下载文档原格式
大型风力机三维空气动力学数值模拟
王琦峰;陈伯君;安亦然
【期刊名称】《空气动力学学报》
【年(卷),期】2011(029)006
【摘要】采用数值模拟的方法,对三种风力机叶片的空气动力学性能进行研究.计算得到了旋转功率随着来流速度的变化曲线,并将所得结果与基于动量叶素理论的工程设计方法结果、风洞实验结果和风场实测结果进行对比.计算结果体现了CFD方法解决这种问题的有效性.所用的数值模拟方法可以广泛地应用到风力机设计和气动性能评价中,所得结果可作为叶片动态特性及气弹稳定性分析的载荷而被应用于风力机性能和可靠性的评估当中.
【总页数】5页(P810-814)
【作者】王琦峰;陈伯君;安亦然
【作者单位】北京大学工学院力学与空天技术系湍流与复杂系统国家重点实验室,北京100871;北京大学工学院力学与空天技术系湍流与复杂系统国家重点实验室,北京100871;北京大学工学院力学与空天技术系湍流与复杂系统国家重点实验室,北京100871
【正文语种】中文
【中图分类】V211.3
【相关文献】
1.大型水平轴风力机叶片的空气动力学分析 [J], 高秀娟
2.基于三维地震作用下桩-土耦合效应近海超大型风力机动力学响应研究 [J], 李志昊;岳敏楠;李春;闫阳天;杨阳
3.大型近海水平轴风力机转轮的空气动力学性能优化判据 [J], 程兆雪;李仁年;杨从新;胡文瑞
4.计算流体力学在大型风力机空气动力学的应用进展 [J], 张震宇;赵宁;钟伟;王珑;许波峰
5.国家重点基础研究发展计划(“九七三”计划)项目“大型风力机的空气动力学基础研究”简介 [J],
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
《基于正交试验法的对旋轴流风机CFD数值模拟分析》篇一一、引言随着计算流体动力学（CFD）技术的快速发展，其在风力机械、航空、汽车等领域的应用越来越广泛。
对旋轴流风机作为一种高效、低噪声的通风设备，其性能的优化和模拟分析对于提升其应用效果具有重要意义。
本文基于正交试验法，利用CFD技术对旋轴流风机进行数值模拟分析，以期为风机的优化设计提供理论依据。
二、正交试验法简介正交试验法是一种常用的试验设计方法，通过合理的试验点选择和试验组合，可以有效地利用资源并获取试验信息。
该方法可以全面地分析各个因素对试验结果的影响，并且可以分析各因素之间的交互作用。
在对旋轴流风机的数值模拟分析中，我们通过正交试验法来选取合适的模拟参数，以便更准确地反映风机的性能。
三、CFD数值模拟方法CFD数值模拟是通过对流体流动进行数学建模和计算，以模拟流体的运动过程。
对于对旋轴流风机，我们采用CFD技术来模拟其内部流场，分析风机的性能。
在模拟过程中，我们选取合适的湍流模型、边界条件等参数，以获得更准确的模拟结果。
四、正交试验设计与结果分析（一）试验设计在正交试验中，我们选取了叶片角度、转速、进出口尺寸等关键因素作为试验变量。
通过设计合理的试验组合，我们可以全面地分析这些因素对风机性能的影响。
（二）结果分析通过CFD数值模拟，我们得到了各组试验的风机性能数据。
通过对数据的分析，我们可以得出以下结论：1. 叶片角度对风机性能的影响显著。
在一定的转速和进出口尺寸下，适当调整叶片角度可以显著提高风机的性能。
2. 转速对风机性能的影响也很大。
随着转速的提高，风机的风量和压力均有所增加，但过高的转速会导致能耗增加，降低风机的效率。
3. 进出口尺寸对风机性能也有一定影响。
适当的进出口尺寸可以保证风机的顺畅运行，减小阻力损失。
五、结论与展望通过基于正交试验法的对旋轴流风机CFD数值模拟分析，我们得出了一些有价值的结论。
首先，通过调整叶片角度、转速和进出口尺寸等参数，可以有效地优化风机的性能。
基于流体并行计算的二维方柱涡激振动数值模拟
郑德乾;顾明;张爱社
【期刊名称】《噪声与振动控制》
【年(卷),期】2009(029)006
【摘要】基于流体软件Fluent 6,采用松耦合方法搭建了求解气动弹性问题的数值计算平台,其中流体域可采用串行或并行计算,结构域采用Newmark法编程,流体域和结构域界面的耦合采用动网格技术实现.然后,主要介绍求解气动弹性问题数值计算平台的计算流程和流体域采用并行计算时的特别处理方法.最后,采用该计算平台进行了Re=22000时二维方柱横风向涡激振动的数值模拟,通过与已有文献结果的比较验证了其有效性.
