高低双干煤棚风荷载特性研究

摘要摘要通过采用刚性模型风洞测压实验，本研究旨在探讨两个具有不同高度的干煤棚受到不同风向影响时的荷载变化情况。经过对0°、180°、45°、135°四种不同风向的影响因素的对比研究，我们发现，不同的风向对高干煤棚和低干煤棚的影响有着显著的差异。根据最新的研究结果，在上游的高干煤棚中，风的作用力明显较弱，而在下游的低干煤棚中，风的作用力明显较强。在45°的风向角度下，低干煤棚处在水流的下游，但是上升的风力却明显地随着水流的方向发生了改变。该文介绍了建筑工程中常用的一些术语，包括高低双干煤棚、风洞试验、风荷载和体型系数。高低双干煤棚通常用于煤炭储存，在建造过程中需要考虑结构强度，以及避免受到风荷载等外部因素影响。风洞试验是模拟空气流动的一种实验方法，用于研究建筑结构在不同风速和风向下所受到的风荷载及其他气动力学特性。风荷载是建筑结构在面对风力时所受到的作用，需要对建筑材料的强度、结构的稳定性等进行充分评估。体型系数是描述流体运动中物体所受到阻力的一种参数，它可以通过计算阻力和气体密度、速度等参数来确定。这些概念和术语在建筑工程和流体力学中起到了重要的作用。对比多个国家及地区的规范对于建筑结构承受风荷载计算方法。关键词：高低双干煤棚；风洞试验；风荷载；体型系数Abstract[6]。3.2.245°和135°风向角时体型系数(b)45°风向角图（b）为45°风向角时结构静压体型系数云图。高干煤棚北侧底部的体型系数呈现出正向趋势，特别是在西北侧角落，这一系数变化更加显著。其他等高线呈现水平分布，随着高度的增加，该系数下降。在西侧山墙与干煤棚交界处，气流明显受阻，形成明显的负压区。此外，纵轴线方向的其他区域的体型系数变化不大。北侧区域的体型系数受天窗影响明显降低，南侧区域则明显增加。在高干煤棚附近，钢筋混凝土排架柱的体型系数为正值，而在气流分离点附近则为负值，之后在东西方向上出现一个较大的正值区域，然后该系数又逐渐变小。因为受到高干煤棚的遮挡，低干煤棚的西北部地区出现了较大的正体型系数，而东北部地区的变化则相对较小。在低干煤棚的南边，靠近西边的山壁处有一个明显的空气层，其中的体型系数呈现出明显的负值，而随着距离西边的增加，这个系数也会不断地降低，最终会变成一个正值。随着从西向东方向的天窗的推移，低干煤棚的体型系数绝对值显著增加，而其他因素的影响也逐渐减弱。图（d）为135°风向角时结构净压体型系数云图。低干煤棚南侧底部区域是一个暴露在风中的地方，其体型系数为正值，尤其是在西南角最高，沿着纵轴的延伸，该系数会逐渐减小。当气流从南侧底部上升到一定高度时，就会发生分离，导致体型系数变成负值。当气流从西侧山墙和干煤棚顶部相遇时，也会发生分离，导致西侧的体型系数明显降低，而其他区域的体型系数相应增加。在低干煤棚的西南部，体型系数呈现较小的正值，而东北部则显示出较高的负体型系数。在钢筋混凝土排架柱的西侧底部，从西向东，最初呈负的体型，然后变成正的体型。高干煤棚附近的钢筋混凝土排架柱，在距离其越远的区域，体型系数从西向东呈现出先减少后增加的趋势，这一变化与低干煤棚的情况非常相似。在高干煤棚的西侧，气流分离现象明显，导致体型系数呈现负值，而其他区域则相对较少。北部地区的体型系数相比南部更加显著，而在高温的天窗下，南部地区的体型系数略微降低，但仍为负值。在高干煤棚的北侧底部区域，体型系数呈现明显的负相关性，但随着距离的增加，相关性逐渐降低。通过对两张云图的分析，可以清楚地看到，无论是45°的风向角，还是135°的风向角，高干煤棚的负体型系数都显著地位于其顶部的西侧。在高干煤棚与钢筋混凝土排架柱之间的地方，其体型系数呈现出明显的负相关性，而在其他地方则呈现出明显的正相关性。当风速达到45°时，高干煤棚会出现在风向上游位置，对低干煤棚形成压力影响，导致其体型系数显著下降。而当风速达到135°时，低干煤棚会处于风向上游位置，并且其最大体型系数的绝对值会明显增加。此外，在高干煤棚的天窗附近，体型系数的绝对值会进一步凸显这种趋势。风荷载取值研究4.1风振系数风振系数是指建筑结构在风荷载作用下结构振动与风速之间的关系系数。它是指建筑在受到风力作用时，建筑物受到的风荷载与同一风速下空气密度和设计风速面积的积的比值。风振系数是建筑物结构设计中一个非常重要的参数，它可以用来评估建筑物在不同风速条件下的抗风能力。