结构对风压分布影响及登高车前臂体型系数变化   斗门登高车出租, 斗门登高车, 登高车出租   门机跨中平面风速矢量及风压分布。可以看出，因结构的影响，气流在前臂的前表面沿运动方向的速度滞止为零，再转90。沿垂直方向加速，气流在前臂周围表面的边界层出现复杂的变化。由于前臂迎风面壁面速度为零，在风流经其90。转角时，粘性力产生变化，流体在前臂上下端前拐角处会产生分离和在绕过钝体后在尾部产生的周期性脱落的卡门漩涡。这种气流在上下面前端既开始分离的影响使得除前臂迎风面外的其余三个面上均呈现负压。分离的气流会出现再附着的现象，在分离与附着之间的区域即为回流区，当后臂处于回流距离以内时，会造成后臂的前腹板面依然为负压，而中认为后臂前腹板为正压。门机外表面的任何地方均有风压，但因为连接支腿结构的影响，主臂上下面风压并不相等，在结构差异较大时上下盖板的风压会有较大差异，主要因支腿的影响有较强的涡流存在，出现了较大的负压区。而中简单的将入口速度方向平行的面(如主臂上下盖板)上风压处理为0。网．以往研究中只对单一臂体型系数做研究不同，而探讨了曲臂结构中间隔比增大对前臂的影响，可以看出曲臂结构对前臂体型系数有一定的影响，且主要体现在对背风面的作用，主要呈现为间隔比增大前臂背风面体型系数略有降低的变化趋势。原因如前分析前后臂间隔内出现的较强负压区造成，变化规律随着间隔比增大，间隔内负压区逐渐减小。由于风载荷作用于杆件时在其敞开的端部要出现减弱现象，因此，对于高度b相同而长度L不同的杆件，则其单位长度上的平均风载荷就有差别，所以在有限长度范围内，体型系数C随着长细比L／b增大而增大。当高宽比b／d增大(b一定d减小)时，但对气流分离后绕流长度几乎无影响，此时前臂的背风面会处于气流分离后空腔较前端，其面上负压相对较大，这就解释了为什么体形系数c会随着bid增大而增大。

      与国内外研究对比中箱形截面构件的体型系数。各国标准中对箱型截面单根杆件采用的体型系数。将它们与CFD计算值进行对比，各国标准中查出的体型系数c与按流场特性计算的风力系数相差不大，且具有相同变化规律，证明CFD计算结果具有较高可信度；CFD计算结构更接近国外标准值，因一个设计标准往往会考虑一定的安全系数且试验结果的局限性，标准中的值会略高于CFD计算结果是合理现象。对比国外标准可知中取值过于保守，例如在高宽比b／d=l，长细比Lib=20时，值比英国BS2573标准中取值高21．5％，比瑞士标准取值高16．7％。这的气动减阻优势使其与中单臂相比体型系数较小。

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      对挡风折减系数的研究如前分析，在间隔比较小，此时后臂处于气流在分离后的回流距离以内时，后臂的前腹板为负压，数值模拟给出了间隔IzL(2．5)的分压分布情况，在间隔比为5时，后臂的前腹板面分压依然为负但已经相当接近于0，而后臂的后腹板面风压皆为负值。当前腹板的负压大于后腹板的负压时，后臂整体受到的风阻转向，体型系数c为负值，挡减系数田相应也变为负值，随间隔比减小，∞值出现一个0点。间隔比=6时，后臂风载仅达到前臂风载的40％，与结论一致；挡风折减系数叼存在负数的情况，表示后臂整体受到与风速方向相反的力，从图6看出：后臂所受风载荷为0时，即风的动量作用与压差阻力达到相互平衡时，其风载平衡位置与高宽比呈正相关关系，长细比L／b对挡风折减系数影响甚小。

       对登高车进行了结构不同尺度参数下的数值风洞模拟计算，得出以下结论：(1)当主臂间隔比较小时，主臂间隔区内产生较大湍流，后臂后部的流体回流至间隔区域，后臂前腹板压力为负，而中认为其为正压；间隔比a／6对前臂体型系数也有一定的影响，未做。  (2)主臂高宽比、间隔比均会对挡风折减系数产生影响，CFD计算结果展示了相比于更平滑的变化趋势，中对后臂风载荷的规定过大；后臂风载荷方向也不一定为顺风向，后臂风载荷方向的临界转折点(间隔比舶)与结构高宽比b／d呈正相关关系。(3)对比发现，数值模拟计算的结果较为接近国外标准中的体型系数值，而中对体型系数的规定比国外标准值大20％左右，过于保守的气动减阻优势使其与中单臂相比风载较小，更接近实际风载。(4)通过以上比较，数值风洞技术理论充分，操作灵活，设计阶段可提供风载计算的重要参数对，也可为的修正做一定的参考。

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