山墻疏透率對并列布置雙煤棚風荷載的影響

2021-12-02 08:17:44彭士濤洪寧寧

振動與沖擊 2021年22期

蘇寧，彭士濤，洪寧寧

(交通運輸部天津水運工程科學研究所，天津 300456)

近年來港口煤炭礦石堆場環保要求不斷提升，露天堆場存儲方式工藝逐步轉變為封閉式料倉儲存，以降低對大氣環境的污染。大跨度煤棚是港口封閉式料倉儲存的主要方式之一，大跨度煤棚屬于風敏感結構，風荷載的確定是該類結構設計中的重點和難點[1]。為滿足環保要求，傳統煤棚的山墻多采用彩鋼板封閉以抑制粉塵逸散，但不利于通風及消防。開敞或半開敞煤棚能夠保證空氣流通，但在一定程度上犧牲了抑塵效果。采用疏透網板(防風抑塵網)作為山墻的圍護結構能夠較大程度上兼顧煤棚的抑塵和通風，是一種較為理想的煤棚建設形式[2]。

國內近年來開展了大量針對大跨度煤棚風荷載及風效應的研究，李元齊等[3-4]、張超東[5]、王科[6]、李玉學等[7]、Natalini等[8]分別通過風洞試驗研究了不同幾何形狀(矢跨比、高跨比、長寬比)和來流地貌下圓柱面屋蓋的風效應統計及頻譜特性。張雷[9]、馬文勇等[10-11]、孫一飛等[12]、李玉學等[13]、馮鶴等[14]分別研究了長寬比、端部開敞形式、局部開口等因素對三心圓柱面煤棚脈動風荷載和風振響應的影響，為主體結構等效靜風荷載和圍護結構非高斯極值風荷載的確定提供了依據。黃鵬等[15]、王策等[16]、陳琳琳等[17]分別研究了煤堆以及周邊建筑氣動干擾等因素對煤棚體型系數的影響。楊林[18]和蘇寧等在大量風洞試驗結果基礎上采用人工神經網絡方法對煤棚結構設計風荷載進行預測。然而，上述研究中的煤棚端部山墻均為傳統的封閉、半封閉及開敞形式，端部采用疏透網板煤棚的風荷載特性未見研究。

本文通過風洞試驗研究了端部采用疏透網板的大跨度煤棚風荷載特性，通過對比端部封閉、開敞情況下的風荷載特性，重點分析了端部疏透率對煤棚整體風力系數、風壓體型系數和極值風壓系數的影響。由于港口堆場一般為并列布置(兩煤棚間距僅為消防間距，不超過煤棚跨度的1/10)，雙煤棚為常見的建筑布局形式，本文還探討了相鄰煤棚對氣動風荷載的干擾特性。最后總結形成疏透山墻煤棚的分區體型系數及分區極值風壓系數，為工程設計提供依據。

1 風洞試驗及數據處理方法

1.1 試驗模型

本文研究對象為并列布置的三心圓柱面煤棚，每個煤棚的縱(y)向長度為264 mm，跨度(x向)為138 m，煤棚矢高(z向)為45 m，結構頂部設置3 m高天窗，兩并列布置煤棚之間設置10 m消防間距。山墻考慮為全封閉、疏透率φ=10%，φ=30%，φ=60%防風網及全開敞形式，如圖1(a)和圖1(b)所示。模型采用ABS板材按1∶200縮尺比制作，測點布置、坐標方向及風向示意圖，如圖1(c)所示。其中，外表面布置302個測點(圖1(c)中的方形實心點■)、內表面布置214個測點(圖1(c)中的圓形形空心點○)，共計516個測點。測點由1.5 m長PVC測壓管與壓力掃描閥連接，對煤棚內外表面壓力進行同步測試。

圖1 試驗模型示意

1.2 風場模擬

風洞試驗在交通運輸部天津水運工程科學研究所大氣邊界層風洞中完成，該風洞為單試驗段直流正壓風洞，試驗段尺寸為4.4 m(寬)×2.5 m(高)×15 m(長)。該風洞由一400 kW直流風機驅動，最大風速可達30 m/s。

風洞試驗采用尖劈和粗糙元對GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》中的A類地貌進行模擬，測壓試驗前，采用三維脈動風速儀對模型處的平均風速及湍流度剖面進行測試，測試結果如圖2所示。圖中，z為高度，Uz為高度z處的平均風速，Uz0為高度z0(=1 m)處的平均風速，Iz為高度z處的湍流強度。

