7.2.2. Параметры реакции. Рассмотрим некоторые характеристики сооружения, микрометеорологических и аэродинамических параметров, которые используются при определении реакции сооружения в направлении ветра, чтобы разъяснить проектировщику назначение данных параметров и помочь ему выбрать их значения.
Относительное демпфирование ζ1. Значения, предлагаемые для коэффициентов для стальных и железобетонных каркасов, равны соответственно 0,01 и 0,02 [7.8 и 7.9]. Меньшие значения, возможно, следует использовать, например, для стальных сварных вытяжных труб некоторых типов предварительно напряженных конструкций или для сооружения с внешней пространственной рамой (рамная труба). В дополнение к демпфированию самой механической системы можно также, вообще говоря, учитывать и аэродинамическое демпфирование, которое способствует уменьшению резонансных колебаний. Оно связано с изменениями относительных скоростей частиц воздуха, обтекающих здание, поскольку последнее колеблется около среднего положения, принимаемого им при деформации от ветровой нагрузки. Очевидно, учет влияния аэродинамического демпфирования не пойдет в запас при расчете сооружений, и поэтому им пренебрегают в [7.8 и 7.9] а также в данной работе.
Параметры, характеризующие шероховатость поверхности местности, z0, zd. Изменение среднего значения скорости ветра в зависимости от высоты определяется двумя параметрами: параметром шероховатости z0 и высотой вытеснения zd (7.6). Параметр шероховатости физически можно рассматривать как характеристику размера турбулентного вихря у поверхности земли. Для расчета сооружений, расположенных в различных типах местности, предлагаются следующие значения z0:
В городах со сплошной застройкой (или в лесах) здания (или деревья) препятствуют течению воздуха вблизи поверхности земли, поэтому развитие среднего потока по высоте начинается с некоторого уровня, называемого высотой вытеснения, которая немного ниже средней высоты окружающих зданий (или деревьев). При расчетах можно принимать, что высота вытеснения равна нулю для побережья и открытой местности, а при значениях z0 также и для застроенной местности.
Параметры убывания экспоненты Су, Сz. Пространственная взаимная корреляция узкополосных процессов пульсаций давлений поперек воздушного потока (5.103) характеризует степень согласованности действия давлений, приложенных в различных точках одной и той же поверхности здания. Чем меньше значения параметров Су и Cz в выражении для взаимной корреляции, тем более согласованным будет действие таких давлений и, следовательно, тем больше будет реакция сооружения.
На основе результатов испытаний в аэродинамической трубе в [7.10] было предложено принять Су=16 и Сz = 10. В методики, приведенные здесь, заложены именно эти значения. Однако, как указывается в разд. 2.3, натурные измерения не всегда подтверждают это допущение. В разд. 7.4 будет показано, что влияние изменений значений Су и Сz на 30—40% на общую величину реакции сооружения в направлении ветра обычно относительно невелико
* Применимы для сооружений, подверженных прямому воздействию ветра со стороны открытого водного пространства.
** Значения z0, которые следует использовать только при допущении, что zd = 0.
(реакция изменяется примерно на 5—10%), тогда как влияние этих изменений на ускорения может быть существенным.
Динамическая скорость и* (или скорость трения, сдвига) характеризует силу ветра над местностью при заданной шероховатости поверхности. Если средняя скорость ветра на установленной стандартной высоте над поверхностью земли zr известна, то и* можно получить при помощи выражения (7.6):
В работах по метеорологии наиболее часто стандартная высота составляет Zr = 10 м.
При проектировании высоких зданий целесообразно использовать средние скорости ветра, осредненные на интервале времени в 1 ч (см. подразд. 2.3.2), поэтому в этой главе символом U обозначим средние скорости с часовым осреднением. Если установлено, что средние скорости ветра Ut получены осреднением на интервале времени t, который не равен 1 ч, то средние скорости ветра, отвечающие осреднению в 1 ч, могут быть получены с помощью рис. 2.12.
