热风炉阀声振耦合有限元分析

管道系统的流固耦合振动分析与振动控制管道系统中的流固耦合振动是一种常见的动力学现象，对于系统的安全性和可靠性具有重要影响。

因此，对管道系统的流固耦合振动进行分析和控制是非常必要的。

本文将介绍管道系统的流固耦合振动的基本原理、分析方法和振动控制技术，并分析其在实际应用中的一些问题和挑战。

一、流固耦合振动的基本原理管道系统的流固耦合振动是指在流体通过管道时，由于流体与管道壁之间的相互作用，产生的流固耦合振动。

其基本原理可以通过流体力学和结构力学的分析来解释。

在流体力学方面，流体在管道中流动时会产生压力波动，这些波动会传播到整个管道系统中，引起管道壁的振动。

而在结构力学方面，管道壁的振动会引起流体内部的压力波动，形成一个闭环的流固耦合振动系统。

二、流固耦合振动的分析方法为了对管道系统的流固耦合振动进行准确的分析，可以采用两种主要的方法：数值模拟和实验测试。

1. 数值模拟方法数值模拟方法是通过数学建模和计算机仿真来模拟管道系统的流固耦合振动。

其中，计算流体力学（CFD）方法可以用来模拟流体流动，有限元法（FEM）可用于模拟管道振动。

通过将这两种方法耦合起来，可以得到较为准确的流固耦合振动特性。

2. 实验测试方法实验测试方法是通过搭建实验平台来进行流固耦合振动的测试。

通过在实验平台上设置不同的工况和参数，可以获取管道系统的振动响应。

常用的测试方法包括压力传感器、加速度传感器等。

通过实验测试，可以获取系统的振动特性，并验证数值模拟结果的准确性。

三、振动控制技术为了降低管道系统的流固耦合振动，需要采取一些有效的控制手段。

目前常用的振动控制技术有两种：被动控制和主动控制。

1. 被动控制技术被动控制技术主要包括减振器和阻尼材料的应用。

减振器可以通过改变系统的固有频率或阻尼特性来吸收振动能量，从而减小振动幅值。

阻尼材料可以通过吸收或传导振动能量来减小系统的振动响应。

2. 主动控制技术主动控制技术则是通过在系统中添加控制器和执行器来主动调节系统的振动响应。

风力发电机叶片振动特性有限元分析
风力发电机叶片振动特性有限元分析是一个研究风机叶片在风力发电机系统工作运行
过程中的振动特性的课题，它也是一种按照建模有限元方法分析和研究不同类型叶片在振
动状态下振动情况及因而产生的振动响应特性，以此获得一些振动特性曲线，为叶片的后
续受力分析提供一定的参考依据。

风力发电机的叶片的振动特性受结构特征、工作状态、操纵荷载及其他因素影响，其
中最主要的因素是外界环境的变化和操纵荷载给叶片产生的共振往复运动中叶片失衡所带
来的混沌振动。

叶片失衡可以将能量传递给叶片，使得叶片频率和振动幅值都会发生变化。

工程计算中，通过有限元方法，对特定的叶片进行模拟计算，在计算模型中设置合适
的单元，并考虑叶片的实际特性和外部环境的实际参数，以计算叶片的力学特性和形变性，确定其受力状态。

通过分析叶片的振动行为来确定叶片在持久性受力或短时间受力期间振
动特性和幅值。

有限元分析，是根据对物体空间变形分析结果估计材料应力-应变-弹性模量及其其他
性能特性，以便求解物体力学问题的一种数值分析方法。

通过有限元分析，可以得到叶片
在振动状态下的振动应力、振动分布，还可以建立准确的运动方程，以及使用Matlab等
软件对振动特性曲线进行拟合，以选择合适的叶片安全性和整体能耗最小的解决方案。

通过分析叶片的振动特性，可以更好地理解叶片在振动状态下的运动情况，给出合适
的设计方案，以期提高风力发电机系统效率，不断改进整个发电系统的设计、结构和叶片
运行性能，最终达到长期维护和重复利用叶片的目的。

