同一种响应，在不同位置风振系数也存在差异，因此很难用统一的风振系数来表述整个结构的风振响应特征。建议对于大跨度屋盖结构，直接运用结构的风振响应均方根值乘以峰值保证因子，然后和平均风作用下结构相应的响应值进行叠加，用叠加后的响应进行结构设计。(7)基于随机模拟的风振响应分析方法，虽然也能在一定程度上反映结构的风致振动特性，但与基于风洞试验的风振响应分析法相比较，计算得到的结构响应振动幅度小，节点的位移风振系数也偏小。用其得到的结果进行结构设计，会使结构偏于不安全。(8)初始预应力的旌加与否，对结构响应的振动幅值影响大，对结构响应根方差影响很小；结构的风振特性对边界条件非常敏感，相对于滑动支座，采用固定支座，结构的风振响应大大减小，极大地约束了结构的风致振动。4、大跨度屋盖结构的抗风设计方法的研究从工程设计的角度出发。结合大跨度屋盖受风灾破坏的实地调查结果，对我国荷载规范中基本风压的取值规定提出质疑；借鉴有关抗震设计标准和规范，提出适合于大跨度屋盖的抗风设防标准和抗风设计方法，并结合北京奥运乒乓球馆屋盖结构进行了抗风分析；分析和总结了大跨度屋盖结构设计和建造方面的问题，初步探讨了一些适合大跨度屋盖的抗风概念设计和抗风构造措施，主要结论如下：(1)建筑物所受的风荷载是根据基本风压值的规定计算得到的，基本风压的取值在很大程度上决定了对建筑物抗风设防的标准。从对风灾的实地调查情况来看，现行规范对我国部分地区，尤其是东南沿海地区，基本风压取值有所偏低。应在充分掌握风场资料及风特性的基础上，采用更加科学合理的方法来确定基本风压。(2)风荷载属于偶然作用，强度大的发生频率低，强度小的发生频率高。借鉴建筑抗震规范，提出在设计基准期内超越概率为63．2％的基本风压为“常遇风压”，超越概率为10％的基本风压为“偶遇风压”，超越概率为2~3％的基本风压为“罕遇风压”，并计算出与现行规范中的基本风压的比值关系为：l：1．32：1．57。-139． 函》T同ong『螽lII)Rh艚r4ws4。博样位论文复杂大朗盖结构的风荷载特性及抗风设栅究(3)借鉴建筑抗震的设计思想，提出适合大跨度屋盖结构的“常遇风压不坏，偶遇风压可修，罕遇风压不倒”的三水准抗风设防原则，和与之相对应的三阶段抗风设计的方法。(4)采用“三水准设防，三阶段设计”的大跨度屋盖结构抗风方法，对北京奥运乒乓球馆屋盖结构进行了抗风分析。在常遇风压作用下，结构处于弹性工作状态，构件截面满足承载力要求；在偶遇风压作用下，辐射桁架下的立柱进入了塑性工作状态，大部分构件处于弹性工作状态，结构仍有很大的承载能力储备；在罕遇风压作用下，结构处于弹塑性工作状态，进入塑性的构件除了辐射桁架下的立柱外，还有屋盖的环向支撑。(5)结合大跨度屋盖受风灾破坏的调查。分析和总结了大跨屋盖结构在设计和建造方面存在的影响抗风能力的问题。遭受风灾破坏的屋面有共性的特征：大多采用了轻质柔性的屋面材科，屋面覆盖物与檩条或屋面桁架的连接较差，屋面桁架与承重墙体或承重柱的连接较差等等；在建造过程中规划布局散乱、建筑选址不当、施工期安排不当以及建筑工程的质量缺乏严格管理。(6)参考建筑抗震概念设计方法，在场地选择、建筑体形、建筑布局、结构体系、非结构构件以及临时措施等方面，提出了适合大跨屋盖结构的抗风概念设计方法，并结合相关文献，提出大跨屋盖结构的抗风构造措施和气动抑风措施。5、大跨度屋盖围护结构的设计风荷载研究在对比研究国外荷载规范和我国荷载规范中围护结构风荷载取值规定的基础上，结合北京奥运会乒乓球馆的风洞模型试验，对比分析了规范方法和统计方法两种方法的风压计算结果，研究大跨度屋盏围护结构的边角区域风压分布特性，探讨了屋面和幂墙风荷载的取值，并研究了阵风系数的取值范围，对围护结构的抗风设计提出了一些建议，得出的主要结论如下：(1)国外的荷载规范中关于风荷载的确定，主要是根据风洞试验的结果。考虑到房屋的尺寸及其比例对风荷载的影响比较明显。不同国家的规范对围护结构的风荷载的设计值，在规则上各不相同，其结果也差别很大。其取值的差别，既有实验数据来源不同的原因，更主要的是取值的原则也不尽相同。(2)用于围护结构设计的风压值，必须是各类工况中最为不利的极值风压。分别从荷载规范提供的方法和对试验结果的统计分析，得到的测点最大风压和最小风压存在一定差异，尤其是风压值很大的某些测点，由统计方法算得的风压值比规范算得的要大，建议围护结构的设计风压取统计方法的计算值。(3)屋面边角区域的风荷载，无论是平均风压系数，还是根方差风压系数，或是极小值风压系数在整个挑篷表面都是最不利的。屋盖上表面的极小值风压系数和平均风压系数随风向角的变化规律相似。只是在最不利风向区域，极小值风压系数在数值上要大很多，所以在设计围护结构时，局部风压系数一定要考虑足够。(4)由于屋面悬挑边缘在来流下受到“上吸下顶”的风荷载作用，所以净风荷载情况比上表面风荷载情况在对应工况各指标中测点的风压系数幅值均大。从风压系数幅值对比可以看到，上表面风压系数对净风压系数在平均风压系数和极小值方面的贡献是占主导地位的。(5)对于悬挑屋面，若下表面具有大量的檩条或网架构件时，屋面局部区域的风荷载主要由上表面的风压所控制，若下表面裸露时，屋面局部区域的风荷载净风荷载控制。周边建筑会对一140— 幕墙上的风压产生很大影响。幕墙抗风设计的体型系数，应考虑实际周边建筑的排列，对规范建议值做相应的调整。(6)规范给出的阵风系数，只是考虑了风速的瞬时特性，而并未涉及建筑物对风瞬时特性的干扰，包含了很多经验的因素。通过风洞试验直接测量脉动风压，再利用阵风系数和峰值因子之间的关系，计算出围护结构的阵风系数大致在1．2～3．0之间。7．2未来工作的展望对今后的进一步研究提出如下几点建议：I、重视对实际大跨度屋盏结构风荷载和风振响应的现场实测工作，这是检验其它各种方法和结果的最好途径．2、CFD(计算流体动力学)技术能克服风洞试验的一些缺陷，将两者有机结合是研究风荷载及凤振机理的一条很有价值的途径，应加强CFD技术在大跨度屋盏结构抗风研究中的作用。3、强风荷载一般不是单独作用，应开展大跨屋盖结构在强风和暴雨、强风和积雪等多重灾害共同作用下的荷载作用机制的研究。