方 春，岳亞霖，韋朋余，張亦龍，戴澤宇，楊偉楠，張欣玉

（中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082）

0 引 言

海上旅游平臺是一種新型海洋平臺，部署在島礁附近。為滿足觀光、游樂、會議和劇院等需求，上部為網(wǎng)殼、下部為箱型浮體的大跨度無支柱新型艙段結(jié)構(gòu)型式應運而生，這種結(jié)構(gòu)上部有陸地大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)型式的外形，下部為海工浮力平臺。對于這種結(jié)構(gòu)，目前還沒有建立規(guī)范計算方法，因此，針對這種結(jié)構(gòu)開展強度分析研究具有現(xiàn)實意義。

陸上網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)承受的外載荷主要有風載荷、地震載荷以及雪載荷等。在風載荷方面，獲取的方法有現(xiàn)場實測法、風洞試驗法和數(shù)值模擬法，其中數(shù)值模擬法是風載荷分析中常用的研究方法，成本較低，應用廣泛。Holmes等[1]基于Reynolds時均方程，采用k-ε湍流模型對不同弧形屋面進行數(shù)值模擬，分析了平均風壓和影響平均風壓的因素；Murakami[2]分別采用了LES、ASM和k-ε三種湍流模型進行數(shù)值模擬，并將三種數(shù)值模擬結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)進行了對比；樓文娟[3]等采用了Realizablek-ε模型對強臺風地區(qū)大跨度屋蓋進行數(shù)值模擬，分析了屋蓋懸挑部分的風壓和升力特性。在地震載荷方面，大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的承載力和變形分析采用的方法主要有反應譜法、彈性時程分析法和彈塑性時程分析法。謝鑫[4]以單層球面網(wǎng)殼為研究對象，用彈塑性時程分析方法研究了在地震作用下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的動力響應。在雪載荷方面，劉玉軒[5]利用MATLAB 軟件實現(xiàn)了施威德勒型單層球面網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)表面雪荷載的不均勻分布計算。

與陸上網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)相比，海上旅游平臺上的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)所受外載荷存在較大差異：一是旅游平臺所受風載荷為海洋風載荷，其設計考慮的工況最大值遠大于陸地風載荷；二是下部基礎載荷不同，旅游平臺所受基礎載荷為波浪載荷，且網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)下部節(jié)點隨下浮體甲板結(jié)構(gòu)變形而一起變形。

本文以旅游平臺下浮體模塊上表面中心點及其與網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中軸線上兩個立柱交點間的相對垂向位移為波浪載荷控制參數(shù)，基于設計波法和三維水彈性理論計算波浪載荷；以百年一遇的風速作為風載工況，采用k-ε湍流模型模擬風場計算風載荷，利用面元積分法計算網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)等效節(jié)點載荷。在此基礎上，以“海洋之心”旅游平臺為算例，開展風載荷、波浪載荷及風浪聯(lián)合作用下的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應分析，探討風載荷和波浪載荷對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應的影響規(guī)律。

1 載荷計算方法

影響旅游平臺大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的環(huán)境載荷主要來自波浪載荷與風載荷。通過對旅游平臺下浮體進行水動力學響應計算，完成風暴自存工況下設計波的選取，進而獲得下浮體傳遞給網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的波浪載荷；通過對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)蒙皮表面風載荷的計算，完成面元風載荷轉(zhuǎn)換為節(jié)點風載荷，獲得網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)承受的風載荷。

1.1 三維水彈性理論

本文采用三維水彈性理論[6-7]分析旅游平臺的運動和波浪載荷，平臺在波浪中運動時的三維線性頻域水彈性力學運動方程為

式中，[a]、[b]、[c]分別為結(jié)構(gòu)的廣義質(zhì)量陣、阻尼陣以及剛度陣，[A]、[B]、[C]分別為廣義流體附加質(zhì)量陣、輻射阻尼陣以及恢復力系數(shù)陣，{F} 為廣義波浪激勵力，ω為遭遇頻率，{pa} 為廣義主坐標列陣。

1.2 設計波法

本文采用基于海浪譜的隨機性設計波法獲取等效設計波，波浪載荷的響應譜為

式中，SR(ω)為載荷響應譜，Rao(ω)為載荷傳遞函數(shù)，SW(ω)為波浪譜。

設計波波幅可由下式計算得到：

式中：AD為設計波波幅；為最大的載荷響應值；RaoC為單位波幅最大響應；Lf為荷載系數(shù)，根據(jù)中國船級社《海上移動平臺結(jié)構(gòu)狀態(tài)動態(tài)評價及應急響應服務指南》，依據(jù)不規(guī)則波浪譜對設計作業(yè)海域的適應程度，Lf取值為1.1～1.3，本文取1.2。設計波的頻率和浪向角為Rao最大時對應的頻率和浪向角。

