大跨屋盖脉动风压的非高斯特性研究

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大跨屋盖结构的风荷载的分布规律

大跨屋盖结构的风荷载的分布规律作者：张雪李寿科肖飞鹏来源：《科技视界》2019年第11期【摘要】本文以1：200几何缩尺比的刚性模型进行风洞试验，基于相应的风洞试验数据处理方法，研究了大跨度平屋盖表面风压分布特征，给出了风压系数分布规律。

得出，屋面的风压系数以吸力为主，气流在屋面前缘发生分离，发生分离后产生了旋涡脱落与再附。

【关键词】大跨屋盖结构;平均风压系数;脉动风压系数;极值风压系数;局部风压系数中图分类号： TU312.1 文献标识码： A 文章編号： 2095-2457（2019）11-0172-002DOI：10.19694/ki.issn2095-2457.2019.11.082【Abstract】The wind tunnel test is carried out with a rigid model of 1：200 geometric scale. Based on the corresponding wind tunnel test data processing method， the wind pressure distribution characteristics of the long-span flat roof are studied， and the distribution law of wind pressure coefficient is given. . It is concluded that the wind pressure coefficient of the roof is mainly suction，and the airflow is separated at the front edge of the house. After the separation occurs， the vortex is detached and reattached.【Key words】Large span roof structure; Mean wind pressure coefficient; Pulsating wind pressure coefficient; Extreme wind pressure coefficient; Local wind pressure coefficient0 引言大跨屋盖结构广泛应用于艺术馆、体育馆、展览馆，航站楼，火车站站房等公共建筑，风荷载是该类大跨度屋盖结构设计需考虑的一个重要的荷载。

