張瑩瑩，徐行天，柳博瀚，陳正壽，鄭 武，于曉龍

（1.浙江海洋大學(xué)港航與交通運(yùn)輸工程學(xué)院，浙江舟山 316022；2.浙江海洋大學(xué)船舶與機(jī)電工程學(xué)院，浙江舟山 316022；3.太平洋海洋工程（舟山）有限公司，浙江舟山 316057；4.浙江歐華造船股份有限公司，浙江舟山 316101）

臺(tái)風(fēng)作用下門式剛架結(jié)構(gòu)減壓抗傾的數(shù)值模擬分析

張瑩瑩1，徐行天2，柳博瀚2，陳正壽2，鄭 武3，于曉龍4

（1.浙江海洋大學(xué)港航與交通運(yùn)輸工程學(xué)院，浙江舟山 316022；2.浙江海洋大學(xué)船舶與機(jī)電工程學(xué)院，浙江舟山 316022；3.太平洋海洋工程（舟山）有限公司，浙江舟山 316057；4.浙江歐華造船股份有限公司，浙江舟山 316101）

經(jīng)初步核算某船廠擬建門式剛架風(fēng)雨棚結(jié)構(gòu)，不能滿足50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下的結(jié)構(gòu)抗傾覆穩(wěn)定性要求。故本文根據(jù)實(shí)際工程需求，采取在兩側(cè)各布設(shè)兩個(gè)通風(fēng)窗戶以達(dá)到一定的減壓抗傾效果，并通過數(shù)值模擬手段驗(yàn)證其減壓、抗傾覆性能。對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)20 a和50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下壓力與傾覆力矩的數(shù)值計(jì)算值與理論計(jì)算值符合良好，并且進(jìn)一步驗(yàn)證了增設(shè)窗戶可有效減小迎風(fēng)面的壓力和背風(fēng)面的吸力，整體減壓抗傾效果顯著。門式剛架結(jié)構(gòu)滿足50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下抗傾設(shè)計(jì)要求。此外，還得到的關(guān)于門式剛架表面風(fēng)壓分布規(guī)律的相關(guān)結(jié)論，為該類建筑物結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與工程安全性改進(jìn)提供了一定依據(jù)。

門式剛架；臺(tái)風(fēng)；數(shù)值模擬；可靠性；抗傾安全系數(shù)

大跨度門式剛架主要采用輕鋼結(jié)構(gòu)，但由于輕鋼結(jié)構(gòu)具有整體質(zhì)量輕、柔韌性大、阻尼小的特點(diǎn)，使得門式剛架結(jié)構(gòu)易受到強(qiáng)風(fēng)、暴雪的破壞。因此在對(duì)門式剛架進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)，風(fēng)載荷是必須要考慮的因素之一[1]。在沿海地區(qū)，風(fēng)災(zāi)發(fā)生頻率高、次生災(zāi)害大、影響范圍廣、生命和財(cái)產(chǎn)損失巨大，強(qiáng)風(fēng)對(duì)門式剛架的破壞較為嚴(yán)重[2]。舟山作為中國(guó)的第一大群島和重要港口城市，加速了船舶工業(yè)的發(fā)展。船廠精細(xì)化的造船需求，使得大跨度門式剛架被廣泛使用。

舟山島嶼多處外海，臺(tái)風(fēng)登陸頻繁。因此研究在50 a一遇強(qiáng)臺(tái)風(fēng)作用下，門式剛架的抗傾安全性顯得尤為重要。龔盈[3]采用有限元分析法分析門式剛架的結(jié)構(gòu)靜力、模態(tài)以及動(dòng)力時(shí)程，發(fā)現(xiàn)梁柱連接剛度對(duì)受力性能具有重要的作用。宋艷香[4]通過對(duì)比不同節(jié)點(diǎn)剛度下的整體剛架的極限承載力，給出了節(jié)點(diǎn)剛度的承受范圍，并通過對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加腋處理發(fā)現(xiàn)加腋的方法對(duì)門式剛架極限承載力的提高有很大幫助。