【总页数】7页(P85-90,96)
【作者】郑德乾;顾明;张爱社
【作者单位】同济大学,土木工程防灾国家重点实验室,上海,200092;同济大学,土木工程防灾国家重点实验室,上海,200092;同济大学,土木工程防灾国家重点实验室,上海,200092
【正文语种】中文
【中图分类】TU311.3
【相关文献】
1.方柱非定常绕流与涡激振动的数值模拟 [J], 徐枫;欧进萍
2.高雷诺数条件下二维方柱涡激振动的数值模拟 [J], 方平治;顾明
3.方柱非定常绕流与涡激振动的数值模拟 [J], 徐枫;欧进萍
4.不同角部外形方柱涡激振动数值模拟研究 [J], 郑德乾;Mohammed Elhassan;马文勇;祝瑜哲;刘帅永
5.低雷诺数中等间距串列双方柱涡激振动的数值模拟 [J], 杜晓庆;邱涛;郑德乾;赵燕
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
超高层建筑横风向风振局部气动外形优化王磊;梁枢果;王泽康;张正维【摘要】为了研究局部气动措施对方截面超高层建筑横风向风振的控制效果,开展大量的多自由度气弹模型风洞实验,测量模型在多种切角率、圆角率、粗糙条及开洞方式下的横风向风致位移响应,对横风向位移进行对比分析.结果表明:当切角率大于5％或圆角率大于15％时,横风向风致位移响应显著降低,位移均方根随折算风速的变化曲线接近直线而不再呈倒“V”字形,说明涡激共振发生的可能性得到了有效抑制;切角率或圆角率越大,横风向位移响应的减小幅度越显著;特定粗糙条的设置可以使涡振响应幅值降低20％以上;通风洞不论是垂直于来流还是平行来流,都会使涡振响应幅值减小,且洞口在中上部时的效果最佳.整体来看,局部气动外形控制措施具有显著的抗风优化效果.【期刊名称】《浙江大学学报（工学版）》【年(卷),期】2016(050)007【总页数】9页(P1239-1246,1265)【关键词】超高层建筑;涡激振动;多自由度气弹模型;气动外形;切角;圆角;粗糙条;开洞【作者】王磊;梁枢果;王泽康;张正维【作者单位】河南理工大学土木工程学院,河南焦作454000;武汉大学土木建筑工程学院,湖北武汉430072;武汉大学土木建筑工程学院,湖北武汉430072;河南理工大学土木工程学院,河南焦作454000;奥雅纳工程咨询(上海)有限公司,上海200031【正文语种】中文【中图分类】TU312;TU97气动外形的合理设置可以大大降低风敏感结构的风致响应.对于达到一定高度级别的超高层建筑,建筑体型优化被认为是最有效的气动控制措施,因为通过建筑体型优化来改变风特性是“治本”的行为[1-2].在局部外形优化措施中,切角和圆角处理措施是一种典型的高层建筑抗风气动优化方式[3].Kwok等[4-5]开展了表面角沿处理等气动外形对高层建筑动力风致响应的研究,结果表明,削角会显著降低横风向和顺风向的风荷载,当切角率为10%时,横风向和顺风向风致位移会减小30%～40%.Kawai[6]对多种断面形状的柱体进行摆式气弹模型试验,研究发现,对于切角、倒角、圆角3种角部处理方式来说,圆角的优化效果最显著,即便单侧角部尺寸改变只有截面的5%,风致响应仍受到很大影响.Hayashida等[7-8]分别采用测力天平、气弹和测压模型技术研究不同断面外形对600 m 高的超高层建筑的气动力、风压特性和风致动态响应的影响.Hayashida等[9]采用测力天平技术研究开口和削角对方形断面风效应的影响.谢壮宁等[10]对锥度化的高层建筑进行了切角处理,说明切角处理措施能够基本上消除横风向的漩涡脱落现象.顾明等[11-12]通过风洞实验研究不同外形的超高层建筑的动态风载,采用多种不同外形的刚性模型,通过高频测力天平技术研究建筑物长细比、截面形状等因素的影响.曹慧兰等[13]通过高层建筑摆式气弹模型实验,研究方形截面超高层建筑的削角、凹角处理及截面沿高收缩率对顺风向气动阻尼比的影响.张正维等[14]通过测力天平实验,研究切角和圆角对基底弯矩的影响,并拟合不同切角率和圆角率模型的基底弯矩修正系数.有关局部通风洞对风效应的影响方面,目前研究主要集中在通风洞对局部和整体风压的影响[15-17].整体来看,尽管风工程界先后研究了削角、圆角、开口等局部外形对风致响应的影响,但既有研究多以刚性模型测压、测力天平测基底力的方式开展,该方式无法兼顾到气弹效应的影响；另一方面,既有研究的气弹模型试验多是基于底部弹性支撑的单自由度模型展开,精确性难以保证[17],且研究对象并非针对涡激振动本身,因而有关横风向振动尤其是涡激振动方面的气动控制效果及原因的分析有待完善.本文通过精细的多自由度气弹模型,针对横风向涡振现象,考察几种常见的气动外形优化结果,以期为超高层建筑局部气动外形优化工作提供参考.本文的试验研究对象是高宽比为10、一阶频率为0.095 Hz、高度为600 m的方截面超高层建筑.