4、大跨度屋盖表面风荷载分布规律的研究需进一步开展，对于简单的大跨度屋盖结构，应按不同结构类型建立非定常风荷载的统一表达式。5、结构风振动力响应的理论模型和计算方法还有很多方面需要精细化，如计算中如何考虑结构的非线性及气弹效应等，需要进一步研究。6、借鉴建筑抗震设计思想，进一步研究和发展大跨屋盖结构的抗风设计方法、抗风概念设计以及相应的抗风构造措施。．141． 参考文献【l】A．GDavenport,Howcarlwesimplifyandgeneralizewindloads，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodymmies，1995，54：657-669．【2】蓝天，张毅刚，大跨度屋盖结构抗震设计，中国建筑工业出版社，2000．【3】周喧毅。大跨度屋盖结构的风荷载及风致响应研究，同济大学博士论文，2004．【41黄本才，结构抗风分析原理及应用，同济大学出版社，2001．【5】M．Kasl,∞ki,Designwindloadsforlow-risebuildings：Acriticalreviewofwindloadspeeifieatiomforindustrialbuildings，JournalofWindEngineeringandIndustrinlAerodynamics，1996，61：169-179．【6】V．Kolousek,WindeffectsOncivilengineeringslruetures，ELSEVIERPress，1984．【7】孙炳楠，傅国宏，陈鸣，唐锦春，9417号台风对温州民房破坏的调查，第七届全国结构风效应会议论文集，1996，81．129．【8】N．J．Cook,Thedesigner’sguidetowindloadingofbuilding$11"uctllres，1985．【9】金新阳，风荷载规范中体型系数应用的若干问题，第十二届全国结构风工程会议论文集，2004，250．253．【10】黄翔，悬臂弧形挑篷风荷载和等效静风荷载研究，同济大学博士论文，2005．【11】丁沽民，方江生，王田友，复杂体型大跨屋盖结构的抗风研究，建筑结构增刊。首届全国建筑结构会议，2006，64-69．【12lY．IJcmatsu，M．Yamada，A．Sasaki，Wind-induceddynamicresponseandresultantloadestimationforaflatlong-spanroof,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1996,65：155．166．【13】EI．1ematsu，M．Yamada,A．Kara,．gu，Designwindloadsforslructttralfl"dme,sofflatlong-spanroofs：Gustloadingfactorforthebeamssupportingroofs，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodymmaies，1997，66：35—50．【14]Y．IJematsu,M．Yamada,A．Kanlsu，Designwindloadsforstructuralflamesofflatlong-spanroofs：GustloadingfactorforastructurallyintegratedtylⅪ9JournalofWindEngineeringandIndllstrialAerodynamics，1997，66：155—168．05】YoUematsu,M．Yamada,A．Inoue，l'．Hongo，windloadsandwind—induceddynamicbehaviorofasingle-layerlatticeddome，JournalofWindEngjn“缸ngandIndustrialAerodynamics，1997，66：227．248．fl6】Y．Uematsu，K．Watanabe，A．Sasaki，M．Yamada,T．Hongo，Wind-induceddynamicl'esponseandresultantloadestimationofacircularfiatroof,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodyaamies，1999，83：251-261．【17】Y．Uematsu，0．Kuribara，M．Yamada，A．Sasakie，T．Hongo，Wind·induceddynamicbehaviorandits．142， loadestimationofasingle-layerlatticeddomewithalongspan．JourilalafWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，200l，89：1671一1687．【18】M．L．Lcvitan，K．C．Mehta，w．P．Vann，J．D．Holmes，FieldmeasurementsofpressuresontheTexasTechbuilding，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1991，38：227-234．【19]lcc．Mehta,M．L．Levitan，R．E．Iverson，J．ILMcDonald，RoofCOmerpressuresmeasuredinthefieldonalowbuilding,JournalofW缸dEngineeringandIndustrialAerodynamics，1992，41：181．192．[20】D．Surry,PressuremeasurementsontheTexasTechbuilding：windtunnelmeasurementsandcomparisonswithfIlnscale，JoumalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1991，38：235．