目前，提出的關(guān)于提高節(jié)點(diǎn)剛度的承受力、優(yōu)化梁柱截面尺寸、改變建筑體型等方法多是針對(duì)于提高封閉式工業(yè)廠房穩(wěn)定性，而半封閉的行走式門式剛架結(jié)構(gòu)在強(qiáng)風(fēng)作用下渦旋流場(chǎng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜。因此，綜合理論計(jì)算、CFD數(shù)值計(jì)算和相關(guān)經(jīng)驗(yàn)，分析其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及抗傾覆計(jì)算結(jié)果顯得尤為關(guān)鍵。

1 實(shí)際工程問題描述

本文研究對(duì)象為舟山某船廠柱腳剛接的造船用大跨度雙坡變截面行走式門式剛架風(fēng)雨棚結(jié)構(gòu)，風(fēng)雨棚為單層、單跨形式，柱距為5 m，總長(zhǎng)為b=25 m，寬度l=25 m，檐口高度位為20 m，屋面形式為雙坡面，坡度為1/15。梁柱統(tǒng)一采用截面為工字型的beam189鋼材，墻面板和屋面板實(shí)際應(yīng)用中使用塑鋼彩瓦。

主要研究其在50 a一遇強(qiáng)臺(tái)風(fēng)作用下的抗傾安全性。在前期的靜力學(xué)計(jì)算中選取抗傾安全系數(shù)為1.5，抗傾安全系數(shù)=抗傾覆力矩/傾覆力矩?？箖A覆力矩與傾覆力矩的計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在20 a一遇臺(tái)風(fēng)強(qiáng)度下抗傾安全系數(shù)為1.61，符合安全性要求；50 a一遇臺(tái)風(fēng)強(qiáng)度下的安全系數(shù)尚未達(dá)到抗傾安全要求，因此需要進(jìn)一步采取措施以保證門式剛架在臺(tái)風(fēng)作用下的穩(wěn)定性。

2 荷載分析與計(jì)算

2.1 風(fēng)荷載的確定

風(fēng)速觀測(cè)表明，瞬時(shí)風(fēng)分為周期為幾秒的脈動(dòng)風(fēng)和周期為10 min以上的平均風(fēng)。風(fēng)作用在門式剛架上是一個(gè)隨機(jī)的過程，主要承重結(jié)構(gòu)上的標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)荷載可分為兩種形式：（1）平均風(fēng)壓與由脈動(dòng)風(fēng)引起結(jié)構(gòu)風(fēng)振的等效風(fēng)壓之和；（2）平均風(fēng)壓與風(fēng)振系數(shù)的乘積。由于在結(jié)構(gòu)風(fēng)振的計(jì)算中，通常是第1振型起主要作用，所以我國(guó)采用后一種表達(dá)方式[5]。門式剛架風(fēng)荷載的計(jì)算公式如下：

式中：Wk—作用在門式剛架上的風(fēng)荷載標(biāo)準(zhǔn)值（kN/m2）；ω0—基本風(fēng)壓（kPa），在引用MBMA體型系數(shù)時(shí)，規(guī)范規(guī)定的值需要乘以1.05。基本風(fēng)壓可按N年重現(xiàn)期來計(jì)算[6]，舟山地區(qū)多年一遇重現(xiàn)期對(duì)應(yīng)的基本風(fēng)壓值：20 a重現(xiàn)期（T-20）—0.72 kPa，50 a重現(xiàn)期（T-50）—0.85 kPa；μs—風(fēng)荷載體型系數(shù)；μz—風(fēng)壓高度變化系數(shù)；βz—風(fēng)振系數(shù)，風(fēng)振系數(shù)的取值為βz=1.0。

我國(guó)《港口工程荷載規(guī)范》及《海上固定平臺(tái)人級(jí)與建造規(guī)范》建議基本風(fēng)壓：

ω0表示基本風(fēng)壓，v表示風(fēng)速。由風(fēng)級(jí)與風(fēng)速之間不嚴(yán)格的關(guān)系公式知：v=0.836×(B1.5)，B表示風(fēng)級(jí)。

