ISSN 1000-6869 CN 11-1931/TU
为研究我国沿海地区超高层建筑的风场和风压特性，在2010年台风“鲇鱼”登陆前后对厦门沿海某超高层建筑的风场和建筑表面风压进行了同步监测。通过对实测风场和风压数据的深入分析表明：沿海地区超高层建筑风场的湍流度随风速增大变化平稳，阵风因子随湍流度的增大而增大；实测脉动风速功率谱密度与von Karman谱吻合较好；建筑各面内测点之间的瞬时风压、平均风压、平均风压系数和极值风压系数具有较强的相关性；实测平均风压和平均风压系数在迎风面较大，在背风面非常小；当风从角部吹向建筑时，随着风向角的变化，两迎风面的平均风压系数随着平均风速的增大变化规律相反；两背风面的平均风压系数随着平均风速的增大逐渐减小；迎风面的极值风压系数随着风向角的变化正负波动较大，背风面的极值风压系数分布较为均匀；迎风面的脉动风压系数较大且变化较大，背风面的脉动风压系数非常小且变化平稳；建筑各面的极值风压系数和脉动风压系数的幅值随着风速的增大逐渐减小。
为研究超高层建筑表面的风压特性，基于对厦门沿海某超高层建筑表面风压开展的现场实测和风洞模型试验，探讨了台风“鲇鱼”作用下超高层建筑表面的风压特性及其分布规律。研究结果表明：通过风洞试验和现场实测所揭示出的超高层建筑表面风压特性（平均风压系数、峰值风压系数）及其随风向角的变化规律基本一致；平均风压系数的现场实测与风洞试验结果在迎风面吻合较好，而背风面现场实测值明显较风洞试验结果小；峰值风压系数的现场实测与风洞试验结果除个别测点外相差较大。
基于同步测压技术，研究了不同宽度比和不同高度比（记为Br和Hr,分别表示施扰和受扰建筑的宽度与高度之比）的2个高层建筑在串列、斜列和并列布置时峰值风压干扰效应。结果表明：邻近施扰建筑的侧面峰值风压主要呈现放大效应，且宽度比越大（Br≤1时），高度比越大，放大效应越明显，立面最高负风压系数绝对值可升高30%。迎风面放大效应区则主要集中在施扰建筑位于横风向间距为3b(b为受扰建筑的迎风宽度)的迎风区域内，立面最高正风压系数可升高40%。当串列间距较小且高度比小于1（Hr=0.8）时产生的三维绕流现象可使得受扰建筑侧面局部风压升高61%，迎风面边缘局部风压升高24%。并列布置时产生的峡谷效应引起足够的重视，试验测得最大干扰因子可达2.13且随并列间距的增大而减少，当并列间距超过9b时峡谷效应才渐趋消失。由试验结果回归得到的并列布置时的侧立面最大峰值风压干扰因子随并列间距变化的关系式具有较高可信度。
对等效静风荷载的基本理论进行分析，指出GB 50009—2001《建筑结构荷载规范》的风振系数法给出的等效静风荷载在只考虑1阶振型的前提下，能够实现各种荷载效应的等效；需考虑多阶振型的结构，只有在各阶振型完全相关的条件下，才能得到可满足全部荷载效应等效的静风荷载；一般情况下，包括阵风荷载因子法在内的计算方法，给出的等效静风荷载只能保证单个或多个响应目标的等效，其他荷载效应存在较大不确定性，可能造成据此进行的抗风设计偏于保守或不安全。为克服这些传统抗风设计方法的局限，提出了直接以荷载效应包络值进行结构抗风设计的基本思路：结合风洞试验得到各种荷载效应在不同风向角下可能出现的上、下限值，再将其与其他荷载作用下的效应直接组合进行结构设计。通过工程实例分析表明，采用阵风荷载因子法得出的等效静风荷载值可能导致其他荷载效应被大大高估，而直接采用荷载效应包络值用于结构设计，不但其值准确，且易于操作。
提出以特定时刻的瞬时风压分布为基础，计算大跨度空间结构等效静风荷载的基本方法。首先利用广义坐标合成法得到目标响应的时程，从中确定产生最大响应的时刻，再以该时刻的瞬时风压分布为基础，采用动力放大因子法或附加风振力法计算等效静风荷载。当采用附加风振力法将瞬时风压和附加风振力叠加时，可以得到与风压作用方向不同的等效静风荷载，避免了在某些情况下对风压的过度放大。为便于工程应用，根据精确的等效静风荷载计算式，将荷载中的准静态分量和附加风振力分离，提出了附加风振力的简化计算式。通过大型结构算例分析，证明采用上述方法可以给出合理的等效静风荷载分布，不但能够保证响应目标的等效，其他响应也符合真实情况。
