大型煤仓球壳的风致干扰效应研究

针对两座连续排列的大型煤仓球壳的风致干扰效应进行了风洞试验研究,并基于Reynolds时均N-S方程和RSM模型对其进行了CFD数值模拟。将数值模拟结果与风洞试验结果进行了对比分析,两者吻合较好,在此基础上探讨了煤仓球壳之间的风致静力及动力干扰效应,结果表明:静力干扰效应主要表现为阻碍效应,其结果是降低了来流动能,提高了来流湍流度;动力干扰主要表现在增大效应,当受扰建筑处于施扰建筑的下游时,动力干扰效应较大。     

大跨屋盖风荷载的频域特性试验研究

在大气边界层风洞中通过模拟大气边界层风场对广州国际会展中心模型进行测压试验,获得了测点的在36个风向角下的风荷载。对风荷载的功率谱、相关系数、相干函数进行了细致分析,讨论了风场对脉动风压频域特性的影响。得出一些结论：脉动风压功率谱表现很强的漩涡脱落特征,其斯脱罗哈数约为0.295;测点风压相关系数横风向强于顺风向,均随着测点间距的增大而减小,并且边缘区域测点的相关性高于中间区域测点;测点风压的相干系数随着测点距离的增大而减小,且顺风向高于横风向。     

群塔布置对冷却塔整体风荷载和风致响应的不同干扰效应

为探究冷却塔群塔布置对整体风荷载和风致响应的不同干扰机理,通过刚体模型单塔和群塔风洞试验和结构动力响应计算,以风压环向分布模式对阻力系数C_D和子午向拉力F_T的不同影响为基础,对两者的干扰机理分别进行了分析。群塔布置下,目标塔表面风压的干扰效应主要表现为：前塔的遮挡效应（Ⅰ）,主要使迎风区风压均值下降;侧边塔和侧后塔的吸力效应（Ⅱ）,主要使背风区吸力均值增加;前塔和侧前塔的尾流涡激效应（Ⅲ）,主要使迎风区和侧风区的脉动风压增加。这三种效应对C_D和F_T的影响并不相同：C_D主要受迎风区和背风区风压影响,所以效应Ⅰ和效应Ⅱ分别使C_D均值减小和增加,效应Ⅲ则使C_D根方差明显增加;F_T主要受迎风区和侧风区风压影响,所以效应Ⅰ和效应Ⅲ分别使F_T减小和增加,背风区风压的变化对F_T几乎没有影响。与单塔相比,各种群塔组合下F_T增加的主要原因是脉动风压的急剧增加。在工程常用塔间距范围内,干扰效应对风向的敏感性明显大于对塔间距的敏感性,群塔双排布置时的不利风向范围明显大于单排布置。渡桥电厂的群塔双排布置形式和事故当天风向恰使后排塔的风致响应有所增加。     

体育场主看台弧形挑篷风振响应分析的极坐标法

根据体育场主看台弧形挑篷的风荷载和振型函数特点,提出并建立了极坐标下计算主看台弧形挑篷风致振动响应的方法。以一实际体育场主看台弧形挑篷为例,根据风洞试验获得的该结构挑篷的非定常风压,用ANY SY时程方法、CQC频域方法和本文方法计算了其风振响应。结果表明,本文方法有足够的工程精度,比在直角坐标下描述荷载分布特性和响应特性有优势。     

大型冷却塔双塔干扰的风洞试验研究

采用风洞试验方法研究双塔情况下冷却塔的风致干扰问题,通过增加模型表面粗糙度的方法以补偿模型试验的雷诺数效应,应用POD方法进行风压点的插值和加密,计算单双塔的阻力系数、升力系数和底部剪力系数,并分析干扰系数随塔间距、风向角的变化规律。研究表明,单塔情况下,平均阻力系数较大,平均升力系数为零;阻力系数和升力系数的标准差数据相当。双塔情况下,阻力系数的平均值和极大值对应的干扰系数几乎相同;对于升力系数极大值的干扰系数,大部分数据大于1,最大的数据达1.75。     

