宋微微 ， 梁樞果 ， 鄒良浩 ， 溫四清

(1.武漢大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，武漢 430072；2.中信集團(tuán)武漢市建筑設(shè)計院，武漢 430014)

某菱形截面紀(jì)念碑風(fēng)致氣彈響應(yīng)風(fēng)洞試驗研究

宋微微1， 梁樞果1， 鄒良浩1， 溫四清2

(1.武漢大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，武漢 430072；2.中信集團(tuán)武漢市建筑設(shè)計院，武漢 430014)

對某高100 m的菱形截面紀(jì)念碑進(jìn)行剛性模型多點(diǎn)同步掃描測壓與擺式氣彈模型測振風(fēng)洞試驗，進(jìn)而在測壓數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上建立頻域風(fēng)荷載模型并采用隨機(jī)振動分析方法計算結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)，同時應(yīng)用隨機(jī)減量技術(shù)(RDT)識別了該氣彈模型風(fēng)致振動時的氣動阻尼比。當(dāng)在頻響函數(shù)中考慮氣動阻尼比后的風(fēng)振響應(yīng)計算結(jié)果和氣彈模型試驗值具有很好的一致性。由于實(shí)際結(jié)構(gòu)振型與擺式模型線性振型存在差異，用振型修正系數(shù)修正氣彈模型試驗結(jié)果可得到實(shí)際結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)。分析結(jié)果表明，剛性模型測壓建立荷載模型，結(jié)合氣彈模型測振識別氣動阻尼，代入實(shí)際結(jié)構(gòu)頻域響應(yīng)計算方法能夠較精確地評估強(qiáng)風(fēng)作用下低頻小阻尼高聳結(jié)構(gòu)的風(fēng)致氣彈響應(yīng)。

紀(jì)念碑； 擺式氣彈模型；風(fēng)致氣彈響應(yīng)；氣動阻尼比；線性振型

紀(jì)念碑是一種特殊的高聳結(jié)構(gòu)，尤其是鋼結(jié)構(gòu)紀(jì)念碑具有高寬比大、頻率低、阻尼小的特點(diǎn)，是典型的風(fēng)敏感結(jié)構(gòu)，在強(qiáng)風(fēng)作用下極易產(chǎn)生大幅度振動。大量試驗與實(shí)測數(shù)據(jù)顯示[1]，對于頻率低、阻尼小的高聳鋼結(jié)構(gòu)在強(qiáng)風(fēng)下的風(fēng)致振動評估應(yīng)該考慮氣動彈性效應(yīng)，尤其是氣動阻尼的影響。如忽略氣動阻尼的影響，僅根據(jù)剛性模型風(fēng)壓測試數(shù)據(jù)計算高聳鋼結(jié)構(gòu)在強(qiáng)風(fēng)作用下的風(fēng)振響應(yīng)，得到的結(jié)果與實(shí)際情況有較大的偏差[2-3]。

某鋼結(jié)構(gòu)紀(jì)念碑高100 m，截面為菱形。為了精確地評估該結(jié)構(gòu)在強(qiáng)風(fēng)作用下的風(fēng)致氣彈響應(yīng)與抗風(fēng)性能，本文作者采用剛性模型多點(diǎn)同步測壓技術(shù)和雙向擺式氣彈模型測振技術(shù)對該紀(jì)念碑風(fēng)致響應(yīng)進(jìn)行風(fēng)洞實(shí)驗研究。根據(jù)氣動彈性模型試驗數(shù)據(jù)，運(yùn)用隨機(jī)減量技術(shù)識別結(jié)構(gòu)氣動阻尼比，并且結(jié)合剛性測壓模型的風(fēng)荷載輸入，基于頻域隨機(jī)振動理論計算了強(qiáng)風(fēng)下考慮氣動阻尼比的結(jié)構(gòu)一階線性振型頂部位移和加速度均方根響應(yīng)，計算結(jié)果與氣動彈性模型試驗值有很好的一致性，證明該鋼結(jié)構(gòu)紀(jì)念碑在強(qiáng)風(fēng)作用下的氣動彈性效應(yīng)不可忽略。在此基礎(chǔ)上，對線性振型進(jìn)行修正，可以得到較精確的該紀(jì)念碑結(jié)構(gòu)風(fēng)致氣彈響應(yīng)。

