基于剛性模型與氣彈模型風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)比的塔式定日鏡風(fēng)振響應(yīng)研究

劉鎮(zhèn)華， 牛華偉， 李紅星， 何邵華

(1. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082；2. 中國(guó)電力工程顧問(wèn)集團(tuán)西北電力設(shè)計(jì)院有限公司，西安 710075)

由于石油、煤炭等傳統(tǒng)化石能源大量消耗，導(dǎo)致人類(lèi)即將面臨能源危機(jī)，世界上很多國(guó)家都在積極開(kāi)發(fā)太陽(yáng)能、風(fēng)能、海洋能等可再生新能源。塔式太陽(yáng)能光熱發(fā)電站是將太陽(yáng)能轉(zhuǎn)化為電能的重要實(shí)踐。塔式定日鏡是塔式太陽(yáng)能光熱發(fā)電站中重要的聚光設(shè)備，建造費(fèi)用占發(fā)電系統(tǒng)總造價(jià)的一半以上，控制荷載為風(fēng)荷載。開(kāi)展定日鏡抗風(fēng)性能研究對(duì)于提高定日鏡結(jié)構(gòu)的安全性和減小電站投資具有重要意義。

目前關(guān)于定日鏡風(fēng)振響應(yīng)的研究尚不充分。國(guó)外對(duì)于定日鏡結(jié)構(gòu)的抗風(fēng)研究開(kāi)展的比較早，始于20世紀(jì)60年代。Brosens[1]研究了陣風(fēng)作用下剛性定日鏡的振動(dòng)問(wèn)題。Hoyer[2]對(duì)定日鏡的風(fēng)致響應(yīng)問(wèn)題進(jìn)行了探討。Terrés-Nícoli等[3]研究了定日鏡結(jié)構(gòu)對(duì)風(fēng)荷載的動(dòng)態(tài)影響。Todd Griffith等[4]對(duì)圣地亞實(shí)驗(yàn)室某型定日鏡進(jìn)行了模態(tài)實(shí)測(cè)，并與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行了比較，驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。我國(guó)定日鏡抗風(fēng)研究起步很晚，但進(jìn)展較大。王鶯歌等[5-6]基于定日鏡剛性模型測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)，進(jìn)行了定日鏡結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)的時(shí)域分析，并將本征正交分解(proper orthogonal decomposition，POD)法引入到風(fēng)振響應(yīng)分析中，在保證精度的同時(shí)大大減少了計(jì)算量。宮博等[7-8]進(jìn)行了定日鏡結(jié)構(gòu)基于頻域的風(fēng)振響應(yīng)分析。李正農(nóng)等[9]對(duì)塔式定日鏡結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)兩種方法進(jìn)行了對(duì)比研究，驗(yàn)證了有限元模型的合理性。黃嵩等[10-11]基于剛性模型測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)，進(jìn)行了定日鏡結(jié)構(gòu)在不同工況下的風(fēng)振響應(yīng)時(shí)域分析，結(jié)合疲勞損傷理論，實(shí)現(xiàn)了時(shí)域與頻域內(nèi)的定日鏡結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位在最不利風(fēng)荷載工況下的風(fēng)振疲勞損傷分析。馮煜等[12]研究了三維風(fēng)場(chǎng)各分量對(duì)定日鏡動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。王迎春等[13]基于風(fēng)洞測(cè)壓試驗(yàn)結(jié)果，采用多階模態(tài)力法計(jì)算了定日鏡的等效靜力風(fēng)荷載，結(jié)果與時(shí)程分析方法相近。

雖然針對(duì)定日鏡結(jié)構(gòu)的風(fēng)振響應(yīng)已經(jīng)有了一定的研究，但都是基于定日鏡結(jié)構(gòu)剛性模型測(cè)壓試驗(yàn)的有限元分析，并且結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)風(fēng)振系數(shù)的取值尚不清晰。本文進(jìn)行了定日鏡結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析，通過(guò)基于剛性模型測(cè)壓試驗(yàn)的有限元分析和氣彈模型測(cè)振試驗(yàn)，對(duì)比研究了塔式定日鏡結(jié)構(gòu)的風(fēng)振響應(yīng)，計(jì)算了結(jié)構(gòu)的風(fēng)振系數(shù)，為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