模型的几何缩尺比为1∶600,风速缩尺比约为1∶6,频率缩尺比约为100∶1,最终的频率比要根据调试完成后的模型频率作一定调整,风速比随之微调.图1给出本文多自由度气弹模型的设计简图和模型图片,有关该实验更详细的模型制作方法、测量仪器、风场调试等实验概况可以参见文献[18,19].为了便于调整局部外形,综合采用有机玻璃和轻木板两种外衣材料,关于不同外形模型的制作情况将在以下各节分别介绍.测试对象为模型顶部横风向风致位移响应,试验风速为4～16 m/s,横风向共振临界风速理论值为9.5～10.5 m/s,风场粗糙度类别为B类.图2给出本节试验工况的模型横截面简图.定义切角率为单侧切角尺寸与横截面宽度之比,图2的切角率依次为0%、2.5%、5%、7.5%、12.5%.由于模型骨架的制作周期长、费用高,这些不同的切角率是在不更换模型骨架的情况下,通过相应形状的边条实现,如图3所示为调整切角率所用边条.图4给出部分切角模型照片.可以看出,各模型的制作效果较好,自上而下截面形状比较一致,在接缝处外形过渡比较顺畅.表1给出不同切角率模型结构参数.表中,n0为各工况一阶自振频率,M为均匀当量质量,ξ为结构阻尼比,Sc为斯科拉顿数,γc为角部处理率.从表1可以看出,各模型的质量阻尼参数差别很小,这保证了不同工况之间的可比性,说明以上调整切角率的方法取得了较好的效果.如图5所示为不同切角率模型的横风向均方根位移统计结果.图中,Vr为模型顶部风速为参考的无量纲折算风速,σ为模型顶部均方根位移响应.从图5可以看出,在临界风速附近,不切角(切角率为0%)模型的均方根位移最大,切角率为2.5%的模型的均方根位移比不切角模型减小幅度甚微；当切角率达到5%时,均方根位移显著变小,且均方根位移曲线不再呈倒“V”状,即可以认为该切角的存在大大降低了共振发生的可能性.如图6所示为Kwok等[3]通过测力天平方式所得的静止模型横风向风力谱(n).图中,nD/VH的含义为折算的气动力谱,可以直接用其衡量不同切角率模型的谱能量相对大小.从图6可以看出,当切角率为0%时,气动力谱呈尖峰状且能量较高；当切角率大于5%时,谱峰明显变宽且谱能量显著降低,说明切角的存在不仅降低了整体风力,而且使方柱体的漩涡脱落频率成分变得不再单纯,这两个原因都会促使切角模型涡振位移响应的减小.一个值得注意的现象是,在图5中切角率为5%、7.5%和12.5%的模型涡振位移都是在折算风速9附近有略微的上凸趋势.显然,此处的上凸现象是因为在该风速下涡脱频率与结构频率的近似相等所致,这说明切角率在该范围内时模型的St相对较大(从图6的风力谱的主峰横坐标可以识别出St,结果与该结论基本一致),这会造成涡振临界风速的提前,从而使得切角模型在临界风速附近即便不发生共振,也可能出现不小的涡振位移.当切角率增加到20%时,St的增大幅度更显著.为了进一步探讨切角使涡振响应降低的机理,借用文献[14]的研究结果.张正维等[14]分析不同切角率模型的横风向基底弯矩,拟合得到切角模型相对于不切角模型的横风向基底弯矩修正系数经验公式：式中：γc为切角率.众所周知,基底弯矩作为广义风荷载可以视为系统的输入,风致响应为输出.图7给出本文涡振响应(输出)与文献[14]基底弯矩(输出)修正系数的对比情况.图7的数据是将不切角模型的响应值或基地弯矩均方根CML定为1进行归一的，将该归一化统计量用表示.从图7的结果可得以下结论.1)在共振风速之前(Vr=7.0,Vr=8.0),本文与文献[14]数据的曲线走势基本一致,都在切角率为7.5%附近出现曲线斜率由负变正的现象；当切角率为7.5%和12.5%时,两者的数据十分接近,相对于不切角模型的降幅都在25%附近.2)风速越接近折算风速,本文切角模型的“抑振”效果越显著,当风速达到共振风速(Vr=10.0,Vr=10.5)时,本文切角模型响应结果的降幅远远大于文献[14]弯矩结果的降幅.3)在任何折算风速下,当切角率增大到12.5%以上时,整体风荷载和风致响应方面的抗风优化效果变差.以上分析表明：当折算风速较小时,可以认为横风向风致响应的减小主要是由风荷载的减小所致；当折算风速达到共振风速时,涡振响应的降低除受风荷载的影响外,主要是由不同外形的气弹效应的差别所致.此处所说的风荷载是指静止模型受到的气动力.图7中,文献[14]所涉及切角模型的最小切角率为0.75%,拟合曲线在γc≤7.5%时为直线.本文结果表明,5%切角率模型的风致响应不满足这一直线关系.有必要通过刚性模型和气弹模型实验相结合进行进一步研究.根据以上分析,切角的有利方面是显著降低了临界风速附近的位移响应,减小了共振发生的可能性,不利方面是增大了涡脱频率,使结构频率与涡脱频率在较小的风速下可能达到相等,从而造成横风向位移的提前增大.