围护结构非高斯风压时程的峰值因子

围护结构非高斯风压时程的峰值因子刘新;田玉基【摘要】The wind load on the edge region of the large span roof shows obvious non-Gaussian characteristics.In order to determine the extreme wind pressure of non-Gaussian time history of pressure and converge the peak factor method of tradition calculation methods of wind load,this paper uses moment-based Hermite model to transform non-Gaussian wind pressure time history to Gaussian time history,then calculates the peak factor of Gaussian time history,the peak factor of non-Gaussian time history calculated by the inverse transformation.Based on the wind tunnel experiment data of large span saddle roof,this paper obtains the peak factor of each measuring point of the roof under different conditions,and analyses the characteristics systematically.%大跨屋盖边缘区域风荷载表现出明显的非高斯特性,为确定非高斯风压时程的极值风压,并与传统的风荷载理论所采用的峰值因子法相衔接,采用Hermite矩模型将非高斯风压时程变换为高斯时程,计算高斯时程的峰值因子,然后通过逆变换得到非高斯时程的峰值因子.通过对大跨鞍型屋盖的风洞实验数据进行处理,得到不同工况下屋面各测点的峰值因子,并对其特性进行系统分析.实测负向峰值因子与计算峰值因子的对比结果表明,计算峰值因子具有较好的计算效果.【期刊名称】《北京交通大学学报》【年(卷),期】2013(037)004【总页数】6页(P128-133)【关键词】风效应;非高斯风压;峰值因子;软化过程;硬化过程【作者】刘新;田玉基【作者单位】北京交通大学土木建筑工程学院,北京100044;北京交通大学土木建筑工程学院,北京100044【正文语种】中文【中图分类】TU312.1由于大跨屋盖上风荷载的复杂性,现行的荷载规范无法满足大跨屋盖的设计要求,需通过模型风洞测压试验来获得大跨屋盖表面的风荷载特性.建筑结构荷载规范[1]给出的围护结构设计风压规定:极大风荷载分解为平均风压与脉动风压极大值之和的形式,其中脉动风压极大值可表示为脉动风压均方根与峰值因子的乘积形式,成为计算风荷载极值和风振响应极值的经典方法(峰值因子法[2]),并应用于各个国家的风荷载规范、规程中.对于低矮房屋屋盖和大跨度屋盖结构的围护结构,大量的风洞测压试验表明,风荷载的大小不仅与来流的脉动特性有关,而且与结构的气动特性有关.屋盖表面的风压表现出明显的非高斯特性,特别是在高湍流风场条件下或流动分离区,风荷载严重偏离高斯假设[3-4].屋盖表面的风吸力时程不再服从高斯分布,故采用传统的峰值因子法将低估风吸力极值,导致围护结构设计偏于不安全,这是导致局部构件破坏的主要原因[5].因此,研究结构表面风压脉动的分布特征,用有效方法准确估计作用于围护结构上的风荷载,具有较大的理论价值和重大的工程应用价值.本文作者基于Winterstein[6-7]提出的平稳非高斯过程和平稳高斯过程之间的转换方法,分别给出峰态系数大于3和小于3的非高斯风压时程的峰值因子求解方法.1 非高斯风压时程软化过程变换法假定 X(t)是非高斯风压时程,可以通过非线性变换表达为高斯平稳随机过程Y(t)的函数,即采用Hermite多项式表示非线性函数 f(),并展开非高斯风压时程,根据均方误差最小原则及Hermite多项式关于高斯分布的正交特点,可确定Hermite多项式的待定系数的显示表达式.进一步简化计算,将非高斯风压时程做归一化变换,即Z(t)=(X(t)-μX)/σX(μX为均值、σX 为均方差),展开为标准高斯时程U(t)的前三阶Hermite多项式的线性组合[7-8],即式中:k、h3、h4为待定系数,h3、h4分别是 Z(t)的Hermite三阶矩和四阶矩.采用 Taylor展开式,将第 i阶Hermite多项式Hi(Z(t))在 kU(t)处展开,得到式中:Hermite多项式 Hi()的第 j阶导数),可采用递推公式()降阶得到.对式(3)两侧取数学期望,得到待定系数 k、h3、h4的联立方程.在式(3)中,如果取k=1,得到由一阶Taylor展开式确定的4个方程,并对式两端取数学期望,得到待定系数 k、h3、h4的值为式中m3、m4分别为标准非高斯过程Z(t)的三阶矩(偏斜系数)和四阶矩(峰态系数).将式(2)和式(4)确定的变换过程称为软化过程的一阶Hermite矩模型.在式(3)中,随着Taylor展开式阶数的增大精度提高.如果取k=2,得到由二阶Taylor 展开式确定的待定系数的联立方程组为由式(5)得到待定系数 k、h3、h4,并与式(2)组成二阶Hermite矩模型.在式(3)中,如果取k=3,得到由三阶Taylor展开式确定的待定系数的联立方程组为由式(6)得到待定系数 k、h3、h4,并与式(2)组成三阶Hermite矩模型.在式(3)中,如果取k=4,得到由四阶Taylor展开式确定的待定系数的联立方程组为由式(7)得到待定系数 k、h3、h4,并与式(2)组成四阶Hermite矩模型.在式(2)中,应保证标准非高斯过程Z(t)与标准高斯过程 U(t)之间的映射具有一一对应的关系,即保证Z(t)是 U(t)的单调函数.