1 計(jì)算模型及動(dòng)力特性

1.1 有限元模型

定日鏡結(jié)構(gòu)由立柱、抗扭鋼梁、桁架梁、檁條和鏡面組成，如圖1所示。采用ANSYS有限元軟件建立定日鏡結(jié)構(gòu)的有限元模型，立柱、抗扭鋼梁、桁架梁和檁條均采用BEAM188單元，鏡面、抗扭鋼梁與桁架梁連接的矩形板采用SHELL63單元。立柱底部與大地固結(jié)，立柱頂部與抗扭鋼梁固結(jié)，抗扭鋼梁與矩形板采用約束方程耦合，矩形板與桁架梁通過(guò)多節(jié)點(diǎn)固結(jié)，主檁條與桁架梁通過(guò)節(jié)點(diǎn)固結(jié)，次檁條與主檁條通過(guò)節(jié)點(diǎn)鉸接，鏡面與主檁條通過(guò)節(jié)點(diǎn)固結(jié)。

圖1 定日鏡結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of heliostat structure

1.2 動(dòng)力特性

將風(fēng)攻角定義為定日鏡鏡面的法線(xiàn)與水平風(fēng)向的夾角，如圖2所示，即鏡面豎直為0°風(fēng)攻角，鏡面水平為90°風(fēng)攻角。風(fēng)攻角的變化使定日鏡結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和剛度分布發(fā)生變化，進(jìn)而影響到結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性。

圖2 風(fēng)攻角α示意圖Fig.2 Schematic diagram of wind attack angle α

本文進(jìn)行了不同風(fēng)攻角下定日鏡結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析，自振頻率如表1所示。不同風(fēng)攻角下定日鏡結(jié)構(gòu)的振型一致，以90°風(fēng)攻角為例，結(jié)構(gòu)第1階振型為上部結(jié)構(gòu)沿抗扭鋼梁軸向的移動(dòng)，結(jié)構(gòu)第2階振型為上部結(jié)構(gòu)繞立柱的扭轉(zhuǎn)，結(jié)構(gòu)第3階振型為上部結(jié)構(gòu)繞抗扭鋼梁的對(duì)稱(chēng)轉(zhuǎn)動(dòng)，結(jié)構(gòu)第4階振型為上部結(jié)構(gòu)的彎曲，結(jié)構(gòu)第5階振型為上部結(jié)構(gòu)繞抗扭鋼梁的反對(duì)稱(chēng)轉(zhuǎn)動(dòng)。根據(jù)模態(tài)分析的結(jié)果可知，結(jié)構(gòu)頻率分布比較密集，出現(xiàn)了大小相近的頻率對(duì)，反映了結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性。風(fēng)攻角的改變對(duì)定日鏡結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)影響不大。

表1 各風(fēng)攻角下定日鏡結(jié)構(gòu)前5階自振頻率Tab.1 The first 5 natural vibration frequencies of the heliostat structure at various wind attack angles

2 風(fēng)洞試驗(yàn)及有限元分析

2.1 剛性模型測(cè)壓試驗(yàn)

剛性模型測(cè)壓試驗(yàn)在湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心的HD-2大氣邊界層風(fēng)洞的高速試驗(yàn)段進(jìn)行。該試驗(yàn)段寬3 m，高2.5 m，試驗(yàn)風(fēng)速在0～58 m/s連續(xù)可調(diào)。風(fēng)洞配備移動(dòng)測(cè)架系統(tǒng)，采用尖劈格柵裝置和兩種大小的粗糙元可模擬出與縮尺模型相匹配、適合不同地形地貌特征的風(fēng)場(chǎng)。采用ABS材料制作了定日鏡結(jié)構(gòu)的剛性模型，受風(fēng)洞截面尺寸及風(fēng)洞試驗(yàn)阻塞比[14]的要求，剛性測(cè)壓模型的幾何縮尺比采用1∶10.5。根據(jù)定日鏡所在地區(qū)的地貌特征，風(fēng)洞試驗(yàn)中模擬的風(fēng)場(chǎng)為GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[15]規(guī)定的A類(lèi)風(fēng)場(chǎng)，風(fēng)剖面指數(shù)為0.12，風(fēng)速和紊流度符合要求，如圖3和圖4所示。鏡面正反面各布置了220個(gè)測(cè)壓點(diǎn)，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，風(fēng)攻角α在0°～90°內(nèi)每10°進(jìn)行一次定位，風(fēng)向角β(如圖5所示)在0°～180°內(nèi)每15°進(jìn)行一次定位，共測(cè)試了130個(gè)工況。剛性模型在風(fēng)洞中做測(cè)壓試驗(yàn)的照片如圖6所示。測(cè)壓裝置采用美國(guó)PSI掃描閥公司生產(chǎn)的DTC Initium電子式壓力掃描閥，每個(gè)掃描閥具有64個(gè)通道。風(fēng)壓方向指向鏡面為正，遠(yuǎn)離鏡面為負(fù)。試驗(yàn)中參考點(diǎn)的位置對(duì)應(yīng)實(shí)際高度5.25 m，風(fēng)速換算到實(shí)際10 m高度為8.5 m/s。測(cè)壓信號(hào)采樣頻率為330 Hz，每個(gè)測(cè)點(diǎn)在每個(gè)工況下都記錄了20 000個(gè)數(shù)據(jù)的風(fēng)壓信號(hào)。