考虑这两个因素：当切角率小于5%时,效果不显著；当切角率在10%附近(7.5%和12.5%)时,横风向位移得到了控制,且此时的气动力谱曲线没有显著的峰值,即在降低风荷载的同时又降低了共振发生的可能性；当切角率增大到20%(由于本文模型骨架尺寸的限制未能进行这一工况的试验)时,气动力谱重新出现一定的尖峰状,从理论上来说,这不仅使临界风速提前,而且没有显著降低共振发生的可能性,因而对横风向抗风是不利的.结合图7的结果,可以初步认为切角率为7.5%～10%时可以实现最佳抗风效果.图8给出圆角模型横截面简图,图9给出部分圆角模型图片,表2给出各工况模型参数.如图10(a)所示为本文多自由度模型的实验结果.图10(b)给出Kawai[7]通过摆式模型测得的横风向风致响应结果,将切角率为0模型的顶部最大位移均方根设为1得到相对位移.如图10(c)所示为本文结果的归一化,以方便和图10(b)进行对比.从图10可以看出：2种方式所得的实验规律十分接近,圆角的存在极大地降低了涡振位移,当圆角率约为12.5%时,临界风速附近的位移曲线随折算风速波动较大,且横风向涡振响应水平得到了有效的抑制；当圆角率继续增大到15%后,横风向风致响应大幅减小,且横风向风致响应随折算风速的变化近似呈直线状(针对折算风速>5的情况),说明圆角的设置在很大程度上消除了涡激共振发生的可能性.图11给出Hayashida[9]对圆角静止模型风洞试验所得的横风向整体风力谱S′(n).可以看出,对于具有一定切角率的模型,横风向风力谱没有呈现明显的谱峰,且整体能量比方截面模型明显偏小.这一结论在很大程度上解释了图10的结果,即圆角的存在显著改变了方柱体的漩涡脱落特性,抑制了漩涡的规律性发放特征,显著减小了横风向整体风荷载.张正维等[14]对于不同圆角率模型的横风向基底弯矩修正系数经验公式为图12给出本文结果与文献[14]的对比情况.从图12(a)可以看出,尽管文献[14]的拟合公式是从圆角率7.5%开始分段的,但事实上在圆角率不大于12.5%时基底弯矩的减小不明显,甚至有一定的增大现象,这一点与本文Vr=8时的结果是类似的.当圆角率增大到15%后,Vr=8时的基底弯矩和涡振响应都迅速减小.当折算风速接近临界风速时,涡振响应结果的降幅远大于弯矩结果的降幅,说明不同气动外形所造成的气弹效应有很大不同.图13给出带粗糙条六边形模型横截面简图和风洞试验照片,表3给出模型参数调试结果,如图14所示为涡振响应统计结果.从图14可以看出,粗糙条的存在没有消除涡振位移的倒“V”字现象, 即没有显著降低共振发生的可能性, 但显著降低了共振时的响应幅值,降低幅度接近30%.有关粗糙条的影响,本文的工况较少,有必要进行更深入细致的研究.所谓通风洞是指贯穿于建筑横断面的水平向通透孔.图15给出通风洞的设置即模型制作效果图,共设置6各通风洞,每个通风洞的尺寸为20 mm×15 mm,可以实现的最大开洞率为1.8%.在试验时,为了考察不同位置通风洞对涡振响应的影响,所进行的工况有不开洞、开上排洞、开下排洞、开中排洞、上中下排洞都开,其中洞口的开启与闭合由硬质胶带完成.表4给出不同洞口朝向下模型在横风向的自振参数. 图16给出洞口平行与来流时,不同通风洞设置方式对于涡振响应的影响结果.可以看出,当只开上部或下部一排通风洞时,在临界风速附近的涡振响应与不开洞时相差不大,而当开中洞或全部洞口都打开时,涡振响应幅值显著减小,减小幅度接近20%.根据文献[16,17]的结论可知,当通风孔与来流平行时,侧面上游的风压幅值变化不大,但侧面下游的风压幅值显著减小,即通风孔的存在会使横风向风荷载减小.除此,造成图16结果的原因主要有以下2点：1)洞口设置对漩涡脱落特性的影响；2)洞口影响区域范围大小及该区域对涡振贡献大小所致,具体来说顶部洞口的影响范围较小,下部洞口虽然有较大的影响范围,但该区域的风荷载对涡振响应的贡献相对较小,相反,中部开洞和全开洞的工况会显著降低涡振响应水平.图17给出当洞口垂直于来流时,不同通风洞的设置方式对于涡振响应的影响结果.可以看出,当洞口垂直于来流时,不同的开洞方法对于涡振响应的影响与洞口平行与来流方向时是类似的,且当开中洞或开洞口全开时,涡振响应幅值的降低幅度都接近20%.从洞口对于漩涡脱落的影响规律来看,当洞口垂直于来流方向时,洞口的存在会使洞口附近作用在侧面的流体更难以形成规则有序的漩涡脱落,因而会在一定程度上抑制共振响应水平.事实上,若要进一步分析通风洞对流固耦合现象的影响规律及机理,可以开展精细的气弹模型测压试验,即在洞口附近甚至洞口内侧布置大量的测压点以捕捉同步风压,考察洞口附近的涡脱特性,也可以用CFD方法或流迹显示方法考察模型振动时洞口附近的流体轨迹线.以上两方面的研究很欠缺,本文没有涉及,对此有待进一步的深入研究.(1)切角的设置显著降低了临界风速附近的位移响应,减小了共振发生的可能性,但不利方面是增大了斯托罗哈数,使结构频率与涡脱频率在较小的风速下可能达到相等,从而造成横风向位移的提前增大.