因此,Z(t)至多只有一个极值点,由此得到利用一元三次方程的求解方法,得到标准高斯时程[9].即得到式(2)的逆变换,即式中:sinh(◦)、arsinh(◦)分别为超越函数及反函数;.当p≥0时,满足单调变换条件式(8).由式(9)得到标准高斯时程后,其峰值因子的计算式为式中:T为时程的时距;ν+0为单位时间内高斯时程的越零率.在式(2),标准高斯时程U(t)与标准非高斯时程Z(t)具有一一映射关系,当U(t)发生极值时,Z(t)也具有极值;当 U(t)发生负向极值时,Z(t)也相应地发生负向极值.此时,将高斯时程 U(t)的负向峰值因子(-g)代入式(2)得到非高斯风压时程的峰值因子,即当U(t)发生正向极值时,Z(t)也相应地发生正向极值,此时非高斯风压时程的峰值因子采用式(2)得到,即2 非高斯风压信号硬化过程变换法对于峰态系数m4＜3的非高斯时程,称为硬化过程.如果Z(t)是标准非高斯硬化时程,winterstein给出了Z(t)与标准高斯过程 U(t)之间的近似变换公式,即式(13)为硬化过程的一阶Hermite矩模型.其单调变换范围满足利用三次方程的三角解法也可得到式(13)的反函数[9],即此时时,满足单调变换条件式(14).由式(13)得到高斯时程 U(t),其峰值因子 g按照式(10)计算,分别将正向峰值因子g 和负向峰值因子-g替代式(13)中的 U(t),得到硬化时程Z(t)的正向峰值因子和负向峰值因子.3 鞍型屋盖表面的极值风压大跨鞍型屋盖风洞实验是在北京交通大学都市风环境与结构风工程实验室进行,风洞属于闭合回流式,高速试验段尺寸为3.0 m×2.0 m×15.0 m,其最大试验风速可达到40 m/s.本次风洞试验在高速工作段中进行,通过设置尖劈和粗糙元,近似模拟了我国《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2006)中规定的B类地貌风场(地貌粗糙度指数α=0.16),其缩尺比例为1/100.实验选择参考点高度为50 m,来流风速为12 m/s,统一换算得到高度为10 m,风速为 7 m/s.B类地貌来流的风剖面及湍流度分布[10]见图1和图2.其中 V/Vr表示各高度风速与参考点风速的比值,H/Hr表示各高度与参考点高度的比值.选择中国B类、日本II类地貌来流风剖面及湍流度剖面作为对比参考.图1 B类风场风速剖面(1∶100)Fig.1 Profile of wind velocity for terrainB(1:100)图2 B类风场湍流度剖面(1∶200)Fig.2 Profile of turbulent intensity for terrain B(1:200)采用有机玻璃板制作平屋盖刚性模型,模型的平面尺寸为600 mm×600 mm,矢跨比为1/8,屋檐最低点高度为200 mm,模型的长度比例为1∶100.在缩尺模型的屋盖表面共布置了265个测压点,分别在迎风边缘和角部的测压点进行了适当加密,以捕捉迎风边缘和角部风压的剧烈变化.屋盖表面测压点布置及风向如图3所示.图4为B类风场条件下鞍型屋盖实验模型.图3 测点布置图Fig.3 Layout of pressure tap图4 风洞试验模型Fig.4 Experiment model of wind tunnel文献[11]通过对户外、城郊地带不同位置的单坡屋顶、平屋顶及低矮建筑中的人字形屋顶的风压时程进行实测、分类和汇总,最终以偏度绝对值是否大于0.5和峰度是否大于3.5作为区分高斯和非高斯过程的标准.图5为高斯风压时程,其偏态系数为0.256 3,峰度系数为3.449 9.图6为非高斯风压时程,其偏态系数为-1.671 5,峰度系数为10.946.可以看出图6中的风压具有明显的负向尖峰,主要集中到-0.8左右,甚至达到-3.8,表现出较大的风吸力.而高斯时程的风压脉冲现象不明显,主要集中在±0.3附近,最大负向峰值为-0.58.图5 高斯风压时程Fig.5 Time history of Gaussian wind pressure图7和图8分别给出0°、90°风向角下265个测点的偏斜系数、峰态系数与负向峰值因子的关系.可以看出偏斜系数(绝对值)、峰态系数与峰值因子(绝对值)的大小成正比例关系,偏态系数与峰态系数的大小反映了风压的非高斯特性的强弱程度,决定了非高斯时程的峰值因子的大小.0°风向时,峰值因子的大小集中在-4～-8之间,有少量几个测点的峰值因子超过了-10,甚至达到了-12;90°风向时,峰值因子随着峰态、偏斜系数的变化分布较均匀,分布在-4～-9之间.图6 非高斯风压时程Fig.6 Time history of non-Gaussian wind pressure图7 0°风向负向峰值因子与偏斜、峰态系数关系图Fig.7 Relationship diagram of negative peak factor and skewness,kurtosis coefficient under 0 degreeswind图9给出0°、90°风向下峰值因子等值线图.峰值因子的等值线图与偏斜、峰态系数的等值线图分布特性很相似,在屋盖拐角区表现出明显的非高斯特性,峰值因子(绝对值)较大.0°风向时,风从低点对角线吹来,迎风前缘的两侧峰值因子最大,达到-12;90°风向时,风从高点对角线吹来,迎风两侧的低点处及高点对角线的迎风前缘峰值因子较大.图8 90°风向负向峰值因子与偏斜、峰态系数关系图Fig.8 Relationship diagram of negative peak factor and skewness,kurtosis coefficient under 90 degrees wind图9 负向峰值因子的等值线图Fig.9 Contour map of negative peak factor样本中挑出最大值和最小值作为设计值.实测峰值观测极值法是最简单的极值方法,直接从单个因子则是通过测得的压力系数时程曲线得到,从样本记录中挑出最小值,运用公式求出实测峰值因子.