单层平面索网玻璃幕墙数值风洞风载荷分析

单层平面索网玻璃幕墙数值风洞风载荷剖析跟着玻璃工艺的提升和大批公共建筑的盛行，单层索网点支承玻璃幕墙以其建筑造型雅观、构造轻盈纤细、通透性好等优势在国内外获取宽泛应用.单层索网构造刚度小、质量轻、阻尼较小，属于柔性张拉构造，具有较强的几何非线性，对风载荷较为敏感.支承于主体构造上的框架式幕墙设计中，等效静风载荷一般可采纳阵风因数进行计算.单层平面索网幕墙构造自振周期长，取阵风因数进行风载荷的计算明显是不合理的.我国《建筑构造载荷规范》中对于风振因数的计算方法合用于高层高耸等线性和弱非线性的构造系统，现行幕墙设计规范对于单层平面索网幕墙系统的风载荷计算并没有明确规定.[3-4]跟着单层平面索网幕墙构造日渐宽泛的应用，研究其风载荷效应的计算和设计十分重要.本文以索网构造在均匀风载荷作用下抵达均衡地点时的构造参数为基准进行剖析，采纳通用有限元软件进行玻璃-索网系统考虑流固耦合作用的风振响应剖析，比较玻璃-索网系统的风振响应与等效静风载荷下的反应，剖析比较风载荷效应计算的偏差及其原由，获取若干存心义的结论.工程概略某大厦主楼及裙房部分的整体俯瞰图见图1.该构造为56层高层建筑，最顶部标高为245.2m，底部5层处为裙房.图中圆圈所示部位为一单层索网构造

.该工程地处江苏无锡市宜兴地域，建筑所处地场所类型为

B类地貌，

50年一遇的基本风压为

0.45kN/m2

，换算所得均匀风速约为

27m/s.图1整体俯瞰图Fig.1Topviewofwholestructure该幕墙高度为24.64m，宽度为26.0m.玻璃采纳8mm+8mm的双层夹胶玻璃，分格列数为17，行数为16.第一列和最后一列的分格尺寸为1750mm×1540mm，中间部分的分格尺寸为1500mm×1540mm.2幕墙玻璃-索网系统计算模型和基本动力特征在风载荷作用下构造刚度会发生变化，单层平面索网构造在风载荷作用下抵达新的均衡地点附近做弱幅振动.采纳通用有限元软件ADINA成立包括玻璃面板、索网、爪件和密封胶等在内的玻璃-索网构造整体计算模型，索网构造采纳只拉的杆单元，驳接爪件采纳梁单元，密封胶采纳壳单元.依据刚度等效原则，8mm+8mm的夹胶玻璃面板能够等效为一个单片玻璃面板，其厚度te=3t31+t32=32×83≈10mm玻璃质量仍按2×8的实质质量计算.玻璃面板弹性模量取0.72×105Pa；爪件弹性模量取2.06×105Pa；密封胶条弹性模量取3Pa.竖索预拉力为150kN，索径为36mm，预应力为147.5Pa；横索预拉力为120kN，索径为30mm，预应力为170Pa.索网幕墙有限元模型见图2.此中，每个玻璃面板分为4个计算单元，爪件之间的索段为1个只拉索单元，胶条采纳SHELL单元模拟.图2索网幕墙有限元模型Fig.2Finiteelementmodelofcablenetworkcurtainwall经过动力特征剖析，获取索网幕墙各振型和频次，其前8阶频次和振型分别见表1和图3.表1索网幕墙均匀风压作用下前8阶频次Tab.1Firsteightorderfrequenciesofcablenetworkcurtainwallunderaveragewindload图31～8阶振型Fig.31～8ordervibrationmodes该构造的动力特征表示构造第一周期为0.464s.对于T1≥0.25s的围护构造应试虑风振效应.3幕墙玻璃-索网体因数值风洞流固耦合有限元模型3.1数值风洞的有限元模型构造域采纳动力计算有限元模型.流体域采纳八节点六面体FCBI-C流体单元进行失散，见图4.针对裙房计算地区采纳构造网格进行区分，网格数目约为100万个，同时对所观察的幕墙表面进行必定的局部加密，达到重要地区网格精密、非重要地区网格相对略粗的目的，保证在整体网格数量不变的状况下提升计算精度，节俭计算资源.迎风在失散过程中自动引入，动量方程中速度和压力的耦合问题采纳*****算法解决，计算过程中保证数值求解的收敛性和稳固性，对动量方程和标量输运方程采纳欠废弛计算.在构造动力响应计算中，索网构造采纳Rayleigh阻尼，取第1阶和第8阶振型为控制振型，阻尼比取0.02.图4流场网格区分Fig.4Fluidfieldmeshing3.2数值风洞的界限条件及风的模拟以均匀风速为27m/s的风速时程（见图5）为速度入口，湍流采纳均匀风速加上脉动风速.依据达文波特风速谱模拟的风速时程，采纳线性回归滤波器法中的AR模型，经过MATLAB编程模拟脉动风的安稳随机过程，获取风速时程[6-7].流体域的左右边面和顶面采纳对称界限条件，地面采纳壁面条件，除索网幕墙部分之外的裙房构造和地面采纳无滑移固壁条件.索网幕墙部分为流固耦合界限.图5风速时程Fig.5Timehistoryofwindvelocity数值风洞剖析结果4.1风载荷体型因数计算统计经过数值模拟能够直接获取索网幕墙表面每个节点处的压力值，而后经过统计可获取风载荷体型因数.体型因数方向为垂直分块表面，此中正值表示垂直曲面向内，即压力；负值表示垂直曲面向外，即吸力.对索网幕墙构造的玻璃面板进行分块，将原有索网建筑网格区分为17×16的方块，见图6.图6体型因数Fig.6Shapefactors计算所得风压作用下的最大概型因数值为0.97；而依据规范取值，体型因数取值为1.00.4.2考虑流固耦合作用时程剖析构造响应索网幕墙的位移跟着风速不停变化而发生变化.取加载达成构造振动稳固后的5～26s作为数据统计的时间区间.某时刻索网顺风向位移云图和典型节点的位移时程曲线见图7，此中最大正位移为0.340m，最大负位移为0.125m，均匀位移为0.170m.a）某时刻顺风向位移云图b）2601节点位移时程曲线图7位移响应Fig.7Displacementresponse某时刻流固耦合作用下索网幕墙中的索应力云图见图