Для удобства проведения расчетов информация, представленная в виде графика (см. рис. 2.12), дополнительно приводится в виде приближенных значений отношения максимальной скорости с интервалом осреднения t к скорости с часовым осреднением (на высоте 10 м над поверхностью земли для открытой местности):
Для значений t, не приведенных здесь, разрешается пользоваться линейной интерполяцией. Если скорость ветра выражается через максимальную скорость (в милях/ч) Uf как это делается в [7.8], то интервал осреднения в секундах задается в виде t = 3600/Uf (7.9).
Как указывается в гл. 2, замедление потока, обусловленное увеличением шероховатости поверхности местности, приводит к тому, что средние скорости для застроенной местности меньше (при любом данном крупномасштабном циклоне), чем средние скорости для открытой местности, взятые на одинаковом уровне. Так как климатологическая информация о ветре обычно задается в виде скоростей ветра, измеренных на открытой местности (как правило, на метеорологических станциях, расположенных в аэропортах), возникает вопрос о преобразовании этой информации в скорости ветра, соответствующие застроенной местности.
Как показано в подразд. 2.2, эта задача решается следующим образом.
Пусть u*1 и z01 обозначают соответственно динамическую скорость и параметр шероховатости для открытой местности, а u* — динамическую скорость для местности с параметром шероховатости z0. Для параметров шероховатости, приведенных на с. 205, средние значения отношений динамической скорости для различных типов местности к динамической скорости u*1 для открытой местности при z01 = 0,07 и средние значения коэффициента β будут:
Продолжительность шторма Т. Этот параметр включен в выражения (5.66) и (5.69), которые, в сущности, указывают на то, что ожидаемые максимальные значения динамических реакций возрастают с увеличением продолжительности шторма. Принимаемая в расчетах продолжительность шторма фактически заложена в использовании расчетных средних скоростей с часовым осреднением, т. е. Т = 3600 с.
Средние значения коэффициентов давления и отсоса Cw и Сl зависят от формы сооружения (см. гл. 4). Для высоких зданий прямоугольного очертания в плане обычно принимается Cw = 0,8, Сl = 0,5 и СD = Сw + Сl = 1,3.
Коэффициент β [см. выражение (2.54)] служит характеристикой среднего квадрата турбулентных пульсаций для любой заданной динамической скорости Средние значения Р для различных типов местности приведены выше.
7.2.3. Выражения для реакции в направлении ветра. С учетом основных допущений, приведенных выше, и соотношений из разд. 5.3 были получены выражения для реакции сооружения в направлении ветра (7.9—7.30) [7.15]. Для консольных сооружений с сосредоточенной массой (точечного типа) (рис. 7.1) методика определения реакции в направлении ветра сводится к использованию выражений (7.9а)—(7.20а) и (7.21)—(7.30). Для зданий с основной собственной формой колебаний, приближенно определяемой в виде прямой линии (рис. 7.2), эта методика заключается в использовании выражений (7.9б)—(7.20б) и (7.21)—(7.30), где 
7.3. Программы расчета на ЭВМ реакции сооружения в направлении ветра
Рассмотренная в разд. 7.2 методика применима к сооружениям, для которых преобладающее влияние на реакцию от ветровых воздействий оказывают колебания по основной форме, которую приближенно можно рассматривать в виде прямой линии. Эта методика, кроме того, основана на допущениях относительно структуры атмосферного течения и зависимостях между давлениями и скоростями ветра, которые были установлены в разд. 7.2.
Для некоторых сооружений предположения о том, что основная форма колебаний имеет вид прямой линии или что вкладом в реакцию от более высоких форм колебаний можно пренебречь, не выполняются. Кроме того, в ряде случаев может представлять интерес использование микрометеорологических и аэродинамических моделей, отличных от тех, которые были включены в методику разд. 7.2. В таких случаях вместо этой методики для оценки реакции в направлении ветра
следует использовать программу расчета на ЭВМ. При этом вычисление реакции сводится, по существу, к нахождению интегралов в выражениях (5.56), (5.57) и (5.63)—(5.70) включительно, Были разработаны программы для ЭВМ, в которых используются соответствующие процедуры численного интегрирования и в которые характеристики сооружения, микрометеорологическая и аэродинамическая информация включены в виде входных данных или специализированных подпрограмм. Программу [7.11], записанную на магнитную ленту, можно закупить. Другие программы включены в [7.12 и 7.13] или на них имеются ссылки в этих работах.