1.3 風場控制方程

對于風場中的空氣流體，不可壓縮流體連續(xù)性方程與RANS方程的張量形式[8]為

1.4 湍流模型

本文采用k-ε湍流模型模擬網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的風場。湍流動能k和耗散率ε方程為

式中，模型常數(shù)分別為C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3，Gb、Gk為湍流動能生成項，σk、σε表示湍流Prandtl數(shù)，Sk、Sε為源項。

1.5 海上旅游平臺結(jié)構(gòu)型式

本文以“海洋之心”旅游平臺為實例，圖1 為該旅游平臺的總體構(gòu)型，共分為14 個模塊，其中M3 模塊采用了新型大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)型式，主要由網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的上層建筑和箱型結(jié)構(gòu)的下浮體組成，如圖2 所示。上層建筑的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：跨距90 m，高度30 m，其中立柱高3 m，中心星空穹頂直徑10 m；設肋桿（徑向桿件）48 根，環(huán)桿（環(huán)向桿件）10 圈，截面形式均為無縫鋼管，截面尺寸為?350 mm×60 mm，如圖3所示，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)立柱與下浮體通過焊接的方式組合在一起。

圖1 旅游平臺總體構(gòu)型Fig.1 Overall configuration of tourism platform

圖2 M3模塊結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structural diagram of M3 module

圖3 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)側(cè)視圖Fig.3 Side view of reticulated shell structure

1.6 波浪載荷計算

工程試驗和實踐證明[9-10]，采用設計波[11-12]直接計算所需的波浪載荷，進而利用有限元法對船舶或平臺浮體結(jié)構(gòu)強度進行分析[13-16]，是開展平臺整體響應和結(jié)構(gòu)應力評估的有效方法。

以旅游平臺下浮體結(jié)構(gòu)為研究對象，建立數(shù)值分析模型，選取風暴自存工況作為計算工況。在風暴自存時，旅游平臺應為單點系泊狀態(tài)，系泊點為圖1中A點，具有風向標效應，因此，本文重點分析頂浪狀況下旅游平臺的運動響應。選用Jonswap 譜為計算海浪譜，具體波浪參數(shù)如表1 所示。采用THAFTS軟件進行三維水彈性力學計算以獲取波浪載荷[17]。

表1 波浪載荷參數(shù)Tab.1 Wave load parameters

根據(jù)旅游平臺上部網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)布置和型式特點，選取“下浮體模塊M3的上表面中心點P1及其與上部網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在中軸線上兩個立柱的交點P2和P3間的相對垂向位移”，作為控制網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)所受波浪載荷強度的特征工況，特征點P1、P2、和P3 的具體位置如圖4 所示；經(jīng)水動力分析獲得特征工況下的特征響應Rao，以Rao極值對應的波浪參數(shù)作為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)強度分析的設計波。表2給出了根據(jù)具體的特征響應Rao得到的三個特征點之間相對垂向位移的設計波參數(shù)。從中選取短期極值最大的工況，即P2對P3的垂向相對位移，獲得等效設計波參數(shù)為周期11.74 s，波高5.46 m。

表2 等效設計波要素Tab.2 Equivalent design wave elements

圖4 M3模塊變形特征點Fig.4 Deformation feature points of M3 module

為方便起見，建立以M3 模塊上甲板中心為原點的平面直角坐標系OXY，X軸正向指向A點，右旋垂直X軸方向為Y軸正向；對網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的48 根立柱進行編號，取1#立柱位于X軸正向，逆時針方向逐漸增加編號，直至48#立柱。坐標系與立柱編號如圖5所示。

圖5 坐標系與立柱編號Fig.5 Coordinate system and column numbers

為分析波浪載荷作用下平臺上部網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應，需要獲取網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)立柱與下浮體M3 模塊交點的節(jié)點位移，為此，本文將波浪載荷一個周期（從0 s 至11.74 s）分為30 個時刻，分別對每個時刻進行響應分析，獲得了48 根立柱在30 個不同時刻的底端位移。圖6 給出了1#立柱在一個設計波周期內(nèi)的垂向位移值。