A類地貌風(fēng)壓高度的變化系數(shù)公式為：

根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》（GB 50009-2012）給定該門式剛架迎風(fēng)面和背風(fēng)面的風(fēng)載荷形狀系數(shù)μs分別為0.8、-0.5。目前規(guī)范的關(guān)于海洋平臺(tái)集中荷載F計(jì)算公式如下：

其中A表示門式剛架的受風(fēng)面積。

2.2 其余荷載

參考《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》，設(shè)定該門式剛架風(fēng)雨棚屋面的恒載為0.15 kN/m2，活載為 0.3 kN/m2。

2.3 計(jì)算結(jié)果

根據(jù)公式4計(jì)算50 a一遇臺(tái)風(fēng)級(jí)別的風(fēng)載荷，如圖1所示，計(jì)算迎風(fēng)面AB的壓力值F1、F2（方向與X軸方向平行）以及屋面BC的壓力值F3。其中壓力值F1作用在0～10 m區(qū)段內(nèi)、F2作用在10～20 m區(qū)段內(nèi)、F3作用在20～20.833 m區(qū)段內(nèi)。風(fēng)速在高度為10 m處時(shí)恒定，且風(fēng)壓分布均勻。具體計(jì)算如圖1所示。

圖1 風(fēng)雨棚正視位置受力及重量示意圖Fig.1 Sketch of forces and weights of shelter parts

其中m-n為高度范圍，h為合力高度，l表示風(fēng)雨棚的寬度。由于屋頂與地面的夾角為3.81°，小于15°，故 μS取-0.5[6]。F3與 AB 面垂直，方向斜向上。

3 抗傾覆穩(wěn)定性分析

現(xiàn)以50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下的風(fēng)荷載校驗(yàn)風(fēng)雨棚門式剛架的抗傾覆性能。各個(gè)組成單元的橫截面尺寸及長(zhǎng)度值見表1。

表1 變截面門式剛架計(jì)算模型幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of portal frame

剛架4個(gè)面的具體重量可以根據(jù)幾何參數(shù)計(jì)算得：

（1）傾覆力矩

門式剛架傾覆力矩的計(jì)算公式如下：

其中H為壓力值F到力矩中心計(jì)算點(diǎn)E的垂直距離。

T1、T2、T3表示壓力值 F1、F2、F3分別在 0～10 m、10～20 m、20～20.833 m 高度區(qū)段內(nèi)的傾覆力矩，力矩中心為E，Ttotal表示該門式剛架總的傾覆力矩。

（2）抗傾覆力矩

因此 TR=12 543.32 kN·m，TR表示風(fēng)雨棚的抗傾覆力矩，PG1、PG2、PG3分別為剛架 AB、BC、CD 三個(gè)面的重量。最終計(jì)算結(jié)果見表2。

表2 不同工況下的傾覆與抗傾覆力矩/（kN·m）Tab.2 Values of OM and AM in different conditions

由表2可知，20 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下，門式剛架結(jié)構(gòu)的抗傾安全系數(shù)滿足工程安全性要求，而50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下抗傾安全系數(shù)為1.363，無法滿足抗傾安全需求。

4 抗傾措施

由以上分析知，當(dāng)發(fā)生50 a一遇強(qiáng)臺(tái)風(fēng)時(shí)，行走式大跨度門式剛架風(fēng)雨棚結(jié)構(gòu)的可靠性難以保障，在其建造過程中，出于安全性考慮，需要采取一定的措施來保證其結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

許多施工單位采用地錨加固的方式來增加門式剛架風(fēng)雨棚的穩(wěn)定性。其優(yōu)點(diǎn)為鉸接式柱腳錨栓的預(yù)緊力能夠有效的提高柱腳的抗剪承載力[7]；另外，錨栓的設(shè)置能夠增加柱腳的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，減小柱頂?shù)膫?cè)移尺度[8]。但是這種方法也存在一些缺點(diǎn)，如地錨加固法需要用混凝土做二次灌漿施工，在已經(jīng)埋設(shè)好的門機(jī)軌道梁的場(chǎng)地，將加大施工難度和成本；且位置一旦確定則難以變更，限制了后續(xù)場(chǎng)地功能的拓展和其他輔助機(jī)械、電氣設(shè)備的布設(shè)；此外，腳柱抗剪承載力提高的同時(shí)錨栓的拉應(yīng)力以及混凝土的壓應(yīng)力也會(huì)增加。

