單層平面索網(wǎng)玻璃幕墻數(shù)值風(fēng)洞風(fēng)載荷分析

單層平面索網(wǎng)玻璃幕墻數(shù)值風(fēng)洞風(fēng)載荷剖析跟著玻璃工藝的提升和大批公共建筑的盛行，單層索網(wǎng)點(diǎn)支承玻璃幕墻以其建筑造型雅觀、構(gòu)造輕盈纖細(xì)、通透性好等優(yōu)勢(shì)在國(guó)內(nèi)外獲取寬泛應(yīng)用.單層索網(wǎng)構(gòu)造剛度小、質(zhì)量輕、阻尼較小，屬于柔性張拉構(gòu)造，具有較強(qiáng)的幾何非線性，對(duì)風(fēng)載荷較為敏感.支承于主體構(gòu)造上的框架式幕墻設(shè)計(jì)中，等效靜風(fēng)載荷一般可采納陣風(fēng)因數(shù)進(jìn)行計(jì)算.單層平面索網(wǎng)幕墻構(gòu)造自振周期長(zhǎng)，取陣風(fēng)因數(shù)進(jìn)行風(fēng)載荷的計(jì)算明顯是不合理的.我國(guó)《建筑構(gòu)造載荷規(guī)范》中對(duì)于風(fēng)振因數(shù)的計(jì)算方法合用于高層高聳等線性和弱非線性的構(gòu)造系統(tǒng)，現(xiàn)行幕墻設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)于單層平面索網(wǎng)幕墻系統(tǒng)的風(fēng)載荷計(jì)算并沒(méi)有明確規(guī)定.[3-4]跟著單層平面索網(wǎng)幕墻構(gòu)造日漸寬泛的應(yīng)用，研究其風(fēng)載荷效應(yīng)的計(jì)算和設(shè)計(jì)十分重要.本文以索網(wǎng)構(gòu)造在均勻風(fēng)載荷作用下抵達(dá)均衡地點(diǎn)時(shí)的構(gòu)造參數(shù)為基準(zhǔn)進(jìn)行剖析，采納通用有限元軟件進(jìn)行玻璃-索網(wǎng)系統(tǒng)考慮流固耦合作用的風(fēng)振響應(yīng)剖析，比較玻璃-索網(wǎng)系統(tǒng)的風(fēng)振響應(yīng)與等效靜風(fēng)載荷下的反應(yīng)，剖析比較風(fēng)載荷效應(yīng)計(jì)算的偏差及其原由，獲取若干存心義的結(jié)論.工程概略某大廈主樓及裙房部分的整體俯瞰圖見(jiàn)圖1.該構(gòu)造為56層高層建筑，最頂部標(biāo)高為245.2m，底部5層處為裙房.圖中圓圈所示部位為一單層索網(wǎng)構(gòu)造