247．[211C．wLctehford，R．E．Iverson,J．ILMcDonald，Theapplicationofthequasi-steadytheorytofuUscalemeasurements011theTexasTechbuilding．JonrnalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1993，48：111-132．【22】C．w．Letchford，K．C．Mehta,ThedistributionandcorrelationoffluctuatingpressuresontheTexasTechbuilding，JournalOfW讪dEngineeringandIndustrialAerodynamics，1993，50：225-234．【23】Y．LXu，Model-andfull-scalecomparisonoffatigue-relatedcharacteristicsofwindpressuresOiltheTexasTechbuilding,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1995，58：147．173．[24】KJ．Eaton,J．R．Mayne，ThemcasurcmantofwindpressuresOntwo-storyhousesatAytesbury,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1975，1：67—109．(25l＆J．Eaton,J．R．Mayne，N．J．Cook,WindloadsORlow-risebuildings-effectsofroofgeometry,in：ProceedingsofthefourthInternationalConferenceonWilldEf俘ectsonBuildingsandStructures，1975，Heathrow,CambridgeUniversityPress，Cambridge，1977，95-110．[26lGM．Richardson,AfP．Robertson，＆EHoxegD．Sun,y,Full—scaleandmodelinvestigationsofpressuresonanindustrial／agriculturalbuilding,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1990，36：1053-1062．【27】B．L+Sill，N．J．Cook，C．Fang，TheAylesburycomparativeexperiment：afinalreport，JonmalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1992，41：1553-1564．【28】HolmesJD．，WindloadsOillowrisebuildings-areview,C1LISO，DivisionofBuildingResearch,Higllett，Victoria，Australia，1993．【29]grishnaE，Windonlowrisebuildings-areview,JournalofwindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1995，54：383-396．【30】DavenportAG，SurryD．，Stathopoulost，WindloadsOillow-risebuildings，finalreportofphaselandII，BoundaryLayerWindTunnelReportBLWT-SS4，UniversityofWesternOntario，Canada，1978．【3l】HolmesJD．，Windpressuresontropicalhousing，JomrnalofwindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1994，53：lOs-123．．143． 【32】FederalEmergencyManagementAgency,BuildingperformanceinhurricaneAndrewinFloridaobservations，RecommendationsandTechnicalGuidance，FederalInsuranceAdministration，USA．1992．[331SparksPR．，BakerJ．，BelvilleJ．，PerryDC．，HumcaneEleva，gulfcoast,August29毒eptcmber2，cemIIlitteeonnaturaldisasters，Commission0nEngineeringandTechnicalSystems,NaturalResearchCouncil，USA，1985．[34】SparksPR．，HessigML，MurdenJA．，SillBL，Onthefailureofsinglestoreywoodframehousesinseverestorms，JmmlalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1988，29：245-252．【351MeechamD．，SurryD．，DavenportAG，Themagnitudeanddistributionofwindinducedpressuresonhipandgableroofs，JournalofWindEngineeringandIndns埘alAerodynamics,1991，38：257—272．