雖然通過地錨加固的方法在一定程度上可以增強(qiáng)風(fēng)雨棚的穩(wěn)定性，但是在抗剪能力提高的同時(shí)加大了結(jié)構(gòu)的應(yīng)力，使得剛架存在一定的安全隱患?；谝陨弦蛩兀F(xiàn)需選取更實(shí)用的措施來保障門式剛架結(jié)構(gòu)在臺(tái)風(fēng)作用下的抗傾安全性，故在迎、背風(fēng)面各增設(shè)窗戶作為可行措施。為避免在梁柱上開孔，影響其強(qiáng)度，窗戶布設(shè)在剛架相鄰兩根柱距之間。最終確定窗戶邊長(zhǎng)為2.2 m的正方形。另外，還需考慮不影響剛架強(qiáng)度和盡可能減小風(fēng)壓這兩個(gè)因素。

目前CFD數(shù)值仿真技術(shù)在門式剛架風(fēng)速、壓力分布圖以及風(fēng)場(chǎng)流線圖方面的計(jì)算技術(shù)已經(jīng)比較成熟[9]；采用CFD進(jìn)行仿真計(jì)算不僅可以節(jié)約實(shí)驗(yàn)成本，縮短試驗(yàn)周期，而且能夠獲得詳盡的流場(chǎng)分析資料。

5 CFD模型建立與網(wǎng)格劃分

數(shù)值模擬過程中，為避免尺度效應(yīng)，風(fēng)雨棚建模完全基于原型實(shí)際尺寸。風(fēng)流動(dòng)計(jì)算區(qū)域設(shè)定為長(zhǎng)方體，上游4 b，下游11 b，寬度8 l，高度5 h，攻角q=90°。故風(fēng)流動(dòng)區(qū)域設(shè)定為400 m×200 m×100 m，y+≤5，總網(wǎng)格數(shù)量約為165萬，模型如圖2所示。

門式剛架外表面邊界條件設(shè)定為粗糙壁面，穩(wěn)態(tài)分析使用k～ε模型，先后在未設(shè)窗和設(shè)窗兩種工況下仿真分析風(fēng)荷載對(duì)門式剛架的影響。

圖2 CFD網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.2 CFD mesh topology

為校驗(yàn)開窗后對(duì)風(fēng)雨棚風(fēng)壓的影響概況，在分析剛架各面的壓力分布之前，需了解門式剛架周圍風(fēng)場(chǎng)分布情況以便解釋剛架各面壓力產(chǎn)生的原因[10]，同時(shí)還應(yīng)分析增設(shè)窗戶后對(duì)風(fēng)場(chǎng)流線的影響。

6 數(shù)值仿真計(jì)算與減壓效果分析

在進(jìn)行理論值的計(jì)算之后，本文使用流體CFD軟件進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，進(jìn)一步核實(shí)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性、可行度。此外，還需分析開上層窗戶后的減壓效果，并檢驗(yàn)門式剛架在50 a一遇臺(tái)風(fēng)下能否達(dá)到抗傾安全的需求。

從圖3可以看出：門式剛架內(nèi)部的渦流對(duì)剛架各面會(huì)產(chǎn)生“吸力”，背風(fēng)面外側(cè)存在風(fēng)流場(chǎng)回旋區(qū)域，開窗后渦流和風(fēng)流場(chǎng)回旋區(qū)會(huì)變得更加復(fù)雜。

圖3 50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況未設(shè)窗（左）與設(shè)窗戶（右）工況風(fēng)場(chǎng)3D流線對(duì)比圖Fig.3 3D streamline comparison of models with(right)and without(left)windows under T-50