从整体来看,当切角率为7.5%～10%时可以实现较好的抗风优化效果；当切角率大于12.5%时,抗风效果开始变差.(2)当折算风速较小时,切角模型横风向风致响应的减小主要是由风荷载的减小所致；当折算风速达到临界风速附近时,切角模型涡振响应的降低主要是由不同外形的气弹效应的差别所致.圆角模型在一定程度上呈现出这一特征.(3)当圆角率约为10%时,横风向涡振响应水平得到了有效的抑制；当圆角率继续增大到15%后,横风向风致响应随折算风速的变化近似呈直线状,说明圆角的存在大大抑制了涡激共振发生的可能性.(4)粗糙条的设置可以显著地降低涡振响应幅值,但没有消除涡振位移响应曲线的倒“V”字现象,有必要进行更细致的研究,以分析不同粗糙条的设置方式对涡振响应的影响.(5)不论通风洞是垂直于来流还是平行来流,洞口的存在都会减小涡振响应幅值,且于中上部开洞的方式对涡振响应幅值的抑制效果最显著.在本文的开洞率范围内,涡激共振发生的可能性没有得到有效控制.可以开展更细致的通风洞设置及风洞试验,进行更深入的研究.(6)可以对多种气动外形的刚性模型和气弹模型进行多测点的同步测压试验,分析气动外形对气弹效应的影响及气弹模型涡振的机理,进而得出更具指导意义的结果.【相关文献】[1] XIE Ji-ming. Aerodynamic optimization in super-tall building designs [C]∥7th International Colloquium on Bluff Body Aerodynamics and its Applications. Shanghai: [s.n.], 2012: 104-111.[2]王磊,梁枢果,邹良浩, 等.超高层建筑抗风体型选取研究[J].湖南大学学报：自然科学版, 2013,40(11): 34-39．WANG Lei, LIANG Shu-guo, ZOU Liang-hao. et al. Study on body shape selection of high-rise building from the point of wind resistance [J]. Journal of Hunan University: Natural Sciences, 2013, 40(11): 34-39．[3] IRWIN P A. Bluff body aerodynamics in wind engineering [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2008, 96(6): 701-712．[4] KWOK K C S, BAILEY P A. Aerodynamic devices for tall buildings and structures [J]. Journal of Engineering Mechanics, 1987, 113(3): 349-365．[5] KWOK K C S. Effect of building shape on wind-induced response of tall building [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1988, 28(1/3): 381-390．[6] KAWAI H. Effect of corner modifications on aeroelastic instabilities of tall buildings [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1998, 74-76(98): 719-729．[7] HAYASHIDA H, MATAKI Y, IWASA Y. Aerodynamic damping effects of tall building fora vortex induced vibration [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1992, 43(s1-3):1973-1983．[8] HAYASHIDA H, IWASA Y. Aerodynamic shape effects of tall building for vortex induced vibration [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1990, 33(1/2):237-242．[9] HAYASHIDA K, KATAGIRI J, NAKAMURA O, et al. Wind-induced response of high-rise buildings Effects of corner cuts or openings in square buildings [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1993, 50(93): 319-328．