夹层结构声振耦合分析方法宁少武;史治宇;张杰;王琪;李疆怀【摘要】为了研究夹层结构的声振耦合特性，提出了夹层声场的声波导模态展开方法，在此基础上发展了声波导模态展开方法的弱耦合形式，波导边界分别研究了绝对软边界和绝对硬边界两种形式，与结构模态展开方法和声腔模态展开方法及其弱耦合形式作对比，分析了声模态和声波导模态阶数对传声损失计算精度的影响，研究了不同夹层边界条件下夹层结构的声振耦合特性和夹层声场声压的分布情况。

计算表明，需要的声波导模态阶数和声腔模态阶数由计算频率段的最高频率决定，最高频率越大，需要的声波导模态阶数和声腔模态阶数也越多；夹层结构的声振耦合特性是结构振动模态和声腔模态综合作用的结果，“梁－空气－梁”共振、驻波共振以及结构共振都会使得结构的隔声性能下降；夹层边界对结构的声振耦合特型有显著的影响；不同的夹层声场处理方法对于相同的物理现象得到的夹层声场分布不完全相同，从声场分布的特点可以反映所发生物理现象的机理。

%A kind of modal expansion method based on acoustic waveguide modes was presented to investigate the vibro-acoustic coupled performance of sandwich structures and its weak coupling form was also developed.The waveguide boundary included two forms of pressure released boundary and rigid boundary.In comparison with the structural modal expansion method and the acoustic modal expansion method of a sound cavity,the influence of orders of acoustic modes and acoustic waveguide modes on the calculation accuracy of the sound transmission loss was analyzed and the vibro-acoustic coupled performance and sound pressure distribution of sandwich structures under different boundary conditions were studied.Itwas shown that the needed orders of acoustic waveguide modes and acoustic modes of the sound cavity are determined with the highest frequency of the calculated frequency range;the bigger the highest frequency,the more the orders of the acoustic waveguide modes and acoustic modes of the sound cavity;the comprehensive effect of structural vibration modes and acoustic modes of sandwich structures leads to their vibro-acoustic coupled characteristi cs;the ’beam-air-beam’ resonance,standing-wave resonance and structural resonance reduce the sound insulation performance of a structure;the sandwich boundary affects vibro-acoustic coupled features of sandwich structures obviously;the sandwich sound field distributions are not exact same for the same physical phenomenon with the above three different methods,the sound field distribution characteristics can reflect the mechanism of occuring physical phenomena.【期刊名称】《振动与冲击》【年(卷),期】2016(035)017【总页数】9页(P151-159)【关键词】层板结构;结构模态;声模态;声波导模态;共振频率【作者】宁少武;史治宇;张杰;王琪;李疆怀【作者单位】南京航空航天大学机械结构力学及控制国家重点实验室，南京210016;南京航空航天大学机械结构力学及控制国家重点实验室，南京 210016;南京航空航天大学机械结构力学及控制国家重点实验室，南京 210016;南京航空航天大学机械结构力学及控制国家重点实验室，南京 210016;南京航空航天大学机械结构力学及控制国家重点实验室，南京 210016【正文语种】中文【中图分类】TB535双板空腔结构相对于单板结构具有更为优良的隔声性能，在高速列车、舰船潜艇以及航空航天等领域有广泛的应用。

风能发电装置振动特性分析与振动控制随着能源需求的不断增加，越来越多的国家和地区开始重视风能的使用，尝试利用风力发电来应对能源不足和环境污染等问题。

风能发电技术已逐渐成熟，但由于风力发电机转子受到空气力的作用，容易产生振动，严重影响风能发电机的效率和寿命。

因此，对风能发电装置的振动特性进行研究和控制具有重要意义。

一、风能发电装置振动特性分析1. 风能发电机结构和振动模型风能发电机主要由发电机、转子、塔架和基础等组成。

在运行中，风通过叶片将转子带动旋转，同时也会对转子、塔架和基础等结构产生振动。

风能发电机的振动特性主要包括结构刚度、振动频率、振动模式和振幅等。

2. 风能发电机的自由振动风能发电机在运行中，由于弹性变形和质量不平衡等原因，存在自由振动。

自由振动可以分为前后摆动和扭转，分别对应着风向和风力的影响。

3. 风能发电机的强迫振动风能发电机在运行中，由于受到风力和颤振等原因，还会出现强迫振动。

强迫振动的主要特点是在一定频率下，振幅会逐渐增强，直至结构破坏。

4. 风能发电机振动特性分析方法目前，对于风能发电机的振动特性分析方法主要包括有限元方法、实验测试和计算流体力学等。

有限元方法通过建立精细的数学模型进行振动分析，可以得到较为准确的振动频率和振动模式等参数。

实验测试则通过模拟出发电机真实工作状态下的振动情况，进而分析和控制振动。

计算流体力学则主要用于分析风力对发电机的影响，包括风速、风向和风向偏角等参数。

二、风能发电装置振动控制方法1. 主动振动控制主动振动控制是指采用一系列控制算法和技术，对风能发电机的结构特点和振动模式进行实时监测和控制，从而达到减少振动、提高效率和延长寿命的目的。

