不同风攻角下薄平板断面颤振机理研究
发布时间：2022-01-17 05:15
薄平板在汽轮机末级叶片和风力机叶片等领域获得了广泛的应用,也作为基准对象用于流线型箱梁的颤振研究中。由于不同来流攻角对薄平板气动性能的影响不同,因此研究不同攻角下薄平板的颤振机理,把握其颤振特性,对保障结构安全具有重要意义。以宽高比为40的薄平板模型为研究对象,基于不同风攻角下的颤振导数,采用双模态耦合颤振分析方法,通过对不同攻角下颤振过程中气动阻尼、弯扭运动相位的差异性分析,研究了薄平板在不同风攻角下的颤振机理,指出了影响颤振性能的主要原因。研究结果表明:0°和3°攻角下颤振性能相似,均为扭转主导的弯扭耦合颤振;在5°和7°攻角下,薄平板虽然发生扭转主导的弯扭耦合颤振,但此时非耦合气动力提供的气动正阻尼显著减小,而耦合气动力提供的气动负阻尼增强,因而直接导致了大攻角下薄平板颤振临界风速的显著降低;同时,随着攻角由小到大变化,弯扭运动间的相位差也随之变化,并在7°攻角下发生了翻转式性转变:由扭转运动滞后于竖向运动转变为了竖向运动滞后于扭转运动。研究成果揭示了薄平板在大攻角下颤振性能弱化的气动弹性力学机理,为工程薄平板的颤振设计提供了参考。
【文章来源】：振动工程学报. 2020,33(04)北大核心EICSCD
【文章页数】：12 页
【部分图文】：
扭转模态分支计算流程图
图1 扭转模态分支计算流程图颤振计算结果及风洞试验结果对比如表2所示。结果显示，无论是颤振风速还是颤振频率，计算结果与试验结果均具有很好的吻合度，最大计算误差仅为5%。计算结果验证了颤振导数准确性，同时也表明此颤振导数可以作为基础参数，用以揭示不同攻角下薄平板的颤振机理。图4,5给出了薄平板在不同攻角下的，气动阻尼比及模态频率随折算风速的变化曲线。从气动阻尼比的变化规律来看（图4），不同攻角下扭转模态分支对应的气动阻尼比首先达到“由正变负”的状态，即平板在0°到7°的不同攻角下的颤振形态均由扭转模态分支主导。不同攻角下对应气动阻尼比随折算风速的变化曲线表现出了显著差异，表明不同攻角下颤振导数的变化直接导致了气动阻尼比的显著变化；当动力参数相同时，尽管不同攻角下的颤振导数差异较大，但模态频率随折算风速的变化规律却大致相同，且不同攻角下的颤振频率保持一致。
颤振计算结果及风洞试验结果对比如表2所示。结果显示，无论是颤振风速还是颤振频率，计算结果与试验结果均具有很好的吻合度，最大计算误差仅为5%。计算结果验证了颤振导数准确性，同时也表明此颤振导数可以作为基础参数，用以揭示不同攻角下薄平板的颤振机理。图4,5给出了薄平板在不同攻角下的，气动阻尼比及模态频率随折算风速的变化曲线。从气动阻尼比的变化规律来看（图4），不同攻角下扭转模态分支对应的气动阻尼比首先达到“由正变负”的状态，即平板在0°到7°的不同攻角下的颤振形态均由扭转模态分支主导。不同攻角下对应气动阻尼比随折算风速的变化曲线表现出了显著差异，表明不同攻角下颤振导数的变化直接导致了气动阻尼比的显著变化；当动力参数相同时，尽管不同攻角下的颤振导数差异较大，但模态频率随折算风速的变化规律却大致相同，且不同攻角下的颤振频率保持一致。尽管图4和5所示的结果从宏观上解释了气动阻尼比及模态频率随折算风速的变化规律，但是却不能直观地解释影响气动阻尼及模态频率变化的因素并阐释具体的颤振形态，还需要开展进一步的分析。由于Case 1,Case 2及Case 3模态频率及气动阻尼比随折算风速的变化曲线较为相似，限于篇幅，下文仅以Case 2为例，详细探讨薄平板在不同攻角下的颤振机理。
【参考文献】：
期刊论文
[1]不同风攻角下薄平板的颤振导数[J]. 王骑,李郁林,李志国,廖海黎. 工程力学. 2018(10)
[2]基于B-L气动模型的旋转水平风机叶片经典颤振稳定性分析[J]. 李迺璐,穆安乐,Balas M J. 振动与冲击. 2015(23)
[3]基于时域分析法的汽轮机末级叶片颤振预测及分析[J]. 姜伟,谢诞梅,陈畅,胡鹏飞,高尚. 振动与冲击. 2015(11)
[4]平板断面颤振过程中能量输入特性研究[J]. 贾明晓,刘祖军,杨詠昕. 振动与冲击. 2013(07)
[5]不同来流下薄平板流固耦合特性分析[J]. 吕坤,张荻,谢永慧. 中国电机工程学报. 2011(26)
[6]深切峡谷桥址区风场空间分布特性的数值模拟研究[J]. 李永乐,蔡宪棠,唐康,廖海黎. 土木工程学报. 2011(02)
[7]四渡河峡谷大桥桥位风的湍流特性实测分析[J]. 庞加斌,宋锦忠,林志兴. 中国公路学报. 2010(03)
