張瑩瑩，徐行天，柳博瀚，陳正壽，鄭 武，于曉龍

（1.浙江海洋大學港航與交通運輸工程學院，浙江舟山 316022；2.浙江海洋大學船舶與機電工程學院，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）

臺風作用下門式剛架結構減壓抗傾的數(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.浙江海洋大學港航與交通運輸工程學院，浙江舟山 316022；2.浙江海洋大學船舶與機電工程學院，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雨棚結構，不能滿足50 a一遇臺風工況下的結構抗傾覆穩(wěn)定性要求。故本文根據(jù)實際工程需求，采取在兩側各布設兩個通風窗戶以達到一定的減壓抗傾效果，并通過數(shù)值模擬手段驗證其減壓、抗傾覆性能。對比分析發(fā)現(xiàn)20 a和50 a一遇臺風工況下壓力與傾覆力矩的數(shù)值計算值與理論計算值符合良好，并且進一步驗證了增設窗戶可有效減小迎風面的壓力和背風面的吸力，整體減壓抗傾效果顯著。門式剛架結構滿足50 a一遇臺風工況下抗傾設計要求。此外，還得到的關于門式剛架表面風壓分布規(guī)律的相關結論，為該類建筑物結構設計與工程安全性改進提供了一定依據(jù)。

門式剛架；臺風；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構，但由于輕鋼結構具有整體質量輕、柔韌性大、阻尼小的特點，使得門式剛架結構易受到強風、暴雪的破壞。因此在對門式剛架進行優(yōu)化設計時，風載荷是必須要考慮的因素之一[1]。在沿海地區(qū)，風災發(fā)生頻率高、次生災害大、影響范圍廣、生命和財產(chǎn)損失巨大，強風對門式剛架的破壞較為嚴重[2]。舟山作為中國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，臺風登陸頻繁。因此研究在50 a一遇強臺風作用下，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構靜力、模態(tài)以及動力時程，發(fā)現(xiàn)梁柱連接剛度對受力性能具有重要的作用。宋艷香[4]通過對比不同節(jié)點剛度下的整體剛架的極限承載力，給出了節(jié)點剛度的承受范圍，并通過對節(jié)點進行加腋處理發(fā)現(xiàn)加腋的方法對門式剛架極限承載力的提高有很大幫助。

目前，提出的關于提高節(jié)點剛度的承受力、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構在強風作用下渦旋流場結構復雜。因此，綜合理論計算、CFD數(shù)值計算和相關經(jīng)驗，分析其結構強度及抗傾覆計算結果顯得尤為關鍵。

1 實際工程問題描述

本文研究對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雨棚結構，風雨棚為單層、單跨形式，柱距為5 m，總長為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，墻面板和屋面板實際應用中使用塑鋼彩瓦。

主要研究其在50 a一遇強臺風作用下的抗傾安全性。在前期的靜力學計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算結果發(fā)現(xiàn)，在20 a一遇臺風強度下抗傾安全系數(shù)為1.61，符合安全性要求；50 a一遇臺風強度下的安全系數(shù)尚未達到抗傾安全要求，因此需要進一步采取措施以保證門式剛架在臺風作用下的穩(wěn)定性。

2 荷載分析與計算

2.1 風荷載的確定

風速觀測表明，瞬時風分為周期為幾秒的脈動風和周期為10 min以上的平均風。風作用在門式剛架上是一個隨機的過程，主要承重結構上的標準風荷載可分為兩種形式：（1）平均風壓與由脈動風引起結構風振的等效風壓之和；（2）平均風壓與風振系數(shù)的乘積。由于在結構風振的計算中，通常是第1振型起主要作用，所以我國采用后一種表達方式[5]。門式剛架風荷載的計算公式如下：

式中：Wk—作用在門式剛架上的風荷載標準值（kN/m2）；ω0—基本風壓（kPa），在引用MBMA體型系數(shù)時，規(guī)范規(guī)定的值需要乘以1.05?；撅L壓可按N年重現(xiàn)期來計算[6]，舟山地區(qū)多年一遇重現(xiàn)期對應的基本風壓值：20 a重現(xiàn)期（T-20）—0.72 kPa，50 a重現(xiàn)期（T-50）—0.85 kPa；μs—風荷載體型系數(shù)；μz—風壓高度變化系數(shù)；βz—風振系數(shù)，風振系數(shù)的取值為βz=1.0。