单个建筑物对平屋面风荷载的干扰效应试验研究

提出采用整体平均风压系数、第1阶振型广义力和屋面各区域最不利极值风压系数的干扰因子分别综合反映干扰效应对平屋面平均风荷载、脉动风荷载和极值风压的影响,采用刚性模型测压风洞试验,对被单个相同形体建筑所干扰的平屋面表面风压进行测量,研究改变建筑物之间的相对位置和风向角,平屋面整体平均风压系数和屋面第1阶振型广义力和最不利极值风压系数干扰因子的变化规律。研究结果表明：屋面整体平均风压系数干扰因子与第1阶振型广义力干扰因子分布规律相似;施扰物在受扰物的迎风上游,遮挡效应引起的缩小效应显著;沿与风向垂直方向,施扰物与受扰物并列布置时,放大干扰效应显著;斜风向条件下的干扰效应比0#x000b0;风向的影响范围大;干扰效应对屋面角部最不利极值风压影响显著,但对屋面中心区域的影响较小。     

高速列车经过时跨线天桥表面风压小波分析

列车风荷载是临近高速铁路建筑物设计和确定相关建筑限界必须考虑的重要问题。跨线天桥是典型高速铁路临近建筑物,列车经过时作用在跨线天桥表面上的气动力不可忽视。基于跨线天桥表面风压实测试验,对实测风压进行小波变换,分析天桥表面风压的脉动特性和风压脉冲影响,识别风压在不同频段的分布情况。分析表明,天桥表面压力分量在低频段比较大,在高频段比较小;风压能量在低频段比较大,在高频段比较小;列车风压的低频部分起控制作用,高频部分影响比较小。小波分析对研究跨线结构表面列车风压有很大作用,其分析方法和工程应用方法值得进一步研究。     

边界条件对有限长正方形棱柱气动力的影响

通过风洞实验研究了均匀流与湍流边界层中一端固定于壁面、另一端为自由端的有限长正方形棱柱气动力特性。实验模型宽度d=200 mm,高宽比H/d=5。基于自由流风速U_∞与d的雷诺数Re_d=0.68×10~5~5.47×10~5。研究发现,均匀流与湍流边界内有限长正方形柱气动力均不存在明显的雷诺数效应。棱柱局部时均阻力系数C_D、脉动阻力系数C'_D和脉动升力系数C'_L沿展向存在明显差异。湍流边界层会增大C'_D与C'_L。且均匀流中脉动风压与气动力的双稳态现象在湍流边界层内基本消失。经POD分析,确定了对称与反对称等两种典型风压分布状态对脉动风压的贡献率。均匀流中,柱体两端附近风压脉动由对称或准对称风压分布所控制;而柱体中部则由反对称风压分布控制。湍流边界层中所有高度风压脉动均由反对称风压分布控制。两种边界条件下,仅反对称形态的POD模态具有明显周期性并对柱体气动力周期性起支配作用。尽管对称风压POD模态在某些位置占支配地位,但其无明显周期性。     

两并列方柱绕流相互干扰的数值研究

为了研究并列双方柱在不同间距比时气动力特性的干扰效应,采用刚性模型测压风洞试验的方法,通过改变两方柱之间的距离,得到了不同间距比下并列双方柱的风压系数、升力系数和阻力系数。结果表明：当间距比1.2≤L/D<2.5时,并列双方柱平均风压系数的干扰效应明显,且主要表现在内侧面,平均阻力系数和脉动升力系数的干扰效应表现为减小效应;当间距比L/D≥2.5时,并列双方柱的平均风压系数、平均阻力系数和脉动升力系数的干扰效应均不明显。     

非高斯脉动风压的模拟研究

对于风荷载数值模拟,大多数研究都是假定风荷载为平稳高斯随机过程。然而,在分离流作用的一些局部重要区域,例如建筑物屋盖边缘、屋面转角等,风荷载表现出强烈的非高斯特性。为了能够有效地模拟非高斯脉动风压,本文提出一种模拟非高斯脉动风压的框架。首先,根据风速与风压间的关系,严格推导出脉动风压功率谱密度函数。然后,基于导出的功率谱密度函数、Johnson转换系统和数字滤波理论,提出一种能够快速而有效的生成指定偏度、峰度和功率谱非高斯脉动风压的方法。最后,通过一个一维单变量非高斯脉动风压的模拟算例对该方法的可行性和正确性进行验证。数值结果表明：模拟生成的单样本非高斯脉动风压的统计参数例如偏度和峰度与目标偏度和峰度非常吻合,而且模拟功率谱与目标功率谱两者也吻合得很好。     