2. 被动振动控制被动振动控制是指采用一些机械结构和材料，通过调整风能发电机内部的结构和强度等参数，来减少振动并提高发电效率。

被动振动控制常用的材料包括弹簧、阻尼材料和减振板等。

3. 智能振动控制智能振动控制是指采用智能技术和实时监测系统，对风能发电机的振动和频率等参数进行分析，从而主动调整发电机的结构和调节风速等参数，减少振动并提高发电效率和寿命。

基于热应力场耦合的涡旋压缩机静涡盘有限元分析第一篇范文基于热应力场耦合的涡旋压缩机静涡盘有限元分析涡旋压缩机是一种广泛应用于制冷、空调、气体压缩等领域的压缩机。

其核心部件静涡盘在运行过程中受到高温、高压等复杂环境的影响，因此对其进行热应力场耦合分析具有重要意义。

本文将对涡旋压缩机静涡盘进行有限元分析，探讨热应力场耦合对其性能和寿命的影响。

一、涡旋压缩机静涡盘的结构特点涡旋压缩机静涡盘的结构复杂，主要由动静涡盘、导叶、轴承等部分组成。

在运行过程中，静涡盘与动涡盘之间的摩擦产生的热量以及压缩气体释放的热量会导致静涡盘温度升高，从而产生热应力。

此外，由于静涡盘受到不均匀的压力分布，还会产生机械应力。

这两种应力相互耦合，对静涡盘的性能和寿命产生严重影响。

二、热应力场耦合分析方法为了对涡旋压缩机静涡盘进行热应力场耦合分析，本文采用有限元法。

有限元法是一种将连续介质离散化为有限数量的单元，通过对这些单元进行应力、应变分析，从而求解复杂问题的方法。

在分析过程中，我们将静涡盘划分为若干个有限元单元，并对每个单元进行热应力场耦合计算。

三、热应力场耦合分析结果与讨论进一步分析发现，热应力场耦合对静涡盘的变形和疲劳寿命具有重要影响。

在高温高压环境下，静涡盘易发生变形，从而影响压缩机的运行性能。

同时，热应力场耦合会使静涡盘表面产生裂纹，降低其疲劳寿命。

四、结论与建议本文通过对涡旋压缩机静涡盘进行热应力场耦合的有限元分析，揭示了热应力场耦合对静涡盘性能和寿命的影响。

为减小热应力场耦合作用，提高静涡盘的性能和寿命，我们提出以下建议：1. 优化动静涡盘的材料和结构设计，以提高其热稳定性；2. 改进压缩机的工作条件，降低运行温度和压力；3. 采用散热措施，及时将静涡盘产生的热量排出；4. 增加对静涡盘的润滑，降低摩擦产生的热量。

第二篇范文探索涡旋压缩机静涡盘的神秘世界：有限元分析的新视角想象一下，如果你拥有一台可以深入了解涡旋压缩机静涡盘内部世界的神奇显微镜。

非预混火焰热声耦合机理的理论和计算分析非预混燃烧广泛存在于动力推进系统中。

本论文通过理论分析和数值计算，辅以相关实验数据，研究了非预混燃烧过程中的热声耦合问题。

对于燃气轮机燃烧室内的燃烧过程，产生热声耦合需要两个条件：第一，流场中需要存在一个初始的扰动，也就是热声耦合产生的诱因，燃烧过程的直接燃烧噪音便是产生这种流场内初始扰动的重要因素；第二，燃烧室的声学边界条件需要满足相关条件，使得流场中的初始扰动可以通过声学反馈，和燃烧过程耦合，产生自维持的热声耦合振荡燃烧。