我國《港口工程荷載規(guī)范》及《海上固定平臺人級與建造規(guī)范》建議基本風壓：

ω0表示基本風壓，v表示風速。由風級與風速之間不嚴格的關系公式知：v=0.836×(B1.5)，B表示風級。

A類地貌風壓高度的變化系數(shù)公式為：

根據(jù)《建筑結構荷載規(guī)范》（GB 50009-2012）給定該門式剛架迎風面和背風面的風載荷形狀系數(shù)μs分別為0.8、-0.5。目前規(guī)范的關于海洋平臺集中荷載F計算公式如下：

其中A表示門式剛架的受風面積。

2.2 其余荷載

參考《建筑結構荷載規(guī)范》，設定該門式剛架風雨棚屋面的恒載為0.15 kN/m2，活載為 0.3 kN/m2。

2.3 計算結果

根據(jù)公式4計算50 a一遇臺風級別的風載荷，如圖1所示，計算迎風面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)。風速在高度為10 m處時恒定，且風壓分布均勻。具體計算如圖1所示。

圖1 風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一遇臺風工況下的風荷載校驗風雨棚門式剛架的抗傾覆性能。各個組成單元的橫截面尺寸及長度值見表1。

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

剛架4個面的具體重量可以根據(jù)幾何參數(shù)計算得：

（1）傾覆力矩

門式剛架傾覆力矩的計算公式如下：

其中H為壓力值F到力矩中心計算點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表示風雨棚的抗傾覆力矩，PG1、PG2、PG3分別為剛架 AB、BC、CD 三個面的重量。最終計算結果見表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一遇臺風工況下，門式剛架結構的抗傾安全系數(shù)滿足工程安全性要求，而50 a一遇臺風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，當發(fā)生50 a一遇強臺風時，行走式大跨度門式剛架風雨棚結構的可靠性難以保障，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構的穩(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雨棚的穩(wěn)定性。其優(yōu)點為鉸接式柱腳錨栓的預緊力能夠有效的提高柱腳的抗剪承載力[7]；另外，錨栓的設置能夠增加柱腳的轉動剛度，減小柱頂?shù)膫纫瞥叨萚8]。但是這種方法也存在一些缺點，如地錨加固法需要用混凝土做二次灌漿施工，在已經(jīng)埋設好的門機軌道梁的場地，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)場地功能的拓展和其他輔助機械、電氣設備的布設；此外，腳柱抗剪承載力提高的同時錨栓的拉應力以及混凝土的壓應力也會增加。

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

目前CFD數(shù)值仿真技術在門式剛架風速、壓力分布圖以及風場流線圖方面的計算技術已經(jīng)比較成熟[9]；采用CFD進行仿真計算不僅可以節(jié)約實驗成本，縮短試驗周期，而且能夠獲得詳盡的流場分析資料。

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，風雨棚建模完全基于原型實際尺寸。風流動計算區(qū)域設定為長方體，上游4 b，下游11 b，寬度8 l，高度5 h，攻角q=90°。故風流動區(qū)域設定為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定為粗糙壁面，穩(wěn)態(tài)分析使用k～ε模型，先后在未設窗和設窗兩種工況下仿真分析風荷載對門式剛架的影響。

圖2 CFD網(wǎng)格結構Fig.2 CFD mesh topology

為校驗開窗后對風雨棚風壓的影響概況，在分析剛架各面的壓力分布之前，需了解門式剛架周圍風場分布情況以便解釋剛架各面壓力產(chǎn)生的原因[10]，同時還應分析增設窗戶后對風場流線的影響。

6 數(shù)值仿真計算與減壓效果分析

在進行理論值的計算之后，本文使用流體CFD軟件進行數(shù)值仿真計算，進一步核實計算結果的準確性、可行度。此外，還需分析開上層窗戶后的減壓效果，并檢驗門式剛架在50 a一遇臺風下能否達到抗傾安全的需求。

從圖3可以看出：門式剛架內(nèi)部的渦流對剛架各面會產(chǎn)生“吸力”，背風面外側存在風流場回旋區(qū)域，開窗后渦流和風流場回旋區(qū)會變得更加復雜。

圖3 50 a一遇臺風工況未設窗（左）與設窗戶（右）工況風場3D流線對比圖Fig.3 3D streamline comparison of models with(right)and without(left)windows under T-50