7.4. Приближения и погрешности при оценке реакции сооружения в направлении ветра
На основе численных методов расчета в этом подразд. даны оценки погрешностей, связанных с факторами неопределенности относительно некоторых характерных особенностей применяемых моделей, и неточностью используемых при этом значений параметров. Расчеты проведены для трех типовых зданий, выбранных в качестве объектов исследования. Их характеристики приведены в табл. 7.1. Было принято, что максимальная скорость ветра vf на высоте 10 м от поверхности земли для открытой местности (z0 = 0,07, м) составляла ~121 км/ч,
7.4.1. Вклад в реакцию за счет колебаний по более высоким собственным формам. Средние квадратические значения динамических перемещений и ускорений были вычислены для зданий типа 1 и 2 при их расположении на открытой местности и в городе. Принятые при этом первые три собственные формы колебаний аналогичны показанным на рис. 5.4. Коэффициенты относительного демпфирования приняты равными ζ1 = ζ2 = ζ3 = 0,01. Расчеты выполнены отдельно для случаев n2/n1 = 1,2, n3/n1 =1,5 и n2/n1 = 2,5 n3/n1 = 5. В табл. 7.2 приведены значения вкладов в реакцию за счет колебаний по более высоким собственным формам (т. е. второй и третьей). В ней также показан вклад от учета взаимной корреляции между формами колебаний. Этот вклад составляет примерно половину значений, приведенных в графах 1 и 5, и был вообще пренебрежимо мал во всех других случаях.
7.4.2. Влияние отклонения от прямой линии основной собственной формы колебаний на расчетное значение реакции. Для оценки влияния
вида кривой, описывающей основную собственную форму колебаний, на реакцию сооружения удобно использовать выражение
выведенное Викери [7.10] на основе допущений о том, что для профиля средней скорости ветра соблюдается степенной закон (2.37) и основная собственная форма колебаний описывается функцией
где σх — среднее квадратическое значение динамических перемещений; х — среднее перемещение; γ — константа; Q—функция геометрических, динамических характеристик сооружения и параметров окружающей среды, не зависящая от γ.
Сугубо приближенно можно принять, что α изменяется от 0,10 для открытой местности до 0,40 для центров крупных городов. Тогда из выражения (7.31) следует, что для α = 0,10 расчетные значения отношения σx/x, которые были вычислены в предположении, что γ =0,5 и γ = 1,5, отличаются приблизительно на 1% от значения этого отношения, найденного в предположении, что γ = 1 (т. е. когда основная собственная форма колебаний имеет вид прямой линии). Для α = 0,4 соответствующие различия составляют примерно около 3%. Отсюда видно, что небольшие отклонения основной собственной формы колебаний от прямой линии оказывают незначительное влияние на расчетное значение отношения σx/x.
7.4.3. Влияние погрешностей в оценке параметра шероховатости на расчетное значение реакции. Для оценки погрешностей, связываемых с неопределенностью относительно истинного значения параметра шероховатости, были вычислены реакции зданий типов 1, 2 и 3 для условий побережья, открытой местности, пригородов с редкой застройкой городов, а также для центров крупных городов. Во всех случаях принято, что высота вытеснения равна нулю. Проведенные вычисления показали, что чувствительность результатов даже к относительно большим (например, 25%) погрешностям в оценке параметров шероховатости невелика, т. е. они отличаются между собой примерно на 5% или даже меньше. Было также отмечено, что перемещения в направлении ветра и соответственно расчетные ветровые нагрузки примерно на 15% больше на побережье, чем на открытой местности.