圖3 風(fēng)速剖面圖Fig.3 Wind speed diagram

圖4 紊流度剖面圖Fig.4 Turbulence diagram

圖5 風(fēng)向角β示意圖Fig.5 Schematic diagram of wind direction angle β

圖6 剛性模型測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.6 Rigid model pressure measurement wind tunnel test photo

定日鏡鏡面很薄，只有4 mm厚，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)只關(guān)心鏡面上的凈風(fēng)荷載分布情況，因此試驗(yàn)數(shù)據(jù)按式(1)進(jìn)行處理

(1)

將各測(cè)點(diǎn)的平均凈風(fēng)壓系數(shù)按面積加權(quán)平均即可得到各工況下整個(gè)鏡面的平均凈風(fēng)壓系數(shù)，平均凈風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)向角和風(fēng)攻角的變化，分別如圖7和圖8所示。

圖7 平均凈風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線(xiàn)圖Fig.7 The curve of average net wind pressure coefficient with wind direction angle

圖8 平均凈風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化曲線(xiàn)圖Fig.8 The curve of average net wind pressure coefficient with wind attack angle

由圖7可知，風(fēng)攻角一定時(shí)，隨著風(fēng)向角從0°增大到180°，平均凈風(fēng)壓系數(shù)大致先減小后增大，90°風(fēng)向角時(shí)平均凈風(fēng)壓系數(shù)最小。由圖8可知，風(fēng)向角一定時(shí)，隨著風(fēng)攻角從0°增大到90°，平均凈風(fēng)壓系數(shù)大致逐漸減小，90°風(fēng)攻角時(shí)平均凈風(fēng)壓系數(shù)最小。平均凈風(fēng)壓系數(shù)的最不利值為0.95，此時(shí)α=0°，β=15°。

2.2 有限元分析

基于定日鏡剛性模型風(fēng)洞測(cè)壓試驗(yàn)的結(jié)果，選出典型工況α=0°/β=0°和α=90°/β=0°進(jìn)行風(fēng)振響應(yīng)分析。將由測(cè)壓試驗(yàn)得到的凈風(fēng)壓系數(shù)換算到實(shí)際基本風(fēng)速對(duì)應(yīng)的風(fēng)壓后施加到有限元模型上，對(duì)有限元模型進(jìn)行瞬態(tài)分析。每個(gè)工況設(shè)置了20 000個(gè)荷載步及時(shí)間步，采用斜坡荷載，阻尼比分別設(shè)為1%，2%和3%。

由于定日鏡正常使用中必須保證光線(xiàn)準(zhǔn)確反射至吸熱塔頂部的集熱器上，定日鏡距反射目標(biāo)較遠(yuǎn)，鏡面微小位移即導(dǎo)致反射位置巨大偏差，因此鏡面位移響應(yīng)指標(biāo)是定日鏡結(jié)構(gòu)分析和設(shè)計(jì)的重要因素。結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)采用的風(fēng)振系數(shù)的定義是順風(fēng)向的，因此有限元計(jì)算時(shí)以結(jié)構(gòu)順風(fēng)向的位移響應(yīng)為主。以2%阻尼比為例，給出典型工況的順風(fēng)向位移響應(yīng)最大的風(fēng)振結(jié)果，如2.2.1節(jié)和2.2.2節(jié)所示。

