积分尺度对矩形迎风面脉动风压特性的影响

为了研究来流紊流积分尺度对矩形断面高层建筑迎风面脉动风压及其分布特性的影响，选取2∶1和1∶2矩形为对象，通过风洞测压试验，对不同积分尺度紊流场中矩形迎风面的平均风压系数及脉动风压均方根系数、脉动风压相关函数和相干函数、脉动风压功率谱进行了对比分析. 研究结果表明:对于矩形同一高度处，脉动风压功率谱在低频区始终受准定常效应控制，而在高频区脉动风压功率谱随积分尺度的增大而增大；风压的相关性高于风的相关性，风压的相关函数与相干函数也随积分尺度的增大而增大，但相关宽度随积分尺度的增大而减小；脉动风压均方根系数随积分尺度的增大而增大；对于同一流场中矩形不同测点处，离驻点越远，风压相关函数和相干函数越小，脉动风压均方根系数越大；来流紊流积分尺度对平均风压系数的影响较小.      

遮挡效应对双柱悬索拉线塔风力特性影响分析

为研究悬索拉线塔在遮挡条件下塔体风荷载的分布特性,为抗风设计提供理论依据,采用高频测力天平分别对单、双立柱在紊流以及均匀流风场中进行风洞试验,分析研究了遮挡效应对塔架立柱基底弯矩功率谱以及平均风力系数的影响,并对塔架基底弯矩功率谱进行了参数拟合,基于顺风向脉动风速谱的基本形式,分别完成了单立柱及双立柱顺风向、横风向以及扭转向动力风荷载模型的参数拟合.研究结果表明:紊流场下,对于单立柱,横风向基底弯矩功率谱峰值主要在15°、30°、45°风向角下较大;双立柱条件下(即存在遮挡效应),对于横风向基底弯矩功率谱而言,其变化规律同顺风向基底弯矩谱基本一致,但其谱峰值是顺风向峰值的10倍;均匀流场下,遮挡距离在10D~20D(D为塔架截面宽度)时,三分力系数变化最敏感,遮挡效应最为显著.     

锥度化方形截面高层建筑的气动力特性

用高频测力天平技术,对不同锥度比的方形截面高层建筑进行了风洞试验,分析了锥度比、湍流度和风向角对方形截面高层建筑基底弯（扭）矩系数、基底弯（扭）矩谱密度与基底弯（扭）矩间相关性的影响.试验结果表明:锥度化措施能减小方形截面高层建筑基底弯（扭）矩系数幅值25%以上,但不能改变基底气动力随风向角的变化规律;锥度化措施能减小所有折减频率范围内顺风向与扭转向基底弯矩谱,但只能减小低频区域横风向基底弯矩谱和谱峰高度,却增大旋涡脱落频率和高频区横风向基底弯矩谱;随来流湍流度增大,锥度化措施对风荷载的抑制效果减弱;折减频率在0.10到0.15时,锥度化措施能增大横风向基底弯矩与基底扭矩间的相关性.      

基于风致响应的高层建筑等效静力荷载研究

为研究风荷载作用下高层建筑动力响应对其顺风向等效静力风荷载的影响,基于结构风致响应动力学理论、脉动风速功率谱密度函数与相干函数的维纳辛钦关系及脉动风速准定常关系,采用随机振动振型分解方法对高层建筑的风致响应进行了研究. 首先,对高层建筑的平均风响应、背景风响应和共振风响应进行了理论分析,并推导出了沿结构高度分布的高层建筑顺风向等效静力风荷载理论计算公式;其次,通过对理论公式中各参数对计算结果的影响进行分析,提出了便于实际应用的高层建筑顺风向等效静力风荷载简化计算方法;最后,设计了4个典型高层建筑算例模型,并与阵风荷载因子法（gust load factor method,GLF）和惯性风荷载法（inertial wind load method,IWL ）进行对比,研究了本文方法的可靠性和有效性. 研究结果表明:当结构高度小于250 m时,3种方法所计算出的分布风力、剪力响应和弯矩响应偏差要大一些,GLF法计算结果最大,IWL法的计算结果最小,本文方法介于二者之间;当结构高度大于350 m时,分布风力的偏差在15%以内,对于剪力响应和弯矩响应的偏差在10%以内;本文方法与IWL法在剪力响应方面的差异率在–1%～18%之间,与GLF法的差异率在–12%～5%之间;本文方法与IWL法在弯矩响应方面的差异率在–6%～10%之间,与GLF法的差异率在–16%～5%之间.      

