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)勢在國內(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，具有較強的幾何非線性，對風(fēng)載荷較為敏感.支承于主體構(gòu)造上的框架式幕墻設(shè)計中，等效靜風(fēng)載荷一般可采納陣風(fēng)因數(shù)進行計算.單層平面索網(wǎng)幕墻構(gòu)造自振周期長，取陣風(fēng)因數(shù)進行風(fēng)載荷的計算明顯是不合理的.我國《建筑構(gòu)造載荷規(guī)范》中對于風(fēng)振因數(shù)的計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)計規(guī)范對于單層平面索網(wǎng)幕墻系統(tǒng)的風(fēng)載荷計算并沒有明確規(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)的計算和設(shè)計十分重要.本文以索網(wǎng)構(gòu)造在均勻風(fēng)載荷作用下抵達(dá)均衡地點時的構(gòu)造參數(shù)為基準(zhǔn)進行剖析，采納通用有限元軟件進行玻璃-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

.該工程地處江蘇無錫市宜興地域，建筑所處地場所類型為

B類地貌，

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)計算模型和基本動力特征在風(fēng)載荷作用下構(gòu)造剛度會發(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)新的均衡地點附近做弱幅振動.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)造整體計算模型，索網(wǎng)構(gòu)造采納只拉的桿單元，駁接爪件采納梁單元，密封膠采納殼單元.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的實質(zhì)質(zhì)量計算.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)幕墻有限元模型見圖2.此中，每個玻璃面板分為4個計算單元，爪件之間的索段為1個只拉索單元，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)過動力特征剖析，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)造的動力特征表示構(gòu)造第一周期為0.464s.對于T1≥0.25s的圍護構(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)造域采納動力計算有限元模型.流體域采納八節(jié)點六面體FCBI-C流體單元進行失散，見圖4.針對裙房計算地區(qū)采納構(gòu)造網(wǎng)格進行區(qū)分，網(wǎng)格數(shù)目約為100萬個，同時對所觀察的幕墻表面進行必定的局部加密，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算精度，節(jié)儉計算資源.迎風(fēng)在失散過程中自動引入，動量方程中速度和壓力的耦合問題采納*****算法解決，計算過程中保證數(shù)值求解的收斂性和穩(wěn)固性，對動量方程和標(biāo)量輸運方程采納欠廢弛計算.在構(gòu)造動力響應(yīng)計算中，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)速時程（見圖5）為速度入口，湍流采納均勻風(fēng)速加上脈動風(fēng)速.依據(jù)達(dá)文波特風(fēng)速譜模擬的風(fēng)速時程，采納線性回歸濾波器法中的AR模型，經(jīng)過MATLAB編程模擬脈動風(fēng)的安穩(wěn)隨機過程，獲取風(fēng)速時程[6-7].流體域的左右邊面和頂面采納對稱界限條件，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)計算統(tǒng)計經(jīng)過數(shù)值模擬能夠直接獲取索網(wǎng)幕墻表面每個節(jié)點處的壓力值，而后經(jīng)過統(tǒng)計可獲取風(fēng)載荷體型因數(shù).體型因數(shù)方向為垂直分塊表面，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.對索網(wǎng)幕墻構(gòu)造的玻璃面板進行分塊，將原有索網(wǎng)建筑網(wǎng)格區(qū)分為17×16的方塊，見圖6.圖6體型因數(shù)Fig.6Shapefactors計算所得風(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)造振動穩(wěn)固后的5～26s作為數(shù)據(jù)統(tǒng)計的時間區(qū)間.某時刻索網(wǎng)順風(fēng)向位移云圖和典型節(jié)點的位移時程曲線見圖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）某時刻順風(fēng)向位移云圖b）2601節(jié)點位移時程曲線圖7位移響應(yīng)Fig.7Displacementresponse某時刻流固耦合作用下索網(wǎng)幕墻中的索應(yīng)力云圖見圖

8（a），典型索單元251的索應(yīng)力時程曲線見圖

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）某時刻索應(yīng)力云圖（b）251單元索應(yīng)力時程曲線圖8應(yīng)力響應(yīng)Fig.8Stressresponse5數(shù)值計算結(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)造在脈動風(fēng)載荷激勵下的風(fēng)振因數(shù)定義為總風(fēng)力的概率統(tǒng)計值與靜風(fēng)力的統(tǒng)計值之比.在剖析鑒于響應(yīng)的風(fēng)振因數(shù)時，用含有必定保證率的最大動響應(yīng)除以脈動響應(yīng)的均勻值表示在構(gòu)造振動沿均衡地點時的顛簸程度[9-10].位移風(fēng)振因數(shù)依據(jù)索網(wǎng)上每個有限元節(jié)點的時程位移數(shù)據(jù)進行計算.對有限元模型中每個節(jié)點的風(fēng)振因數(shù)進行數(shù)理統(tǒng)計可得，索網(wǎng)部分的均勻位移風(fēng)振因數(shù)為1.832，位移最大點2601節(jié)點處的位移風(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.同理也能夠進行內(nèi)力風(fēng)振因數(shù)的計算：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，計算獲取風(fēng)壓的標(biāo)準(zhǔn)值為0.8370kN/m2.如按典型節(jié)點處應(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)計算的等效靜力風(fēng)載荷對單層索網(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)幕墻整體計算模型長進行非線性靜力計算，并將計算結(jié)果與流固耦合數(shù)值模擬計算所得實質(zhì)風(fēng)效應(yīng)進行比較，結(jié)果見表2.上述計算表示，不論是按位移風(fēng)振因數(shù)計算，仍是按最大內(nèi)力風(fēng)振因數(shù)計算，所得計算結(jié)果均小于按流固耦共計算的結(jié)果.因而可知，對于單層索網(wǎng)玻璃幕墻這種非線性效應(yīng)較強的構(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后計算獲取實質(zhì)效應(yīng)β，見圖9（a）.圖9位移載荷曲線Fig.9Curveofdisplacementandload對于非線性構(gòu)造，兩者其實不一致.平面索網(wǎng)幕墻為剛度漸漸加強的非線性構(gòu)造，假如依據(jù)位移效應(yīng)等效的方法計算獲取風(fēng)振因數(shù)β/=β，變換為等效風(fēng)載荷β后再進行效應(yīng)計算，將獲取小于實質(zhì)非線性位移β的計算位移ρ，見圖9（b）.6結(jié)論以實質(zhì)單層索網(wǎng)幕墻工程為例，進行風(fēng)致動力響應(yīng)特征的研究和等效靜風(fēng)載荷及其計算效應(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