风振系数通常取决于建筑物的形状、尺寸、高度、结构体系等因素。风振系数一般分为位移风振系数、加速度风振系数以及内力风振系数。位移风振系数是指建筑结构在风荷载作用下结构振动位移与风速之间的关系系数。它是一种描述建筑结构在受到风压作用时,结构的振动位移与风力大小之间的关系的参数。与力学特性的刚度、阻尼、质量有关，是指单位突变风压引起结构最大振动位移与突变风压的比值。位移风振系数可以用来评估建筑物在不同风速条件下的抗风能力，是结构安全分析和风工程设计中的一个重要参数。它和其他参数，如质量和阻尼等相互作用，共同决定了建筑结构在风荷载下的振动响应特性。4.2主体结构的荷载计算根据《建筑结构荷载规范》，在计算主体承载力时，应将风荷载标准值与建筑物表面的水平方向保持一致。 ωk=β式中，ωkβzμsμzω0因此，根据风洞试验得到的体型系数或者风压系数，计算风荷载标准值 ωki,θ=β ωki,θ=K式中，KT——风场换算系数，对我国《建筑结构荷载规范》规定的A、B、C、D四类风场，KT的取值分别为1.284、1、0.544、0.262，本项目，KT为4.3围护结构的荷载计算按照我国《建筑结构荷载规范》，当计算围护结构的风荷载时，垂直于建筑物表面上的风荷载标准值 ωk=β式中，βgzμsμz——风压高度变化系数经过风洞实验，我们发现两种不同的算法能够有效地估算出对于维护结构来说的风荷载的标准值。方法一：按照规范法 ωki,θ=β式中，ωki,θ——i在θβgzi——i点的振可由《建筑结构荷载规范》查得，μsi,θ——i点在θμzi在本项目中，公式（4-6）的计算方法可以采用风洞试验得到的平均风压系数计算。 ωki,θ=K其中，KT方法二：按照统计方法计算将各个测点的风压系数Cpi,θ Cpi,θP+ Cpi,θP−上下两式分别表示统计意义下的正向极值风压系数、负向极值风压系数，k为峰值因子，一般取k=2.5~4之间。本次试验中取k=3。由此可计算得到基于统计意义下用于计算维护结构极值风压的方法（即围护结构风荷载标准计算方法） ωki,θ+= ωki,θ−=式中，ωki,θωki,θKT由于《建筑结构荷载规范》无法提供准确的振风系数值，尤其是在大跨曲面结构中。因此，我们建议使用统计学方法来确定围护结构表面的极值风压值，并选择其中正值和负值的绝对值。本文使用统计的方法计算了作用于围护结构100年一遇的最强风压（包括风压和风吸力），来设计围护结构。统计考虑了各个风向角的值，得出的结果就是极值风压。本章通过规范计算方法与统计计算方法，对围护结构各个区域的极值风压进行求解并对比，认为统计计算方法更加贴合实际施工情况。4.4试验数据及国内外规范对比根据我国《建筑结构荷载规范》，以封闭式落地拱形屋面为例，当采用类别如图4-1所示的封闭式落地拱形屋面时，其中参数l取0.30，可以得到迎风面的风荷载体型系数为0.33，背风面的风荷载体型系数为-0.50。实际试验测得的迎风面和背风面的风荷载体型系数分别为0.8和-0.3。可以说，迎风面的试验得到的体型系数几乎是规范取值的2.5倍大，而背风面试验得到的风荷载体型系数符号相同但绝对值比规范取值要小。图4-1中国规范风荷载体型系数取值图4-2，图4-3给出了日本规范，美国规范对应的风荷载体型系数。图4-2日本规范风荷载体型系数Winddir.f/dh/d=0h/d=0.3h/d=0.7h/d=0h/d=0.3h/d=0.7h/d=0h/d=0.3h/d=0.7W20-0.4-1.0-0.9-0.4-1.0-0.9-0.4-0.6-0.90.1-0.5-1.2-1.5-0.9-1.0-1.0-0.5-0.5-0.50.3-0.1-0.4-0.9-1.2-1.4-1.5-0.5-0.5-0-0.5-1.2-1.3-1.4-0.5-0.5-0.5图4-4美国规范风荷载体型系数屋面倾角(度)情况A屋面编号12341E2E3E4E0-50.40-0.69-0.37-0.290.61-1.07-0.53-0.43200.53-0.69-0.48-0.430.80-1.07-0.69-0.6430-450.560.21-0.43-0.370.690.27-0.53-0.48900.560.56-0.37-0.370.690.69-0.48-0.48表4-1美国规范风荷载体型系数屋面倾角(度)情况B屋面编号1234561E2E3E4E5E6E0-90-0.45-0.69-0.37-0.450.40-0.29-0.48-1.07-0.53-0.480.81-0.43(b)美国规范风荷载体型系数4.4.1美国规范美国的标准明确指出，要准确测量建筑物的风荷载，有三种不同的方式：第一种是采用简单的计算技术，第二种是通过分析来获得数据，第三种是通过进行风洞实验来获得信息。