以哈尔滨西客站站房屋盖结构为研究对象，采用刚性模型同步测压风洞试验对建筑表面的平均及脉动风荷载进行测定，结合本征正交分解技术对风压场进行重构及预测，解决了风压测点与结构有限元模型节点的不匹配问题。分别建立整体结构和屋盖结构有限元模型，利用时程分析方法考察了下部结构对风致响应的影响，研究表明下部结构会导致屋盖结构的刚度弱化，建模中忽略下部结构可能导致对屋盖结构位移和内力响应的低估。引入多目标等效静风荷载分析方法，以结构在风荷载作用下的最大动力响应为控制指标获得针对多个等效目标的静风荷载分布，并对等效结果进行了验证，结果表明该方法可以实现以少量静风荷载分布形式实现所有响应均与动力极值响应等效。
通过刚性模型测压风洞试验研究了台风风场高湍流、强变异性等特征对大跨结构风压分布特性的影响。以某体育场罩棚为原型制作1∶300刚性模型，进行了常规B类风场和台风风场作用下的测压对比试验。基于试验数据，从测点风压和总体升力角度对两类风场作用下体育场罩棚结构的风压分布总体特性进行了分析，重点比较了典型测点在典型风向角下的风压分布规律及相互关系。结果表明：两类风场作用下平均风压的分布规律基本类似，但各风向角下台风风场中的屋盖总体升力比B类风场增大8%~25%；台风风场的高湍流特性导致基于极值负风压求得的各风向角下屋盖总体升力比B类风场大27%~46%，各测点的极值风压均明显高于常规B类风场作用下的对应值，比值约为1.13~1.70，因此对于台风多发地区的大型体育场屋盖设计，必须考虑台风风场高湍流所致的脉动风压增大效应。
对单层折面空间网格结构的表面风压分布和风振响应特性进行研究，采用荷载响应相关法(LRC)与惯性力法计算结构的等效静风荷载，并分析了其计算精度，结果表明：在迎风面的体育场屋盖部分，气流在经过迎风面屋盖檐口后发生明显分离，形成漩涡，此处的平均负风压和脉动风压最大；整个屋面的绝大部分表面风压都表现为负压。增加肩谷环后，结构横向刚度提高较大，结构的1阶和2阶振型由原来的结构整体水平振动变为罩棚前端内环端部的局部竖向振动；在单层折面空间网格结构的风振响应中，参与结构振动振型较多，需要考虑多阶振型影响，且参与结构振动的主要为低阶振型；在脉动风荷载作用下各振型耦合作用较小；用LRC与惯性力法得到的单层折面空间网格结构等效静风荷载，计算精度可满足工程要求。
通过刚性模型测压试验研究了低矮房屋屋面细部构造的风荷载特性。通过对不同高度和细部构造是否同时存在时屋脊、出山及檐沟风压系数及阻力系数的研究发现：在来流斜风向吹向细部构造的外表面（屋脊为迎风面）时，内侧表面（屋脊为背风面）端部负压变化剧烈，幅值很大，造成朝向屋面（屋脊为朝向背风面）的最不利极值净风压系数很大，其中出山最大，达到18.0左右，屋脊次之，为10.5左右，檐沟最小，为7.0左右；而背离屋面（屋脊为朝向迎风面）方向的极值净风压则相对平稳。在同一竖直平面上，出山位置较低的测点比较高的测点最不利极值净负压系数要大5左右，檐沟则是大0.8左右；屋脊和出山在另外2个细部构造存在时，最不利极值净风压系数会减小很多，分别从10.5和18.0减小到只有7.5和6.0，檐沟减幅较小，从7减小到6。出山和檐沟的最不利阻力系数的幅值随着高度的增加会加大，当屋脊和檐沟存在后出山的最不利阻力系数的幅值会有所减小，但另外2个细部构造是否存在对屋脊和檐沟的阻力系数影响较小。
对6个不同截面几何参数主管中灌混凝土的平面X形圆钢管节点在支管轴向压力作用下的承载性能进行单调加载试验研究。描述了X形圆钢管混凝土节点破坏现象，给出了支管轴力-整体位移曲线、支管轴力-主管管壁变形曲线以及节点区域折算应变分布曲线，并将支主管外径比β、主管径厚比γ和支主管壁厚比τ对节点承载力和抗压刚度的影响进行分析。结果表明：节点初始抗压刚度随着β、γ的增大而提高，而τ对初始抗压刚度影响很小；所有节点试件主管测点都未进入塑性，均为支管根部冠点首先进入塑性，且直到破坏时折算应变一直保持最大；主管灌混凝土使钢管节点承载力明显提高。有限元计算结果与试验结果吻合较好。
为研究支管灌混凝土X形圆钢管节点的轴压性能，对6个不同截面几何参数的支管灌混凝土X形圆钢管节点进行了单调加载试验。介绍了节点试验方案，揭示了节点破坏模式，给出了加载点荷载端位移曲线、支管轴力-主管壁变形曲线以及节点区域折算应变分布曲线，并将支主管外径比β、主管径厚比γ和支主管壁厚比τ对节点轴压承载力和弹性轴压刚度的影响进行了分析。试验研究结果表明：节点试件均表现出较好延性；所有试件的主管壁最大竖向变形位移都大于0.03倍主管直径，在判定该类圆钢管节点轴压承载力时应该采用极限变形准则；节点轴压承载力与弹性轴压刚度都随着β和τ的增加以及γ的减小而提高；所有试件的支管根部测点都未进入塑性且主管都是鞍点和冠点之间的中间测点首先进入塑性；在试验参数条件下，支管灌混凝土对X形圆钢管节点轴压承载力提高不明显，甚至会降低其轴压承载力。目前GB 50017—2003《钢结构设计规范》公式不能较好地计算支管灌混凝土X形圆钢管节点轴压承载力。