7.4.4. Спектры в интервале низких частот и реакция сооружения в направлении ветра. Было показано (см. подразд. 2.3), что не существует никакой универсальной зависимости для описания формы кривой спектральной плотности в интервале низких частот и что на безразмерную частоту, соответствующую максимуму спектра, по-видимому, весьма существенное влияние оказывает местоположение площадки и условия проведения измерений: в пограничном слое атмосферы или в лаборатории.
Для оценки влияния этого измерения на величину реакции расчет зданий типов 1, 2 и 3 (см. табл. 7.1) проводился для случаев z0 = 0,07 м, zd = 0 и z0 = 1м; при этом значения безразмерной частоты, соответствующей максимуму спектра (безразмерной «пиковой» частоты), принимались равными fm = 0,03 (2.55) и fm = 0,01, fm = 0,19 [выражения (2.56) и (2.57)]. Отношения [Xмакс]fm/[X]макс]0.03 максимальных реакций, которые вычислены при значениях безразмерной пиковой частоты, равных соответственно fm и 0,03, приведены в табл. 7.3.
Результаты, приведенные в табл. 7.3, дают основания считать, что использование выражения (2.55) (которому соответствует значение fm = 0,03) при расчете сооружений приводит к некоторому запасу. Как уже упоминалось (см. разд. 2.3), согласно данным измерений на высотах между z = 3миz=60 м, fm ≈ 0,02—0,08. Поэтому следует полагать, что появление для здания 3 динамической реакции, соответствующей fm = 0,10 или fm = 0,19, маловероятно. Отметим также, что, согласно выражению (5.96), форма кривой спектральной плотности в интервале низких частот оказывает пренебрежимо малое влияние на величину ускорений.
7.4.5. Корреляция давления поперек потока и реакция сооружения в направлении ветра. Уже отмечалось (см. разд. 2.3 и 7.2), что существует неопределенность относительно истинных значений для атмосферных условий коэффициентов убывания экспоненты Су и Cz. В связи с этим представляет интерес оценить погрешности вычислений реакции в направлении ветра, которым соответствуют возможные ошибки в значениях этих параметров. По этой причине реакции зданий типов 1, 2 и 3 в направлении ветра для открытой местности и крупного города вычислены при Сz = 10, Су = 16 (случай 1 в табл. 7.4), при Cz = 4, Су = 6, 4 (случай 6) и для четырех промежуточных случаев, в которых Cz, Су принимались либо постоянными на всем интервале частот (случай 4), либо имели меньшие значения на низких частотах и более высокие значения вблизи и при превышении основной частоты n1 (случаи 2, 3 и 5). Отношения ri = [Хмакс]i/[Хмакс]1 и ri = [Хмакс]i/[Хмакс]1. где значения, относящиеся к случаям 1 и i, обозначаются соответственно индексами 1 и i (i = i, 2, 3, 4, 5, 6), приведены в табл. 7.4.
Как видно из данных табл. 7.4, изменения значений Су и Cz в интервале низких частот оказывают незначительное влияние на реакцию здания (случаи 1, 2 и 3). Если для частот вблизи основной частоты сооружения или даже превышающих ее значения этих параметров составляют Cz = 6,3, Сy = 10 (случаи 4 и 5), то при этом перемещения примерно на 5—10% выше, чем при Cz = 10, Су — 16 (случаи 1, 2 и 3). Однако для более высоких зданий ускорения колебаний возрастают от 20 до 40%. Если Cz = 4, Су = 6,4 (что соответствует условиям, которые могут возникнуть при умеренных ветрах, обычно наблюдающихся при натурных измерениях реакций высоких зданий), то перемещения примерно на 10—20% выше, чем при Cz = 10, Су = 16, тогда как ускорения колебаний более высоких зданий возрастают на 30—80%. Существенная зависимость коэффициентов убывания экспоненты от скорости ветра (см. рис. 2.9 и 2.10) и чувствительность ускорений в направлении ветра к изменениям значений этих коэффициентов свидетельствуют о том, что необходимо соблюдать известную осторожность при расшифровке данных натурных измерений ускорений зданий и распространения полученных на их основе результатов на конкретные случаи расчета.