2.2.1 阻尼比2%、α=0°，β=0°

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，順風(fēng)向位移最大的節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)在主檁條的端部，均值為11.81 mm，位移時(shí)程及頻譜如圖9所示。

圖9 定日鏡位移均值最大節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程及頻譜圖(α=0°，β=0°)Fig.9 Time history and spectrogram of maximum nodal displacement of heliostat displacement mean value(α=0°，β=0°)

2.2.2 阻尼比2%、α=90°，β=0°

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，順風(fēng)向位移最大的節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)在抗扭鋼梁的端部，均值為1.54 mm，位移時(shí)程及頻譜如圖10所示。

圖10 定日鏡位移均值最大節(jié)點(diǎn)位移時(shí)程及頻譜圖(α=90°，β=0°)Fig.10 Time history and spectrogram of maximum nodal displacement of heliostat displacement mean value(α=90°，β=0°)

由2%阻尼比風(fēng)振響應(yīng)的結(jié)果可知，位移最大的位置出現(xiàn)在主檁條端部。由于結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)分布比較密集，從頻譜圖中峰值點(diǎn)的頻率大小可知影響結(jié)構(gòu)風(fēng)振的模態(tài)主要是前3階。

各阻尼比、典型工況下、各構(gòu)件的最大順風(fēng)向位移響應(yīng)，如表2所示。由表2可知，隨著阻尼比的增大，結(jié)構(gòu)最大順風(fēng)向位移的位置不發(fā)生改變，最大順風(fēng)向位移的均值不變、均方差變小,且主檁條端部位置的順風(fēng)向位移響應(yīng)最大。

表2 各阻尼比、典型工況下各構(gòu)件的最大順風(fēng)向位移響應(yīng)Tab.2 The maximum nodal displacement response of each member under various damping ratios and typical working conditions

2.3 氣彈模型測(cè)振試驗(yàn)

對(duì)于氣彈模型的設(shè)計(jì)，除了要求結(jié)構(gòu)物幾何斷面形狀相似之外，還要求在實(shí)際結(jié)構(gòu)物和風(fēng)洞模型之間滿(mǎn)足表3所列的無(wú)量綱參數(shù)的一致性條件[16]。

模型幾何縮尺比與剛性模型一致。模型內(nèi)芯選取鋁合金材料模擬構(gòu)件的剛度和質(zhì)量，外衣采用ABS材料模擬構(gòu)件的外形和附加質(zhì)量，玻璃鏡面板采用ABS板來(lái)模擬。由于模型構(gòu)件較小，焊接困難，采用特殊的膠粘接和螺栓連接。

表3 無(wú)量綱參數(shù)的相似要求表Tab.3 Similar requirements table for dimensionless parameters

為了檢驗(yàn)定日鏡模型的振型、頻率及阻尼比，在風(fēng)洞試驗(yàn)開(kāi)始之前，需要進(jìn)行模型的動(dòng)力特性標(biāo)定。以0°和90°風(fēng)攻角為例，給出動(dòng)力特性標(biāo)定的結(jié)果，如表4和表5所示。由表4和表5可知，氣彈模型的設(shè)計(jì)和制作滿(mǎn)足試驗(yàn)要求。

表4 0°風(fēng)攻角動(dòng)力特性標(biāo)定結(jié)果Tab.4 0° wind attack angle dynamic characteristic calibration result

表5 90°風(fēng)攻角動(dòng)力特性標(biāo)定結(jié)果Tab.5 90° wind attack angle dynamic characteristic calibration result

根據(jù)動(dòng)力特性標(biāo)定的結(jié)果，由90°風(fēng)攻角第1階頻率確定模型相似系數(shù)，各相似系數(shù)的結(jié)果如表6所示。