圖6 立柱1垂向位移變化圖Fig.6 Vertical displacement change diagram

計算結(jié)果中P3 點的X向加速度為0.001 m/s2，Y向加速度為1E-06 m/s2，Z向加速度為0.02 m/s2，三向加速度均遠小于重力加速度（g）。因此，慣性力對旅游平臺的影響較小，在后續(xù)研究中可忽略慣性力的影響。

1.7 風載荷計算

風載荷的獲得通常有現(xiàn)場實測、風洞試驗和數(shù)值分析三種方法[18-19]。工程應用證明，通過數(shù)值模擬結(jié)構(gòu)周圍風場并求解結(jié)構(gòu)表面風載荷的分析方法，是一種便捷有效的風載荷計算方法，因此本文選用該方法進行風載荷分析。

以旅游平臺上部大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)為研究對象建立數(shù)值分析模型，取南海海域百年一遇風速即16級風，56 m/s 風速作為風暴自存工況計算風速；利用Fluent 軟件計算殼體結(jié)構(gòu)在定常風[20]作用下的表面風載荷，圖7給出計算域結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。本文假設網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中軸線上的點和坐標原點（坐標系同1.6節(jié)，下同）的連線與X軸的夾角為α，沿表面法向指向網(wǎng)殼內(nèi)部的壓力值為正壓，反之背離網(wǎng)殼的壓力值為負壓。經(jīng)分析計算獲得的網(wǎng)殼表面壓力云圖如圖8、圖9 所示，中軸線上網(wǎng)殼表面壓力與α角的變化關(guān)系如圖10所示。

圖7 計算域結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分Fig.7 Structured grid division of computing domain

圖8 殼體表面壓力云圖（俯視圖）Fig.8 Cloud chart of shell surface pressure(top view)

圖9 網(wǎng)殼表面壓力云圖（迎風面正視圖）Fig.9 Cloud chart of shell surface pressure(front view of windward side)

圖10 網(wǎng)殼中軸線表面壓力變化曲線Fig.10 Variation curve of surface pressure on the axis of reticulated shell

從計算結(jié)果可以看出：網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)外表面的最大正壓出現(xiàn)在迎風面前沿，在后緣出現(xiàn)了小部分正壓區(qū)。最大負壓在頂部，并向兩側(cè)逐漸減??；順風向風載荷（Fx）總值為1361.5 kN，垂向總風載（即頂吸力Fz）為8971.1 kN，垂向總風載遠大于順風向總風載。因此，頂吸力為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在風載荷作用下的主要載荷。

大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中直接承受風載荷的是網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)表面覆蓋的蒙皮結(jié)構(gòu)，但蒙皮結(jié)構(gòu)通常不參與結(jié)構(gòu)強度計算，因此在結(jié)構(gòu)強度計算時，蒙皮面單元分布風載荷需要轉(zhuǎn)換為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)環(huán)桿和肋桿節(jié)點的等效載荷。

本文以網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)環(huán)桿與肋桿的交點為積分點，將積分區(qū)域內(nèi)CFD計算得到的面元載荷施加到節(jié)點上，得到節(jié)點載荷（包括三個方向的分力Fx、Fy和Fz），如圖11 所示。通過節(jié)點位置坐標定位的方式，將節(jié)點載荷映射到網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)計算模型中環(huán)桿與肋桿的交點上。

圖11 節(jié)點載荷積分方式Fig.11 Node load integration mode

2 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應分析

根據(jù)《空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[21]，單層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)可以采用空間梁系有限元法分析結(jié)構(gòu)響應，單層網(wǎng)殼的節(jié)點均可假設為剛節(jié)點。本文采用ANSYS 軟件，參考上文分析得到的等效波浪載荷和等效風載荷，對平臺上層建筑的大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)進行風載荷、波浪載荷及風浪聯(lián)合作用下的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應分析。

2.1 風載荷作用下的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應

為研究風載荷單獨作用下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)響應，在網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的相應節(jié)點上施加計算得到的56 m/s風速下的等效節(jié)點載荷，作為等效風載荷開展結(jié)構(gòu)響應分析，獲得了風載荷單獨作用下的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)垂向位移云圖、位移云圖和Von-Mises 應力云圖如圖12～14 所示。網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的頂部區(qū)域應力較大，底部區(qū)域應力值較??；最大Von-Mises 應力位于頂部環(huán)桿與肋桿接頭處（圖14 中紅色標記處），其值為224.2 MPa。由此可見，風載荷主要影響網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的頂部區(qū)域。

圖12 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)垂向位移云圖Fig.12 Vertical displacement cloud diagram of reticulated shell structure