全文围绕热声耦合问题的两个重要分支：燃烧过程的直接噪音和间接噪音展开，研究其产生机理和相关特性，并对其内在联系做了相关讨论。

首先，利用低阶模型的数学思想，理论推导了低阶燃烧动力学模型以及一维分布式火焰传递函数的表达式。

这些结果从守恒方程组出发，描述了燃烧动力学过程中放热率脉动和流场扰动之间的关系，它们的成立并不依赖于具体的燃料组织方式或燃烧模型，对于预混、非预混、以及部分预混燃烧都是成立的。

接着，论文以一个理想的二维平板非预混火焰作为研究对象，通过格林函数法，解析计算了这个典型非预混燃烧过程的一维分布式火焰传递函数，研究了非预混火焰不稳定燃烧过程中的一类重要问题：热斑的产生及其演化过程，分析其影响因素。

接下来，通过分析直接数值模拟的计算结果，得到了非预混火焰放热率脉动时间变化率的空间相关函数表达式，从而简化了非预混燃烧过程中直接燃烧噪音的计算方法。

通过燃烧过程中特征量对直接数值模拟结果的无量纲化，使得分析计算的结果表征了非预混燃烧过程中直接燃烧噪音的本质，使结果具有一般性。

在第五章，以一个真实的燃气轮机模型燃烧室为例，通过数值计算，预测了模型燃烧室的自激振荡燃烧状况。

通过线性声学的理论推导，得到了描述燃烧室上下游声学边界条件的声阻抗表达式，使得数值计算的区域可以只考虑燃烧区。

最后，讨论了非预混火焰热声耦合振荡燃烧对于宽频扰动的激发模态。

锅炉管式空气预热器振动原因分析及改造一、概述某石化厂的一台35t/h中压燃油锅炉装有管式空气预热器，该空气预热器的结构简图如图1所示。

该空气预热器最大特点是：烟气流经壳程，空气流经管程，具体的设计参数如表1。

该锅炉在投人运行后，当锅炉负荷大于28t/h时，空气预热器突然发出强烈的振动和噪声，致使司炉工的工作环境条件非常恶劣，空气预热器管箱外的保温层很快开始开裂和脱落，该厂被迫降负荷运行该锅炉，造成了很大的经济损失。

二、原因分析我们曾怀疑过因空气预热器管子的自振和卡曼涡流的脱离相偶合而导致振动，所以对空气预热器管子的固有频率进行计算，计算时假定管子是一个长的、两端固定的、受均布载荷的连续梁，计算出管子（φ40 x 1.5mm）的固有频率为49Hz，而远远小于预热器的驻波频率，因此在计算的基础上排除了这种可能性。

通过认真的分析核算，总结出该空气预热器发生振动和噪声的原因是：烟气流经空气预热器的错列管束时产生了漩涡，漩涡有规律的脱离频率与管箱中存在的某阶声驻波的频率相偶合，该阶驻波被激发，于是空气预热器便产生了强烈的振动和噪声。

1. 涡流产生的机理及频率计算当流体垂直管子轴线作横向流动时，因流体流经的管子是非流线型的，故在管子的两侧将有漩涡产生并脱离。

漩涡是一种流体的螺旋运动，漩涡离开物体在下游形成漩涡尾流，称之为卡曼涡街（图2），卡曼涡街是由两行漩涡尾流构成，位于这两行尾流上的漩涡分别以顺时针方向和逆时针方向旋转且呈现有规律的交替形成。