简化计算方法适用于低层建筑以及建筑长细比较小、屋顶平均高度不超过18m等情况。该方法可以有效减少计算风荷载抵抗体系所需的工作量，采用以下公式可以得出最佳的风荷载抵抗效果： ps=λK公式中，λ——建筑高度调整系数；Kzt——屋面高度h处地形因子I——建筑结构的重要系数；ps30——建筑结构部件的风荷载则按照下列公式计算： pnet=λK公式中，I——建筑高度调整系数；Kzt——屋面高度h处地形因子I——建筑结构的重要系数；pnet30——由于双煤棚的尺寸较大，其长度达到820m，宽度达到170m，高度达到54m，而且宽度也有44m，这显然与本方法的要求有较大出入。第二种方法可以将风荷载抵抗体系和建筑结构部件的计算方式有机地结合起来，以更加准确地反映出实际情况。主要的风荷载抵抗体系的风荷载计算主要按照下列公式计算：刚性建筑： p=qGCn−低层建筑： p=qℎ[柔性建筑： p=qGfC女儿墙： pp=q上述公式中：G——阵风影响系数；Cp(GC通过测量双煤棚的尺寸，我们可以推断出它的主要结构是由刚性建筑公式来决策的，而它的各个组成部分则是由h>18.3m的公式来计算的。通过基于相似理论的风洞试验，我们可以确定建筑结构模型的体形系数，从而更准确地预测结构承受的风荷载，这是第三种方法。4.4.2日本规范日本的规范明确规定，建筑物所承受的风荷载可以分为三类：水平风荷载、屋顶风荷载和部件风荷载。其中，水平风荷载可以通过相应的公式来计算，而屋顶风荷载则需要根据实际情况进行调整。 WD=q公式中，WD——Z高度处的顺风向风荷载qH——由空气流动引起的动压CD——风的力系数GD——阵风影响因子A——Z高度处的投影面积。对于结构框架承受的屋面风荷载可以按照公式进行求解。 WR=q公式中，WR——风荷载qH——由空气流动引起的动压CR——风的力系数GR——对于屋面风荷载的阵风影响因子AR——对于建筑结构部件承受的风荷载可以按照公式进行求解。 WC=q公式中，WC——风荷载qH——由空气流动引起的动压μCc——AC——上述几个公式中涉及到的qH qH=1公式中，ρ——空气密度；UH——设计风速可以按照公式进行计算求解。 UH=U公式中，U0——基本风速；KD——风向因子EH——风速廓线因子krw——表4-2各国规范风荷载体型系数取值各国规范及试验数据迎风面背风面试验测得数据0.8-0.3中国规范0.33-0.5美国规范0.56-0.37日本规范0.2-0.54.5小结本章主要深入探讨了日本和美国的建筑结构风荷载计算方法，并指出大跨结构的风洞试验结果与国家规范标准存在显著差异。因此，在大跨结构的设计中，采用风洞试验的方法来确定体型系数显得尤为重要。第三章和第四章则讨论了中国规范如何确定建筑物的风荷载，通过与前两章的内容结合，可以对三个国家及地区规范对于建筑结构风荷载的确定进行对比。虽然三个规范在计算中存在一定差异，包括对于一些物理意义相似参数取值的差异，但其确定风荷载的整体思路是相同的，即综合考虑所在地区的风特性和建筑结构的几何特征等，确定风荷载作用在建筑结构上的情况。结论与展望5.1研究结论本文对高低双干煤棚结构风荷载特性进行了研究，得到以下主要结论：（1）不管风的方向是垂直的还是倾斜的，当高干煤棚位于上游时，其顶部的风速会比位于下游的要低。当低干煤棚位于上游时，其顶部的风速会明显高于位于下游的情况。（2）当风向与干煤棚的方向呈45°斜交时，顶部的空气压力几乎没有发生任何变化，即使在端部，也不会出现明显的变化。然而，当干煤棚位于上游时，顶部的空气压力会随着西向东的方向而逐渐减弱，而当它位于下游时，这种变化就会更加明显。(3)针对围护结构进行规范计算方法和统计计算方法的比较，发现规范计算方法计算出的极值风压误差较大，而统计计算方法得出的结果相较来说更加贴合实际工程。(4)经过对比，各国规范在建筑结构承受风荷载的确定上存在显著差异，并将其分为不同类别，以便更好地评估建筑结构和结构部件的承受风荷载能力。