圖2 試驗平均風速及湍流度剖面

1.3 測試工況

將測試模型固定在風洞試驗段轉盤中央，采用風洞轉盤調整風向，考慮對稱性，風向角取為0°～180°，每隔10°，共計19個風向如圖1(b)所示。采用電子壓力掃描閥對煤棚內外表面測壓點進行風壓測試，在來流上游屋蓋高度H處采用三維脈動風速儀對參考風速UH進行測試，試驗風速取為UH=15 m/s。風速比假設為1∶2，根據斯托羅哈相似準則，頻率比為100∶1，時間比為1∶100。試驗采樣頻率為fs= 330 Hz，采樣時長Ts=60 s，對應于原型尺度10個10 min樣本。對五種山墻形式(全封閉、φ=10%，φ=30%，φ=60%、全開敞)的單煤棚和雙煤棚進行測壓試驗，共計試驗工況10組，采集10 min風壓樣本1 900個。

1.4 數據處理方法

首先利用管路系統傳遞函數對壓力時程數據進行修正，然后將模型內、外表面壓力數據插值到統一的坐標系統(圖1(b))下，得到位置j(j=1,2,…,516)在時刻tk=k/fs(k=1,2,…,N，N=fsTs=19 800)的內、外表面風壓Pij(tk)和Poj(tk)，由式(1)計算凈風壓系數時程Cpnj(tk)

(1)

(2)

式中，μzj為位置j處的風荷載體型系數。

為比較不同工況下的煤棚整體受力情況，定義i軸的體軸風力系數CFi(i=x,y,z)，如式(3)所示。

(3)

式中:Aj為位置j的附屬面積；φj為位置j處的疏透率；cosγji為位置j在i軸的方向余弦；Ai為煤棚在i軸的投影面積；CFx，CFy，CFz分別為山墻阻力系數、屋蓋阻力系數和屋蓋升力系數。

對于極值風壓系數，本文采用多樣本最值取平均值的方法，取10個10 min樣本最大(小)凈風壓系數的平均值，作為極大(小)值風壓系數。全風向下的極值風壓系數包絡用于圍護結構設計參考。

2 試驗結果及其分析

2.1 整體風力系數變化規律

所有工況煤棚整體力系數隨風向的變化，如圖3所示。圖中的風向示意見圖1(b)，其中單煤棚由于對稱性，風荷載隨風向分布沿90°風向對稱，在考慮干擾效應的情況下，當風向為0°～90°時，測試煤棚處于干擾煤棚的下游；當風向為90°～180°時，測試煤棚處于干擾煤棚的上游。

由圖3(a)可以看出，山墻阻力系數總體隨疏透率增大而減小。對于單煤棚而言，當山墻疏透率小于30%時，山墻整體受力的最不利風向一般為90°±20°的斜風向，而當山墻疏透率大于30%時，山墻最不利風向趨于90°正面迎風的情況。并列布置煤棚的干擾會使上游煤棚的山墻阻力系數增大，該增大效應隨著山墻疏透率減小而增大，最不利風向變為110°～120°。

由圖3(b)可以看出，山墻開敞時屋蓋阻力系數顯著大于其他工況，山墻疏透率的影響較小。對于單煤棚而言，風力沿風向具有對稱性，最不利風向一般為30°～40°(140°～150°)。考慮并列布置煤棚的干擾效應，屋蓋阻力系數有所降低，最不利工況出一般現在40°斜風向的下游煤棚。

由圖3(c)可以看出，山墻封閉時煤棚最不利升力系數大于其他工況，山墻疏透率對屋蓋升力系數的影響較為復雜，但當山墻不完全封閉時，其隨風向的變化趨勢具有一定相似性。單體煤棚屋蓋升力的最不利風向一般為30°～40°。考慮并列布置煤棚的干擾效應，屋蓋升力的最不利值略有降低：當山墻封閉時，最不利工況為上游屋蓋縱邊迎風(180°)和斜風向(30°)下的下游屋蓋；當山墻不完全封閉時，下游屋蓋斜風向(50°～70°)工況最為不利。

圖3 煤棚整體力系數

2.2 體型系數變化規律

典型風向(0°，40°，90°)下單煤棚的體型系數分布圖，如圖4所示。由圖可以發現，當屋蓋縱邊正面迎風時(0°風向)，隨著山墻疏透率增大，屋蓋迎風區壓力體型系數由0.5增大到1.0以上，屋蓋頂部及天窗風吸力體型系數絕對值降低30%以上，這是由于疏透山墻有利于煤棚內外的氣流交換，在屋蓋內表面形成負壓所致。山墻封閉時，其前緣由于氣流分離產生較大的吸力，該現象隨著山墻疏透率增大而迅速減弱。

圖4 單煤棚體型系數

在斜風向下(以40°風向為例)，屋蓋迎風短邊的跨中處受到氣流分離產生的錐形渦影響，產生較大的吸力，該吸力體型系數隨著山墻的通風而減弱，完全開敞時減幅可達30%以上。下游山墻的風吸力，隨疏透率增大而減小，當山墻完全開敞時，伴隨氣流流出，屋蓋尾部背風處出現較大吸力，體型系數可達-1.0。山墻正面迎風時(90°風向)，迎風邊由于氣流分離產生的風吸力體型系數隨著山墻疏透率增大而減小，完全開敞時減幅約50%。隨著山墻疏透率增大，氣流從下游山墻流出量增加，下游山墻風吸力體型系數略有增加，屋蓋尾部風吸力體型系數絕對值增大，完全開敞時可達-0.6以上。

