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考虑脉动风速的平面刚架日光温室结构动力响应规律

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考虑脉动风速的平面刚架日光温室结构动力响应规律

p中国农业大学学报2019,24(4)136-147Journal of China Agricultural Universityhttp∥zgnydxxb.ijournals.cnDOI10.11841/j.issn.1007-4333.2019.04.17考虑脉动风速的平面刚架日光温室结构动力响应规律姜迎春1,2白义奎2*王永刚3王 毅2(1.沈阳农业大学 工程学院,沈阳110866;2.沈阳农业大学 水利学院,沈阳110866;3.沈阳农业大学 信息与电气工程学院,沈阳110866)摘要日光温室骨架结构属轻型结构 ,跨度较大 ,对风荷载较为敏感 。为解决风荷载作用下日光温室的动力响应问题 ,确定骨架结构危险截面的位置 ,基于 Timoshenko梁理论 ,提出平面刚架模型的日光温室在风荷载作用下的动力响应分析的被研究块体方法 。首先根据 Timoshenko梁微元体思想 ,设计被研究块体的构成方式 ;基于Timoshenko梁理论,推导出平面刚架模型的日光温室钢骨架结构的控制方程 ,给出了算法的实现过程 。然后采用两端自由的变截面梁的弯曲波传播算例 ,验证方法的有效性 。在数值模拟风速 、实测风速作用下分别对平面刚架模型的日光温室骨架结构动力响应进行时程分析 ,得到钢骨架的节点位移和截面应力空间最大值的位置 。结果表明 位移的 2次峰值分别在迎风面高度 1和 3m附近 ,钢骨架中最危险的截面为温室左端附近 ,应力最大值为321MPa,弯曲应力是引起应力迅速增加的主要原因 。脉动风荷载作用的节点位移和截面应力明显大于平均风荷载作用的相应值 。日光温室钢骨架结构的动力响应分析需要考虑脉动风荷载的作用 ,且不能忽略弯曲应力对截面内力的影响 。关键词日光温室 ;波动方法 ;动力响应 ;脉动风速 ;被研究块体中图分类号S26+1;TU261 nbsp; 文章编号 nbsp;1007-4333(2019)04-0136-12 nbsp; 文献标志码 nbsp;A收稿日期 2018-07-05基金项目 国家自然科学基金项目 (61673281);中国博士后科学基金项目 (2014M561250);辽宁省博士启动基金项目 (201601112)第一作者 姜迎春 ,讲师 ,博士 ,主要从事结构动力分析与数值模拟研究 ,E-mailjyclg-72@163.com通讯作者 白义奎 ,教授 ,博士生导师 ,主要从事设施环境工程研究 ,E-mailbaiyikui@163.comDynamic response analyses of plane frame solar greenhouseconsidering fluctuating wind speedJIANG Yingchun1,2,BAI Yikui 2*,WANG Yonggang3,WANG Yi 2(1.Colege of Engineering,ShenyangAgricultural University,Shenyang110866,China;2.Colege of Water Conservancy,ShenyangAgricultural University,Shenyang110866,China;3.Colege of Information and Electrical Engineering,ShenyangAgricultural University,Shenyang110866,China)Abstract The steel skeleton structure of solar greenhouse is a light and long-span structure,and its dynamic responseis strongunder wind load.Based on the theoryof Timoshenko beam,a investigated lumpmethod is presented for thedynamic response analysis of plane frame solar greenhouse under wind load.Firstly,accordingto the concept ofTimoshenko beam micro-body,the spatial discrete segments of steel skeleton