卡曼涡街的漩涡特性与流体流动的雷诺数（Re）的数值有关，针对本文所涉及的振动，仅与漩涡的有规律脱离有关。

漩涡有规律脱离大都发生在100 < Re < 3×105和Re＞3.5×106。

对于燃煤锅炉，烟气中的飞灰含量大，为了防止空气预热器管束间积灰严重，常采用烟气在管内冲刷、空气在管外冲刷的形式。

空气流经管束的Re一般在3×103～2×104范围内。

第17卷第5期工程力学Vol.17 No.52000年 10 月ENGINEERING MECHANICSOct. 2000收稿日期修订日期国家自然科学基金资助项目(59578050作者简介女浙江大学土木系副教授主要从事结构工程研究文章编号孙炳楠(浙江大学土木系在目前的风振响应计算中但对于超高层建筑由于基频较低本文基于准定常假定推论出风与结构的耦合作用实质上就是气动阻尼效应就可建立考虑风与结构耦合作用的风振响应模态分析方法确定了风与结构耦合作用所产生的气动阻尼比较了采用Davenport 谱和Kaimal 谱对计算结果的差异性采用Kaimal 谱并考虑风与结构的耦合作用所得计算结果能与风洞试验结果吻合较好风振响应气动阻尼中图分类号A１前言作用于高耸建筑物地震荷载和风荷载结构显得越来越柔性振动频率随之降低建筑物越柔而地震能量集中在高频区因此当建筑物总高度超过某一值时深入分析高耸结构的风振效应就显得十分重要大部分的研究都集中在顺风向的抖振分析上从原理上讲只是在计算过程中针对具体的分析对象有不同的处理方式对结构的计算模式作不同的简化等等频域分析法比较直接方便并且所需机时较长在目前的风振响应计算中这对于一阶频率高于0.5Hz 的悬臂结构是可以接受的[5]¸ßËÊËþΦ½á¹¹ÓÈÆäÊÇ×èÄá½ÏСµÄ¸Ö½á¹¹±¾ÎÄ»ùÓÚ×¼¶¨³£¼Ù¶¨风与结构的耦合作用及风振响应分析17虑风与结构耦合作用的风振响应模态分析方法确定了不同风速下风与结构耦合作用所产生的气动阻尼采用三维离散的桁架单元和梁单元模型并着重探讨了两个问题(2 采用Davenport 谱和Kaimal 谱对结构风振响应的差异性２风振响应频域分析法任一结构采用合适的有限单元离散后在风荷载作用下的运动平衡方程为大气湍流可以看成是一个平稳随机过程为了求得风振响应的均方根值xσ∂™™⊄∂↓• ≥⊂(1进行求解并且对于小阻尼体系得风振响应的功率谱为∑==nj pj j j x S i H S 122 ( ( (ωωϕω (2对于第q 个自由度分别为自由度及振型的序号(ωpj S 为j 振型广义力 (t P j 的自谱密度函数按下式计算∑==nj xj j x 12σωσ&& (5式中xj σ为第j 振型的位移响应均方根值对于第r 个自由度r r r r r A C t v V t F ( (ρ= (6若第r 个自由度位于节点i和r A 分别为i 节点所对应的平均风速r C 为气动力系数, , ( , , ( (11211ωρϕϕωϕϕωk r S A A C C V V k r S S v nr k r k r k r nk kj rj nr F nk kj rj Pj ∑∑∑∑====== (7式中kr k r k r A A C C V V k 个自由度对应的平均风速迎风面积可表示为18工程力学, , ( ( ( , , ( ( (ωωωωk r coh S S k r S k v r v v = (8式中(ωv S 为脉动风速谱至今为止大致可以分为两类另一类是谱密度随高度的增加而减小分别采用了这两类谱中应用较为广泛的Davenport 谱和Kaimal 谱[6]３风与结构的耦合作用及气动阻尼为了考虑风与结构的耦合作用采用风与结构的相对速度来计算抖振力风阻力为假设脉动风速(t V Ïà¶ÔÓÚƽ¾ù·çËÙV 的平方可以忽略不计X AV C t AVv C AV C P D D D D &ρρρ−+= (212 (10 显然式(10中的第一项为平均风力第二项即为脉动风速引起的抖振力若将该非定常阻力引入运动方程(1ʹÎÊÌâ±äµÃ¸´ÔÓ¶øÄÑÒÔÇó½â¸ÃÁ¦Óë½á¹¹Õñ¶¯ËٶȳÉÕý±ÈÒò´Ë¿ÉÒÔ²ÉÓÃÔÚÔ˶¯·½³ÌÖÐÒýÈëÆø¶¯×èÄáµÄ¼ò»¯·½·¨À´¿¼ÂÇ·çÓë½á¹¹µÄñîºÏ×÷ÓÃ固有圆频率为0ω™∨∅ • ⊄∧V作用下的气动阻尼常数为[7]¶à×ÔÓɶȽṹµÄ¶¯Á¦ÏìÓ¦±»¿´×÷Óɸ÷½×ģ̬ÏìÓ¦µü¼ÓµÄ×ܺÍÈçͬµ¥×ÔÓɶÈÒ»°ãÓɴ˿ɼûÆø¶¯×èÄáΪÕý×èÄá¼´¿çÔ½µµ¾àΪ1500米塔体总高达183米居浙江省最高椒江是强台风区最大瞬时风速达45米/秒以上４．１动力特性分析风与结构的耦合作用及风振响应分析19首先分别采用如图2所示二种较严格的计算模式对该高耸输电铁塔(简称椒江塔进行动力特性分析按空间桁架进行计算将塔柱及横隔看作空间梁单元水平斜撑及塔头杆件为空间二力杆单元以下简称半刚架模式计算表明说明该类铁塔完全可以按空间桁架模式计算图1 椒江塔示意图图2 椒江塔计算模式图3为椒江塔x 方向和y 方向的前三阶弯曲振型由于该塔的塔身横截面为正方形ｙ两个方向的频率该塔的一阶扭转频率为4.65Hz ÖµµÃ×¢ÒâµÄÊÇÔÚÀíÂÛ¼ÆËãʱÖÊÁ¿·Ö²¼µÈ¾ùÊÇÀíÏëµØ¶Ô³ÆÓÚxÈôʵ¼Ê½¨³ÉºóµÄËþÉÔÓÐÆ«ÐÄ(a x 方向1~3阶振型 (b y 方向1~3阶振型图3 椒江塔x 方向和y 方向前三阶弯曲振型４．