8. РЕАКЦИИ СООРУЖЕНИЯ ПОПЕРЕК ВОЗДУШНОГО ПОТОКА И НА КРУЧЕНИЕ
Экспериментально доказано, что сооружения, обтекаемые воздушным потоком, помимо нагрузок в направлении среднего течения испытывают действие сил, направленных поперек потока (называемых также подъемными силами по аналогии с терминами, используемыми при исследовании обтекания крыла самолета). Если точка приложения результирующей ветровой нагрузки не совпадает с центром жесткости сооружения, то возникают аэродинамические моменты. В этом случае сооружение подвергается действию крутящих моментов, которые при определенных условиях могут оказывать значительное влияние на его расчет.
В гл. 6 было показано, что распределение подъемной силы и крутящих моментов, вызываемых действием ветра на некоторые удобообтекаемые тела, и соответствующая реакция сооружения могут быть описаны аналитическими моделями, построенными исходя из основных законов аэродинамики. Однако современное состояние исследований по этой проблеме не позволяет разработать такие модели для гражданских инженерных сооружений, вокруг которых возникают еще не достаточно хорошо изученные сложные течения. Следовательно, анализ и расчет таких сооружений на воздействия поперек потока и кручение должны основываться на эмпирических и полуэмпирических моделях, для которых необходима информация, получаемая при испытаниях в аэродинамической трубе.
Подробное обоснование используемых здесь данных приведено в гл. 4, 5 и 6. Вместе с тем представляется целесообразным кратко рассмотреть некоторые основные особенности возникновения реакции поперек потока и при кручении (см. разд. 8.1).
К числу сооружений, работа которых не отвечала предъявляемым к ним требованиям и которые в ряде случаев даже разрушались под действием подъемных сил и (или) аэродинамических моментов,
относятся гибкие башни и вытяжные трубы, высотные здания и висячие мосты. Эти типы сооружений рассмотрены соответственно в разд. 8.2—
8.4. Отдельные элементы конструкций, тросы и провода линий электропередачи, которые могут быть также чувствительны к аэродинамическим воздействиям, включая возникновение реакции поперек потока и (или) на кручение, рассмотрены в разд. 8.5.
8.1. Механизмы возникновения реакций поперек воздушного потока и на кручение
Тело подвергается действию нагрузок поперек воздушного потока и (или) аэродинамических моментов, если в любой заданный момент времени течение вокруг него асимметрично относительно плоскости, проходящей через ось жесткости этого тела по направлению течения. Удобно разграничить следующие основные случаи асимметричного течения, которые могут встречаться как отдельно, так и в сочетании друг с другом:
1) тело, являющееся предположительно жестким и жестко опертым, не обладает плоскостью симметрии, например крыло самолета, контур которого рассчитан таким образом, чтобы во время полета возникала сила, направленная поперек воздушного потока, или подъемная сила (рис. 8.1);
2) тело, предполагаемое жестким и жестко опертым, имеет плоскость симметрии, однако набегающий поток воздуха не параллелен этой плоскости (рис. 8.2);
3) набегающий поток турбулентен. Поскольку его турбулентные пульсации случайны, в любой заданный момент времени он асимметричен, в частности относительно плоскости, параллельной направлению его распространения. Отметим, что турбулентность набегающего потока сложным образом влияет на характер обтекания тела, как это было показано на ряде примеров в гл. 4 и 6;
4) если тело имеет плохообтекаемую форму (в противоположность удобообтекаемой), тогда поток не следует его контуру, а срывается. Поэтому в спутной струе, которая образуется позади тела, в зависимости от условий, рассмотренных для ряда классических случаев в гл. 4, пульсации потока могут проявлять различную степень периодичности, начиная от гармонических колебаний с одной частотой до развитой турбулентности. В каждом из этих случаев в любой заданный момент времени течение в спутной струе асимметрично (см., например, рис. 4.8).