[10]谢壮宁, 李佳. 强风作用下楔形外形超高层建筑横风效应试验研究[J]. 建筑结构学报, 2011,32(12):118-126.XIE Zhuang-ning,LI Jia. Experimental research on cross wind effect on tapered super-tall buildings under action of strong wind [J]. Journal of Building Structures,2011, 32 (12):118-126.[11]顾明,王凤元, 张锋. 用测力天平技术研究超高层建筑的动态风载[J]. 同济大学学报, 1999, 27(3): 259-263．GU Ming, WANG Feng-yuan, ZHANG Feng. Study on aerodynamic loads of super high-rise buildings by high frequency force balance technique [J]. Journal of Tongji University, 1999, 27(3): 259-263．[12]顾明, 叶丰. 典型超高层建筑风荷载频域特性研究[J].建筑结构学报, 2006, 27(1): 30-36．GU Ming,YE Feng.Frequence domain characteristics of wind loads on typical super-tallbuildings [J]. Journal of Building Structures, 2006, 27(1) : 30-36．[13] 曹会兰, 全涌, 顾明. 一类准方形截面超高层建筑的顺风向气动阻尼[J]. 振动与冲击, 2012,31(22): 84-89．CAO Hui-lan, QUAN Yong, GU Ming. Along-wind aerodynamic damping of high-rise buildings with aerodynamically modified square cross-sections [J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(22): 84-89．[14] 张正维, 全涌, 顾明, 等.斜切角与圆角对方形截面高层建筑气动力系数的影响研究[J].土木工程学报,2013, 49(6):12-20．ZHANG Zheng-wei, QUAN Yong, GU Ming, et al. Effects of corner chamfering and rounding modification on aerodynamic coefficients of square tall buildings [J]. China Civil Engineering Journal, 2013, 49(6): 12-20．[15]王磊, 王海澎, 王述良, 等. 开洞高层建筑风压特性数值模拟研究[J]. 武汉理工大学学报, 2012, 34(5): 122-126．WANG Lei, WANG Hai-peng, WANG Shu-liang, et al. Numerical study on wind pressure of high-rise building with opening [J]. Journal of Wuhan University of Technology,2012, 34(5): 122-126．[16]张耀春, 秦云, 王春刚.洞口设置对高层建筑静力风荷载的影响研究[J].建筑结构学报, 2004,25(4): 112-117．ZHANG Yao-chun, QIN Yun, WANG Chun-gang. Research on the influence of openings to static wind load of high- rise buildings [J]. Journal of Building Structures, 2004, 25(4): 112-117．[17]全涌, 严志威, 温川阳, 等.开洞矩形截面超高层建筑局部风压风洞试验研究[J].建筑结构, 2011, 41(4): 113-116．