并列布置雙煤棚體型系數分布圖，如圖5所示。圖中將待測煤棚處于上游的工況(90°～180°)試驗結果對稱到其處于上游的工況(0°～90°)，以直觀反應雙煤棚的風荷載分布情況。由圖可以發現，上游屋蓋迎風處體型系數分布與單煤棚較為接近，兩屋蓋相鄰位置處的體型系數受相鄰煤棚干擾影響顯著。屋蓋長邊迎風時(0°風向)，由于上游屋蓋的遮蔽效應，兩屋蓋相鄰處體型系數絕對值較單煤棚降低約10%，下游屋蓋迎風處正壓顯著降低50%以上。斜風向時(以40°風向為例)，由于下游屋蓋對尾流的阻滯，在兩屋蓋相鄰位置處中部產生正壓，隨著山墻疏透率增大而增大，完全開敞時，體型系數可達0.5，且下游屋蓋迎風正壓區相比單煤棚向下游移動。山墻迎風時(90°風向)，兩煤棚相鄰處前緣負壓增大約30%，這是由于該處氣流加速所致。除此之外，雙煤棚體型系數分布規律總體與單煤棚較為接近。

圖5 雙煤棚體型系數

2.3 全風向極值風壓系數變化規律

各工況下單煤棚全風向極值風壓系數，如圖6所示。由于煤棚的對稱性，其全風向極值風壓系數沿兩個主軸中軸線對稱。由圖可見，煤棚縱邊及山墻頂部極大值風壓系數的最不利位置，煤棚縱邊極大值風壓系數隨著山墻疏透率增大而增大，到完全開敞，增幅可達30%。煤棚短邊及天窗處極小值風壓系數最為不利，隨著山墻疏透率增大，由于氣流的流通，分離流產生的風吸力減弱，極小值風壓系數絕對值降低約20%。山墻邊緣上由氣流分離引起的最不利極小風壓系數隨著山墻通風增強顯著減小，減幅超過70%。

圖6還給出了各工況下雙煤棚全風向極值風壓系數，沿煤棚跨向中軸線和兩煤棚臨邊中線對稱。由圖可見，雙煤棚在邊緣兩側極值風壓系數分布與單煤棚基本一致。在兩煤棚相鄰區域，極大值風壓系數向煤棚兩側中部移動，極小值風壓系數絕對值減小約10%。

圖6 單煤棚全風向極值風壓系數

3 分區風荷載取值建議

3.1 分區體型系數

為方便工程應用，根據煤棚體型系數分布規律，對煤棚進行分區如圖7所示，分區體型系數由各區域內的體型系數面積加權平均得到。根據2.1節圖3(b)、圖3(c)，在相鄰屋蓋干擾下，屋蓋的整體最不利風力系數(升力、阻力)不超過單體煤棚屋蓋。單體屋蓋的分區體型系數，如表1所示。由于屋蓋風荷載體型系數隨山墻封閉形式(封閉、開敞、疏透)變化較大，而采用疏透山墻時，山墻疏透率對屋蓋體型系數的影響并不敏感，且工程采用的防風網疏透網板疏透率一般在30%左右，因此，表中對山墻疏透率10%～30%的結果進行了包絡，便于使用。此外，針對煤棚屋蓋結構抗風設計，除了兩個體軸正風向(0°，90°)的驗算之外，還建議對最不利的斜風向進行驗算。為設計安全，表中給出的斜風向取值為單體煤棚屋蓋最不利斜風向30°～40°的包絡值。

圖7 煤棚風荷載體型系數分區示意圖

表1 煤棚屋蓋分區體型系數建議值

考慮干擾效應不同風向下煤棚山墻分區體型系數，如圖8所示。由圖可以發現，山墻封閉時最不利風吸力體型系數-0.8，最不利風壓力體型系數0.6；山墻采用疏透板時，體型系數范圍為-0.4～0.7，可供設計參考。

圖8 煤棚山墻分區體型系數

3.2 分區極值風壓系數

根據全風向極值風壓系數分布規律，對煤棚進行分區如圖9所示，對單煤棚工況，采用圖中單煤棚半跨分區進行對稱，對于雙煤棚工況，兩外側半跨采用圖中單煤棚半跨分區結果，內半跨(兩煤棚相鄰側)采用圖中雙煤棚半跨分區結果。分區極值風壓系數取值為分區內全風向極值風壓系數的包絡值，如表2所示。表中同樣對山墻疏透率10%～30%的結果進行了包絡，便于使用。由表可知，與封閉山墻相比，采用疏透山墻使屋面極大值風壓系數增加約0.3，屋面極值風吸力平均約降低10%，山墻極值風吸力顯著減低達70%。