5) тело совершает упругие динамические перемещения, которые в каждый момент времени вызывают изменения граничных условий потока. С этими изменениями связана асимметричность течения и, следовательно, появление нагрузок, направленных поперек потока и (или) вызывающих кручение. Возбуждаемые таким образом потоком силы появляются в результате упругих перемещений тела и называются самовозбуждающимися. Они в свою очередь вызывают дополнительные упругие динамические перемещения. Этот процесс взаимодействия в определенных условиях может быть расходящимся и в таком случае говорят о возникновении аэроупругой неустойчивости (см. гл. 6).
Все явления, характеризующие колебания поперек воздушного потока и кручение, которые рассмотрены в данной главе, связаны с одним или несколькими описанными выше случаями асимметричности течения. Заметим, что реальные сооружения реагируют не только в одном направлении: вдоль или поперек ветрового потока; скорее наоборот, ветровые воздействия вызывают реакции сооружений одновременно в обоих направлениях.
8.2. Гибкие башни, дымовые и вытяжные трубы
Дымовые и вытяжные трубы, высокие, гибкие здания и башни испытывают колебания поперек воздушного потока и (в некоторых случаях) вращательные колебания, вызванные турбулентностью набегающего потока, пристеночной турбулентностью и переменным давлением, которое сопровождает процесс срыва вихрей. Реакция таких сооружений может быть особенно сильной, когда происходит захватывание частоты образования вихрей собственной частотой сооружения (см. разд. 6.1).
Еще не разработаны приемлемые для практики проектирования сооружений аналитические методы оценки реакции при вихревом возбуждении колебаний. Однако в этой области за последнее время достигнуты определенные успехи. В [8.1] приведена приближенная методика оценки реакции железобетонных конических вытяжных труб. Краткий анализ этой методики дан в подразд. 8.2.1, где также рассмотрены некоторые результаты натурных исследований и экспериментов в аэродинамической трубе. В разд. 8.2 приведен краткий обзор методов уменьшения вызываемых ветром колебаний гибких башен и вытяжных труб.
8.2.1. Оценка реакции при вихревом возбуждении колебаний. Результаты испытаний в аэродинамической трубе и аналитических исследований, опубликованные в [8.1], дают возможность утверждать, что реакция конических труб при вихревом возбуждении колебаний может быть выражена в виде
В выражениях (8.2б) и (8.2д) а = 0,14 для открытой местности, а = 0,25 для пригородной или городской застройки и а ≈0,36 для плотно застроенных центров крупных городов (см. разд. 2.2).
Значения аэродинамических параметров в выражениях (8.2), предложенные в [8.1], составляют: L = D (ze), Cl = 0,2 и Sh = 0,22. Натурные измерения давлений, создающих поперечную силу, которые были выполнены на телевизионной башне в центре Гамбурга [8.2], дали сопоставимые значения для Cl и Sh (рис. 8.3).
Как отмечается в [8.1], приведенную выше методику следует рассматривать как приближенную, использовать ее осторожно и только для железобетонных дымовых труб. К ней следует «относиться критически в случае более легких и обладающих более слабыми демпфирующими свойствами сооружений, например стальных вытяжных труб без футеровки» [8.1]. Более того, даже для железобетонных сооружений эту методику нельзя считать справедливой, если она приводит к значениям реакции σу (ze) > 0,007D (ze).
Реакция вытяжной трубы поперек потока вызывается помимо срыва вихрей также и действием поперечных турбулентных пульсаций скорости, которые происходят в набегающем воздушном потоке (см. подразд. 2.3.4) и в спутной струе. В отличие от реакции, вызванной вихревым возбуждением, реакция вследствие турбулентности потока в поперечном направлении возрастает монотонно с увеличением скорости ветра. На сегодняшний день еще не существует каких-либо установившихся аналитических методик для определения реакции, вызванной поперечной турбулентностью потока.