表6 定日鏡氣彈模型相似系數(shù)Tab.6 Similarity coefficient of heliostat aeroelastic model

氣彈模型測(cè)振試驗(yàn)在湖南大學(xué)風(fēng)工程試驗(yàn)研究中心的HD-2大氣邊界層風(fēng)洞的高速試驗(yàn)段進(jìn)行，試驗(yàn)風(fēng)場(chǎng)與剛性模型測(cè)壓試驗(yàn)一致。本試驗(yàn)采用激光位移計(jì)測(cè)試定日鏡模型4個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)位置處的位移響應(yīng)，測(cè)點(diǎn)布置如圖11所示，位移計(jì)編號(hào)及測(cè)試方向如表7所示。試驗(yàn)工況與測(cè)壓試驗(yàn)一致。每個(gè)工況下同步記錄4個(gè)位移計(jì)的響應(yīng)，采樣頻率為200 Hz，測(cè)試時(shí)間為30 s。試驗(yàn)過(guò)程中激光位移計(jì)不隨模型風(fēng)攻角的變化而變化，但隨轉(zhuǎn)盤(pán)一起轉(zhuǎn)動(dòng)。模型在風(fēng)洞試驗(yàn)的照片如圖12所示。

圖11 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)圖Fig.11 Test point diagram

表7 位移計(jì)位置及編號(hào)統(tǒng)計(jì)表Tab.7 Displacement meter position and number statistics table

圖12 氣彈模型測(cè)振風(fēng)洞試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.12 Aeroelastic model vibration wind tunnel test photo

試驗(yàn)過(guò)程中每個(gè)工況均測(cè)試了4個(gè)測(cè)點(diǎn)的4個(gè)位移計(jì)的響應(yīng)，典型工況的位移時(shí)程響應(yīng)曲線(xiàn)及頻譜曲線(xiàn)如圖13和圖14所示，定日鏡結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)分布比較密集，從頻譜圖峰值點(diǎn)的頻率大小可知影響位移響應(yīng)的模態(tài)主要是前3階。

圖13 定日鏡模型1號(hào)位移計(jì)位移響應(yīng)圖(α=0°，β=0°)Fig.13 Displacement response diagram of heliostat model No.1 displacement meter(α=0°，β=0°)

圖14 定日鏡模型1號(hào)位移計(jì)位移響應(yīng)圖(α=90°，β=0°)Fig.14 Displacement response diagram of heliostat model No.1 displacement meter(α=90°，β=0°)

將風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試的模型的位移響應(yīng)按照下式換算到原型

(ymean)p=(ymean)m/λy

(2)

(ystd)p=(ystd)m/λy

(3)

式中：下標(biāo)p，m分別為原型和模型；ymean和ystd分別為位移均值和位移均方差；λy為位移相似系數(shù)。統(tǒng)計(jì)特殊工況各測(cè)點(diǎn)位移響應(yīng)的均值，如圖15和圖16所示，由圖可知，2號(hào)位移計(jì)具有較大的響應(yīng)，即主檁條端部位置的位移較大，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意。

圖15 定日鏡原型位移均值圖(α=0°)Fig.15 The mean value of displacement of the prototype heliostat(α=0°)

圖16 定日鏡原型位移均值圖(α=90°)Fig.16 The mean value of displacement of the prototype heliostat(α=90°)

3 對(duì)比分析及風(fēng)振系數(shù)

3.1 測(cè)振試驗(yàn)與有限元分析的對(duì)比

為了比較有限元分析與測(cè)振試驗(yàn)結(jié)果的差異，分別計(jì)算了1%，2%和3%阻尼比下，0°風(fēng)攻角0°風(fēng)向角和90°風(fēng)攻角0°風(fēng)向角工況下測(cè)點(diǎn)4位置的順風(fēng)向位移響應(yīng)，并與測(cè)振試驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表8所示。由表8可知，有限元分析與測(cè)振試驗(yàn)的誤差小于10%，在工程允許的范圍內(nèi)。誤差的原因主要有：①有限元模擬的誤差；②剛性模型測(cè)壓試驗(yàn)只是獲得了鏡面上的風(fēng)壓，而氣彈模型測(cè)振試驗(yàn)測(cè)量的是模型整體在風(fēng)荷載作用下的響應(yīng)。

表8 有限元分析與測(cè)振試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Tab.8 Comparison of finite element analysis and vibration test results

3.2 風(fēng)振系數(shù)