.該工程地處江蘇無(wú)錫市宜興地域，建筑所處地場(chǎng)所類(lèi)型為

B類(lèi)地貌，

50年一遇的基本風(fēng)壓為

0.45kN/m2

，換算所得均勻風(fēng)速約為

27m/s.圖1整體俯瞰圖Fig.1Topviewofwholestructure該幕墻高度為24.64m，寬度為26.0m.玻璃采納8mm+8mm的雙層夾膠玻璃，分格列數(shù)為17，行數(shù)為16.第一列和最后一列的分格尺寸為1750mm×1540mm，中間部分的分格尺寸為1500mm×1540mm.2幕墻玻璃-索網(wǎng)系統(tǒng)計(jì)算模型和基本動(dòng)力特征在風(fēng)載荷作用下構(gòu)造剛度會(huì)發(fā)生變化，單層平面索網(wǎng)構(gòu)造在風(fēng)載荷作用下抵達(dá)新的均衡地點(diǎn)附近做弱幅振動(dòng).采納通用有限元軟件ADINA成立包括玻璃面板、索網(wǎng)、爪件和密封膠等在內(nèi)的玻璃-索網(wǎng)構(gòu)造整體計(jì)算模型，索網(wǎng)構(gòu)造采納只拉的桿單元，駁接爪件采納梁?jiǎn)卧芊饽z采納殼單元.依據(jù)剛度等效原則，8mm+8mm的夾膠玻璃面板能夠等效為一個(gè)單片玻璃面板，其厚度te=3t31+t32=32×83≈10mm玻璃質(zhì)量仍按2×8的實(shí)質(zhì)質(zhì)量計(jì)算.玻璃面板彈性模量取0.72×105Pa；爪件彈性模量取2.06×105Pa；密封膠條彈性模量取3Pa.豎索預(yù)拉力為150kN，索徑為36mm，預(yù)應(yīng)力為147.5Pa；橫索預(yù)拉力為120kN，索徑為30mm，預(yù)應(yīng)力為170Pa.索網(wǎng)幕墻有限元模型見(jiàn)圖2.此中，每個(gè)玻璃面板分為4個(gè)計(jì)算單元，爪件之間的索段為1個(gè)只拉索單元，膠條采納SHELL單元模擬.圖2索網(wǎng)幕墻有限元模型Fig.2Finiteelementmodelofcablenetworkcurtainwall經(jīng)過(guò)動(dòng)力特征剖析，獲取索網(wǎng)幕墻各振型和頻次，其前8階頻次和振型分別見(jiàn)表1和圖3.表1索網(wǎng)幕墻均勻風(fēng)壓作用下前8階頻次Tab.1Firsteightorderfrequenciesofcablenetworkcurtainwallunderaveragewindload圖31～8階振型Fig.31～8ordervibrationmodes該構(gòu)造的動(dòng)力特征表示構(gòu)造第一周期為0.464s.對(duì)于T1≥0.25s的圍護(hù)構(gòu)造應(yīng)試慮風(fēng)振效應(yīng).3幕墻玻璃-索網(wǎng)體因數(shù)值風(fēng)洞流固耦合有限元模型3.1數(shù)值風(fēng)洞的有限元模型構(gòu)造域采納動(dòng)力計(jì)算有限元模型.流體域采納八節(jié)點(diǎn)六面體FCBI-C流體單元進(jìn)行失散，見(jiàn)圖4.針對(duì)裙房計(jì)算地區(qū)采納構(gòu)造網(wǎng)格進(jìn)行區(qū)分，網(wǎng)格數(shù)目約為100萬(wàn)個(gè)，同時(shí)對(duì)所觀察的幕墻表面進(jìn)行必定的局部加密，達(dá)到重要地區(qū)網(wǎng)格精密、非重要地區(qū)網(wǎng)格相對(duì)略粗的目的，保證在整體網(wǎng)格數(shù)量不變的狀況下提升計(jì)算精度，節(jié)儉計(jì)算資源.