大跨度墙架防风网结构动力特性研究

朱华宝，杜　洋（中交天津港湾工程设计院有限公司，天津　塘沽　300461）



大跨度墙架防风网结构动力特性研究

朱华宝，杜洋
（中交天津港湾工程设计院有限公司，天津塘沽300461）

摘要：以某港口煤堆场防风网工程中多种类型大跨度墙架防风网结构为原型，基于非线性有限元理论，运用有限元软件ANSYS建立空间有限元模型，利用模态分析研究大跨度墙架防风网结构的动力特性，计算出结构的自振周期及振型，并对基本自振周期数据进行数值拟合，得出此类结构的第1自振周期计算公式及简化估算公式，为此类及类似结构的合理设计参数取值提供了理论依据。

关键词：大跨度墙架；防风网；自振周期；振型；动力特性

1　概述

防风网是通过在大型堆料场周围设置多孔透风屏障,用来降低风速并减弱大气湍流中的旋涡结构[1]。防风网通过近几年在各大港口堆料场的建设发展，已成为治理粉尘污染保护环境的重要手段之一[2]。防风网主要由网板和支撑网板的支架组成，支架一般分为人字架（如图1所示）和大跨度墙架结构（如图2所示）。人字架防风网结构按一定间距排列，组成了堆料场外的一道人工防风屏障，但人字架防风网的使用具有局限性，仅适合地上及地下无障碍物的场地区域，当防风网沿线场地内存在房屋建筑、大型管线、桥架等时，则需通过设计大跨度墙架防风网（见图2）来实现防风网的连续性和整体性防风抑尘效果，另外在跨越主干道路及转角处也需要设置类似防风网结构来处理。

图1　人字架防风网结构形式

图2　大跨度墙架防风网结构形式

目前对防风网结构的动力特性研究仅局限于对人字架防风网结构的研究，如文献[3-6]都是对人字架防风网的风洞试验、风振响应及周期振型进行分析计算，而对大跨度墙架防风网结构的振型特点、周期影响参数、周期计算方法至今无相关文献记载，因此本文将对大跨度墙架防风网结构的动力特性进行研究探讨。

2　大跨度墙架防风网结构设计特点

风荷载是防风网结构设计的控制荷载，所以风荷载的取值计算直接影响着防风网结构的经济性和安全性。大跨度墙架防风网结构设计中，根据《建筑结构荷载规范》[7]，垂直作用于防风网结构表面的风荷载标准值为:

式（1）中βz为高度z处的风振系数,us为风荷载体型系数,uz为风压高度变化系数,w0为基本风压。《建筑结构荷载规范》8.4.1条明确指出基本自振周期大于0.25s的各种高耸结构均需考虑风振的影响，防风网为高耸类钢结构，基本自振周期一般均大于0.25s，因此防风网设计时必须考虑风振影响，根据建筑荷载规范：

式（2）中g为峰值因子，可取2.5，I10为10m高名义湍流强度，对应A、B、C和D类地面粗糙度可分别取0.12、0.14、0.23和0.39，Bz为脉动风荷载的背景分量因子，可通过结构的高度、迎风面宽度及振型系数计算得出，R为脉动风荷载的共振分量因子，结构的第一阶自振频率对R的取值起到决定性作用，因此结构基本自振周期计算的正确与否，将决定风荷载的取值是否合理。建筑荷载规范所给的结构自振周期近似公式为：

上式中当结构为钢结构时可取高值，混凝土时可取低值。但（3）式所给的周期计算公式过于笼统，大跨度墙架防风网结构的第1自振周期计算系数究竟取何值更为精确及合理，将是本文需解决的课题。因此本文将以实际工程中10个大跨度墙架防风网结构为原型，利用有限元软件ANSYS建立空间三维模型，计算出各个大跨度墙架防风网结构的自振周期及振型，并对计算结果进行分析、拟合，从而给予大跨度墙架防风网结构动力特性合理性评价，并得出给出第1自振周期计算公式及简化估算公式。

3　大跨度墙架防风网结构空间模型动力特性计算

大跨度墙架防风网结构为空间墙架结构，本文采用有限元方法分析空间单元自振特性，体系无阻尼自由振动方程为[8]：

式中:[M]为系统的质量矩阵;[K]为系统的刚度矩阵; {Y}为系统的位移向量。

其特征方程为：

利用子空间迭代法逐步迭代求解det(K-ω2M)= 0即可得出结构所有的固有频率值。

本文以10个防风网工程中实际大跨度墙架防风网结构为原型(结构尺寸见表1)，利用ANSYS的beam188(三维空间梁单元)组成三维空间模型，每个节点具有6个自由度，本文列出其中两个高度分别为23m和17m，跨度为32m的大跨度墙架防风网模型，详见图3、图4所示，其余跨度的大跨度墙架防风网以4m的跨度模数递减。