are used to model the investigatedlumps.Based on Timoshenko beam theory,the governingequations of the skeleton structure of the plane frame solargreenhouse are derived,and the algorithm is also given.Secondly,the accuracyand efectiveness of the proposednumerical method are verified bya bendingwave of variable cross-section beam with free ends propagates.Finaly,thedynamic response of steel skeletons of plane frame solar greenhouses is respectivelyanalyzed under the efect ofsimulation wind speed and actual wind speed,and the position of the node maximum displacement and the sectionmaximum stress of the steel skeleton are obtained.The computational results and comparisons show thatThe twopeaks of displacement are respectively near the windward height 1and 3m;The most dangerous section in the steelskeleton is near the left end,and the maximum stress is 321MPa,where the bendingstress is the main factor of the第 4期 姜迎春等 考虑脉动风速的平面刚架日光温室结构动力响应规律rapid increase in stress.In addition,the maximum of both node displacement and cross-sectional stress caused byfluctuatingwind loads are bigger than the values caused byaverage wind loads.Keywords solar greenhouse;wave propagation method;dynamic response;fluctuatingwind speed;investigatedlump强风或大雪等异常气候条件可使温室结构出现严重变形 、失效倒塌[1-2],随着温室结构的不断发展 ,温室结构安全问题日益受到重视 ,对温室结构承载力的研究也逐步受到关注[3],风荷载对结构动力响应影响是温室结构设计需要考虑的一个重要问题[4]。由于日光温室钢骨架结构属轻型结构 ,跨度较大 、骨架柔长细薄 ,使得日光温室对风荷载较为敏感 ,研究脉动风荷载作用下的日光温室动力响应规律可为温室的分析和设计提供参考 。目前 ,针对各种不同温室结构的力学性能问题进行了较多研究 。根据规范标准 ,在风荷载 、雪荷载及不同荷载组合作用下 ,对温室结构内力和变形的计算方法[5-7]及温室结构的变形量问题[8-10],考虑几何 、材料非线性和结构弹塑性时的温室结构最不利位置问题[11-12],考虑曲梁弯扭耦合变形特征的刚度矩阵 模 型 问 题[13],以 及 温 室 的 风 压 系 数 值 等 问题[14-16]进行了研究 。对日光温室高度 、跨度 、拱间距等几何尺寸[17-19]、不同的支座约束和骨架结构形式[20-22]等因素对日光温室承载力的影响问题进行了研究 ,分析了日光温室骨架结构的应力 、位移及变形等特点 。进一步研究薄膜的承载力及薄膜的预应力对日光温室结构抗灾害性能的影响[23-24],材料非线性和几何大变形对温室结构稳定承载力的影响等问题[25]。日光温室结构参数方面 ,设计了新型落地装配式全钢骨架 、新型滑盖式节能日光温室 、轻简装配式日光温室 ,并对新型日光温室骨架结构的应力状态和平面稳定性进行分析[26-29]。上述研究中未考虑温室结构的动力响应问题 。针对温室结构脉动风效应的研究较少 。文献[30]采用有限元方法对脉动风作用下温室结构进行了数值模拟 ,研究中仅对矩形框架的温室结构进行了研究 。