風(fēng)振系數(shù)包括荷載風(fēng)振系數(shù)和位移風(fēng)振系數(shù)。荷載風(fēng)振系數(shù)隨節(jié)點(diǎn)位置的不同而變化相差較大，且結(jié)構(gòu)響應(yīng)與荷載之間必須是線(xiàn)性關(guān)系。位移風(fēng)振系數(shù)則相對(duì)穩(wěn)定，對(duì)整個(gè)區(qū)域可采用同一風(fēng)振系數(shù)值。由于位移響應(yīng)指標(biāo)是定日鏡結(jié)構(gòu)分析和設(shè)計(jì)的重要因素，故采用位移風(fēng)振系數(shù)。位移風(fēng)振系數(shù)βD[17]計(jì)算表達(dá)式為

(4)

式中：Dispmean為位移均值；Dispextre為位移極值，σTotal為位移均方差；g為峰值因子，取2.5。

由于建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范關(guān)于風(fēng)振系數(shù)的定義是順風(fēng)向的，測(cè)振試驗(yàn)受試驗(yàn)測(cè)量條件的限制，只能給出個(gè)別點(diǎn)特定風(fēng)向的風(fēng)振響應(yīng)，有限元可以系統(tǒng)全面地計(jì)算結(jié)構(gòu)的順風(fēng)向響應(yīng)，雖然測(cè)振試驗(yàn)的結(jié)果相對(duì)更為可靠，但有限元的結(jié)果更系統(tǒng)和全面，且有限元分析與測(cè)振試驗(yàn)得到的結(jié)果相差不大，所以采用有限元分析的結(jié)果計(jì)算結(jié)構(gòu)的風(fēng)振系數(shù)。

為避免結(jié)構(gòu)響應(yīng)均值較小、均方差較大造成計(jì)算出的風(fēng)振系數(shù)偏大，選擇各構(gòu)件中順風(fēng)向位移響應(yīng)均值最大的節(jié)點(diǎn)計(jì)算位移風(fēng)振系數(shù)。不同阻尼比、典型工況下結(jié)構(gòu)的位移風(fēng)振系數(shù)如表9所示。由表9可知，隨著阻尼比的增大，結(jié)構(gòu)的風(fēng)振系數(shù)減小。α=0°，β=0°時(shí)順風(fēng)向位移均值最大，建議以此工況的風(fēng)振系數(shù)值作為推薦值進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。α=90°，β=0°時(shí)順風(fēng)向位移均值很小，均方差較大，造成風(fēng)振系數(shù)較大，不推薦以此工況的風(fēng)振系數(shù)值進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

表9 不同阻尼比、典型工況下結(jié)構(gòu)的位移風(fēng)振系數(shù)Tab.9 Displacement wind vibration coefficient of structure under different damping ratios and typical working conditions

4 結(jié) 論

(1) 定日鏡結(jié)構(gòu)的頻率分布比較密集，并且出現(xiàn)了大小相近的頻率對(duì)，反映了結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性。風(fēng)攻角的改變對(duì)定日鏡結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)影響不大。

(2) 風(fēng)攻角一定時(shí)，隨著風(fēng)向角從0°增大到180°，平均凈風(fēng)壓系數(shù)大致先減小后增大；風(fēng)向角一定時(shí)，隨著風(fēng)攻角從0°增大到90°，平均凈風(fēng)壓系數(shù)大致逐漸減小。平均凈風(fēng)壓系數(shù)的最不利值為0.95，此時(shí)α=0°，β=15°。

(3) 定日鏡有限元分析與測(cè)振試驗(yàn)的結(jié)果誤差在10%以?xún)?nèi)，符合工程要求。

(4) 影響結(jié)構(gòu)風(fēng)振的模態(tài)主要是前3階，主檁條端部位置的位移響應(yīng)最大，應(yīng)注意主檁條端部位置的設(shè)計(jì)與連接。

(5) 隨著阻尼比的增大，最大順風(fēng)向位移的位置不發(fā)生改變，最大順風(fēng)向位移的均值不變、均方差變小，可見(jiàn)阻尼比的增大使結(jié)構(gòu)對(duì)脈動(dòng)風(fēng)的響應(yīng)減小，進(jìn)而減小了結(jié)構(gòu)的風(fēng)振系數(shù)。

(6) 當(dāng)結(jié)構(gòu)阻尼比為1%時(shí)，風(fēng)振系數(shù)建議取為1.57；當(dāng)結(jié)構(gòu)阻尼比為2%時(shí)，風(fēng)振系數(shù)建議取為1.54；當(dāng)結(jié)構(gòu)阻尼比為3%時(shí)，風(fēng)振系數(shù)建議取為1.49。