1 風(fēng)洞實(shí)驗概況

1.1 風(fēng)場的模擬

本次試驗在湖南大學(xué)HD-2風(fēng)洞試驗室第一試驗段進(jìn)行。該試驗段長17 m，寬3 m、高2.5 m。采用檔板、尖塔、粗糙元等裝置來模擬大氣邊界層風(fēng)場，本次試驗?zāi)M建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范中的C類地貌，風(fēng)剖面地面粗糙度指數(shù)α=0.22。在模型放置中心測得的風(fēng)速剖面、湍流度剖面如圖1(a)和圖1(b)所示，湍流度剖面與我國荷載規(guī)范(GB50009-2012)比較吻合，邊界層順風(fēng)向風(fēng)速譜和 Karman 譜擬合較好，如圖1(c)所示。

1.2 工程背景

某紀(jì)念碑為菱形截面雙層鋼結(jié)構(gòu)體系，內(nèi)筒各層平面不變，外筒自下而上逐漸收小。立面自下向上開有不規(guī)則的三角形鏤空孔洞，外掛花崗巖石材。內(nèi)筒設(shè)置景觀電梯，頂部設(shè)置了三層觀景平臺。模型外觀及風(fēng)洞試驗風(fēng)向角定義見圖2。

圖1 風(fēng)場模擬Fig.1 Wind field simulation

1.3 氣彈模型試驗設(shè)計

采用ANSYS軟件的beam188單元建立結(jié)構(gòu)有限元模型，進(jìn)行模態(tài)分析得到原結(jié)構(gòu)在X軸向和Y軸向振型互不耦聯(lián)，一階頻率分別為0.65 Hz(X軸向)和0.73 Hz(Y軸向)，圖3為實(shí)際結(jié)構(gòu)X軸向和Y軸向第一振型曲線。由于結(jié)構(gòu)振型稀疏，根據(jù)剛性模型同步測壓試驗的分析結(jié)果顯示，風(fēng)振位移響應(yīng)的X軸向和Y軸向一階模態(tài)響應(yīng)的能量占各階模態(tài)動態(tài)位移總響應(yīng)能量的99%以上，表明該結(jié)構(gòu)的風(fēng)振響應(yīng)是由基階模態(tài)控制的，因此雙向擺式氣彈模型可以滿足工程精度要求。試驗風(fēng)速為2 -11 m/s(對應(yīng)實(shí)際風(fēng)速為20 -110 m/s)。

圖2 試驗?zāi)Ｐ图帮L(fēng)向角示意圖Fig.2 Test model and wind direction diagram

圖3 實(shí)際結(jié)構(gòu)基階振型曲線Fig.3 Structural X axial and Y-axial mode shape and frequency

氣彈模型幾何縮尺比取1∶100，進(jìn)而根據(jù)相似理論可以確定其他參數(shù)的相似比值(表1)。對于小振幅擺動，質(zhì)量相似只需模擬結(jié)構(gòu)繞基底的轉(zhuǎn)動慣量。原結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)動慣量為3.10×109kg·m2，氣彈模型重652 g，計算得1.0 kg配重質(zhì)量塊的位置在距離萬向節(jié)轉(zhuǎn)動中心40 cm處。正交方向上的四根彈簧模擬結(jié)構(gòu)側(cè)向彎曲變形剛度，X軸向、Y軸向彈簧的彈性系數(shù)設(shè)計值分別為1 130.6 N/m和1 432.1 N/m，選用型號d×D2×L=2×18×27和2×18×100的拉伸彈簧，彈性系數(shù)經(jīng)標(biāo)定，與預(yù)期值非常接近。由建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范[4]結(jié)構(gòu)阻尼比取0.01，氣彈模型系統(tǒng)的阻尼比通過反復(fù)調(diào)節(jié)阻尼片浸入油池的深度來實(shí)現(xiàn)。圖4為氣彈模型底部支撐系統(tǒng)的設(shè)計構(gòu)造圖。為避免測量儀器對流場的干擾，加速度傳感器和激光位移計放置在風(fēng)洞地面以下離轉(zhuǎn)軸21.1 cm處，分別測量X軸向和Y軸向的加速度和位移響應(yīng)。