其中为平均风压系数,为脉动风压系数均方根.计算峰值因子则通过上述理论及编程实现,是当前常用的统计方法.图10给出了0°、90°风向下实测峰值因子和计算峰值因子的关系.图10 计算峰值因子与实测峰值因子的关系Fig.10 Relationship of calculation peak factor with measured peak factor0°风向时,当峰值因子较小,在 -4～-7之间时,两种方法求得的峰值因子的大小相近;在-7～-9之间时,实测峰值因子较计算峰值因子大;在-9～-12之间时,计算峰值因子较实测峰值因子大.90°风向时,当峰值因子在-4～-6之间时,两种方法求得的峰值因子的大小相近;在-6～-9之间时,实测峰值因子较计算峰值因子大.表明当峰值因子较小时,两种方法求得的峰值因子较接近.但由于实测方法的系数样本值具有较大的分散性,在某些情况下不可靠,相对而言,基于风洞试验的统计方法更加可信.因此,为了保证围护结构的安全,笔者建议设计风压峰值因子取为统计方法的计算值,即计算峰值因子.4 结论1)大跨屋盖结构表面风压系数时程在一定的区域内表现为非高斯特性,特征湍流作用和来流方向是局部风压呈现非高斯特征的主要原因.2)软化过程只适用于风压时程峰度系数大于3的情况,对于峰度系数小于3的情况,本文作者提出了硬化过程,并对软化过程、硬化过程进行了改进.3)本文方法可同时求出正向峰值因子和负向峰值因子,由于大跨鞍型屋盖的风荷载以吸力为主,所以考虑负向峰值因子,求得的极值风压最大.负向峰值因子与偏斜系数、峰态系数成正比例关系,偏斜系数和峰态系数负向越大,负向峰值因子的绝对值越大,极值实现的概率越高.4)提出的非高斯时程峰值因子的求解方法,其优点在于无需事先区分测点的风压时程是否符合高斯时程,高斯时程峰值因子的求解过程是非高斯时程求解峰值因子的特例.5)用于围护结构设计的风压值,必须是各类工况中最为不利的极值风压.通过本文方法求出各类工况下的峰值因子,进而求出各类工况下的极值风压,通过画包络线得到屋面的设计风压值.参考文献(References):[1]GB 5009—2001,建筑结构荷载规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2006.GB 5009—2001,Load code for the design of buildingstructures[S].Beijing:China Building Industry Press,2006.(in Chinese)[2]Davenport A G.Note on the distribution of the largest value of a random function with application to gust loading[J].ICEProceedings,1964,28(2):187-196.[3]Holmes J D.Wind action on glass and Brown's integral[J].EngineeringStructures,1985,7(4):226-230.[4]Gioffre M,Gusella V.Damage accumulation in glass plates[J].Journal of Engineer Mechanics,ASCE,2002,128(7):801-805.[5]Kumar K S,Stathopoulos T.Wind loads on low building roofs:a stochastic perspective[J].Journal of Structural Engineering,2000,126(8):944-956. [6]Grigoriu M.Crossing of non-Gaussian translation process[J].Journal of Engineer Mechanics,ASCE,1984,110(4):610-620.[7]Winterstein S R.Moment-based Hermite modelsof randomvibration[R].Report No219.Denmark:Technical University of Denmark,1987.[8]Winterstein S.Non-normal responses and fatigue damage[J].Journal of Engineering Mechanics,1985,111(10):1291-1295.[9]Myoungkeun Choi,Bert Sweetman.The hermite moment model for highly skewed response with application to tension leg platforms[J].Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering,2010,132(2):1-8.[10]埃米尔◦希缪,罗伯特◦H◦斯坎伦.着风对结构的作用:风工程导论[M].刘尚培,项海帆,谢霁明,译.上海:同济大学出版社,1992.Amir Ximiu,Robert H Scanlan.Wind effects on the structure:wind engineering[M].Liu Shangpei,Xiang Haifan,Xie jiming,trans.Shanghai:Tongji University Press,1992.(in Chinese)[11]Kumar K S,Stathopoulos T.Synthesis of non-Gaussian wind pressure-time series on low building roofs[J].Engineer Structure,1999,21(12):1086-1100.。