從圖4、5可以看出：迎風(fēng)面外側(cè)主要受正壓力作用，壓力值由中心區(qū)域向邊緣逐漸減??；在窗戶邊緣處，如圖A1位置所示，會(huì)形成狹長(zhǎng)的局部高壓區(qū)域，此處比未設(shè)窗時(shí)迎風(fēng)面的最高壓力提高近40%，風(fēng)雨棚內(nèi)部的窗戶邊緣也會(huì)形成同樣的局部高壓區(qū)域，如A2位置所示。如B1位置所示，背風(fēng)面主要受負(fù)壓作用，背風(fēng)面外側(cè)的壓力分布在很大程度上受背風(fēng)面外側(cè)的回旋風(fēng)流場(chǎng)，加之背風(fēng)面內(nèi)側(cè)的壓力作用，對(duì)背風(fēng)面產(chǎn)生雙重的荷載影響，特別是在設(shè)窗之后剛架內(nèi)部渦流加劇，背風(fēng)面上的總體風(fēng)壓荷載有所增強(qiáng)，而整個(gè)門式剛架風(fēng)荷載的總壓力有所下降，總壓力下降后對(duì)剛架的可靠性十分有利。由于此門式剛架的屋頂坡度和緩，迎、背風(fēng)面的壓力分布遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于屋頂外側(cè)的壓力分布，屋頂內(nèi)側(cè)受剛架內(nèi)部渦流的影響，主要表現(xiàn)為負(fù)壓分布形式，如C1位置所示。另外在門式剛架的檐口、屋頂角部等邊緣區(qū)域會(huì)形成局部高壓區(qū)，這也是門式剛架結(jié)構(gòu)特別容易被破壞的區(qū)域，如位置D1和D2所示。陳超[11]和周緒紅等[12]通過與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)對(duì)比分析后得出類似的結(jié)論：迎風(fēng)面主要受正壓力作用，背風(fēng)面主要受負(fù)壓力影響；平屋結(jié)構(gòu)迎風(fēng)屋面邊緣區(qū)域?qū)φ麄€(gè)屋頂面而言，處于較不利的地位；在氣流分離區(qū)域會(huì)受到風(fēng)荷載較大的吸力作用。金玉芬等[13]對(duì)與剛架結(jié)構(gòu)臺(tái)風(fēng)災(zāi)害風(fēng)險(xiǎn)分析及損失評(píng)估時(shí)，也發(fā)現(xiàn)氣流越過或繞過門式剛架時(shí)，會(huì)伴隨分離、再附、旋渦脫落等復(fù)雜的空氣流動(dòng)現(xiàn)象，并在墻角、檐口、屋脊和屋面角部等位置產(chǎn)生較高的局部負(fù)壓。兩者的結(jié)論與此次數(shù)值仿真的結(jié)論一致。

圖4 20 a一遇臺(tái)風(fēng)作用下未設(shè)窗（左）與設(shè)窗戶（右）工況門式剛架上各面的壓力對(duì)比圖Fig.4 Pressure comparison of portal frame shelters with(right)and without(left)windows under T-20

圖5 50 a一遇臺(tái)風(fēng)作用下未設(shè)窗（左）與設(shè)窗戶（右）時(shí)門式剛架上各面的壓力對(duì)比圖Fig.5 Pressure comparison of portal frame shelter with(right)and without(left)windows under T-50

由有限元分析軟件得出20 a、50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下風(fēng)荷載的各面壓力、總壓力與總力矩，具體值見表3。

表3 未設(shè)窗與設(shè)窗戶時(shí)門式剛架各面壓力、總壓力與總力矩Tab.3 Sectional pressure,total pressure and total moment on portal frame surfaces relating models with and without windows

由表4可知，20、50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下，傾覆力矩的數(shù)值計(jì)算值與理論計(jì)算值的結(jié)果大體相當(dāng)，兩者數(shù)值差別較小，誤差分別為1.51%、8.39%，在可以接受的范圍內(nèi)，進(jìn)一步驗(yàn)證了仿真模擬計(jì)算的準(zhǔn)確性。另外關(guān)于開設(shè)窗戶的算例結(jié)果表明，50 a一遇臺(tái)風(fēng)強(qiáng)度時(shí)，抗傾安全系數(shù)達(dá)到1.56，符合造船用大跨度門式剛架抗傾覆性的安全要求。