图3　32m跨23m高大跨度墙架防风网（FBD5）

图4　32m跨17m高大跨度墙架防风网（FBD10）

根据建立的不同类型、不同高度的结构空间模型，利用子空间迭代法，求解出结构的前3阶自振周期及前4阶振型图，各个大跨度墙架防风网结构参数及前3阶自振周期详见表1。

经计算，FDB1~FDB10前4阶振型形态基本一致，第1振型均为平面外平动，第2振型为平面内平动，第3振型为平面外整体扭转，第4阶振型为墙架梁的平动，因此本文仅列出FBD5的前4阶振型图，如图5~8所示。

图5　FBD5第1振型

图6　FBD5第2振型

图7　FBD5第3振型

图8　FBD5第4振型

表1　大跨度墙架防风网结构前3阶自振周期计算结果

4　大跨度墙架防风网结构动力特性分析

根据表1及图5～8的计算结果，做如下几点分析：

1)从表1可以看出，FBD1～FBD10的基本自振周期均大于0.25s，自振周期随着高度H的增大而增大；其中FBD6周期很接近0.25s，因此，按照荷载规范，17m高度以上大跨度墙架防风网结构必须考虑风振影响，并根据第1自振周期的大小来计算风振系数的大小；并且从表1中还可以看出结构第1自振周期与第2自振周期差别不大，表明两个方向的刚度基本相当，结构尺寸基本合理。

2)从图5～图8可以看出，结构的平面外刚度最弱，格构柱截面的高度h对结构的刚度影响较大，相同柱截面随着跨度L的增大而刚度减小。

3)将以上两点中影响防风网基本自振周期的因素拟合为基本周期T1的函数，可以得出第1自振周期计算公式：

其中n,m,k,p,为常数，H为防风网高度，b为格构柱高度，L为防风网跨度。根据表1中23m高大跨度墙架防风网FBD1～FBD5第1自振周期计算结果，运用MATLAB对结果进行数值拟合，可以得出：

其中，当L＜28m时，n=0.056，当n≥28m时，n=0.049。为验证式（7）正确与否，分别运用式（7）及（3）式对FBD6～FBD10的进行计算，计算结果见表2。

表2　FBD6～FBD10采用式（7）及式（3）的计算结果

由表2可以得出，式（3）计算出的结构基本自振周期普遍偏小，对结构计算来说是偏不安全的，而且计算精度较差。本文给出的式（7）基本满足精度要求，且比荷载规范给出的基本周期计算公式更符合结构的实际状况，用式（7）来计算大跨度墙架防风网结构的基本自振周期是可行的。

式（7）中虽然计算精度较高，但是计算比较繁琐，参照《建筑结构荷载规范》式（3）的周期计算方法，(7)式中令

将表1中10个ANSYS基本周期计算结果带入（8）式，可得出f(b,L)平均值=0.017，因此（8）式可简化为：

（10）式就是大跨度墙架防风网结构基本自振周期的估算公式，根据估算公式计算得到的第1自振周期及相对误差见表3：

表3　FBD1～FBD10采用式（3）及式（10）的计算结果

由表3可以看出，估算公式（10）要比荷载规范中的估算公式要精确的多，可以基本满足荷载规范中风振系数的计算精度要求，填补了对此类结构基本自振周期估算的空白。

5　结论

大跨度墙架防风网结构是防风网工程中常见的结构样式，本文以10个实际工程中碰到的大跨度墙架防风网结构为原型建立空间有限元模型，对其进行动力特性分析，然后对基本周期数据进行数值拟合并对比《建筑结构荷载规范》中关于基本自振周期的计算公式，可以得到一下几点结论：

1）FDB1~FDB10前4阶振型形态一致，第1振型均为平面外平动，结构平面外刚度最小；前两阶自振周期相差不大，两个方向的刚度基本相当，结构尺寸基本合理；影响结构基本自振周期的因素主要有格构柱尺寸、结构的高度及结构的跨度。

2）根据空间有限元模型自振周期计算结果，本文得出了用于计算大跨度墙架防风网结构基本自振周期的一般公式和较为简单的估算公式，并对其进行验证和对比，证明了两个公式的可靠性，填补了对此类结构基本自振周期计算的空白。

3）大跨度墙架防风网结构本质上是空间交叉桁架结构，本文的分析结果可以为与之类似的其他工程提供参考，并对类似工程的合理性设计提供理论依据。

参考文献：

[1]王元战，孙熙平，詹水芬，等.防风网结构设计研究综述［J］.港工技术，2008（3）：16-19.

[2]沈熹.防风网防尘技术在露天煤堆场的应用研究现状及对我国发展防风网防尘技术的建议［J］.交通环保，1995，16（3）：22-25.

[3]张光玉，陈立，王奇志，等.秦皇岛港煤堆场防风网风洞试验研究［J］.交通环保，2003，24（1）：4-6.

[4]张亚青，詹水芬，彭士涛，等.秦皇岛港防风网风洞试结构动力特性分析研究［J］.水道港口，2008，29（4）：294-295.

[5] PARKCW,LEESJ.Experimentousfence[J].JWind Eng IndAerodyn,003,91:1652184.

[6]程健敏.挡风网和它的庇护效应［J］.交通环保，1998，19 （4）：32-35.

[7] GB50009—2012建筑结构荷载规范［S］.

[8]黄本华.结构抗风分析原理与应用［M］.北京：中国建筑工业出版社，2006.

中图分类号：TU391