【36】XuYL，ReardonGE，VariationofwindpressuresOilhiproofwithroofpitch，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1998，73：267-284．【37】EJ．Mahar,windloadsORbasicdomeshapes，JournalofStructureDivision,1965，3：219-228．【38】N．Toy,W．D．Moss，E．Savory,windtunnelstudiesonadomeinturbulentboundarylayers，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1983，1：201—212．【39】TlOgawa,M．Nakayama,S．Mumyama,Characteristicsofwindprcssel℃onsphericaldomesinturbulentboundarylayers，ProceedingsofthelOthNationalSymposiumonWindEngineering,Tokyo,1988，55-60．[40】T．Ogawa，M．Nakayama，S．Murayama，Characteristicsofwindpressure0nsphericaldomesandresponseofdomesinturbulentflow,JournalofStructureC∞s咖ctionEngineering,1989．404：95-102．[41】T．Ogawa，M．Nakayama,S．Murayama,Y．Sasaki，CharacteristicsofwindpI'eSSllfesonbasicstructureswithcurved$Rrfacesandtheirresponseinturbulentflow,JournalofwindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1991，38：427-438．[42】TJ．Taylor,Windpressure8onahemisphericaldome,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics,1991，40：199-213．[43】T．Hongo，Experimentalstudyofwindforcesonsphericalroofs，Ph．D．Thesis，ToholmUniversity,1995．[441C．w．Letchford，P．ESarkar,Meanandfluctuatingwindloadsonroughandsmoothparabolicdomes，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，2000，88：101—117．[45】M．Suzuki，S．Sanada，Y．Hayami，S．Ban，Predictionofwindinducedresponseofasemi-rigidhangingroof,9ICWE,NewDelhi，India，1995，1195—1206．[46】H．Yasui，H+Marukawa，J．Katagifi，A．Katsumum，Y．Tamum，K．Watanabe，Studyofwind-inducedresponseoflong-spanstructure，JournalofWindEngineeringandIndnsmalAerodynamics，1999，83：277—288．147】周暄毅，顾明，大跨度屋盖表面风压系数的试验研究，同济大学学报，2002，30：1423—1428．．1卅． [48】沈国辉，孙柄楠，楼文娟，复杂体型大跨度屋盖结构的风荷载分布，土木工程学报，2005，38(10)：39～43．[491沈国辉，大跨度屋盖结构的抗风研究，浙江大学博士论文，2004．【50】陆锋，大跨度平屋面结构的风振响应和风振系数研究，浙江大学博士论文，2001．【51】朱川海，大型体育场主看台挑蓬的风荷载及风致响应研究，同济大学博士论文，2003．【52】A，Miyake，T．Yoshimura，M．Makino，Aerodynamicinstabilityofsuspendedroofmodels，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1992，41：1471—1482．【53】S．Kawakita，B．Bienkiewicz,J．E．Cermak,Aeroclasticmodelstudyofsuspendedcableroof,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1992，41：1459-1470．【54]H．Kawai，R．Yoshie，R．Wei，M．Shimura,Wind-inducedresponseofalargecantileveredroof,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1999，83：263—275．155】XieJiming，PeterA．Irwin,JohnKilpatrick,C-regConley,MikeSoligo，Determinationofwindloadsonlargeroofsandequivalentgustfactors，InternationalsymposiumonWindandStructuresforthe21“century,Cheju，Korea,1999，417-424．【56]N．Lakshmanan，S．SelviYRajan，S．Anmachalam，脚．Shanmugasundaram,Windtunneltestsonaspace鲥droof,windengineeringintothe21“century,Larsen，Laruse&Livesey(eds)，Balkema，Rotterdam，1999，1525-1530．