文献 [31]对风振分析中的压杆弯曲振动的动态刚度矩阵模型理论进行研究 ,研究中仅考虑了平动惯性力 ,没有考虑转动惯性力 。文献 [4]和文献 [32]指出温室设计的基本风压按3s瞬时风速确定 。按照规范进行温室设计时 ,将风荷载作为静力荷载施加到温室结构 。对施加动力荷载的温室结构动力响应规律还有待于进行进一步的理论研究 。本研究拟从日光温室结构的波动传播角度 ,基于剪切变形和转动惯性的Timoshenko梁理论 ,提出平面刚架模型的日光温室结构在风荷载作用下的动力响应时程分析的计算方法 ,并分析日光温室钢骨架结构的动力响应规律 ,以期为温室结构的动力分析和设计提供有参考依据 。1 计算原理根据微元体的平衡条件得到既考虑剪切变形又考虑转动惯性的Timoshenko梁动力学方程[33]为 ρA2 ut2=Vx+p(1)ρI2θt2=Mx+V(2)式中 ρ为材料密度 ,kg/m3;A为横截面面积 ,m2;u为梁中性轴的横向位移 ,m;t为时间 ,s;V为任一截面剪力 ,N;x为任一截面位置 ,m;p为梁上单位长度的横向力 ,N/m;I为横截面惯性矩 ,m4;θ为弯曲变形引起的截面转角 ,rad;M为任一截面弯矩 ,Nm。弯矩-曲率关系和剪力-剪应变关系为 M=EIθx(3)V=kGAγ=kGAux-( )θ(4)式中 E为弹性模量 ,Pa;G为剪切模量 ,Pa;k为截面剪切修正系数 ;A为横截面面积 ,m2;γ为剪切变形引起的中性轴的转角 ,rad;ux为梁中性轴的总转角 ,rad。2 日光温室钢骨架结构动力响应分析方法为模拟日光温室钢骨架结构中弯曲波的传播过程 ,得到日光温室钢骨架结构的动力响应 ,首先基于Timoshenko梁微元体思想 ,给出被研究块体的构成方式 ,并给出平面刚架模型的日光温室骨架结构的控制方程 。包括 基于Timoshenko梁动力学方程 ,构建骨架结构的力学模型 ;基于Timoshenko梁的弯矩-曲率关系和剪力-剪应变关系 、梁理论的轴力-轴向应变关系 ,获得离散段段中内力与位移的本731中 国 农 业 大 学 学 报 2019年 第 24卷构方程 。然后给出算法的递推过程 ,最后对本研究提出的被研究块体方法的有效性进行验证 。平面刚架模型的日光温室结构动力响应分析方法的策略结构见图1。图 1日光温室动力响应分析策略结构图Fig.1 Structure of the dynamic response analysis of solar greenhouse2.1 平面刚架模型的日光温室骨架结构的控制方程2.1.1 骨架结构的力学模型将平面刚架模型的日光温室钢骨架结构按节点进行空间离散划分 (图2)。节点i和节点j之间为离散段l。被研究块体是由与节点相关联的空间离散段的一半构成 ,离散段的端点编号可用来表示被研究块体编号 。被研究块体i是由与节点i相连的上弦杆和腹杆的一半构成 ,即左侧虚线椭圆所围区i、j、k分别为骨架结构的节点;l为节点 i和节点 j之间的离散段。The i,j,k are nodes of the skeleton structure;l is the discretesegment between node i and node j.图 2骨架结构中被研究块体的构成Fig.2 Investigated lump i of skeleton structure域 。被研究块体k是由与节点k相连的下弦杆和腹杆的一半构成 ,即右侧虚线椭圆所围区域 。图3示出组成被研究块体i的离散段l的空间位置及其段间内力图 。设与被研究块体i相关联的构件数为n,被研究块体的受力来自风压力以及结构离散构件的中间截面内力 。依据式 (1)建立被研究块体i平动的动力平衡方程的离散形式为 miui=∑nl=1(Nlcosφl-Vlsinφl)+∑nl=1qLl2sinφl(5)miwi=∑nl=1(Nlsinφl+Vlcosφl)-∑nl=1qLl2cosφl(6)式中 被研究块体i的质量为mi=∑nl=1ml2,ml为离散段l的质量 ,kg;ui、wi分别为被研究块体i沿x轴 、z轴方向的位移 ,m;Nl、Vl分别为离散段l中间截面的轴力和剪力 ,N;φl为离散段l的局部坐标系x′轴与总体坐标系x轴的夹角 ,rad;Ll为离散段l的长度 ,m;q为离散段所受的外荷载 ,N/m。831第 4期 姜迎春等 考虑脉动风速的平面刚架日光温室结构动力响应规律依据式 (2)建立被研究块体i转动的动力平衡方程的离散形式为 Jiθi=∑nl=1Ml-VlLl( )2+∑nl=1qLl2Ll4(7)式中 Ji=∑nl=113ml2L( )22为被研究块体i绕端点轴的转动惯量 ,kgm2;θi为被研究块体i绕端点轴的转角 ,rad;Ml为离散段l中间截面的弯矩 ,Nm。