鞍形屋盖极值风压系数模糊聚类分区研究

以鞍形屋盖为研究对象,针对其破坏主要始于屋盖边缘等部位的现象和关于鞍形屋盖风压分区无据可循的现状,围绕鞍形屋盖风压系数分区问题,采用模糊C均值聚类根据风易损程度将鞍形屋盖表面划分为多个区域。分区过程中,针对模糊C均值聚类对初始变量具有依赖性的问题进行了改进,包括采取预先限制聚类数目最大值与采用有效性指标确定最优聚类数目的方式。基于此,给出了鞍形屋盖表面的最不利平均、极值风压系数分区图,并计算了各区域的分区风压系数。     

基于扭转强迫振动风洞试验的矩形截面高层建筑三维风荷载研究

为了研究扭转振动对高层建筑三维气动力的影响,利用扭转强迫振动装置,通过多点测压风洞试验测试了三个矩形截面高层建筑模型在不同试验风速和不同扭转振幅情况的表面风压时程。进而讨论了结构顺风向、横风向和扭转向均方根风力系数及功率谱的变化规律,研究结果表明：结构顺风向、横风向和扭转向均方根风力系数均随着试验风速和扭转振幅的变化而变化;结构顺风向阻力系数随着扭转振动振幅的变化主要是由于结构顺风向气动力的变化引起,而其横风向和扭转向风力系数随着扭转振动的变化包含了气动力变化与结构气动弹性效应两部分。对于高层建筑来说,应考虑扭转振动引起的结构三维气动力的变化以及结构横风向和扭转向气弹效应。     

强风作用下超高层建筑风场特性的实测研究

为了获取在强风作用下超高层建筑的风场特性,基于风压测试基本原理,本文设计出了新型风压传感器。针对一超高层建筑设计了风场实测的实施方案,获得了超高层建筑顶部的风速风向纪录,记录了墙面六个测点的风压时程。基于高空风速风压同步实测结果,分别对实测场地的风速风向特征及墙面风压特征进行了分析。结果表明,特殊地形条件下的风速脉动不完全符合典型的风速谱,而且其概率密度函数有可能不符合高斯分布;在这种情况下的墙面风压也呈现出不同程度的非高斯特征,尤其是在分离流区域;脉动风压的空间相关性与风洞试验研究的结果具有相同的规律。     

某复杂山体的三维风场特征研究

为获得某复杂山体的三维风场特征,采用基于眼镜蛇测量仪的风洞试验方法进行研究。分析各风向角下水平风加速比和竖向风速占比的分布特征,将典型风向的水平风加速比与各国规范进行比较,最终提出复杂山体三维风场的设计建议。研究表明:山顶在各风向角下均存在显著的水平风加速效应;山腰和山脚在侧风风向存在较显著的水平风加速效应;风洞试验结果与美国规范非常接近,中国规范偏保守;最大竖直向风速发生在山腰位置,其中向上竖向风速发生在迎风方向,向下的竖向风速发生在背风方向;规范中的水平风速只针对迎风情况,并不能考虑全风向尤其是侧风向的来流;建议对重要的山体构筑物采用风洞试验方法获得其三维风场。     

B类风场与台风风场下输电塔的风振响应和风振系数

为研究常规B类风场与台风风场下输电塔的风振响应差异,以沿海地区某四回路角钢输电塔为原型建立了有限元模型,采用谐波叠加法生成两类风场下的风速时程,并在时域内进行了输电塔风振响应和风振系数的数值分析。结果表明：台风风场的高湍流特性导致其作用时各测点的顺风向风振响应均大于B类风场下的对应值。两类风场下,输电塔的风振系数比值约为1.25。因此,台风多发地区的输电塔设计必须考虑台风高湍流引起的动力风荷载增大效应。此外还进行了气弹模型风洞试验,以研究不同风速下的气动响应和风振系数,并将试验结果与理论计算进行了分析比较,验证了数值分析的适用性。     