【57】同济大学土木工程防灾国家重点实验室，南京奥林匹克体育中心体育场屋盖气动弹性模型风洞试验研究报告．2003．【58】杨伟，基于RANS的结构风荷载和响应的数值模拟研究，同济大学博士论文，2004．【591舒新玲，周岱，风荷载测试与模拟技术的回顾与展望，振动与冲击，2002，210)，6-10．【60】陈勇，体育场风压风流场数值模拟及模态分析法研究大悬挑屋盏风振动力响应，同济大学硕士论文，2002．【6l】顾明，杨伟，傅钦华，陈东杰，周建龙，上海铁路南站屋盖结构平均风荷载的数值模拟，同济大学学报。2004。2：353-358．f62】顾明，黄鹏，杨伟，汪大绥，周建龙，上海铁路南站平均风荷载的风洞试验和数值模拟，建筑结构学报，2004，5：59-65．【631汪丛军，黄本才等，越南国家体育场屋盏平均风压及风环境影响的数值模拟，空间结构，2004，6：43-49．【64】周岱，舒新玲，大跨度空间结构风振响应及其计算与试验方法，振动与冲击，2002，21：％12．【65】L．W．Apperley,N．GPitsis，ModeFfull—scalepressuremeasurelTlerltsongrandstand，Journalofwind，EngineeringandIndustrialAerodynamics，1986，23：99-111．【66】N．GPitsis，L，W．Apperley,Furtherfull—scaleandmodelpressuremeasurenlentsonacantilcvergrandstand，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1991，38：439-448，[67】M．Yoshids，K．KondoandM．Suzuki，Fluctuaingwindpressuremeasuredwithtubingsystem，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1992，41：987-998．【68】GnfleykKareemA，Analysisinterpretationmodelingandsimulationofunsteady晰ndand．14s． pl℃ssuredata，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1996，69：657-669．【69]张相庭，结构风工程——理论、规范、实践，中国建筑工业出版社，2006．【70]伯野元彦编，李明昭等译，土木工程振动手册。中国铁道出版社，1992．【7l】＆Sureshgumar)T．Stathopoulos,ComputersimulationoffluctuatingwindpressuresonlowbuildingToofs,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1995，69：485-495．【72】KurtisR．Gurley,Michael，A舳ly3i8andsimulationtoolsforwindengineering,JournalofEngineeringMechanics,1996，12(1)：9-31．【73】刘锡良，周颖，风荷载的几种模拟方法，工业建筑，2005，35：81-84．【74】王之宏，风荷载的模拟研究，建筑结构学报，1994，15：44-52，【75】胡继军，黄金枝，筮石麟，陈务军，网壳风振随机响应有限元法分析，上海交通大学学报。2000．34：1053—1060，[76】胡继军，李春祥，黄金枝，网壳风振响应主要贡献模态的识别及模态相关性影响分析，振动与冲击。2001。20：22-25．【77】O．Nakamura，Y．Tamum,K．Miyeshita,M．Itoh，Acascstudyofwindpressureandwind-inducedvibrationofalargespanopen-typeroof,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics,1994，52：237-248．【78】M．Nakayama，YSesaki，kMesuda,T．Ogawa,Anefficientmethodforselectionofvibrationmodescontributorytowindresponse011dome-likeroofs，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1998，73：31书．[791王国砚，黄本才，林颖儒，徐晓明，基于CQC方法的大跨度屋盖结构随机风振响应计算，第六届全国风工程及工业空气动力学学术会议论文集。2002．113—119．【80】黄开明，倪振华，谢壮宁，里兹向量直接叠加法在圆拱顶屋盖风致响应分析中的应用。第十一届全国结构风工程学术会议论文集。2003，321．326．f8l】何艳丽，董石麟，龚景海，空间网格结构频域风振响应分析模态补偿法，工程力学，2002，19：l石．【82】杨庆山，沈世钊。悬索结构随机风振响应分析，建筑结构学报，1998，19：29-39．183】沈世钊，徐崇宝，赵臣，悬索结构设计，中国建筑工业出版社，1997．【84]E．H．Vanmarcke，Propertiesofsp“灯almomentswithapplicationstorandomvibration，JournalofEnghe目ingMechanics，1972。98：425-．446．[85】BJNickery,OntheassessmentofwindeffectsollelasticstI'uctures，AustraliaCivilEngineeringTransactiom1966．CE8：183-192．【86】B．J．Vickery,M．