從圖4、5可以看出：迎風面外側主要受正壓力作用，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，會形成狹長的局部高壓區(qū)域，此處比未設窗時迎風面的最高壓力提高近40%，風雨棚內(nèi)部的窗戶邊緣也會形成同樣的局部高壓區(qū)域，如A2位置所示。如B1位置所示，背風面主要受負壓作用，背風面外側的壓力分布在很大程度上受背風面外側的回旋風流場，加之背風面內(nèi)側的壓力作用，對背風面產(chǎn)生雙重的荷載影響，特別是在設窗之后剛架內(nèi)部渦流加劇，背風面上的總體風壓荷載有所增強，而整個門式剛架風荷載的總壓力有所下降，總壓力下降后對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、背風面的壓力分布遠遠大于屋頂外側的壓力分布，屋頂內(nèi)側受剛架內(nèi)部渦流的影響，主要表現(xiàn)為負壓分布形式，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)域會形成局部高壓區(qū)，這也是門式剛架結構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]通過與風洞實驗對比分析后得出類似的結論：迎風面主要受正壓力作用，背風面主要受負壓力影響；平屋結構迎風屋面邊緣區(qū)域對整個屋頂面而言，處于較不利的地位；在氣流分離區(qū)域會受到風荷載較大的吸力作用。金玉芬等[13]對與剛架結構臺風災害風險分析及損失評估時，也發(fā)現(xiàn)氣流越過或繞過門式剛架時，會伴隨分離、再附、旋渦脫落等復雜的空氣流動現(xiàn)象，并在墻角、檐口、屋脊和屋面角部等位置產(chǎn)生較高的局部負壓。兩者的結論與此次數(shù)值仿真的結論一致。

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

圖5 50 a一遇臺風作用下未設窗（左）與設窗戶（右）時門式剛架上各面的壓力對比圖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一遇臺風工況下風荷載的各面壓力、總壓力與總力矩，具體值見表3。

表3 未設窗與設窗戶時門式剛架各面壓力、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一遇臺風工況下，傾覆力矩的數(shù)值計算值與理論計算值的結果大體相當，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)，進一步驗證了仿真模擬計算的準確性。另外關于開設窗戶的算例結果表明，50 a一遇臺風強度時，抗傾安全系數(shù)達到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 未設窗戶時傾覆力矩的理論值、數(shù)值計算、誤差Tab.4 Theoretical value,numerical calculation and error of overturning moment without windows

在此，定義迎、背風面的減壓效果等于開窗前后對應面總壓力之差與未設窗時風荷載總壓力的比值，可用來驗證開窗對迎、背風面總壓力的影響程度。經(jīng)驗證，每側開一個窗戶時，50 a一遇臺風工況下不能滿足抗傾安全系數(shù)的要求，因此，采用每側開設兩個窗戶的方法。由表3知屋頂迎、背風面的總壓力遠遠小于迎風面與背風面的總壓力，可以忽略兩面對總壓力的影響，故在各面減壓效果分析時，不考慮屋頂兩面的影響。從圖6可以看出：以50 a一遇強臺風工況為例，在迎、背風面上開設窗戶，從背風面總壓力輪廓圖可以反應出壓力的變化，總體呈現(xiàn)出壓力值由中間向兩邊遞減，而開設窗戶后的壓力值明顯小于未開設窗戶的壓力值，說明開設窗戶能使門式剛架在50 a一遇臺風級別下達到減壓的效果。分析圖7可知，雖然開設窗戶的尺度不大，透風面積僅占總面積的2%，但是迎風面的減壓效果達到了14.41%。背風面的減壓效果為7.35%，風荷載的總壓力減小18.83%，傾覆力矩減小4.85%，減壓效果較為理想。

圖6 50 a一遇臺風作用下未設窗（左）與設窗戶（右）時門式剛架背風面總壓力輪廓圖Fig.6 Total pressure contour on leeward side of models with(right)and without(left)windows under T-50

7 結論

通過流體CFD軟件分析，在50 a一遇臺風級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，在迎、背風面同時開設適當面積的窗戶后，剛架的抗傾覆性已基本達到安全要求，結果發(fā)現(xiàn)：

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

（2）風壓荷載對窗戶周圍區(qū)域的壓力驟然增大，無論是迎風面還是背風面都達到了各自面上的最大壓力值，但對窗戶周圍結構的強度要求很高。

圖7 20、50 a一遇臺風工況下迎、背負面減壓效果圖Fig7 Effective comparison of decompression on windward and leeward sides under conditions of T-20 and T-50

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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

浙江省公益性技術應用研究計劃（2015C34013）；舟山科技計劃項目（2014C41003）

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

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