5.2展望这篇文章专注于探究高低双干煤棚的风荷载特征，并通过分析主要结构的体型系数来探究其影响。此外，还将探讨围护结构的风压分布情况，并探讨其极端情况，并与其他国家的标准进行比较。根据上述研究结果，我们建议在下一步工作中采取以下措施：（1）由于双干煤棚的高度差异，其承受的风荷载也变得更加复杂，因此，为了提升结构的抗风能力，必须进行等效静力风荷载测试和围护结构的极限研究。（2）通过CFD数值模拟技术，我们可以更好地了解高低双干煤棚结构的风荷载特性，从而更好地探索其周边流动特性，并利用这些信息来深入研究风压分布的规律及其发生机理。参考文献王晓江，郑云飞，刘庆宽等.四心圆煤棚风荷载分布规律的试验研究[J].工程力学，2017，34(S1):59-62.熊伟，李恒.浅析煤棚安全防护系统的应用[J].工程建设与设计，2016，(15):50-52.钟奇.端部开口和封闭的干煤棚风荷载试验研究[A].中国建设科技集团股份有限公司、东南大学、《建筑结构》杂志社.第五届建筑结构抗震技术国际会议论文集[C]中国建设科技集团股份有限公司、东南大学、《建筑结构》杂志社，2016:6.王鑫.干煤棚表面风压与响应干扰效应分析[A].中国建设科技集团股份有限公司、东南大学、《建筑结构》杂志社.第五届建筑结构抗震技术国际会议论文集[C].中国建设科技集团股份有限公司、东南大学、《建筑结构》杂志社，2016:5.钟奇，兰志昆，黄鹏，等.端部开口和封闭的干煤棚风荷载试验研究[J].建筑结构，2016，46(S1):963-968.王鑫.干煤棚表面风压与响应干扰效应分析[J].建筑结构，2016，46（S1）:969-973.齐旭东.某大跨度干煤棚结构选型与抗震性能研究[D].北京：北京交通大学，2016.SchneiderW,ZahltenW.Load-bearingbehaviourandstructuralanalysisofslenderring-stiffenedcylindricalshellsunderquasi-staticwindload[J].JournalofConstructionalSteelResearch,2003,60(1):125-146.冯鹤，黄铭枫，李强，史传洪.大跨干煤棚网壳风振时程分析和等效静风荷载研究[J].振动与冲击，2016，35(01):164-173.冯鹤.大跨开敞式干煤棚风荷载研究及非高斯风压场模拟[D].杭州：浙江大学，2016.刘艳不规则管桁架干煤棚结构设计与分析[D].邯郸：河北工程大学，2015.郭云，陈辉，于海凤.某热电厂大跨度干煤棚结构设计与分析[J].建筑结构，2015，45(17):49-53.黄鹏，兰志昆，顾明.干煤棚柱面网壳结构多参数风荷载试验研究[J].建筑结构，2015，45(17):92-98+62.马涛，李潇潇.基于桩土共同作用下的干煤棚桩基有限元分析J].华北地震科学，2015，33(S1):52-55.聂国隽，钱若军.干煤棚柱面网壳结构的设计[J].结构工程师，2001，(03):1-5.董石磷，高博青，童建国.台州电厂干煤棚折线形网状筒壳的选型与结构分析[J].空间结构，1995，(04)：22-29.陈秀波，陈兰芳.干煤棚储煤系统优化设计数值模拟研究[J].资源节约与环保，2015，(03)：102-103.陈秀波.干煤棚储煤系统与防风网组合抑尘设计分析[J].交通世界（运输.车辆），2015，(Z1)：134-135.方伟定，何江飞，朱建成，等.强台风区苍南发电厂干煤棚风洞试验研究[J].空间结构，2014，20(04):74-79.周曼毅，靖谋.气膜煤棚在燃煤电站的应用[J].科技创新与应用，2014，(27)：93.赵婉君.基于施工模拟的大跨度网壳干煤棚结构设计改进[D].邯郸：河北工程大学，2013.张鸿雁.电厂干煤棚存在必要性的讨论[J].科技与企业，2011，(16):133.齐月芹，刘灵灵.干煤棚结构风荷载风洞试验研究[J].工业建筑，2011，41(07)：120-124.黄鹏，顾明，叶孟洋.干煤棚柱面网壳结构风荷载试验研究[J].建筑结构，2011，41(S1):1432-1437.齐月芹，李皓玉.大跨度干煤棚网壳结构风荷载试验研究[J].空间结构，2010，16(04):55-59.李玉学，白硕，杨庆山，等.大跨度柱面网壳结构风荷载特性风洞试验研究[J].建筑