圖13 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)位移云圖（側(cè)視圖）Fig.13 Deformation cloud diagram of reticulated shell structure(side view)

圖14 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)Von-Mises應力云圖Fig.14 Von-Mises stress cloud diagram of reticulated shell structure

網(wǎng)殼中軸線上1#和25#肋桿的位移變化曲線如圖15所示，結(jié)合響應結(jié)果可以看出，在風載荷單獨作用下，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)迎風面受風載荷直接作用而產(chǎn)生較大凹陷變形，最大凹陷位移值為0.11 m；背風面處則由于風載荷在網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)底部區(qū)域產(chǎn)生了漩渦，同樣受到正壓作用而產(chǎn)生了凹陷變形，但其值明顯較迎風面小，最大凹陷位移值僅為0.02 m；網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的兩側(cè)受到負壓的拉力作用而產(chǎn)生了向外的突出變形。整個網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)模型的變形表現(xiàn)為前后受壓凹陷同時兩側(cè)受拉突起的形態(tài)。風載荷引起的網(wǎng)殼表面位移在空間分布上變化較大。

圖15 風載荷作用下網(wǎng)殼中軸線的位移曲線Fig.15 Displacement curves of the central axis of the reticulated shell under wind load

2.2 波浪載荷作用下的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應

總體而言，旅游平臺上層網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)為輕型結(jié)構(gòu)，與其連接的平臺下浮體結(jié)構(gòu)在重量和剛度等方面相差巨大，在尺度方面也存在較大差別，在風暴自存工況下，合理設計的平臺結(jié)構(gòu)其總體變形應為線彈性變形（即屬于小變形范圍）。因此在研究由平臺受環(huán)境載荷引起的甲板變形時，可忽略網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)變形對下浮體結(jié)構(gòu)變形產(chǎn)生的耦合影響。由此本文假定：與平臺下浮體交叉連接點的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)立柱位移是由平臺受環(huán)境載荷作用引起的甲板變形所決定，與網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)受載變形無關(guān)。

基于上述假定，在求解波浪載荷作用下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應時，可將網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)與平臺下浮體結(jié)構(gòu)分開考慮，分為兩個步驟：首先，忽略網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)影響，進行平臺下浮體在波浪載荷下的結(jié)構(gòu)響應分析，以獲取平臺下浮體（甲板）與網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)（立柱）交叉連接點的位移；其次，將該交叉連接點位移作為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)立柱強制位移約束開展網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應分析。

作為算例，本文針對“海洋之心”旅游平臺開展了波浪載荷作用下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應分析，分析時將波浪載荷一個周期（從0 s 至11.74 s）分為30 個時刻，得到一個波浪周期內(nèi)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應結(jié)果，如圖16～20所示。

圖16 最大Von-Mises應力隨時間變化曲線Fig.16 Variation of max.Von-Mises stress with time

圖16給出了最大Von-Mises應力隨時間變化關(guān)系曲線，從中可以看出，在2.025 s時刻網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)應力達到峰值，但應注意，圖中應力峰值在不同時刻出現(xiàn)在不同位置。圖17、圖18 和圖19 分別給出了2.025 s 時刻網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的垂向位移、總位移和Von-Mises 應力云圖，從中可以看出，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)最大Von-Mises 應力為88.12 MPa，位于底部肋桿、環(huán)桿與立柱接頭處（圖19 中紅色標記處），且網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)應力較大區(qū)域位于底部區(qū)域，頂部區(qū)域應力值較小。因此，波浪載荷主要影響網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的底部區(qū)域。

圖17 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)垂向位移云圖Fig.17 Vertical displacement cloud diagram of reticulated shell structure

圖18 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)總位移云圖（側(cè)視圖）Fig.18 Total displacement cloud diagram of reticulated shell structure(side view)

圖19 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)Von-Mises應力云圖Fig.19 Von-Mises stress cloud diagram of reticulated shell structure

圖20給出了2.025 s時刻網(wǎng)殼中軸線上1#和25#肋桿的變形曲線，從中可以看出，在波浪載荷單獨作用下，1#肋桿底部位移較小，頂部位移較大，最大值為0.16 m；25#肋桿位移均大于1#肋桿最大位移值，且底部位移大于頂部，最大值為0.22 m。

圖20 2.025 s時刻網(wǎng)殼中軸線上位移曲線Fig.20 Displacement curve of central axis of reticulated shell at 2.025 s