Majowiecki，Windinducedr础11s0ofacablesupportedroof,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1992，41-44：1447-1458．f87】YL．Xu，D．ICSan，J．M．KoandJ．H．Lin，BuffetingAnalysisofLongSpanBridges：aNewAlgorithm,Computers&Structures，1998，68：303—313．【881Y．LrXu，W．S．Zhang,J．M．KoandJ．H．Lin，Pseudo-ExcitationMethodforVibrationAnalysisofWind-ExcitedStructures，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1999，83：．146． 443_454．【89】YLXu，D．K．Sun，J．M．KoandJ．H．Lin，FullycoupledbuffetinganalysisofTsingMasupportedbridge,JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，2000。85：97．117．[90】H．Yaani，H．Mamkawa,J．Kata#ri，A．Katsumura，Y．Tamura,ICWatanabe。Studyofwind-inducedresponseoflong-spanstructure，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics,1999，83：277-288．【9l】J．D．Holmes，Effectoffrequencyresponseonpeakpressuremeasurements，JournalofwindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1984,17：1-9．【92】J．D．HoliesandR．E．Lewis，Optimizationofdynamic-pressur-·measurementsystems．1．singlepointmeasurements，Jourl3alofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1987。25：249．273．【93】J．D．HoliesandILE．L∞vi8，Optimizationofdynamic-pressure-measurementsystems．II．parallelrobe-manifoldsystems，JournslofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1987，25：275-290．【94】J．D．Holies，Distributionofpeakwindloadonalow-risebuilding，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1988，29：59—67．【95】J．D．Holies，AnalysisandsynthesisofpressurefluctuationsOnbluffbodiesusingeigen-veetors．JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics,1990，33：219-230．【96】J．D．Holmes，optimisedpeakloaddistributions，J．WindEng．Ind．Aerodyn．，1992，41：267-276．【97】J．D．Holies，MJ．Syme,M．Kasperski，Optimiscddesignofalow-riseindustrialbuildingforwindloads，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1995，57：391-401．【981J．D．Holmes，B．Scetc．，Effectivedistributionsoffluctuatinganddynamicwindload。AustralianCivil／StructuralEngineeringTransactions，1996，CE38：83—88．[99】J．D．Holmes，Equivalentstaticloaddistributionsforresonantdynamicresponseofbddges，Proceedingsofthe10thInternationalConferenceonWindEngineering，Copenhagen,21-24June,1999，907-911．【i00]J．D．Holmes,Effectivestaticloaddistributionsinwindengineering,JournalofWindEngineeringandIndus砸alAerodynamics，2002，90：91—109．【101】‰Zhou,MingCm，HaifanXiang，Along-windstaticequivalentwindloachandresponsesoftallbuildings，PartI：Unfavorabledistributionsofstaticequivalentwindloads，JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1999，79：135—150．【102]YinZhou＆khsanKareean，MingGu,Gustorloadingfactorsfordesignapplications．WindEngineeringintothe21“Century,1999，169-176．【103]同济大学土木工程防灾国家重点实验室．