φl为离散段 l的局部坐标系 x′轴与总体坐标系 x轴的夹角 ,rad;Nl、Vl分别为离散段 l中间截面的轴力和剪力 ,N;Ml为离散段 l中间截面的弯矩 ,Nm;Ni、Vi分别为离散段 l的 i端截面的轴力和剪力,N;Mi 为离散段 l的 i端截面的弯矩,Nm;Nj、Vj 分别为离散段 l的 j端截面的轴力和剪力,N;Mj 为离散段 l的j端截面的弯矩 ,Nm;Ll为离散段 l的长度 ,m;q为离散段所受的外荷载 ,N/m。φlis the angle between the x′-axis of local coordinate system and the x-axis of global coordinatesystem on segment l.Nland Vlare respectively the axial force and shear force of the middle section ofdiscrete segment l.Mlis the bending moment of the middle section of discrete segment l.Niand Viarerespectively the axial force and shear force of the i-end section of discrete section l.Miis the bendingmoment of the i-end section of discrete section l.Njand Vjare respectively the axial force and shear forceof the i-end section of discrete section l.Mjis the bending moment of the j-end section of discrete sectionl.Llis the length of discrete segment l.qis the external load of discrete segment l.图 3与被研究块体相关联的离散段 l的端部与段间的受力图Fig.3 Free-body diagram of discrete section l of investigated lumps2.1.2 骨架结构离散段的本构方程将式 (3)和式 (4)进行空间离散 ,得到离散段l的段中弯矩Ml、段中剪力Vl分别为 Ml=(EI)l(θ′j-θ′i)Ll(8)Vl=(kGA)lw′j-w′iLl-θ′i+θ′j( )2=(kGA)lLl(w′j-w′i)-θ′i+θ′j2L[ ]l(9)式中 (EI)l为 离 散 段l的 弯 曲 刚 度 ,Nm2;(kGA)l为离散段l的剪切刚度 ,N/m,其中kl为剪切截面修正系数 ;w′i、w′j分别为离散段l的i端和j端横向侧移 ,m;θ′i、θ′j分别为离散段l的i端和j端的转角 ,rad。根据梁理论的轴力-轴向应变关系 ,可得离散段l的段间轴力Nl为 Nl=(EA)lLl(u′j-u′i) (10)式中 (EA)l为离散段l的抗拉刚度 ,N;u′i、u′j分别为离散段l的i端和j端轴向位移 ,m。2.1.3 局部坐标系与总体坐标系的位移关系被研究块体i的动力平衡方程是在总体坐标下建立的 ,段间内力的本构方程是在局部坐标系下建立的 ,因而需要建立局部坐标系与总体坐标系的关系式 ,即 u′iw′iθ′烅烄烆烍烌烎i=cosφl sinφl 0-sinφl cosφl 0熿燀燄燅0 nbsp;0 nbsp;1uiwiθ烅烄烆烍烌烎i(11)2.1.4 骨架结构离散段端部力与段间内力的关系分别取离散段l的左侧和右侧半个离散段为研究对象 (图3),列出沿z′轴方向的平衡方程 Vl-qL2+Vi=0Vj-qL2-V′l=烅烄烆0(12)式中 Vi、Vj分别为离散段l的i端和j端截面剪931中 国 农 业 大 学 学 报 2019年 第 24卷力 ,N。对i端和j端的力矩平衡方程为 -Mi-Ml+VlL2-qL2L4=0M′l-Mj+V′lL2+qL2L4=烅烄烆0(13)式中 Mi、Mj分别为离散段l的i端和j端截面弯矩 ,Nm。由式 (12)可得离散段l的i端和j端的剪力分别为 Vi=-Vl+qL2Vj=V′l+qL烅烄烆2(14)由式 (13)可得离散段l的i端和j端的弯矩分别为 Mi=-Ml+VlL2-qL28Mj=M′l+V′lL2+qL2烅烄烆8(15)2.2 算法实现通过风速计算给出风力 ,将风力时程施加到骨架结构上 ,交替运用被研究块体动力学平衡方程和骨架结构离散段本构方程 ,并结合局部坐标系与总体坐标系之间的位移关系 ,在时间域上进行递推运算 ,实现平面刚架模型的日光温室钢骨架结构动力响应分析 。