不同长宽比矩形高层建筑的分离再附流动特性

为研究边界层紊流特性、断面长宽比和空间位置等因素与矩形高层建筑分离再附流动特性之间的关联，通过不同长宽比矩形建筑模型的同步测压试验，获取不同工况下的表面风压实测数据；分析了影响矩形建筑三维分离再附流动和分离区长度演化规律的多种因素，探讨了大尺度紊流下矩形高层建筑的非定常气动力与分离再附流动特性的内在关联；定量给出了平均分离区长度在竖向的分布规律. 研究结果表明:紊流风场的积分尺度与建筑特征尺寸的比值关系会影响分离再附流动和气动力特性的试验精准度，最大偏差可达约24%；边界层紊流的干扰导致分离剪切层曲率增大，加强了对分离区的卷夹作用，稳定再附将发生在长宽比为2时；平均分离区长度在竖向方向逐渐增大，并依据试验结果给出了高层建筑侧面风压取值的修正建议.      

深切峡谷桥址区高空风特性现场实测研究

架设在深切峡谷中的大跨度桥梁,由于桥址区地形地貌复杂,桥面离开谷底较高,桥址区的风特性一般无法通过抗风规范直接确定. 为确定深切峡谷桥址区高空的风特性,利用大桥施工过程中的猫道,在大桥跨中位置处布置了一套三维超声风速仪,对桥址区高空中的风特性进行了现场实测,获得了7 899条有效的脉动风速时程,以此为基础对桥址区高空的风特性（平均风速、风向、风攻角、紊流度、紊流积分尺度、功率谱）进行了分析. 研究结果表明:深切峡谷桥址区高空风特性受地形的影响已经明显减弱,其风攻角均值趋于0,同时高空的紊流积分尺度更加接近平原地区,紊流积分尺度均值比规范推荐值要大.      

重庆某高层建筑脉动风荷载模拟

结合重庆某高层建筑,将建筑等效成二维离散模型,采用Davenport风速谱模拟作用在建筑物上的风荷载。分别采用星谷胜和Shinozuka对于风荷载模拟的理论,模拟出脉动风荷载时程曲线,并对两种理论模拟结果进行比较。     

湍流积分尺度对高层建筑风荷载影响的大涡模拟

为研究湍流积分尺度对高层建筑风荷载大小和分布的影响,研究其合理取值,基于大涡模拟开展了B类地貌不同湍流积分尺度下CAARC（commonwealth advisory aeronautical research council）标准高层建筑模型绕流模拟,并将模拟结果与风洞试验进行了比较.研究结果表明:大涡模拟能较好地反映高层建筑周围风场绕流特性和表面风压分布.随着湍流积分尺度的增大,平均运动的变形率向湍流脉动输入能量,以致平均风速降低、湍流强度增大;侧面风压脉动性降低15%、分离流附着提前出现;基底扭矩谱和弯矩谱的峰值及高频段幅值均减小;层斯托罗哈数在0.4倍建筑高度以下基本相同,随高度的增加其值下降20%~30%;层平均阻力系数下降5%~10%;迎风面风压系数平均值下降2%~5%,侧面和背面下降12%~17%.湍流积分尺度对迎风面和侧面上风向的风压水平相关性、层升力和0.8倍建筑高度以下的层阻力相关性的影响可以忽略.随湍流积分尺度的增大,风压水平相关系数增大,背风面增大5%~10%,侧面下风向增大15%~25%,0.8倍建筑高度以上层阻力相关性系数增大25%~50%.B类地貌湍流积分尺度的调整系数为0.4时,计算得到的风荷载与试验结果趋于一致.      