北大乒乓馆模型风洞测压试验研究报告．2005．【104】同济大学土木工程防灾国家重点实验室．泉州市海峡体育中心体育馆模型风洞测压试验研究报告。2005．f105】黄鹏，全涌，顾明．TJ-2风洞大气边界层被动模拟方法的研究．同济大学学报，1999，一147． 27(2)：136-140．【106]刘尚培，项海帆，谢霁明译，风对结构的作用一风工程导论。同济大学出版社，1992．【107】戴诗亮编著，随机振动实验技术，清华大学出版社，1984．【1081C．W．Lctchford，cta1．，Frequencyr娜nscrequirementsforfluctuatingwindpressuremeasurements，JournalofWindEngineeringandIndustrialAcrodyaamics，1992。40：263．276．【109]陈贤川，大跨度屋盖结构风致响应和等效风荷载的理论研究及应用，浙江大学博士论文，2005．【110】方江生，丁洁民，王克峰，北大体育馆屋盖的风荷载及周边建筑干扰影响的试验研究，空气动力学学报，2007A．(已录用)【1111HJ．Gerhardt,C．Kramcr,。Effectofbuildinggeometry013roof谢ndloading。JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1992，41：1765—1773．【112】B．Biankiewicz,"／．Sum，Wind-tunnelstudyofwindloading011loose-laidroofingsystems．JournalofW埘EngineeringandIndustrialAerodynamics，1992，41：1817．1828．【113】T．Amano，K．Fujii．，S．Tazaki，Windloads011permeableroof-blofksinroofinsulationsystems．JournalofWindEngineeringandIndustrialAerodynamics，1988，29：39-．48．【1l4】陈钦豪，吴太成，建筑群中建筑物问的相互气动干扰，第五届全国风工程及工业空气动力学学术会议论文集。1998．【115】卢博坚，郑启明，相邻建筑物之间距对周围环境风场的影响，第五届全国风工程及工业空气动力学学术会议论文集，1998．【116】陈颖钊，倪振华，临近高楼对大跨坡屋顶低矮房屋风荷载的影响，第七届全国结构风效应会议论文集，1997．【117】卢旦，风致内压特性及其对建筑物作用的研究，浙江大学博士论文，2006．【118】沈世钊，陈昕，网壳结构稳定性，中国建筑工业出版社，1996．【Il9】康晓菊，空间桁架结构非线性静动力分析与研究，同济大学硕士论文，2006．【120】陆赐麟，尹思明，刘锡良，现代预应力钢结构，人民交通出版社，2003．【1211崔军，王景波，孙炳楠。大跨度钢管混凝土拱桥非线性稳定性分析，哈尔滨工业大学学报，2003，35(7)：52-57．【122】王勖成，邵敏，有限单元法基本原理和数值方法，清华大学出版社．1997．【123】张汝清，詹先义，非线性有限元分析，重庆大学出版社，1990．【124】程志军，楼文娟，孙炳楠，屋面风荷载及风致破坏机理，建筑结构学报，2000，21：39-47．【125】吴太成，大跨屋面风荷载及其风振响应研究，西南交通大学博士论文，2005．【126】建筑结构荷载规范GBS0009．2001，中国建筑工业出版社,2002．【127】张相庭，结构风压和风振计算，同济大学出版社，1985．【128】张相庭，工程结构风荷载理论和抗风计算手册，同济大学出版社。1990．【129]赵臣，沈世钊等，悬索屋盖结构风振反应的时域分析方法，哈尔滨建筑大学学报，1995，2：213．121[130]王济，胡晓，Matlab在振动信号处理中的应用，中国水利水电出版社，2006．．14蠢． 【131】李新，程国栋，卢玲，空间内插方法比较，地球科学进展，2000，15(3)：236-256．1132]黄波，李蓉蓉，泰森多边形及其在等深面生物量计算中的应用，遥感技术与应用，1996,2：15．19f133】李翠平，李仲学，胡乃联，面向地矿工程体系化三种空间插值方法的应用，金属矿山，2004，4：324-334．【134]张启锐，地质趋势面分析，科学出版社，1990．【135】李有法，数字计算方法，高等教育出版社，2000，【136】J．D．Holmes，Windloadingofatructures,Spoon，NewYork,2001．[137】EmilSimiu，RobertH．Scanlan，windeffectsonslruelures，Wiley,NewYork,1996．【138】AnsysInc．Amysmanualoftheoryanddement——∞linehelp．【139】王修琼，崔剑峰，Davenport谱中系数K的计算公式及其工程应用，同济大学学报，2002，30(7)：1215-1220．【1401王肇民编著，桅杆结构，科学出版社，2001．【141】楼文娟，孙炳楠，陆峰，大跨度平屋面结构的风压响应及风振系数，第十届全国结构风工程学术会议论文集，2001．303．308．【142】陆峰，楼文娟等，大跨度平屋面的风压响应及风振系数，工程力学，2002，19(2)：52．57．[143】MinimumDesignLoadsforbuildingandotherstructures(ANSFASCE-95)，1996．【144】武岳，郭海山，大跨度点支式幕墙支承结构风振性能分析，建筑结构学报，2002，23(5)：49-55．【145】付国宏，低层房屋风荷载特性及抗台风设计研究，浙江大学博士论文，2003．f146]廖河山，黄诗福，滨海城市建筑工程台风灾害的新特点，厦门理工学院学报，2006,14(1)：28-32．【147】建筑结构可靠度设计统一标准GB50068—2001，中国建筑工业出版社，2002．