在时间域递归计算的过程如下 1)在离散段上施加风荷载 ,利用式 (5)、(6)和(7),分别计算出t时刻x轴方向的加速度uti、z轴方向的加速度wti和转角θti;2)时间积分给出t+Δt时刻x轴方向的位移ut+Δti、z轴方向的位移wt+Δti和转角θt+Δti,再由式 (11)给出t+Δt时刻的轴向位移u′it+Δt、横向位移w′it+Δt和转角θ′it+Δt;3)利用式 (8)、(9)和 (10),分别计算t+Δt时刻离散段的段间弯矩Mt+Δtl、段间剪力Vt+Δtl和段间轴力Nt+Δtl;4)利用式 (14)和 (15),分别计算t+Δt时刻离散段的端部剪力Vt+Δti、Vt+Δtj,端部弯矩Mt+Δti、Mt+Δtj;5)再利用式 (5)、(6)和 (7),分别计算t+Δt时刻x轴方向的加速度ut+Δti、z轴方向的加速度wt+Δti和转角θt+Δtci。由上述循环即可实现平面刚架模型的日光温室钢骨架结构动力响应分析方法的数值计算过程 。2.3 方法有效性验证利用本研究的被研究块体方法计算两端自由的变截面梁的弯曲波传播问题 ,并将计算结果与文献 [34]的有限差分法计算结果进行对比 ,验证被研究块体方法的正确性和有效性 。梁的材料数据为 弹性模量E=209GPa,密度ρ=8 000kg/m3,泊松比ν=0.3,剪切 模 量G=80.4GPa,剪切截面修正系数k′=0.886。计算梁长X=5m,梁截面在中间点处有变化 ,左半段半径为0.1m,右半段半径0.12m。空间离散200段 ,计算时间步长取Δt=1.25μs。距离梁左端长度设为x,距离梁左端长度为x处的截面弯矩设为M。本研究 采 用 量 纲1的 参 数 时 间 设 为珋t=1XE槡ρt,距离梁左端长度设为珚x=xX,梁截面弯矩为珨M=MXEI。梁的左自由端输入量纲1的倾斜力矩为 珨M1 =珋t/珋t0 0≤珋t≤珋t01珋t>珋t烅烄烆0距离梁左端长度珚x=0.2位置处的弯矩珨M时程曲线图 (图4)中 ,本研究方法的计算曲线与文献 [34]的曲线吻合较好 。结果表明 本研究的被研究块体方法具有良好的数值计算精度 ,适用于研究基于Timoshenko梁理论的平面刚架模型的日光温室钢骨架结构的弯曲波传播问题 。珨M 为量纲 1的 梁 截 面 弯 矩,珨M =MXEI;珋t为 量 纲 1的 时 间,珋t=1XE槡ρt;珨M1 为输入倾斜力矩。珨Mis the bending moment of the cross-section of dimension 1,珨M=MXEI.珋tis the time of dimension 1,珋t=1XE槡ρt.珨M1is momentramp.图 4距离梁左端长度珚x=0.2位置处的截面弯矩珨M的时程曲线Fig.4 Time history of the bending moment of the cross-section at the珚x=0.2from the left end of the beam041第 4期 姜迎春等 考虑脉动风速的平面刚架日光温室结构动力响应规律3 日光温室钢骨架结构动力响应分析3.1 日光温室钢骨架的计算模型与参数本研究对象为日光温室钢骨架结构 ,骨架采用单榀的平面刚架模型 (图5)。跨 度7.5m,脊 高3.5m,后墙高2.2m。上弦杆 钢管直径为φ22,钢管壁厚2.0mm,下弦杆 钢筋直径为φ12;腹杆钢筋直径为φ8。骨架结构共有52个节点 ,即有52个被实心点为节点 ,数字为节点编号 ;带圈数字为离散段编号 。Solid points are nodes,and number is node code.Band number iscode of discrete segment.图 5日光温室钢骨架结构示意图Fig.5 The steel skeleton structure of the solar greenhouse研究块体 ,节点编号由左向右 ,设上弦杆为1~26,下弦杆为27~50。以相邻节点之间的各段为离散段 ,共97个离散段 。离散段编号由左向右 ,设上弦杆为①~瑐瑥,下弦杆为瑐瑦~瑒瑨,腹杆为瑒瑩~瑝瑤。后坡顶节点编号为51和52,离散段编号为瑝瑥~瑝瑧。3.2 风荷载时程模拟针对平面刚架模型日光温室钢骨架动力响应分析时 ,需要将风荷载作为输入荷载参数 ,本研究通过数值模拟风速和实测风速2种方法获得计算所需要的输入荷载参数 。3.2.1 数值模拟风速利用Davenport谱和文献 [4]中的基本风压值 ,采用谐波叠加法[35]对日光温室钢骨架结构表面各个空间点 (图5)的脉动风速进行模拟 。图6示出节点4和12的脉动风速时程曲线 。