Полезная экспериментальная информация о реакции железобетонной дымовой трубы на ветровые воздействия в натурных условиях опубликована в [8.3] и в сжатом виде приводится ниже.
Характеристики этой трубы, для которой n1 = 0,26 Гц, п2 = 0,99 Гц, п3 = 2,34 Гц и ζ1=ζ2=ζ3≈ 0,025, показаны на рис. 8.4. Зарегистрированное значение показателя степени для степенного закона, описывающего профиль средней скорости ветра в месте расположения дымовой трубы, составляло а = 0,35. Результаты натурных измерений приведены на рис. 8.5.
Данные проведенных в аэродинамической трубе измерений реакции конической дымовой трубы круглого поперечного сечения в направлении ветра и в поперечном направлении представлены на рис. 8.6
[8.4] в виде отношений максимального значения реакции в направлении потока и в поперечном направлении к среднему значению реакции в направлении ветра.
8.2.2. Снижение колебаний при вихревом возбуждении
Аэродинамические устройства. Для снижения колебаний при вихревом возбуждении обтекаемые тела обычно снабжают различными «подавляющими» устройствами, которые разрушают вихри или уменьшают когерентность их срыва по длине сооружения. Весьма эффективным для этих целей оказалось использование системы спиральных ребер для установки на цилиндрических сооружениях [8.5]. Такая система состоит из трех тонких прямоугольных ребер с шагом спирали, равным 5ø трубы, при высоте ребра в радиальном направлении 0, 10ø трубы (до 0,13ø для очень легких или обладающих малым демпфированием сооружений). Эти ребра устанавливают в верхней части вытяжной трубы на участке от 33 до 40% по высоте. Эффективность работы системы не уменьшается при наличии зазора в 0,005D между ребрами и цилиндрической поверхностью трубы [8.6]. В [8.7] сообщается о замечательных результатах, полученных при использовании этой системы на стальной вытяжной трубе высотой 145 м и диаметром 6 м (при толщине ребер 5 мм, высоте ребра 0,6 м и шаге спирали 30 м) (рис. 8.7). Отметим, что ребра увеличивают лобовое сопротивление трубы, как это видно на рис. 8.8 [8.8].
Для уменьшения когерентности срыва вихрей может быть также эффективным применение перфорированных оболочек (рис. 8.9). Результаты экспериментальных исследований в аэродинамической трубе [8.6]свидетельствуют о том, что колебания значительно снижаются даже тогда, когда такая оболочка экранирует только 25% верхней части испытываемой модели. Оказалось, что наиболее эффективными являются перфорированные оболочки с суммарной площадью проемов от 20 до 36 % (со стороной квадратного отверстия s = 0,052—0.070D), установленные с зазором w = 0,12D.
Механические устройства включают гидравлические демпферы и динамические виброгасители.
Использование гидравлических демпферов для снижения колебаний при вихревом возбуждении рассмотрено в [8.9], а также в [8.7], где сообщается об использовании трех гидравлических автомобильных амортизаторов, установленных в плане под углами 120 0 между вытяжной трубой высотой 47 м и отдельно стоящим сооружением на уровне 18 м.
Динамический виброгаситель представляет собой вторичную колебательную систему, установленную на сооружении в его верхней части. При возбуждении гармонических (или квазигармоничееких) колебаний сооружения динамический виброгаситель будет колебаться в противофазе динамическим перемещениям сооружения и тем самым уменьшит амплитуду его реакции. Основы теории динамических виброгасителей рассмотрены в [8.10, 8.11]. Одним из первых динамических гасителей, использованных для крупного сооружения, был гаситель, запроектированный для Сентерпойнт Тауэр в Сиднее, Австралия. Массой гасителя в этом случае служил резервуар с водой, установленный на этой башне [8.12]. Примеры использования динамических виброгасителей для снижения колебаний башен рассмотрены также в [8.13, 8.14].
Э.Симиу, Р.Сканлан
Воздействие ветра на здания и сооружения
1984
|