PBL加劲型矩形钢管混凝土受拉节点热点应力集中系数计算方法

考虑了PBL加劲型矩形钢管混凝土支管受拉节点支主管宽度比与厚度比和主管宽厚比,建立了热点应力集中系数有限元模型,计算了支主管节点热点应力集中系数;基于最小二乘法对计算结果进行拟合,给出不同几何参数下节点热点应力集中系数计算公式,对比了矩形钢管节点和PBL加劲型矩形钢管混凝土节点应力集中系数和荷载幅。计算结果表明:采用有限元模型计算的热点应力集中系数曲线与静力试验曲线基本一致,支主管交汇处各位置热点应力集中系数有限元计算结果与CIDECT规范公式计算结果平均比值分别为1.006、1.007、1.013、1.015和0.987,两者差值小于15%,因此,有限元模型可靠;PBL加劲型矩形钢管混凝土支管受拉节点热点应力集中系数变化规律基本一致,随支主管宽度比呈抛物线变化,在0.6~0.8之间达到最大值,随主管宽厚比和支主管厚度比增大而增大,与CIDECT规范中矩形钢管节点计算结果一致;拟合得到的PBL加劲型矩形钢管混凝土节点热点应力集中系数公式计算结果与有限元计算结果的平均比值为1.011,均方差为0.222,变异系数为0.219,说明了拟合公式准确;采用应力集中系数计算公式,将PBL加劲型矩形钢管混凝土节点与矩形钢管节点进行对比,PBL加劲型矩形钢管混凝土节点支管热点应力集中系数下降了68%以上,主管热点应力集中系数下降了61%以上,在2.0×106循环次数作用下,容许荷载幅提高到3倍以上。     

高速列车随车移动点的脉动风速模拟

以修正Karman风速谱为目标谱, 基于最小信息准则确定线性滤波法自回归模型的阶数, 采用线性滤波法和谐波叠加法模拟了高速列车随车移动点的脉动风速时间历程, 并验证了模拟结果的可靠性, 对比了2种方法模拟脉动风速均值、方差、幅频、相频等特征变量以及风速分布规律的差异, 并分析了2种方法的计算效率。分析结果表明: 采用2种方法得到的脉动风速功率谱密度均围绕目标谱波动; 脉动风速均值约为0, 由于随机数的使用, 使得脉动风速峰值在个别时间点存在差异, 且在低频区域得到的仿真谱差异可能超过50%;不同风向角下计算所得脉动风速均值的差异小于2%, 且脉动风速的分布规律几乎一致; 当列车运行速度为80m·s-1, 且距地面高度10m处平均风速为25m·s-1时, 2种方法得到的脉动风速峰值均值间的差异小于1%, 表明2种方法均适用于模拟高速列车随车移动点的脉动风速; 2种方法所得脉动风速幅值均随脉动风速频率的增大而减小, 相位在-π~π内波动, 脉动风速分布在-3~3m·s-1内的差异仅为0.48%;采用2种方法所得脉动风速点数满足高斯分布, 且高斯分布拟合系数最大差异为3.15%;采用线性滤波法模拟所得脉动风速波动比谐波叠加法大7.89%, 其稳定性劣于谐波叠加法; 采用线性滤波法的计算时间约为谐波叠加法的1/9, 其计算效率远高于谐波叠加法。      

桅杆结构脉动风速模拟与风荷载计算

介绍了风的基本特性、风速模拟的谐波叠加法原理,引入快速傅里叶FFT改进的谐波叠加法.采用改进后的谐波叠加法模拟桅杆结构沿杆身高度不同位置处的多维风速时程,根据风速、风压间的关系将其转化为结构分析所需的风荷载时程.并与相同条件下谐波叠加法模拟风速时程的过程进行了对比,结果表明两种方法的模拟功率谱与目标功率谱均比较吻合,但改进后的谐波叠加法运算效率明显高于谐波叠加法.     

新型四管自立式钢烟囱的风荷载

为了解烟囱风荷载的分布特性,将风洞试验与理论分析相结合,对高240 m新型四管自立式钢烟囱的风荷载进行研究.采用大尺度刚性物理模型,在中国空气动力研究与发展中心低速空气动力研究所的8 m×6 m风洞工业试验段边界层流场中,完成大尺度刚性模型表面压力测量风洞试验.试验获得了结构风压及体型系数分布基本规律,依据我国规范的惯性风荷载法及国外的阵风荷载因子法,计算了等效风荷载及风振系数.结果表明,结构各柱体剖面压力系数沿高度分布规律近似,但柱体间相互干扰效应明显,在风向角为60°时,整体体型系数最大,最大值为0.663,顺风向等效风荷载与平均风荷载相当.     