表1 擺式氣彈模型的相似比值

圖4 氣彈模型裝置示意圖Fig.4 Aero-elastic model device diagram

圖5 自由振動測試Fig.5 Free vibration test

吹風(fēng)前，進(jìn)行敲擊試驗得到結(jié)構(gòu)兩個主軸向的有阻尼自由振動衰減曲線，進(jìn)行FFT變換得到氣彈模型的X軸向和Y軸向一階固有頻率分別為6.3 Hz和7.2 Hz,自由振動測試結(jié)果見圖5。根據(jù)基于自由振動衰減曲線的阻尼比計算公式:

(1)

計算的X軸向和Y軸向一階模態(tài)結(jié)構(gòu)阻尼比分別為0.009 5和0.009 3;與設(shè)計值誤差都在10%以內(nèi)。式中，Am，An+m分別為第m和第m+n個波形振幅，n為波形個數(shù)。

2 試驗數(shù)據(jù)處理

2.1 隨機(jī)減量法

本文通過擺式氣彈模型風(fēng)洞試驗測得結(jié)構(gòu)兩個主軸向的一階位移和加速度響應(yīng)，采用隨機(jī)減量技術(shù)[5-6]識別了結(jié)構(gòu)的一階氣動阻尼比。隨機(jī)減量方法(RDT)的基本原理是利用樣本平均法，去掉樣本中的隨機(jī)成分，獲得一定初始激勵下振動系統(tǒng)的自由衰減響應(yīng)，由此計算得到系統(tǒng)的阻尼比。為了消除響應(yīng)信號中混雜的低頻和高頻分量，使用帶通濾波器對響應(yīng)信號進(jìn)行預(yù)處理。濾波器上下截止頻率依據(jù)結(jié)構(gòu)固有頻率進(jìn)行選取。利用隨機(jī)減量技術(shù)識別出模型在風(fēng)場中振動的一階總阻尼比ξ1，減去自由振動得到的一階結(jié)構(gòu)阻尼比ξs1即得到一階氣動阻尼比ξa1=ξ1-ξs1

2.2 頻域風(fēng)振響應(yīng)計算方法

本次氣彈模型試驗在典型風(fēng)向角下，試驗風(fēng)速范圍內(nèi)結(jié)構(gòu)X軸向、Y軸向響應(yīng)時程曲線都為隨機(jī)過程。依據(jù)隨機(jī)振動理論[7]，廣義荷載譜和廣義質(zhì)量由下式計算得到：

(2)

(3)

式中,Sk(z,n)為實(shí)際結(jié)構(gòu)荷載譜密度函數(shù)，由剛性模型測壓實(shí)驗數(shù)據(jù)，經(jīng)面積加權(quán)平均得到[8]，φi(z)為第i振型的振型函數(shù)。

結(jié)構(gòu)沿x軸向、y軸向第i階振型位移均方根響應(yīng)和加速度均方根響應(yīng)由下式計算：

k=x,y

(4)

k=x,y

(5)

采用SRSS方法計算各軸向最大動態(tài)位移響應(yīng)和最大加速度響應(yīng)為

(6)

(7)

式中，μ為峰因子，按99.8%的保證率，取3。

(8)

為第i振型頻響函數(shù)。

該結(jié)構(gòu)在X軸向和Y軸向二階模態(tài)頻率已分別達(dá)到2.91 Hz和3.41 Hz, 如前述，二階以上的各高階模態(tài)對該結(jié)構(gòu)X軸向和Y軸向動態(tài)位移及加速度的貢獻(xiàn)都不大，僅考慮一階模態(tài)的貢獻(xiàn)就可以達(dá)到較高的精度。同時，在表面風(fēng)壓測試數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上對該結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)風(fēng)振響應(yīng)進(jìn)行了分析，顯示扭轉(zhuǎn)振動對該結(jié)構(gòu)的風(fēng)振響應(yīng)貢獻(xiàn)極小，可略去不計。

結(jié)構(gòu)的氣彈效應(yīng)包括氣動質(zhì)量、氣動剛度和氣動阻尼。分析表明[9-10]，對于高層、高聳結(jié)構(gòu)，氣動質(zhì)量和氣動剛度的影響很小可忽略，在表達(dá)式(8)中令i階模態(tài)阻尼比ξi=ξis+ξia,則計算結(jié)果為考慮氣彈效應(yīng)的風(fēng)振響應(yīng)，如令ξi=ξis，則計算結(jié)果為不考慮氣彈效應(yīng)的風(fēng)振響應(yīng)，式中ξis,ξia分別為i階模態(tài)結(jié)構(gòu)阻尼比和氣動阻尼比。