表4 未設(shè)窗戶時(shí)傾覆力矩的理論值、數(shù)值計(jì)算、誤差Tab.4 Theoretical value,numerical calculation and error of overturning moment without windows

在此，定義迎、背風(fēng)面的減壓效果等于開窗前后對(duì)應(yīng)面總壓力之差與未設(shè)窗時(shí)風(fēng)荷載總壓力的比值，可用來驗(yàn)證開窗對(duì)迎、背風(fēng)面總壓力的影響程度。經(jīng)驗(yàn)證，每側(cè)開一個(gè)窗戶時(shí)，50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下不能滿足抗傾安全系數(shù)的要求，因此，采用每側(cè)開設(shè)兩個(gè)窗戶的方法。由表3知屋頂迎、背風(fēng)面的總壓力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于迎風(fēng)面與背風(fēng)面的總壓力，可以忽略兩面對(duì)總壓力的影響，故在各面減壓效果分析時(shí)，不考慮屋頂兩面的影響。從圖6可以看出：以50 a一遇強(qiáng)臺(tái)風(fēng)工況為例，在迎、背風(fēng)面上開設(shè)窗戶，從背風(fēng)面總壓力輪廓圖可以反應(yīng)出壓力的變化，總體呈現(xiàn)出壓力值由中間向兩邊遞減，而開設(shè)窗戶后的壓力值明顯小于未開設(shè)窗戶的壓力值，說明開設(shè)窗戶能使門式剛架在50 a一遇臺(tái)風(fēng)級(jí)別下達(dá)到減壓的效果。分析圖7可知，雖然開設(shè)窗戶的尺度不大，透風(fēng)面積僅占總面積的2%，但是迎風(fēng)面的減壓效果達(dá)到了14.41%。背風(fēng)面的減壓效果為7.35%，風(fēng)荷載的總壓力減小18.83%，傾覆力矩減小4.85%，減壓效果較為理想。

圖6 50 a一遇臺(tái)風(fēng)作用下未設(shè)窗（左）與設(shè)窗戶（右）時(shí)門式剛架背風(fēng)面總壓力輪廓圖Fig.6 Total pressure contour on leeward side of models with(right)and without(left)windows under T-50

7 結(jié)論

通過流體CFD軟件分析，在50 a一遇臺(tái)風(fēng)級(jí)別下的門式剛架抗傾安全系數(shù)不能滿足工程安全要求時(shí)，在迎、背風(fēng)面同時(shí)開設(shè)適當(dāng)面積的窗戶后，剛架的抗傾覆性已基本達(dá)到安全要求，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：

（1）在門式剛架迎、背風(fēng)面同時(shí)開設(shè)窗戶后，對(duì)于強(qiáng)風(fēng)作用下的雙緩坡屋頂風(fēng)雨棚結(jié)構(gòu)，迎風(fēng)面風(fēng)壓總荷載有效降低，背風(fēng)面風(fēng)壓總荷載的變化有利于門式剛架整體風(fēng)壓的減弱，兩面風(fēng)壓的變化對(duì)提升剛架的可靠性十分有利。雖然開設(shè)窗戶的面積不大，但減壓效果較為理想。此外，還對(duì)改善通風(fēng)、增加光照度、創(chuàng)建舒適的施工條件起到了很好的效果。

（2）風(fēng)壓荷載對(duì)窗戶周圍區(qū)域的壓力驟然增大，無論是迎風(fēng)面還是背風(fēng)面都達(dá)到了各自面上的最大壓力值，但對(duì)窗戶周圍結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度要求很高。

圖7 20、50 a一遇臺(tái)風(fēng)工況下迎、背負(fù)面減壓效果圖Fig7 Effective comparison of decompression on windward and leeward sides under conditions of T-20 and T-50

[1]董超超.大跨度門式剛架抗風(fēng)優(yōu)化設(shè)計(jì)研究[D].廣州:廣州大學(xué),2012.