迎風(fēng)在失散過(guò)程中自動(dòng)引入，動(dòng)量方程中速度和壓力的耦合問(wèn)題采納*****算法解決，計(jì)算過(guò)程中保證數(shù)值求解的收斂性和穩(wěn)固性，對(duì)動(dòng)量方程和標(biāo)量輸運(yùn)方程采納欠廢弛計(jì)算.在構(gòu)造動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算中，索網(wǎng)構(gòu)造采納Rayleigh阻尼，取第1階和第8階振型為控制振型，阻尼比取0.02.圖4流場(chǎng)網(wǎng)格區(qū)分Fig.4Fluidfieldmeshing3.2數(shù)值風(fēng)洞的界限條件及風(fēng)的模擬以均勻風(fēng)速為27m/s的風(fēng)速時(shí)程（見(jiàn)圖5）為速度入口，湍流采納均勻風(fēng)速加上脈動(dòng)風(fēng)速.依據(jù)達(dá)文波特風(fēng)速譜模擬的風(fēng)速時(shí)程，采納線性回歸濾波器法中的AR模型，經(jīng)過(guò)MATLAB編程模擬脈動(dòng)風(fēng)的安穩(wěn)隨機(jī)過(guò)程，獲取風(fēng)速時(shí)程[6-7].流體域的左右邊面和頂面采納對(duì)稱(chēng)界限條件，地面采納壁面條件，除索網(wǎng)幕墻部分之外的裙房構(gòu)造和地面采納無(wú)滑移固壁條件.索網(wǎng)幕墻部分為流固耦合界限.圖5風(fēng)速時(shí)程Fig.5Timehistoryofwindvelocity數(shù)值風(fēng)洞剖析結(jié)果4.1風(fēng)載荷體型因數(shù)計(jì)算統(tǒng)計(jì)經(jīng)過(guò)數(shù)值模擬能夠直接獲取索網(wǎng)幕墻表面每個(gè)節(jié)點(diǎn)處的壓力值，而后經(jīng)過(guò)統(tǒng)計(jì)可獲取風(fēng)載荷體型因數(shù).體型因數(shù)方向?yàn)榇怪狈謮K表面，此中正值表示垂直曲面向內(nèi)，即壓力；負(fù)值表示垂直曲面向外，即吸力.對(duì)索網(wǎng)幕墻構(gòu)造的玻璃面板進(jìn)行分塊，將原有索網(wǎng)建筑網(wǎng)格區(qū)分為17×16的方塊，見(jiàn)圖6.圖6體型因數(shù)Fig.6Shapefactors計(jì)算所得風(fēng)壓作用下的最大概型因數(shù)值為0.97；而依據(jù)規(guī)范取值，體型因數(shù)取值為1.00.4.2考慮流固耦合作用時(shí)程剖析構(gòu)造響應(yīng)索網(wǎng)幕墻的位移跟著風(fēng)速不停變化而發(fā)生變化.取加載達(dá)成構(gòu)造振動(dòng)穩(wěn)固后的5～26s作為數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)的時(shí)間區(qū)間.某時(shí)刻索網(wǎng)順風(fēng)向位移云圖和典型節(jié)點(diǎn)的位移時(shí)程曲線見(jiàn)圖7，此中最大正位移為0.340m，最大負(fù)位移為0.125m，均勻位移為0.170m.a）某時(shí)刻順風(fēng)向位移云圖b）2601節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程曲線圖7位移響應(yīng)Fig.7Displacementresponse某時(shí)刻流固耦合作用下索網(wǎng)幕墻中的索應(yīng)力云圖見(jiàn)圖