3 試驗結(jié)果分析

氣彈模型風(fēng)洞試驗現(xiàn)象觀測顯示，在試驗風(fēng)速范圍內(nèi)，各風(fēng)向角氣彈模型均未發(fā)生渦激共振現(xiàn)象。通過分析風(fēng)振響應(yīng)均方根得到，兩個主軸向均方根響應(yīng)隨風(fēng)速增加單調(diào)遞增，沒有出現(xiàn)明顯共振峰；0°風(fēng)向角橫風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng)大于順風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng)，90°風(fēng)向角順風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng)大于橫風(fēng)向風(fēng)振響應(yīng)，其他風(fēng)向角同樣是X軸向響應(yīng)大于Y軸向響應(yīng)，X軸向與Y軸向的均方根風(fēng)振響應(yīng)比值都在2以內(nèi)。

3.1 氣動阻尼比分析

由上述方法識別的氣動阻尼比隨折算風(fēng)速的變化曲線見圖6。橫坐標(biāo)V/n0D表示折算風(fēng)速,V為參考點(diǎn)風(fēng)速,n0為該軸向的固有頻率,D為迎風(fēng)面投影寬度。由圖可見，不同風(fēng)向角的X軸向和Y軸向氣動阻尼比在折算風(fēng)速20以內(nèi)都為正值，絕大部分值都位于0-0.05之間。0°風(fēng)向角，氣動阻尼比在折算風(fēng)速4附近出現(xiàn)峰值以后，氣動阻尼比急劇降低，折算風(fēng)速達(dá)到7時，順風(fēng)向氣動阻尼比隨風(fēng)速的變化趨于平緩，橫風(fēng)向氣動阻尼比緩慢增大，直到折算風(fēng)速大于16以后，橫風(fēng)向氣動阻尼比回落；90°風(fēng)向角，氣動阻尼比在折算風(fēng)速4附近出現(xiàn)峰值以后，順風(fēng)向氣動阻尼比趨于平緩，橫風(fēng)向氣動阻尼比隨風(fēng)速增加急劇降低。在100年重現(xiàn)期極值風(fēng)速作用下，90°風(fēng)向角的氣動阻尼比明顯大于其他風(fēng)向角的氣動阻尼比。

因為識別的氣動阻尼比跳躍性比較大，為便于工程應(yīng)用取值，對各個風(fēng)向角的氣動阻尼比做多項式回歸擬合分析，經(jīng)反復(fù)篩選，取四次多項式擬合氣動阻尼比。

ξa=a1(V/n0D)4+a2(V/n0D)3+

a3(V/n0D)2+a4(V/n0D)+a5

(9)

其中待定系數(shù)a1～a5用最小二乘法擬合得到。

對各風(fēng)向角擬合得到的氣動阻尼比參數(shù)見表2。

表2 紀(jì)念碑氣動阻尼比參數(shù)擬合結(jié)果

為檢驗回歸效果，定義復(fù)相關(guān)系數(shù)R2為

(10)

圖6 氣動阻尼比隨折算風(fēng)速的變化圖Fig.6 Aerodynamic damping ratios versus reduced wind velocities