[2]田李梅.考慮流固耦合風(fēng)振響應(yīng)的低矮輕型房屋抗風(fēng)數(shù)值模擬[D].濟(jì)南:山東大學(xué),2009.

[3]龔 盈.輕鋼門式剛架抗風(fēng)性能和極限承載力分析[D].杭州:浙江大學(xué),2011.

[4]宋艷香.水平荷載作用下門式剛架抗災(zāi)害能力研究[D].鄭州:河南大學(xué),2012.

[5]李德榮,邱 童.風(fēng)荷載對(duì)外墻保溫系統(tǒng)安全性的影響[J].新型建筑材料,2007(9):47-50.

[6]GB 50009-2012建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范[S].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2012.

[7]章 軍.門式剛架輕型房屋鋼結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)與研究[D].北京:清華大學(xué),2004.

[8]童 駿,陳以一,伍益瑩.柱腳彈性約束對(duì)門式剛架側(cè)移和內(nèi)力的影響[J].結(jié)構(gòu)工程師,2003(2):25-30;35.

[9]殷惠君,張其林.標(biāo)準(zhǔn)低矮建筑TTU三維定常風(fēng)場(chǎng)數(shù)值模擬研究[J].工程力學(xué),2007,24(2):139-145.

[10]孫曉穎,洪財(cái)濱.建筑物周邊風(fēng)致雪漂移的數(shù)值模擬研究[J].工程力學(xué),2014,31(4):141-146.

[11]陳 超.低矮房屋風(fēng)荷載實(shí)測(cè)與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)[D].長(zhǎng)沙:湖南大學(xué),2012:49-64.

[12]周緒紅,聶少鋒.低層雙坡屋面建筑三維定常風(fēng)場(chǎng)的數(shù)值模擬[J].工程力學(xué),2013,27(3):175-179.

[13]金玉芬,楊慶山.強(qiáng)風(fēng)作用下輕鋼房屋的風(fēng)致破壞機(jī)理及風(fēng)災(zāi)防御[J].北京交通大學(xué)學(xué)報(bào),2010,34(1):83-88.

Numerical Simulation of Decompression and Anti-Overturning for Portal Frame Structure in the Case of Typhoon

ZHANG Ying-ying1,XU Xing-tian2,LIU Bo-han2,et al
(1.School of Port and Transport Engineering of Zhejiang Ocean University,Zhoushan 316022;2.School of Naval Architecture and Mechanical-Electrical Engineering of Zhejiang Ocean University,Zhoushan 316022,China)

Based on preliminary calculation,it has been confirmed that a portal frame shelter structure of some shipyard intending to build can not satisfy the anti-overturning stability requirement in the case of 50-year return period(T-50)typhoon condition.Therefore,some measures(i.e.adding two windows on each side in this paper)have been taken to enhance the decompression and anti-overturning ability,and numerical simulations have been adopted to verify their effectiveness.By comparing the theoretical and numerical results of pressure and overturning moment(OM)in the case of 20-and 50-year return period typhoon conditions,it has been found that the results from numerical simulation agree well with those from theoretical calculation.Subsequently,it has been verified that the pressure of windward side and suction of leeside have beendecreased due to the existence of windows,and the decompression and anti-overturning effect is obviously.As a result,the overturning design in the case of 50-year return period typhoon conditions is satisfied.In addition,the observed conclusions about the rule of surface wind pressure distribution provide some references for the structural design and engineering safety improvement for similar ocean structures.

portal frame;typhoon;numerical simulation;reliability;safety factor of anti-overturning

TU392

A

1008－830X(2017)02－0159－07

2017-01-12

浙江省公益性技術(shù)應(yīng)用研究計(jì)劃（2015C34013）；舟山科技計(jì)劃項(xiàng)目（2014C41003）

張瑩瑩（1992-），女，江蘇揚(yáng)州人，碩士研究生，研究方向：船舶綠色節(jié)能技術(shù)研究分析.

陳正壽（1979-），男，教授，博士，研究方向：船舶與海洋結(jié)構(gòu)物水動(dòng)力分析.E-mail:aaaczs@163.com