8（a），典型索單元251的索應(yīng)力時(shí)程曲線見(jiàn)圖

8（b），其初始預(yù)應(yīng)力為

170Pa，最大索應(yīng)力為268Pa，均勻索應(yīng)力為205Pa.（a）某時(shí)刻索應(yīng)力云圖（b）251單元索應(yīng)力時(shí)程曲線圖8應(yīng)力響應(yīng)Fig.8Stressresponse5數(shù)值計(jì)算結(jié)果和比較現(xiàn)行大跨構(gòu)造常用的風(fēng)振因數(shù)取值方法有內(nèi)力風(fēng)振因數(shù)和位移風(fēng)振因數(shù).在工程設(shè)計(jì)中，等效靜風(fēng)載荷用靜風(fēng)載荷與載荷風(fēng)振因數(shù)的乘積表示.構(gòu)造在脈動(dòng)風(fēng)載荷激勵(lì)下的風(fēng)振因數(shù)定義為總風(fēng)力的概率統(tǒng)計(jì)值與靜風(fēng)力的統(tǒng)計(jì)值之比.在剖析鑒于響應(yīng)的風(fēng)振因數(shù)時(shí)，用含有必定保證率的最大動(dòng)響應(yīng)除以脈動(dòng)響應(yīng)的均勻值表示在構(gòu)造振動(dòng)沿均衡地點(diǎn)時(shí)的顛簸程度[9-10].位移風(fēng)振因數(shù)依據(jù)索網(wǎng)上每個(gè)有限元節(jié)點(diǎn)的時(shí)程位移數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算.對(duì)有限元模型中每個(gè)節(jié)點(diǎn)的風(fēng)振因數(shù)進(jìn)行數(shù)理統(tǒng)計(jì)可得，索網(wǎng)部分的均勻位移風(fēng)振因數(shù)為1.832，位移最大點(diǎn)2601節(jié)點(diǎn)處的位移風(fēng)振因數(shù)為1.855，所以可將位移風(fēng)振因數(shù)取值為1.86.同理也能夠進(jìn)行內(nèi)力風(fēng)振因數(shù)的計(jì)算：索網(wǎng)部分的內(nèi)力風(fēng)振因數(shù)均勻值為1.682，內(nèi)力風(fēng)振因數(shù)最小值為1.471，最大值在典型單元251處為2.050，內(nèi)力風(fēng)振因數(shù)計(jì)算結(jié)果失散性較大.按現(xiàn)行規(guī)范所規(guī)定的等效靜風(fēng)載荷，位移風(fēng)振因數(shù)為1.86，風(fēng)載荷體型因數(shù)為1.00，計(jì)算獲取風(fēng)壓的標(biāo)準(zhǔn)值為0.8370kN/m2.如按典型節(jié)點(diǎn)處應(yīng)力風(fēng)振因數(shù)為2.05，風(fēng)載荷體型因數(shù)為1.00，計(jì)算獲取風(fēng)壓的標(biāo)準(zhǔn)值為0.9225kN/m2.為剖析風(fēng)振因數(shù)計(jì)算的等效靜力風(fēng)載荷對(duì)單層索網(wǎng)玻璃幕墻的合用性，將等效風(fēng)載荷作用于圖2所示的單層索網(wǎng)幕墻整體計(jì)算模型長(zhǎng)進(jìn)行非線性靜力計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果與流固耦合數(shù)值模擬計(jì)算所得實(shí)質(zhì)風(fēng)效應(yīng)進(jìn)行比較，結(jié)果見(jiàn)表2.上述計(jì)算表示，不論是按位移風(fēng)振因數(shù)計(jì)算，仍是按最大內(nèi)力風(fēng)振因數(shù)計(jì)算，所得計(jì)算結(jié)果均小于按流固耦共計(jì)算的結(jié)果.因而可知，對(duì)于單層索網(wǎng)玻璃幕墻這種非線性效應(yīng)較強(qiáng)的構(gòu)造系統(tǒng)，現(xiàn)行載荷規(guī)范[2，5，11]規(guī)定的風(fēng)振因數(shù)方法獲取的風(fēng)載荷效應(yīng)小于流固耦共計(jì)算的結(jié)果，將致使偏于不安全的風(fēng)載荷微風(fēng)載荷效應(yīng)計(jì)算結(jié)果.表2等效風(fēng)載荷效應(yīng)與數(shù)值模擬風(fēng)載荷效應(yīng)比較Tab.2Effectcomparisonofequivalentwindloadandnumericalsimulationwindload造成上述偏差的原由是幕墻的幾何非線性.對(duì)于線性構(gòu)造，效應(yīng)S與載荷P成比率關(guān)系，由效應(yīng)等效因數(shù)β/=β變換為等效載荷β后計(jì)算獲取實(shí)質(zhì)效應(yīng)β，見(jiàn)圖9（a）.圖9位移載荷曲線Fig.9Curveofdisplacementandload對(duì)于非線性構(gòu)造，兩者其實(shí)不一致.平面索網(wǎng)幕墻為剛度漸漸加強(qiáng)的非線性構(gòu)造，假如依據(jù)位移效應(yīng)等效的方法計(jì)算獲取風(fēng)振因數(shù)β/=β，變換為等效風(fēng)載荷β后再進(jìn)行效應(yīng)計(jì)算，將獲取小于實(shí)質(zhì)非線性位移β的計(jì)算位移ρ，見(jiàn)圖9（b）.6結(jié)論以實(shí)質(zhì)單層索網(wǎng)幕墻工程為例，進(jìn)行風(fēng)致動(dòng)力響應(yīng)特征的研究和等效靜風(fēng)載荷及其計(jì)算效應(yīng)的剖析比較，能夠得出以下結(jié)論：（1）單層索網(wǎng)幕墻構(gòu)造為長(zhǎng)周期構(gòu)造，構(gòu)造第1自振周期大于0.25s，理論上需要考慮構(gòu)造的