基于AR模型的接触网脉动风场与风振响应

基于AR模型和接触网结构特性,建立了具有时间和空间相关的接触网脉动风场,由模拟的风速时程获得作用于接触网的风荷载;建立接触网三维有限元模型,研究了其模态、静态风偏和风振响应,并对位移响应进行了频谱分析.分析结果表明:垂向风速相对顺风向风速较小,采用Davenport风速谱可建立接触网脉动风场;接触网在30 m·S-1的横向平均风和自然风作用时,接触线跨中节点横向位移的最大值分别为109.11 mm和312.49 mm,平均风荷载下计算得到的接触线横向位移减小了186.40％;接触网在横向自然风作用时,接触线横向和垂向振动位移同时产生,接触网第1阶垂向和横向振动频率分别为0.973 Hz和1.384 Hz,在这2阶频率处产生了接触网结构与风荷载的峰值共振;接触网在30 m·S-1的自然风作用时,由风荷载引起的应力分别占接触线和承力索总应力的10.77％和27.40％,因此,需采用脉动风荷载进行接触网的风偏和强度设计.     

超高层建筑气动噪声场的大涡模拟

为揭示超高层建筑气动噪声产生的机理及空间分布特征,利用大涡模拟,在大气边界层内求解超高层建筑绕流场,结合FW-H （Ffowcs Williams-Hawkings）方程的声类比法进行了超高层建筑周围声压场的数值模拟. 研究发现:超高层建筑每个面均是偶极子声源,气动噪声是由建筑表面的偶极子声源产生,且受建筑表面风压主导,顺流向和横风向的脉动压力分别主导相应方向的声场辐射强度; 气动噪声沿高度方向先增大后减小,在0.7倍建筑高度附近噪声达到最大值; 在相同高度和离建筑表面相同距离的不同空间点,当空间点面对建筑迎风面时总声压级最大、背风面次之,侧风面最小; 随着空间点与建筑距离的增大,空间点总声压级快速衰减,且横风向较顺风向衰减更快. 研究认为:大涡模拟和声类比相结合的方法能合理预测超高层建筑的气动噪声;优化气动外形,降低建筑表面风压是降噪的最有效途径.      

流线型桥梁断面雷诺数效应

采用数值模拟方法计算了不同雷诺数苏通桥流线型断面三分力系数,通过风洞试验研究了宽高比为10∶1的流线型桥梁断面的雷诺数效应,分析了雷诺数对阻力系数、表面压力系数、风压功率谱及斯特罗哈数的影响,研究了粗糙度对雷诺数效应的抑制作用。分析结果表明:阻力系数随雷诺数的增大而减小,雷诺数会改变表面压力系数0值出现的位置,斯特罗哈数对雷诺数有平台区存在,低雷诺数风洞试验测得的斯特罗哈数比实桥值小20%,因此,流线型桥梁断面存在明显的雷诺数效应,且粗糙度对雷诺数效应有抑制作用。     

半开口和分离边箱开口断面主梁竖向涡振性能对比

为深入研究不同截面形式开口断面主梁的涡振性能及其发生机理，针对半开口和分离边箱开口断面2种主梁，进行了1∶50节段模型风洞试验，考虑等效质量、风攻角和阻尼比等因素的影响，计算了2种主梁断面的斯托罗哈数；基于线性和非线性理论，估算了实桥竖向涡振振幅；建立了二维数值模拟分析模型，验证了数值模拟方法的准确性，并对比了2种主梁断面周围的瞬时涡量和平均流线结构。分析结果表明:2种主梁在风攻角为3°和5°时均发生竖向涡振，且出现2个涡振区，第2个涡振区主梁竖向涡振最大振幅明显大，5°风攻角时2种主梁竖向涡振振幅比3°风攻角时大75%；风攻角为5°，阻尼比为0.8%时，分离边箱开口断面主梁竖向涡振最大振幅比开口断面大28%；随着Scruton数的增大，主梁竖向涡振的最大振幅接近线性减小，相同Scruton数工况下，5°风攻角时分离边箱开口断面主梁竖向涡振振幅最大，3°风攻角时半开口断面主梁振幅最小，说明正风攻角越大，主梁断面越钝，其涡振性能越差；5°风攻角时分离开口断面更钝，引起气流更大的分离，来流风在2种主梁断面的桥面上方和主梁开口处均形成漩涡，由于斜腹板和风嘴作用，主梁开口处尺寸较大的漩涡被打碎为几个尺寸接近的较小漩涡，优化了主梁的涡振性能。      