QUAN Yong, YAN Zhi-wei,WEN Chuan-yang,et al. Wind tunnel test study on local wind pressure of rectangular super high- rise building with openings [J]. Building Structure, 2011, 41( 4) : 113-116．[18]王磊, 梁枢果, 邹良浩, 等. 超高层建筑多自由度气弹模型的优势及制作方法[J]. 振动与冲击, 2014, 33(17): 24-30．WANG Lei,LIANG Shu-guo,ZOU Liang-hao,et al. The advantages and making method of super high-rise building’s multi-DOF aero-elastic model [J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(17): 24-30.[19]王磊, 梁枢果, 邹良浩, 等. 超高层建筑涡振过程中体系振动频率[J].浙江大学学报：工学版,2014, 48(5): 805-812．WANG Lei,LIANG Shu-guo,ZOU Liang-hao,et al. Investigation on VIV system vibration frequency of super high-rise building [J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2014, 48(5): 805-812.。
第43卷第12期• 152 •2 0 1 7 年 4 月山西建筑SHANXI ARCHITECTUREVol. 43 No. 12 Apr. 2017文章编号：1009-6825 (2017) 12-0152-02桥梁断面两自由度风致振动数值模拟孔得璨(中铁四院集团西南勘察设计有限公司，云南昆明650000)摘要:采用弱流固耦合技术,对薄平板和桥梁断面进行了两自由度风致振动数值模拟，得到了断面颤振临界风速、振动频率和阻尼比随风速变化情况,薄平板的数值模拟结果与理论解十分吻合，验证了数值模拟的精度。
关键词:桥梁断面，自由振动，流固耦合,CFD中图分类号:U441.3桥梁主梁断面的气动性能是大跨度桥梁设计时需要考虑的 关键因素，目前主要通过主梁节段模型风洞试验来确定不同（折 算）风速条件下的模态参数以及颤振临界风速。
但是风洞试验面 临成本高、操作复杂、实验周期长等问题。
近年来，随着计算流体 动力学(CFD )的发展和计算机性能的提升,数值模拟技术也越来 越多地被用于桥梁断面静三分力系数[1]、颤振导数识别[2]以及涡 激振动[3]中，但直接采用CFD 自由振动方法研究桥梁颤振性能的 文献较少。
本文采用弱流固耦合方法对典型桥梁断面进行二维 弯扭耦合自由振动数值模拟。
主要研究颤振临界风速以及振动 频率和阻尼比随风速的变化。
由于实际桥梁断面形状复杂，没有 理论解可以对比，因此本文先对具有Theodorsen 理论解的2 mm 厚薄平板进行数值模拟，以验证数值模拟的精度。
1数值模拟1.1 流体控制方程流经二维桥梁断面的气流可以通过RANS 方程求解，由于涉及动网格，本文采用基于任意朗格朗日一欧拉描述格式作为流体 控制方程，质量和动量的守恒方程可写为：SO -S 9-O-S 9-O-SSO -S 9-O-SSO -S 9-O-S 9-O-SSO -S 9-O-S 9-O-SSO -S 9-O-SSO -S 9-O-S 9-O-S用左线先行对铁路的影响也处于规范要求的可接受范围之内，地 铁盾构隧道施工对既有铁路无重大影响。
中等雷诺数方柱绕流的直接数值模拟及涡系分析王建春;吴乘胜;王星;徐金秀【摘要】作为一种典型的钝体绕流,方柱绕流具有物体几何外形简单而流场结构非常复杂的特性,常规的基于RANS的数值计算方法难以准确模拟.DNS不使用任何湍流模型,直接求解完整的非定常流动控制方程组,模拟包括脉动在内的湍流所有非定常流动量的时空演变过程,是湍流数值模拟中最精确的方法,在复杂流动数值模拟方面的应用潜力巨大.本文自主设计和编制并行数值模拟程序,使用基于\"神威·太湖之光\"国产CPU架构的大规模并行计算,开展了中等雷诺数(Re=10000)方柱绕流的直接数值模拟.其中:不可压N-S方程组采用基于交错网格的有限体积法离散;压力-速度耦合采用SIMPLE算法处理;离散得到的代数方程组采用Gauss-Seidel迭代求解;时间步进采用Euler隐式格式,对流项采用QUICK格式,耗散项采用中心差分格式;数值模拟程序的并行化使用MPI方法处理.文中重点分析了方柱绕流的复杂涡系结构,同时给出了部分湍流统计结果,并通过与RANS和LES模拟结果的对比分析,展现了DNS在复杂精细流场模拟方面的优势.【期刊名称】《船舶力学》【年(卷),期】2019(023)008【总页数】13页(P893-905)【关键词】直接数值模拟;方柱绕流;涡系结构;MPI并行;国产CPU架构【作者】王建春;吴乘胜;王星;徐金秀【作者单位】中国船舶科学研究中心水动力学重点实验室, 江苏无锡 214082;中国船舶科学研究中心水动力学重点实验室, 江苏无锡 214082;中国船舶科学研究中心水动力学重点实验室, 江苏无锡 214082;江南计算技术研究所, 江苏无锡214081【正文语种】中文【中图分类】O357.50 引言湍流的数值模拟主要有雷诺平均数值模拟、大涡模拟以及直接数值模拟（Direct Numerical Simulation，DNS）三种方法，每种方法都有其重要的作用和地位，不可能被其他手段所完全代替。