[8]窄流道中柔性单板流固耦合数值模拟[J]. 张娟花,陆道纲. 原子能科学技术. 2009(10)
[9]平板气动力的CFD模拟及参数研究[J]. 李永乐,汪斌,黄林,廖海黎. 工程力学. 2009(03)
[10]汽轮机末级转子叶片流固耦合计算[J]. 弓三伟,任丽芸,刘火星,李琳,邹正平. 热力透平. 2007(03)
博士论文
[1]风力机叶片流固耦合数值模拟[D]. 李媛.华北电力大学 2013
本文编号：3594109
【文章来源】：振动工程学报. 2020,33(04)北大核心EICSCD
【文章页数】：12 页
【部分图文】：
扭转模态分支计算流程图
图1 扭转模态分支计算流程图颤振计算结果及风洞试验结果对比如表2所示。结果显示，无论是颤振风速还是颤振频率，计算结果与试验结果均具有很好的吻合度，最大计算误差仅为5%。计算结果验证了颤振导数准确性，同时也表明此颤振导数可以作为基础参数，用以揭示不同攻角下薄平板的颤振机理。图4,5给出了薄平板在不同攻角下的，气动阻尼比及模态频率随折算风速的变化曲线。从气动阻尼比的变化规律来看（图4），不同攻角下扭转模态分支对应的气动阻尼比首先达到“由正变负”的状态，即平板在0°到7°的不同攻角下的颤振形态均由扭转模态分支主导。不同攻角下对应气动阻尼比随折算风速的变化曲线表现出了显著差异，表明不同攻角下颤振导数的变化直接导致了气动阻尼比的显著变化；当动力参数相同时，尽管不同攻角下的颤振导数差异较大，但模态频率随折算风速的变化规律却大致相同，且不同攻角下的颤振频率保持一致。
颤振计算结果及风洞试验结果对比如表2所示。结果显示，无论是颤振风速还是颤振频率，计算结果与试验结果均具有很好的吻合度，最大计算误差仅为5%。计算结果验证了颤振导数准确性，同时也表明此颤振导数可以作为基础参数，用以揭示不同攻角下薄平板的颤振机理。图4,5给出了薄平板在不同攻角下的，气动阻尼比及模态频率随折算风速的变化曲线。从气动阻尼比的变化规律来看（图4），不同攻角下扭转模态分支对应的气动阻尼比首先达到“由正变负”的状态，即平板在0°到7°的不同攻角下的颤振形态均由扭转模态分支主导。不同攻角下对应气动阻尼比随折算风速的变化曲线表现出了显著差异，表明不同攻角下颤振导数的变化直接导致了气动阻尼比的显著变化；当动力参数相同时，尽管不同攻角下的颤振导数差异较大，但模态频率随折算风速的变化规律却大致相同，且不同攻角下的颤振频率保持一致。尽管图4和5所示的结果从宏观上解释了气动阻尼比及模态频率随折算风速的变化规律，但是却不能直观地解释影响气动阻尼及模态频率变化的因素并阐释具体的颤振形态，还需要开展进一步的分析。由于Case 1,Case 2及Case 3模态频率及气动阻尼比随折算风速的变化曲线较为相似，限于篇幅，下文仅以Case 2为例，详细探讨薄平板在不同攻角下的颤振机理。
【参考文献】：
期刊论文
[1]不同风攻角下薄平板的颤振导数[J]. 王骑,李郁林,李志国,廖海黎. 工程力学. 2018(10)
[2]基于B-L气动模型的旋转水平风机叶片经典颤振稳定性分析[J]. 李迺璐,穆安乐,Balas M J. 振动与冲击. 2015(23)
[3]基于时域分析法的汽轮机末级叶片颤振预测及分析[J]. 姜伟,谢诞梅,陈畅,胡鹏飞,高尚. 振动与冲击. 2015(11)
[4]平板断面颤振过程中能量输入特性研究[J]. 贾明晓,刘祖军,杨詠昕. 振动与冲击. 2013(07)
[5]不同来流下薄平板流固耦合特性分析[J]. 吕坤,张荻,谢永慧. 中国电机工程学报. 2011(26)
[6]深切峡谷桥址区风场空间分布特性的数值模拟研究[J]. 李永乐,蔡宪棠,唐康,廖海黎. 土木工程学报. 2011(02)
[7]四渡河峡谷大桥桥位风的湍流特性实测分析[J]. 庞加斌,宋锦忠,林志兴. 中国公路学报. 2010(03)
[8]窄流道中柔性单板流固耦合数值模拟[J]. 张娟花,陆道纲. 原子能科学技术. 2009(10)
[9]平板气动力的CFD模拟及参数研究[J]. 李永乐,汪斌,黄林,廖海黎. 工程力学. 2009(03)
[10]汽轮机末级转子叶片流固耦合计算[J]. 弓三伟,任丽芸,刘火星,李琳,邹正平. 热力透平. 2007(03)
博士论文
[1]风力机叶片流固耦合数值模拟[D]. 李媛.华北电力大学 2013
本文编号：3594109
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