结合国内外现有的相关研究和规范，提出了大尺度矩形开孔钢梁构造措施的建议。在对大尺度矩形孔钢梁数值分析的基础上，对影响开孔钢梁截面应力分布的开孔参数进行了进一步分析，提出了开孔截面和开孔影响区域截面正应力和剪应力的简化计算方法和计算式，给出了矩形孔钢梁强度计算的设计方法；分析了矩形开孔钢梁的稳定验算准则，并给出了近似处理方式；参照蜂窝梁挠度的计算方法，提出了开孔钢梁挠度的近似计算方法，并按最不利情况给出了开孔钢梁挠度修正系数的计算式；结合算例验证了设计建议的可靠性和实用性。
设计了4根梯形波纹腹板焊接H形钢试件，依据GB 50017—2003《钢结构设计规范》的相关规定进行疲劳性能试验，并特别考虑了GB 50278—2010 《起重设备安装工程施工及验收规范》中吊车梁安装偏差的相关规定。通过ANSYS有限元分析验证试件破坏形式的合理性。研究结果表明：对于CECS 291:2011 《波纹腹板钢结构技术规程》中推荐波形的梯形波纹腹板H形钢，其疲劳性能优于平腹板H形钢，疲劳设计中可按3类钢构件进行计算，且不考虑腹板波纹转折引起的应力集中及安装偏差等施工因素的影响。
作为建立压弯钢拱平面外稳定承载力设计方法的第一步，综合考虑拱截面形式、初始几何缺陷、残余应力、矢跨比及拱脚条件的影响，通过弹塑性有限元分析，对均匀受压圆弧拱的平面外稳定承载力进行了数值分析，获得了平面外稳定设计曲线。研究表明：保向力作用下钢拱的平面外初始刚度及稳定承载力明显低于向心力作用下的相应结果，是一种较为不利的工况；相比几何初始缺陷和残余应力，矢跨比和拱脚条件对均匀受压圆弧拱平面外稳定承载力影响较大；通过引入拱正则化长细比，统一了不同矢跨比和拱脚条件的均匀受压圆弧拱的平面外稳定设计曲线的表达式；对于热轧圆钢管截面、焊接箱形截面、焊接工字形截面圆弧拱，可以采用GB 50017—2003《钢结构设计规范》中的b类、c类和d类截面的柱子曲线计算其平面外稳定承载力。
采用地聚物替代环氧类胶粘剂对混凝土梁进行碳纤维布加固。首先通过地聚物的拉伸剪切试验和粘贴碳纤维布的水泥砂浆试块的双剪试验，比较了不同温度下地聚物和环氧类胶粘剂的拉伸剪切强度和粘结性能；随后开展了4根碳纤维布加固混凝土梁和1根未加固混凝土梁的常温对比试验，验证了采用地聚物粘贴碳纤维布加固混凝土梁的有效性。研究结果表明：地聚物的耐高温性能明显优于环氧类胶粘剂；常温下采用地聚物粘贴单层碳纤维布加固混凝土梁的承载能力与采用环氧类胶粘剂时相差不大。
通过弯曲疲劳试验研究了超高韧性水泥基复合材料（UHTCC）的弯曲疲劳寿命、疲劳变形以及破坏特征等。试验结果表明：疲劳荷载作用下，UHTCC也会产生多条裂缝，随应力水平降低，裂缝数目减少，使得其变形能力减弱；疲劳破坏后，试件断面可分为3个不同区域，且不同应力水平下，纤维的拔出破坏和拉断破坏比例不同。UHTCC疲劳寿命服从双参数的威布尔分布，根据威布尔参数拟合的S-N双对数方程呈明显的双线性特征，原因是在低周与高周疲劳荷载循环作用下UHTCC中PVA纤维发挥作用的程度有所不同。
模拟大震主、余震地震动作用，开展了石膏模型的三层三跨地铁地下车站结构地震破坏特性的振动台试验，测试与分析了可液化地基土的加速度、振动孔压、地表震陷和模型车站结构的加速度、水平向相对位移、应变、侧墙动土压力反应及其空间效应，再现了喷水冒砂、地表裂缝、震陷及模型车站结构上浮、构件裂缝及局部破损等宏观震害现象。研究结果表明：在主震作用时，地基土液化持续时间长、振动孔压消散趋势不明显，地基土的加速度放大效应降低，液化地基呈现出显著的减震与低频集中效应；余震作用时地基土振动孔压的消散较为明显；模型结构峰值加速度反应沿高度增大，侧墙动土压力反应沿高度呈中间小、两端大的分布模式；模型结构中柱的峰值应变反应最大，且中柱左右两侧的峰值应变与损伤程度沿高度呈S形分布；可液化地基土与模型车站结构的地震反应存在显著的空间效应现象。
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