2.3 風浪聯(lián)合作用下的網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應

為研究風浪聯(lián)合作用下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應，本文以下浮體與網(wǎng)殼立柱底端交叉處的位移作為網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)計算模型的位移約束，在網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的節(jié)點上施加56 m/s 風速下的等效節(jié)點載荷，作為等效風載荷?？紤]網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的重力作用，開展網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在風浪聯(lián)合作用下的結(jié)構(gòu)響應分析。

分析時將波浪載荷一個周期（從0 s 至11.74 s）分為30 個時刻，分別計算30 個時刻網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在風浪聯(lián)合加載作用下的結(jié)構(gòu)響應，匯總30 個時刻的計算結(jié)果得到一個周期內(nèi)網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)最大Von-Mises應力隨時間變化曲線，如圖21所示。從圖中可以看出，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的最大應力發(fā)生在2.025 s時刻，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的最小應力發(fā)生在7.29 s時刻。值得注意的是，圖中應力最大值在不同時刻出現(xiàn)在不同位置。因此可以認為，2.025 s時刻為該網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在風暴自存狀態(tài)下最危險的工況。

網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)在2.025 s 時刻呈現(xiàn)為中垂狀態(tài)，圖22 給出了垂向位移云圖，圖23 給出了Von-Mises 應力云圖，從中可以看出，最大Von-Mises 應力值為239.10 MPa，位于頂部環(huán)桿與肋桿接頭處（圖中紅色標記處）。網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的另一典型特征時刻為7.29 s 時刻，此時網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)為中拱狀態(tài)，垂向位移和Von-Mises應力分別如圖24、圖25所示，最大Von-Mises應力值為192.38 MPa，同樣位于頂部環(huán)桿與肋桿接頭處（圖25中紅色標記處）。

圖22 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)垂向位移云圖Fig.22 Vertical displacement cloud diagram of reticulated shell structure at 2.025 s

圖23 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)Von-Mises應力云圖Fig.23 Von-Mises stress cloud diagram of reticulated shell structure(side view)at 2.025 s

圖24 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)垂向位移云圖Fig.24 Vertical displacement cloud diagram of reticulated shell structure at 7.29 s

圖25 網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)Von-Mises應力云圖Fig.25 Von-Mises stress cloud diagram of reticulated shell structure(side view)at 7.29 s

圖26中的綠色曲線給出了2.025 s時刻網(wǎng)殼中軸線上1#和25#肋桿的位移變化，從中可以看出在風浪聯(lián)合作用下，網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)變形從背風面到迎風面逐漸減小。波浪載荷使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)整體產(chǎn)生了較大的位移，其幅值變化較為平緩。風載荷使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)整體產(chǎn)生的位移明顯比波浪載荷時小，但風載荷位移幅值變化較為劇烈；疊加波浪載荷的作用，容易誘導產(chǎn)生局部區(qū)域的失穩(wěn)變形。

3 結(jié) 論

本文以海上旅游平臺大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)為研究對象，選擇下浮體模塊上表面中心點及其與網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)中軸線上兩個立柱交點間的相對垂向位移為波浪載荷控制參數(shù)，基于設計波法和三維水彈性理論計算了波浪載荷；以百年一遇的風速作為風載工況，采用k-ε湍流模型模擬風場計算了風載荷，利用面元積分法計算了網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)等效節(jié)點載荷，建立了大跨度網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)外載荷計算方法。在此基礎上，以“海洋之心”旅游平臺為算例，開展了網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)響應分析，得到以下結(jié)論：

（1）風載荷作用下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)的整體變形表現(xiàn)為迎風面和背風面受壓凹陷而網(wǎng)殼兩側(cè)受拉突起，風載荷引起的網(wǎng)殼表面位移在空間分布上變化較大。風載荷引起的結(jié)構(gòu)最大應力位于網(wǎng)殼頂部區(qū)域。

（2）波浪載荷作用下網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)整體變形從背風面到迎風面逐漸減小，幅值變化較為平緩，最大變形量較大；波浪載荷引起的結(jié)構(gòu)最大應力位于網(wǎng)殼底部區(qū)域。

（3）在風浪聯(lián)合作用下，波浪載荷使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)整體產(chǎn)生較大位移，其幅值變化較為平緩。風載荷使網(wǎng)殼結(jié)構(gòu)整體產(chǎn)生的位移明顯比波浪載荷小，但風載荷位移幅值變化較為劇烈；疊加波浪載荷的作用，容易誘導產(chǎn)生局部區(qū)域的失穩(wěn)變形。風浪聯(lián)合作用引起的結(jié)構(gòu)最大應力位于網(wǎng)殼頂部區(qū)域。