基于路面不平整度的车辆振动响应分析方法

为了分析路面与车辆的相互作用,提出了四自由度1/2车辆模型相对于不平整路面耦合振动分析方法。根据GB/T7031-1986建议的公路路面功率谱密度的拟合表达式,在分析了运行汽车固有振动频率和行驶速度的影响后,获得分布在一定频率范围内的离散功率谱密度数据,利用离散傅立叶逆变换得到路面不平度值,并以此作为1/2车辆垂向动力学模型的输入激励,通过数值仿真得到运行车辆系统在不同路面不平整度下的时域响应。分析结果表明:车辆动荷载系数随车速增大呈线性增加,随路面等级变差呈非线性增大,路面等级是影响车辆动力作用的最显著因素。     

基于量子粒子群算法的门式刚架结构抗风优化

为弥补目前结构抗风优化仅针对高层建筑的不足,采用量子粒子群算法对一大跨屋盖结构进行了抗风优化.基于风洞试验数据库获得等效静力风荷载,并根据型钢表组成离散变量搜索空间.通过约束违反协调系数,构造了一种新的适应值模型,进一步建立了粒子越界处理方法,以保证优化的可行性和收敛性.通过10次运行计算以确定门式刚架的最优设计,并在全风向角下对优化结果进行校核.研究结果表明,目标函数随迭代单调递减收敛,总质量标准差仅为其平均值的4%,平均迭代24次,说明量子粒子群算法用于门式刚架抗风优化具有较好的健壮性和计算效率.      

轨道不平顺概率模型

为了高效选取轨道不平顺随机样本, 以满足车辆-轨道系统随机动力与可靠度分析中的激振源遍历性要求, 依据轨道随机不平顺的弱平稳与谱相似特征, 提出了一种轨道不平顺概率模型; 采用离散概率积分和统计方法, 在时域中将大量轨道不平顺检测信号分成若干个时程序列, 对每个序列采用谱分析法计算其统计功率谱密度分布; 采用矩阵法对轨道不平顺功率谱密度函数进行集合表征, 视每条谱线在不同频率点的功率谱密度概率具有累加性, 采用单一频率下的功率谱密度概率分布推知整条谱线的出现概率; 采用通用随机模拟方法选取代表性轨道谱, 并反演随机不平顺序列; 实测了某高速铁路约269km的轨道高低和方向不平顺, 基于车辆-轨道耦合动力学理论, 从轨道不平顺模拟幅值与车辆-轨道系统动力响应的概率密度分布出发, 对比了轨道不平顺概率模型与轨道不平顺随机模型的计算结果, 以验证轨道不平顺概率模型的正确性和高效性。计算结果表明: 以2种模型生成的轨道随机不平顺为激振源, 获得的车辆-轨道系统动力响应分布熵差异小于2%, 2种模型均能准确表达不平顺激扰特性; 为保证模拟与实测不平顺的概率密度分布一致, 采用随机模型和概率模型分别需要生成131和33个随机样本, 概率模型具有更高的分析效率; 在给定计算工况下, 轮轨力和车体加速度的幅值分别为38~152kN和-0.042g~0.043g (g为重力加速度), 均未超过《高速铁路设计规范》 (TB 10621—2014) 中的限值(轮轨力为170kN, 车体加速度为0.25g), 表明此高速铁路轨道不平顺状态较优, 行车安全性和舒适性可以得到保证。      

基于混沌特征参数的车辆悬架系统隔振性能辨识

介绍了混沌特征参数如关联维数D2和Kolmogorov熵的基本理论.采用汽车制动-悬架隔振效率试验台获取了BJ212越野吉普车前、后悬架的振动曲线,对其计算了系统参数如一阶固有频率和阻尼比.绘制了试验车辆悬架系统振动信号的自功率谱密度图形,求得了其一阶固有频率处的带中功率.给出了计算混沌特征参数的MATLAB程序流程图,并计算了关联维数D2和Kolmogorov熵,从而获得了车辆悬架系统隔振性能与混沌特征参数两者之间的对应关系.