由节点4和12的模拟风速功率谱与Davenport脉动风速功率谱对比图 (图7)可知 模拟功率谱的变化趋势与目标功率谱吻合效果较好 ,日光温室不同点的脉动风速时程的模拟结果是可靠的 。将脉动风与平均风相叠加 ,可得日光温室钢骨架结构动力响应分析的输入风速时程 。通过各点的风速时程可以得到作用于日光温室钢骨架结构各点的风力时程[36]。日光温室左侧为迎风面 。图 6日光温室钢骨架结构节点 4和 12的脉动风速时程曲线Fig.6 The time history curve of fluctuating wind speed of solar greenhouse on Node 4,123.2.2 实测风速时程实测风速时程采用气象在线监测ADCON软件平台中的实测风速作为输入风速时程 。在2017年和2018年中 ,分别取实测风速值较大的时程曲线作为输入风速时程 (图8),即 “2017-05-06”和“2017-05-18”,以及 “2018-03-25”和 “2018-04-17”的实测风速 。3.3 计算结果分析3.3.1 节点位移最大值比较模拟 风 速 作 用 时 ,分 别 采 用 “平 均 风+脉动 ”、“脉动 ”、“平 均 ”3种 工 况 ,日 光 温 室 钢 骨 架各节点位移时程记录中的最大值空间分布曲线见图9。各节点位移均为 “平均+脉动 ”的最大 ,“脉动 ”的次之 ,“平均 ”的最小 ,脉动风对节点位移141中 国 农 业 大 学 学 报 2019年 第 24卷图 7模拟功率谱与目标功率谱对比Fig.7 Fluctuating wind power calculation power spectrum contrasting with target power spectrum图 8实测风速时程曲线Fig.8 Time history curve of wind speed measured图 9模拟风速时程作用的节点位移最大值空间分布曲线Fig.9 Distribution curves of the maximum displacement on nodes based on simulating wind speed241第 4期 姜迎春等 考虑脉动风速的平面刚架日光温室结构动力响应规律的影响比平均风更加显著 。3种工况下 ,空间上的位移最大值出现了2次峰值 ,分别在上弦杆的节点5与14附近 、在下弦杆均的节点31和40附近 。由图5可知 2次峰值分别在迎风面高度1和3m附近 。实测风速时程作用时 ,各节点空间上的位移最大值也出现了2次峰值 ,也出现在迎风面约1和3m高度处 (图10),与图9的计算规律基本一致 。实测风速时程作用下的位移计算值与模拟风速的平均风作用时的计算值相接近 。在日光温室钢骨架中 ,无论作用模拟风速还是作用实测风速 ,节点位移变化规律基本一致 。图 10实测风速时程作用的节点位移最大值空间分布曲线Fig.10 Distribution curves of the maximum displacement on nodes based on measuring wind speed3.3.2 各离散段截面总应力最大值比较模拟风速时程作用时 ,日光温室钢骨架各离散段截面总应力时程记录中的最大值空间分布曲线见图11,总应力是轴向应力与弯曲应力之和 。图 11模拟风速时程作用的各离散段截面总应力最大值空间分布曲线Fig.11 Distribution curve of stress in cross-sections based on simulating wind speed341中 国 农 业 大 学 学 报 2019年 第 24卷各截面应力最大值从总体上看 “平均+脉动 ”的最大 ,“脉动 ”的次之 ,“平均 ”的最小 。出现了 “平均+脉动 ”与 “脉动 ”的应力值基本相同的情况 ,表明脉动风对截面总应力的影响比平均风更重要 。各截面应力最大值呈起伏变化 。由图11(a)~(c)对比发现钢骨架的危险的截面出现在温室结构的左端附近 。在平均风与脉动风共同作用时 ,上弦杆最大拉应力为321MPa,下弦杆最大拉应力为225MPa,腹杆最大压应力为164MPa。上弦杆在截面瑏瑣位置 (约3m高度 )处 ,拉应力出现了另一个峰值193MPa,并向两侧递减 。腹杆与总体坐标x轴之间的夹角可分成锐角和钝角 ,在2.2m以下的腹杆中 ,拉应力为锐角的腹杆比钝角的腹杆大 ,而压应力则为锐角的腹杆比钝角的腹杆小 。骨架脊顶的2根腹杆瑘瑡和瑘瑢出现了拉应力和压应力的另一个峰值 ,腹杆瑘瑡的拉应力为81MPa,腹杆瑘瑢压应力为87MPa。