8（a），典型索单元251的索应力时程曲线见图

8（b），其初始预应力为

170Pa，最大索应力为268Pa，均匀索应力为205Pa.（a）某时刻索应力云图（b）251单元索应力时程曲线图8应力响应Fig.8Stressresponse5数值计算结果和比较现行大跨构造常用的风振因数取值方法有内力风振因数和位移风振因数.在工程设计中，等效静风载荷用静风载荷与载荷风振因数的乘积表示.构造在脉动风载荷激励下的风振因数定义为总风力的概率统计值与静风力的统计值之比.在剖析鉴于响应的风振因数时，用含有必定保证率的最大动响应除以脉动响应的均匀值表示在构造振动沿均衡地点时的颠簸程度[9-10].位移风振因数依据索网上每个有限元节点的时程位移数据进行计算.对有限元模型中每个节点的风振因数进行数理统计可得，索网部分的均匀位移风振因数为1.832，位移最大点2601节点处的位移风振因数为1.855，所以可将位移风振因数取值为1.86.同理也能够进行内力风振因数的计算：索网部分的内力风振因数均匀值为1.682，内力风振因数最小值为1.471，最大值在典型单元251处为2.050，内力风振因数计算结果失散性较大.按现行规范所规定的等效静风载荷，位移风振因数为1.86，风载荷体型因数为1.00，计算获取风压的标准值为0.8370kN/m2.如按典型节点处应力风振因数为2.05，风载荷体型因数为1.00，计算获取风压的标准值为0.9225kN/m2.为剖析风振因数计算的等效静力风载荷对单层索网玻璃幕墙的合用性，将等效风载荷作用于图2所示的单层索网幕墙整体计算模型长进行非线性静力计算，并将计算结果与流固耦合数值模拟计算所得实质风效应进行比较，结果见表2.上述计算表示，不论是按位移风振因数计算，仍是按最大内力风振因数计算，所得计算结果均小于按流固耦共计算的结果.因而可知，对于单层索网玻璃幕墙这种非线性效应较强的构造系统，现行载荷规范[2，5，11]规定的风振因数方法获取的风载荷效应小于流固耦共计算的结果，将致使偏于不安全的风载荷微风载荷效应计算结果.表2等效风载荷效应与数值模拟风载荷效应比较Tab.2Effectcomparisonofequivalentwindloadandnumericalsimulationwindload造成上述偏差的原由是幕墙的几何非线性.对于线性构造，效应S与载荷P成比率关系，由效应等效因数β/=β变换为等效载荷β后计算获取实质效应β，见图9（a）.图9位移载荷曲线Fig.9Curveofdisplacementandload对于非线性构造，两者其实不一致.平面索网幕墙为刚度渐渐加强的非线性构造，假如依据位移效应等效的方法计算获取风振因数β/=β，变换为等效风载荷β后再进行效应计算，将获取小于实质非线性位移β的计算位移ρ，见图9（b）.6结论以实质单层索网幕墙工程为例，进行风致动力响应特征的研究和等效静风载荷及其计算效应的剖析比较，能够得出以下结论：（1）单层索网幕墙构造为长周期构造，构造第1自振周期大于0.25s，理论上需要考虑构造的