２抖振响应分析采用以上所述的模态分析法进行抖振响应分析还要确定以下主要参数K 和结构阻尼β20工程力学根据椒江塔所处的地貌特征椒江塔主要由薄壁钢管构成钢管为12720×φ在规范中纯钢结构的阻尼比为0.01ÔòÈ¡Ò»½×ÕñÐ͵Ľṹ×èÄá±ÈΪ0.015(2 阻力系数DC 由风洞试验得到该塔在各风向角下的阻力系数如表1所示[8]È¡µ¥Ãæ¼ÆËã±íÃ÷¶þ½×ÒÔÉϵÄÓ°ÏìԼΪ2.5%Òò´Ë¿ÉÒÔ½«½·½-Ëþ¿´×÷ΪÕÔ¹ÌÓÐƵÂÊ1ω振动的单自由度物体其中平均风速V 取塔架中点高度(H =90m处的风速90V 表２椒江塔气动阻尼aβ风速10V (m/s1520253035404550风速90V (m/s20.427.234.040.847.654.461.268.0气动阻尼aβ0.00460.00600.00760.00910.01060.01200.01400.0150根据上述所取参数分别采用Davenport 谱和Kaimal 谱对椒江塔进行了抖振响应计算并以图4图4 顶点位移均方根值与风速10V 的关系图5 顶点加速度均方根值与风速10V 的关系风与结构的耦合作用及风振响应分析 21 表３铁塔顶点风振响应风速 V10 (m/s 15 20 位移均方根值σ x (cm 25 30 35 40 45 50 15 1.55 1.65 1.53 1.61 加速度均方根值σ x (0.01g 20 3.65 3.15 3.39 3.02 25 6.32 5.22 5.68 4.93 30 9.49 7.89 8.21 7.35 35 40 45 50 不计气 Davenport 谱 1.16 2.74 4.74 7.14 10.40 14.64 19.74 25.74 动阻尼Kaimal 谱 1.24 2.36 3.92 5.94 8.46 8.82 7.74 11.54 15.16 19.44 12.18 15.86 20.32 10.34 13.34 16.8 13.84 19.28 26.28 34.25 11.25 15.37 20.17 25.86 11.74 16.20 21.09 27.03 10.29 13.77 17.74 22.35 考虑气 Davenport 谱 1.14 2.54 4.28 6.18 动阻尼 Kaimal 谱1.20 2.28 3.70 5.52 结构风振响应随速度非线性单调增加并且采用 Davenport 谱所得的结构响应明显大于采用 Kaimal 谱所得的结构响应风速越大二者的差距越大考虑气动阻尼后二者的差距虽有所减小但椒江塔在设计风速 V10 = 36.6m/s 下Davenport 谱仍然比 Kaimal 谱所得结果大 15% 图中还反映出气动阻尼或者说风与结构的耦合作用对计算结果有较大的影响在气动稳定的情况下气动阻尼随风速而增大因而其影响程度也随风速的增大而增大当考虑气动阻尼后在风速 V10 = 36.6m/s 时采用 Davenport 谱结构响应可减小 18% 采用 Kaimal 谱则减小 10% 因此对于象钢结构那样柔性并阻尼小的结构气动阻尼的影响是不可忽略的它将减小铁塔风振响应理论计算结果与试验结果的对比如图 6 图 7 所示图 6 为 0o 风向时塔头 170m 高度处顺风向的加速度响应图 7 为 45o 风向时塔身 121m 高度处顺风向的加速度响应图中曲线明显地反映出采用 Kaimal 谱并考虑气动阻尼所得的结果与试验结果较接近当风速达到设计风速时二者吻合得很好而采用 Davenport 谱所得结果偏大尤其是不考虑气动阻尼时计算值比试验值大得多约偏大 20% 因此在输电铁塔风振响应的计算中建议采用 Kaimal 谱并有必要考虑风与结构的耦合作用从图中可以直观地看出图 6 0o 风向角塔头 170m 高度处加速度响应比较图 7 45o 风向角塔身 121m 高度处加速度响应比较５主要结论 1 对于低阻尼的钢结构体系在理论计算中应考虑风与结构的耦合作用这一耦合作用在气动稳定时可转化为气动阻尼的影响文中采用拟单自由度法确定了不同风速下的气动阻尼从而简化了三维多自由度体系风与结构耦合作用的计算 2 在气动弹性稳定时气动阻尼随风速的增大而增大因而其影响程度也随之增大对于象钢结构那样柔性并阻尼较小的结构气动阻尼的影响是不可忽略的它将减少结构22 工程力学的风振响应 3 理论计算与试验结果的对比表明采用 Kaimal 谱所求得的风振响应与试验值吻合较好而采用 Davenport 谱加速度响应偏大达 20%左右尽管目前许多国家(包括我国的规范均采用 Davenport 谱但运用该谱所求得的风振响应偏于保守而 Kaimal 谱比较接近实际参考文献 [1] Ahsom Kareem. 