复杂工况下的大型风力机气动弹性响应和尾迹数值分析研究

在复杂工况下,大型风力机受到载荷更加严重,导致风力机气动和结构耦合响应问题更加明显。本文主要针对稳态偏航、动态偏航、风剪切和随机风速场等复杂工况,采用非定常自由涡尾迹方法计算尾迹形状和气动载荷,加入了复杂工况的模型,进行了动态失速模型和三维旋转效应模型修正。在考虑气动载荷、惯性载荷和重力载荷影响下,采用有限元法结合模态法建立起风力机解耦动力学方程,并且通过Newmark方法进行数值求解该方程。实现了复杂工况数值模拟计算,比较不同复杂工况的气动弹性响应结果。最后,得出大型风力机在复杂工况下的气动性能、载荷、动态响应和尾迹叶尖涡线特性,并计算出风力机在复杂工况下的迟滞时间。这为推进自由涡尾迹方法应用于大批工况载荷计算,以及提高大型风力机载荷计算精度和设计水平等具有重要意义。     

直径30cm圆柱的气动力参数和绕流特性研究

为研究光滑圆柱的气动力系数和绕流特性,在均匀流中进行不同风速下的测压风洞试验,试验获得了阻力系数、升力系数、表面风压分布、风压相关性系数、斯托罗哈数等随雷诺数的变化特征,并将试验结果与以往结果进行比较。研究表明:升力系数的脉动值大于阻力系数的脉动值,说明涡脱造成的横风向激励比顺风向紊流激励剧烈;雷诺数位于临界区域时,圆柱表面风压分布呈现出对称-不对称-对称的变化过程,反映了由层流分离转化为湍流分离的全过程;在雷诺数为352000时呈现一侧为层流分离、另一侧为湍流分离的临界流态,风压呈现出左右不对称的单边泡形式;获得层流分离和湍流分离时的表面风压相关性分布特征,层流分离时圆柱同一侧的风压测点均呈较强的正相关,而湍流分离时在分离点前的区域相关性较强,分离点之后的区域相关性较弱;层流分离的升力系数谱有显著的峰值,表明尾流是规则的漩涡脱落,而湍流分离的升力系数谱没有明显峰值,表明尾流是随机的漩涡脱落。     

基于多体动力学方法大型风力机台风致响应特性与偏航影响

为研究强台风下考虑偏航效应的大型风力机气动力及动态响应特征,以美国可再生能源实验室5 MW风力发电机组为研究对象,基于多体动力学及混合多体系统建模方法,建立了整机刚-柔混合多体动力学模型,并对该模型进行了动力特性分析与模型有效性验证。同时,基于谱分解法模拟了台风眼壁区域强干扰阶段的三维随机风场,并基于叶素-动量理论对7种偏航工况下风力机体系气动力进行数值模拟,分析了偏航对强台风下整机气动荷载的影响。最后,基于多体动力学模型对考虑不同偏航的大型风力机体系进行了动力时程分析,提炼了偏航对于结构风致响应的影响规律。结果表明,本文建立的多体动力学模型使用较少的自由度能有效描述了5 MW大型风力机的动力特性;当大型风力机处于30°和120°停机偏航角时,结构的台风致风荷载和风振响应显著增大,属于典型的不利工况,应在风电场实际控制时予以避免。主要研究结论可为强台风极端风况下大型风力机抗风设计提供科学依据。     

大跨屋盖脉动风压的非高斯特性研究

在大跨屋盖表面局部区域,特别是迎风边缘区域和屋盖拐角区,风荷载会表现出明显的非高斯特性,如果仍采用高斯模型来描述,往往会产生较大误差。基于五种典型大跨度屋盖结构的风洞试验,对屋盖表面局部风压的高斯和非高斯特性进行了研究。首先通过对第三阶、第四阶矩统计量归纳分析,给出划分高斯区和非高斯区的标准并对大跨度屋盖进行分区;同时,运用基于k-s检验的曲线拟合方法也得到风压非高斯分区,利用分区结果,得到保证率为99.38%的峰值因子取值。将两种方法相对比,发现得出的分区结果相似:非高斯区域往往集中在来流前缘、后部尾流区及高点角区附近。此外,分析结果表明,对于大跨屋盖结构,应适当提高我国荷载规范中的峰值因子并按结构分区取值。