圖7 氣動阻尼比擬合結(jié)果Fig.7 Fitting results of aerodynamic damping ratios

3.2 氣動阻尼對風(fēng)振響應(yīng)的影響

為研究氣動阻尼對結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)的貢獻(xiàn),采用上述頻域計算方法，在頻響函數(shù)中分別考慮氣動阻尼比和不考慮氣動阻尼比計算結(jié)構(gòu)頂部位移和加速度均方根響應(yīng)，并與氣彈模型試驗值比較。圖8-圖13分別給出0°、90°和60°風(fēng)向角頂部位移和加速度均方根響應(yīng)比較圖。實(shí)線表示氣彈模型實(shí)驗值。從圖中可以看出，采用實(shí)際結(jié)構(gòu)第一振型、結(jié)構(gòu)阻尼比計算結(jié)果，與氣彈模型實(shí)驗值差別比較大;當(dāng)考慮氣動阻尼比后，得到的計算結(jié)果減小很多，與氣彈模型實(shí)驗值更接近;當(dāng)考慮了氣動阻尼比，并且第一振型采用線性振型的計算結(jié)果，與氣彈模型實(shí)驗值具有相當(dāng)好的一致性。在60°風(fēng)向角，風(fēng)向與截面邊長接近垂直。X軸和Y軸的氣動阻尼比對風(fēng)振響應(yīng)的影響相當(dāng)。90°風(fēng)向角，氣動阻尼比對風(fēng)振響應(yīng)的影響最明顯，因為90°風(fēng)向角的氣動阻尼在大部分風(fēng)速范圍內(nèi)大于其他風(fēng)向角。從圖8-圖13很容易看出，氣動阻尼比對加速度響應(yīng)的影響比對動態(tài)位移響應(yīng)的影響更大。其他風(fēng)向角的情況類似，在此不一一列舉。圖14所示為該紀(jì)念碑觀景平臺在不同風(fēng)向角10年一遇極值風(fēng)速作用下，考慮和不考慮氣動阻尼比的加速度響應(yīng)計算結(jié)果比值。圖15所示為該紀(jì)念碑頂部在不同風(fēng)向角100年一遇極值風(fēng)速作用下，考慮和不考慮氣動阻尼比的位移均方根響應(yīng)計算結(jié)果比值(計算式為公式(11)、(12))。由圖14、圖15可見，考慮氣動阻尼后，加速度均方根響應(yīng)降低35%-60%，位移均方根響應(yīng)降低20%-40%。對該紀(jì)念碑鋼結(jié)構(gòu)而言，不考慮氣動阻尼，會嚴(yán)重高估結(jié)構(gòu)的風(fēng)振響應(yīng)，使設(shè)計偏保守。

Ratioacc=

(11)

Ratiodisp=

(12)

圖8 0°風(fēng)向角頂部位移均方根響應(yīng)圖Fig.8 The top displacement RMS response versus reduced wind velocities at wind direction of 0 degree

圖9 0°風(fēng)向角觀景平臺加速度均方根響應(yīng)圖Fig.9 The viewing platform acceleration RMS response versus reduced wind velocities at wind direction of 0 degree

圖10 90°風(fēng)向角頂部位移均方根響應(yīng)圖Fig.10 The top displacement RMS response versus reduced wind velocities at wind direction of 90 degree

圖11 90°風(fēng)向角觀景平臺加速度均方根響應(yīng)圖Fig.11 The viewing platform acceleration RMS response versus reduced wind velocities at wind direction of 90 degree

圖12 60°風(fēng)向角頂部位移均方根響應(yīng)圖Fig.12 The top displacement RMS response versus reduced wind velocities at wind direction of 60 degree

圖13 60°風(fēng)向角觀景平臺加速度均方根響應(yīng)圖Fig.13 The viewing platform acceleration RMS response versus reduced wind velocities at wind direction of 60 degree

圖14 考慮氣動阻尼比和未考慮氣動阻尼比加速度均方根響應(yīng)比值圖Fig.14 The ratios of acceleration RMS responses with and without aerodynamic damping

圖15 考慮氣動阻尼比和未考慮氣動阻尼比位移均方根響應(yīng)比值圖Fig.15 The ratios of displacement RMS response with and without aerodynamic damping

3.4 線性振型修正系數(shù)

從圖8-圖13可以看出振型對風(fēng)振響應(yīng)有20%左右的影響。由于擺式氣彈模型將結(jié)構(gòu)一階振型簡化為線性振型，實(shí)際結(jié)構(gòu)基階彎曲振型與線性振型差別較大時，必須對擺式氣彈模型測得的響應(yīng)進(jìn)行修正得到實(shí)際結(jié)構(gòu)的響應(yīng)[11]。本文定義修正系數(shù)(correction factor )為

k=x,y

(13)

k=x,y

(14)

修正系數(shù)隨風(fēng)速增大而增大，在100年重現(xiàn)期極值風(fēng)速作用下，典型風(fēng)向角下的氣彈模型的振型修正系數(shù)見表3(加速度為最高觀景平臺的加速度響應(yīng)，位移為結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)的位移均方根響應(yīng))。

表3 擺式氣彈模型的振型修正系數(shù)

由上表分析可得，該結(jié)構(gòu)各風(fēng)向角100年重現(xiàn)期極值風(fēng)速下風(fēng)振響應(yīng)振型修正系數(shù)在1.15-1.28之間。位移響應(yīng)振型修正系數(shù)略大于加速度響應(yīng)振型修正系數(shù)，位移振型修正系數(shù)在1.24左右，加速度振型修正系數(shù)在1.18左右。