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Numerical results based on Kaimal spectrum and Davenport spectrum are presented. Wind tunneltests were also carried out. It is shown that numerical predictions based on Kaimal spectrum are in good agreement with experimental observations. The study shows that the wind-structure interaction has a significant effect on the responses of the structure. Key words: wind-induced response; tall structure; aerodynamic damping风与结构的耦合作用及风振响应分析作者：作者单位：刊名：英文刊名：年，卷(期：被引用次数：楼文娟，孙炳楠， LOU Wen-juan， SUN Bing-nan 浙江大学土木系,杭州,310027 工程力学 ENGINEERING MECHANICS 2000,17(5 24次参考文献(8条 1.楼文娟;孙炳楠;唐锦春大跨越输电铁塔的气动弹性模型及风洞试验1997 2.伯野元彦;李明昭土木工程振动手册 1992 3.埃米尔·希缪;罗伯特·H·斯坎伦;刘尚培;项海帆,谢霁明风对结构的作用 1992 4.张相庭结构风振与风压计算 1985 5.陈勇;楼文娟;孙炳楠基于windows的多点脉动风风速时程模拟 1997 6.G Solari 3-D response of building to wind action 1986 7.H Tsukagoshi Response analyses of along-wind and across-wind vibrations of tall buildings in time domain 1993 8.Ahsom Kareem Dynamic response of high-rise building to stochastic wind loads 1992 引证文献(24条 1.范存新.张毅.唐和生考虑桩-土-结构相互作用时高层建筑风振响应分析(Ⅱ[期刊论文]-四川建筑科学研究 2010(1 2.林立孚浅析高层建筑结构的计算分析方法[期刊论文]-中国高新技术企业 2010(22 3.范存新.张毅.唐和生考虑桩-土-结构相互作用时高层建筑风振响应分析(Ⅰ[期刊论文]-四川建筑科学研究 2009(6 4.李春祥.李锦华.于志强输电塔线体系抗风设计理论与发展[期刊论文]-振动与冲击 2009(10 5.王元战.孙熙平.詹水芬.洪宁宁防风网结构设计研究综述[期刊论文]-港工技术 2008(3 6.楼文娟.卢旦.杨毅.余世策开孔建筑屋盖风振响应中的气动阻尼识别[期刊论文]-空气动力学学报 2007(4 7.陈达.张玮风能利用和研究综述[期刊论文]-节能技术 2007(4 8.甘凤林.潘兹勇高层建筑和高耸结构的抗风设计探讨[期刊论文]-山西建筑 2007(8 9.范存新.薛松涛.陈镕.唐和生考虑风与结构耦合作用时电视塔结构的风振响应[期刊论文]-苏州大学学报（工科版） 2006(4 10.刘毛方大跨度屋盖结构脉动风特性及风振响应计算方法的研究[学位论文]硕士 2006 11.辛庆胜.周岱.马骏大跨斜拉网格结构耦合风振响应分析计算的研究现状与发展前景[期刊论文]-振动与冲击 2005(1 12.王世村高耸结构风振响应和风振疲劳研究[学位论文]博士 2005 13.王世村高耸结构风振响应和风振疲劳研究[学位论文]博士 2005 14.唐喜基于ANSYS参数化语言的索膜结构找形优化和荷载分析[学位论文]硕士 2005 15.刘嵩杆式结构风激响应的谱分析[学位论文]硕士 2005 16.章增当.陈水福三管钢筋混凝土烟囱风振响应分析与结构方案评价[期刊论文]-工业建筑 2004(5 17.范存新.薛松涛.陈镕.张毅考虑风-结构-土耦合作用时高层建筑顺风向风振响应分析[期刊论文]-力学季刊 2004(2 18.宋海妍大跨机库网架屋盖的风振响应及风振系数研究[学位论文]硕士 2004 19.秦云结构静力风荷载数值模拟研究[学位论文]博士 2004 20.舒新玲大跨度单层网壳结构风载风振研究[学位论文]硕士 2003 21.舒新玲大跨度单层网壳结构风载风振研究[学位论文]硕士2003 22.舒新玲大跨度单层网壳结构风载风振研究[学位论文]硕士 2003 23.周岱.舒新玲.周笠人大跨空间结构风振响应及其计算与试验方法[期刊论文]-振动与冲击2002(4 24.舒新玲.周岱.王泳芳风荷载测试与模拟技术的回顾及展望[期刊论文]-振动与冲击 2002(3 本文链接：/Periodical_gclx200005003.aspx。