【1481建筑抗震设计规范GB50011—2001，中国建筑工业出版社，2002．【149】张金武，李龙安，公路桥梁抗风设防标准的初探，第十届全国结构风工程学术会议论文集，2001．383-389．[150】SurryD．&LinJ．X．，Theeffectofsurroundingsandroofcomergeometricmodifications011roofpressures0nlow-risebuildings，JournalofWindEngineeringandlndnstrialAerodynamics，1995，58：113-138，【151】傅继阳，大跨屋盖结构风荷载特性及其气动抗风措施的研究，汕头大学硕士学位论文，2002．[152]InternationalStandardIS04354．Windaction0171structures．2004．[153】UniformBuildingCode．V01．12，Chapter．16,DivisionIf,WindDesign，1994．【154】ALlRecommendationsforLoadsonBuildings，ArchitecturalInsdtuteofJapan，1993．【155】玻璃幕墙工程技术规范JGJl02—2003，中国建筑工业出版社，2003．【1561点支式玻璃幕墙技术规程CECS一127，中国建筑工业出版社珈Olf．149． ③旦急臻博蝉位做在檄博士学蝴问发和撰写孵桃文在攻读博士学位期间发表和撰写的学术论文fl】方江生，丁洁民，王克峰，北京大学体育馆屋盖结构风荷载特性的试验研究，崖囊鳍7钎2007．2；【2】方江生，丁沽民，王田友，北大体育馆屋盖的风荷载及周边建筑干扰影响的试验研究，茔啕动r力学弓匈跖2007．9，已录用；【3】方江生，丁洁民，黄鹏，顾明，北京奥运会乒乓球馆围护结构风荷载的试验研究，釜气动力学学勇邑待发表：【4】方江生，远方，丁洁民，结构设计方案的评估系统，石蒙；庄毵逍髯劈笋掘2005．6；【5】方江生，远方，丁沽民。弦辐穹顶结构张拉过程的新构想．劳五屠坌卤结构工=摇物e奢影工业建筑，增刊，2005．7；【6】丁洁民，方江生，王田友，复杂体型大跨度屋盖结构抗风研究进展。孝属全国彦爨绪挣笋希会议，屋甥瑶}拗增刊，2006．6：【7】张增军，方江生，弦支穹项结构动力反应分析，世铲越震r罄．待发表；【8】Fangliang-shang·DingJie-min，WangKe-feng，theWind—resistanceDesignonCladdingStraeture，H1T-IC降T，2006．1：【9】YuanFang，SongLi-na，FangJiang-sheng，ReducedExpandingLoadMethodforSimulation-BasedStructuralSystemReliabilityAnalysis，TransactionsofTtanjinUniversity，2004V01．10No．2：【101FangJiang-sheng，DingJie-min，LiZhi—min，ExperimentalStudyonWindPressureDistributionOnCladdingStructuresoflargespanroofs，TheTenthEastAsia-PacificConferenceonStructuralEngineeringandConstruction，2006．8，Bangkok,Thailand；【ll】方江生，丁洁民。北京奥运乒乓球馆屋盖结构静风极限承载力分析，虐绕!勖职已撰稿；f121丁洁民，方江生，大跨度屋盖结构的多级抗风设计，蓬蟛搿绚学搋已撰稿；【13】丁洁民，方江生，北京奥运会乒乓球馆屋盖结构的抗风分析与设计。篷囊缮为；已撰稿；[14】方江生，丁洁民，桁架式空间张弦结构的动力性能分析，罄毵纺静{}扳已撰稿．．150． 个人简历方江生，男，1979年9月生。2001年7月毕业于哈尔滨工程大学建筑工程专业获学士学位；2004年3月毕业于天津大学结构工程专业获硕士学位；2004年3月入同济大学攻读博士研究生结构工程专业．Email：fangjs2001@163．∞m．IS!一 ⑧目『铅虫学Ton们University博士学位论文致谢三年前，带着对大上海的憧憬和对同济大学的向往，我来到了这里。时间过得真快，转眼间我即将溥士毕业。这一路走来，有太多令我难忘的事，更有太多要感激的人。在这里，我要对所有帮助、关心和支持过我的人表示由衷韵敬意与感谢。首先要感谢的是我的导师丁洁民教授，论文从选题到内容的深入直到修改定稿，都凝聚了先生的心血。三年来，先生渊博的专业知识、严谨的治学作风、忘我的工作态度和高尚的道德情操，给我留下了深刻的印象，先生是我一生学习的楷模。与先生的三年交往，不仅使我的科研能力得到了提高，而且我还学会了很多为人处事的道理，这些都让我终身受益。至此论文完成之际，谨向先生致以诚挚的谢意，向先生及其家人致以良好的祝愿。在论文的准备工程中，天津大学的远方教授、同济大学土木工程国家重点实验室顾明教授、黄鹏博士给予了本人很多有益的指导：在论文撰写工程中，师妹康晓菊帮助收集了很多背景工程的资料，江晓峰博士给予了本人很多的帮助，在此一并表示衷心的感谢。三年来我生活在一个令人羡慕的集体里，研究室的兄弟姐妹们，和睦相处，互帮互助，共同渡过了一段美好的时光。他们包括何志军、陈建斌、吴东海、李静斌、申跃奎、孔丹丹、王克峰、王田友、尹志刚、王华琪、温家鹏、岳永强、姜涛、毛华、康晓菊、张铮、吴宏伟、江滔、王培等，和你们在学习生活中结成的友谊，淳朴真挚，令人难忘。深深地感谢我的父母双亲，无论多么艰辛，都不遗余力地支持我的学业。你们给予我的支持、鼓励和无私的爱。是我不断向前的动力源泉。求学二十余年却无以回报，惟有将来努力工作，以不辜负你们对我的期望。特别感酣我的女朋友李志敏，你是我的至亲至爱，是你在我最需要帮助的时候伸出热情的双手，是你在我最苦闷的时候给我精神上的鼓励，才使得本论文得以顺利完成。最后，要感谢各位评审老师在百忙之中评阅我的论文、参加我的论文答辩，谢谢!152．方江生2007．1，16