海洋立管涡致耦合振动CFD数值模拟研究一、本文概述随着海洋资源的日益开发，海洋工程结构的安全性和稳定性问题越来越受到人们的关注。
海洋立管作为海洋石油和天然气开采中的重要组成部分，其工作环境恶劣，经常受到海流、波浪、涡流等多种复杂流体的作用，因此涡致耦合振动问题成为影响立管安全性和稳定性的关键因素之一。
为了深入了解涡致耦合振动的机理，有效预测和控制立管的振动行为，本文开展了基于计算流体动力学（CFD）的海洋立管涡致耦合振动数值模拟研究。
本文首先介绍了海洋立管涡致耦合振动的背景和研究意义，阐述了涡致振动的产生机理和影响因素。
详细介绍了CFD数值模拟的基本原理和方法，包括控制方程、湍流模型、网格划分、边界条件设置等，为后续研究提供了理论基础和技术支持。
接着，通过建立海洋立管涡致耦合振动的数学模型，对涡流与立管之间的相互作用进行了深入的分析和讨论。
在此基础上，开展了不同工况下的数值模拟实验，对比分析了不同流速、不同立管直径、不同涡流强度对立管涡致耦合振动的影响。
根据数值模拟结果，提出了控制涡致耦合振动的有效方法和措施，为实际工程应用提供了有益的参考和借鉴。
本文的研究不仅有助于深入理解海洋立管涡致耦合振动的机理和特性，也为海洋工程结构的安全性评估和振动控制提供了重要的理论依据和技术支持。
同时，本文的研究方法和成果也可为其他类似的流体结构耦合振动问题提供有益的参考和借鉴。
二、涡致耦合振动理论基础涡致耦合振动（VortexInduced Vibration, VIV）是海洋立管在流场中受到涡旋脱落引起的周期性力作用而发生的振动现象。
这种现象涉及流体动力学、结构动力学以及两者的耦合作用，是海洋工程领域的重要研究课题。
涡致耦合振动的理论基础主要包括涡旋脱落机制、振动响应模型以及流固耦合分析方法。
涡旋脱落是指当流体流经立管时，由于立管表面的不连续性，如立管直径的突变，使得流体在立管背风侧形成周期性的涡旋脱落。
这些涡旋脱落产生的周期性力会激发立管的振动。
文章编号：１６７３－６０５２（２０１８）０７－００３０－０４ ＤＯＩ：１０．１５９９６／ｊ．ｃｎｋｉ．ｂｆｊｔ．２０１８．０７．００７基于ＣＦＤ的大跨度悬索桥主塔抗风性能分析安伟胜（河北省交通规划设计院 石家庄市 ０５００１１） 摘 要：大跨度悬索桥在跨越大江、大河、深沟、峡谷时越来越受到青睐，而随着桥梁跨度增大、索塔的增高，大跨度悬索桥越发轻柔，对风致振动也越加敏感。
在施工过程中，较高、较柔索塔在独塔状态下的抗风性能相对较差，应予以高度重视。
对某主跨８２８ｍ的铁路悬索桥主塔，运用流体动力学（ＣＦＤ）方法模拟分析了主塔断面在风作用下的涡振性能。
结果表明，索塔断面背风侧有明显的漩涡脱落，较钝的索塔断面易受风致涡振影响；独塔状态下索塔的涡振风速为１５～１８ｍ／ｓ，风速相对较低，发生概率较高；建议采用较为圆滑的断面并在独塔施工中做好横向连接，同时尽量避免在多风季节施工。
关键词：大跨度悬索桥；主塔；ＣＦＤ；抗风性能；风致振动中图分类号：Ｕ４４８．２５ 文献标识码：Ａ 随着人们对便捷交通的需求不断提高，当跨越大江、大河、深沟、峡谷时，大跨度悬索桥成为最主要的桥型之一。
而悬索桥的主塔，作为桥梁主要的受力结构，随着主塔高度的增加，其结构更加轻柔，稳定性能降低，对风致振动也越加敏感。
作为最主要的受力结构，主塔一旦出现破坏，整个桥梁的安全性、耐久性势必会大打折扣。
而施工中的索塔约束较少，施工至一定高度后柔性较大，容易受风致振动的影响。
所以，加强大跨度悬索桥主塔施工过程中的风致振动研究具有非常重要的意义。
采用流体动力学（ＣＦＤ）方法模拟分析了主跨８２８ｍ的铁路悬索桥主塔在风作用下的涡振性能，结果表明较钝的索塔断面易受风致涡振影响，且发振风速较低，受风振影响概率较高，建议采用较为圆滑的断面并在独塔施工中做好横向连接，同时尽量避免在多风季节施工。
１ 工程简介某大跨度铁路桥梁设计方案布置如图１所示，桥址位于较深的“Ｖ”型峡谷，采用一跨跨越的方案，桥梁孔跨布置为２０８ｍ＋８２８ｍ＋２０８ｍ，主跨矢跨比为１／１０．５，主桥桁架式钢梁采用连续体系，根据地形情况，边跨设置有辅助桥墩，吊索在边跨处设置不完全吊索。