换热器管束振动的原因及防范措施一、管束振动分析管壳式换热器在运行过程中,流体在壳程横向冲刷管束,由于工况的变化以及流动状态的复杂性,换热管总会发生或大或小的振动。

产生振动的振源为流体稳定流动产生的振动、流体速度的波动、通过管道或其它连接件传播的动力机械振动等,横向流是流体诱导管束振动的主要根源。

1.1管束振动的机理1.1.1漩涡脱落当流体横掠换热管时,如果流动雷诺数大到一定程度,在管子背面两侧就产生周期性交替脱落的反对称漩涡尾流,即卡曼涡街。

漩涡的交替产生和脱落使管子的两侧产生垂直于流向周期性变化的激振力,导致管子发生振动。

其振动频率等于漩涡脱落频率,用式fv=SLv/do计算,由此可见,当管径do一定时,流速v越大,流体诱导振动频率fv越大。

当漩涡脱落频率接近或等于管子固有频率时,就会产生强烈的振动。

1.1.2紊流抖振紊流中脉动变化的压力和速度场不断供给管子能量,当紊流脉动的主频率ftb与管子的固有频率相近或相等时,管子吸收能量并产生振动[2]。

脉动的主频率ftb由式ftb=vdolt3051-dot2+0.28计算。

通常认为,当管子间距较大时,卡曼漩涡的影响是主要的;当管子间距较小时,由于没有足够的空间产生漩涡分离,紊流的影响是主要的。

当管子间距与管径之比小于1.5时,漩涡分离一般不会引起管子大振幅的振动。

1.1.3流体弹性激振当流体横向流过管束时,由于流动状态的复杂性,可能使管束中某一根管子偏离其原来的静止位置,发生瞬时位移,这会改变其周围的流场,从而破坏相邻管子上的力平衡,使之产生位移而处于振动状态。

当流体速度大到某一程度时,流体弹性力对管束所做的功大于管子阻尼作用所消耗的功,管子的响应振动振幅将迅速增大,直到管子间相互碰撞而造成破坏。

发生流体弹性激振时,横流速度的临界值用式vo=βfnmeδoρd2o1/2计算。

研究表明,流体速度较低时,振动可能由漩涡脱落或紊流抖振引起[3],而在速度较高区域,诱发振动机理主要是流体激振。