实测风速时程作用时 ,由各离散段截面总应力最大值空间分布曲线 (图12)可知 实测风速时程的输入值有明显差别 ,但各截面应力最大值基本相同 ;应力曲线变化规律与图11曲线规律基本一致 ;钢骨架中最危险的截面也为左端附近 ;上弦杆最大拉应力为135MPa,下弦杆最大拉应力为97MPa,腹杆最大压应力为70MPa;与图11对比可见实测风速时程作用下的总应力计算值与模拟风速的平均风作用时的总应力计算值相接近 。图 12实测风速时程作用的各离散段截面总应力最大值空间分布曲线Fig.12 The distribution curves of stress in cross-sections based on measuring wind speed3.3.3 各离散段拉应力分量比较模拟风速时程作用时 ,采用 “平均风+脉动 ”工况 ,上 弦 杆 各 离 散 段 截 面 拉 应 力 分 量 曲 线 见图13(a),其中截面的总应力为轴向应力和弯曲应力之和 ;实测风速时程 (2018-04-17)作用时 ,上弦杆各离散段截面拉应力分量曲线见图13(b)。计算结果显示 分别在模拟风速 、实测风速作用下 ,弯曲应力会引起左端应力迅速增加 ,钢骨架危险截面在左端附近 。3.3.4 上弦杆各离散段左端剪力最大值比较模拟风速作用时 ,上弦杆剪力空间分布的最大值出现在温室骨架结构的左端附近 (图14);在平均风与脉动风共同作用时 ,最大剪力为0.9kN;平均风作用时 ,除了温室骨架结构的左端附近和棚脊折441第 4期 姜迎春等 考虑脉动风速的平面刚架日光温室结构动力响应规律图 13模拟和实测风速作用上弦杆各离散段拉应力分量Fig.13 Tensile stress component of discrete sections of top chord based onsimulating wind speed and measuring wind speed,respectively点瑏瑩截面处 ,其他各离散段端部截面的剪力基本趋于一致 ,而脉动风作用时离散段端部剪力出现起伏变化 ,使得平均风与脉动风共同作用时离散段端部剪力也出现起伏变化 ;脉动风作用时端部截面的剪力值为平均风作用时3倍左右 。图 14各离散段左端剪力最大值空间分布曲线Fig.14 Distributions of the maximum shear forcesat left ends of discrete segment based onsimulating wind speed4 结论1)本研究从日光温室结构的波动传播角度 ,给出平面刚架模型的日光温室结构在风荷载作用下的动力响应分析的被研究块体方法 。通过两端自由的变截面梁的弯曲波传播问题对比验证本研究方法的有效性 。本研究方法的被研究块体物理意义明确 ,无需使用经典的动力学方程组 。2)将数值模拟风速的3种工况 (平均风和脉动风共同作用 、只脉动风作用 、只平均风作用 )和实测风速作为日光温室钢骨架结构的动力响应时程分析的输入荷载参数 。采用本研究方法计算获得平面刚架模型的日光温室钢骨架结构动力响应时程记录中的节点位移及截面应力最大值的空间分布规律 。各节点位移和各截面应力从总体上看均为 “平均+脉动 ”的最大 ,“脉动 ”的次之 ,“平均 ”的最小 ;各截面应力中也出现了 “平均+脉动 ”与 “脉动 ”的应力值基本相同的情况 ,表明脉动风对日光温室钢骨架结构动力响应的影响比平均风更重要 。对温室钢骨架结构从应力和剪力分析均出现最危险的截面为结构的左端附近 ,其中弯曲应力是引起应力迅速增加的主要原因 。参考文献References[1]刘建 ,周长吉 .日光温室结构优化的研究进展与发展方向 [J].内蒙古农业大学学报 ,2007,28(3)264-268Liu J,Zhou C J.The present and development of sunlightgreenhouse structure optimization[J].Journal of InnerMongolia Agricultural University,2007,28(3)264-268(inChinese)[2]Moriyama H,Sase S,Okushima L,Ishi M.Which designconstraints apply to a pipe-framed greenhouse From perspectivesof structural engineering,meteorological conditions,and windengineering[J].Japan Agricultural Research Quarterly,2015,49(1)1-10[3]周长吉 .温室工程设计手册 [M].北京 中国农业出版社 ,200742-51541/p

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