4 結(jié) 論

在剛性模型測壓和雙向擺式氣彈模型風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)上，對某菱形截面鋼結(jié)構(gòu)紀(jì)念碑的氣彈風(fēng)振響應(yīng)進(jìn)行對比分析，得出以下主要結(jié)論：

(1) 對鋼結(jié)構(gòu)紀(jì)念碑這類高寬比大、結(jié)構(gòu)阻尼小、頻率低的高聳結(jié)構(gòu)，氣動阻尼比對結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)，特別是對加速度響應(yīng)的影響很大，僅根據(jù)剛性模型測壓得到風(fēng)荷載，不考慮氣動阻尼比的風(fēng)振響應(yīng)計算結(jié)果嚴(yán)重失真，通常情況下可高估風(fēng)振響應(yīng)20%-60%。

(2) 通過擺式氣彈模型風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)識別氣動阻尼，代入剛性模型測壓基礎(chǔ)上的頻域風(fēng)振響應(yīng)計算方法，相同參數(shù)下得到的計算結(jié)果與擺式氣彈模型風(fēng)振響應(yīng)試驗值吻合相當(dāng)好。因此，通過擺式氣彈模型試驗對不同截面的鋼結(jié)構(gòu)高聳結(jié)構(gòu)在典型風(fēng)場中各工況下的雙軸向氣動阻尼進(jìn)行識別和回歸分析，可提出具有一定普遍性的氣動阻尼計算公式，用于高聳鋼結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)設(shè)計。

(3) 對于一階模態(tài)對風(fēng)振響應(yīng)的貢獻(xiàn)占統(tǒng)治地位的高聳鋼結(jié)構(gòu)，雙向擺式氣彈模型風(fēng)洞試驗結(jié)果考慮振型修正系數(shù)后，可以用于實(shí)際工程抗風(fēng)設(shè)計。對于本文中的菱形鋼結(jié)構(gòu)紀(jì)念碑，100年重現(xiàn)期風(fēng)荷載下，加速度振型修正系數(shù)在1.18左右，位移振型修正系數(shù)在1.24左右。

(4) 本文的分析表明，剛性模型測壓建立荷載模型，結(jié)合氣彈模型測振識別氣動阻尼，代入實(shí)際結(jié)構(gòu)頻域響應(yīng)計算方法能夠較精確地評估強(qiáng)風(fēng)作用下低頻小阻尼高聳結(jié)構(gòu)的風(fēng)致氣彈響應(yīng)。

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Wind-induced aero-elastic responses of a monument with a rhombic cross-section

SONG Wei-wei1, LIANG Shu-guo1, ZOU Liang-hao1,WEN Si-qing2

(1.School of Civil Engineering and Architecture，Wuhan University, Wuhan 430072，China；2.Wuhan Architectural Design Institute, Wuhan 430014，China)

Wind tunnel tests of surface pressure scanning with a rigid model and vibration measurement with a stick-like aero-elastic model for a 100-meter-high monument with diamond-shaped cross-section were conducted, and then its frequency domain wind load model was established based on the pressure measurement data and the wind-induced response of the structure was calculated with the method of random vibration theory. Meanwhile, the aerodynamic damping ratio were identified by applying the random decrement technique (RDT). When the aerodynamic damping ratios were considered in the structural complex frequency response function, the calculation results of the wind-induced dynamic responses agreed well with the aero-elastic model test ones. Due to the difference between the structural actual modal shape and the linear modal shape of the stick-like aero-elastic model, modal shape correction factors were adopted to modify the aero-elastic model test results, and then the actual structural responses were acquired. The analysis results showed that the frequency domain response analysis method of a actual high-rise structure with a wind load model established using the surface pressure scanning test of a rigid model, combined with an aerodynamic damping identification using the aero-elastic model vibration measurement test, can be used to accurately assess the wind-induced aero-elastic responses of high-rise structures with low frequency small damping under strong wind actions.

monument; stick-like aero-elastic model; wind induced aero-elastic response; aerodynamic damping ratio; linear modal shape

國家自然科學(xué)基金項目(50678137)

2013-03-05 修改稿收到日期：2013-05-15

宋微微 女，博士生，1987年生

梁樞果 男，教授，博士生導(dǎo)師，1950年生

TU393. 2；TU317+.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2014.08.016