【国家自然科学基金】_风压特性_基金支持热词逐年推荐_【万方软件创新助手】_20140802

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2011年科研热词风洞试验高层建筑风荷载风压系数风压分布非高斯特性间距比脉动风压方形高层建筑数值模拟平均风压系数平均风压高度比马鞍屋盖风网解算风干扰风压特性风压折减效率风压面积平均风压非高斯风压信号非高斯性雷暴冲击风锥形涡通风系统超高层建筑赫姆霍兹频率谱分析表面风压脉动风压系数翼长罩棚式屋面稳态理论球壳型屋面火车站概率分析柱面网壳结构极值风压机理分析斜度拟合公式折减因子并列干煤棚干扰效应干扰因子干扰峰态值峰值因子屋面组合形式大跨度屋盖大跨屋盖结构推荐指数 12 4 3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
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亚格子应力互扰效应 johnson转换系统 caarc标模
推荐指数 7 4 3 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
推荐指数 8 6 5 4 3 3 3 3 3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

大跨屋盖脉动风压的非高斯特性研究

免后续工作中由假设前提产生的错误。目前，对非高斯特性的研究往往着眼于非高斯风
压场的模拟技术Ｊ而对非高斯分区的研究却很少且，
主要针对平屋面，远不能满足大跨屋盖结构在实际远
应用中的需求。文献［］４通过对户外、城郊地带不同位置的单坡屋顶、屋顶及低矮建筑中的人字形屋顶的平风压时程进行实测，将数据进行分类汇总，时程数据在的偏度和峰度值的基础上划分高斯与非高斯区域。文献［］７通过对高层建筑表面的风压脉动概率统计特性
现，屋盖局部区域内，在特别是迎风边缘区域和屋盖拐角区，风荷载会表现出明显的非高斯特性，果仍采用如高斯模型来描述，往往会产生较大的误差 ¨ 。ＪＫＳｒｓｕｒ．ｕｅｈＫｍａ等在文献［］２中提到，有的屋盖结构所都存在高斯与非高斯脉动，高斯脉动往往出现在气非流分离区域，压的高斯或非高斯性质对屋面设计荷风载将产生非常重要的影响；献［］道，于大跨屋文３写对盖结构，往认为在角区和气流的分离区域由于存在往很大的负压而呈非高斯分布。进一步研究表明Ｊ具，
动风压风洞试验结果对峰值因子进行了讨论，为高认斯分布的假定在此可能不适用，议把该高层建筑顶建

大跨门式钢架轻钢结构脉动风荷载的模拟分析

大跨门式钢架轻钢结构脉动风荷载的模拟分析作者：李新武丽来源：《城市建设理论研究》2012年第31期摘要本文采用ANSYS有限元软件建立某大跨门式刚架模型，主要采用线性滤波法，忽略了结构的空间相关性，应用计算机仿真软件针对此模型进行水平脉动风荷载的数值模拟，并分析了大跨门式刚架风荷载的分布特点,总结出了：迎风面上各节点的风荷载随着高度的增加其值也在不断的增大，而背风面正好与其相反；背风面上各节点的风荷载值普遍比迎风面上个节点的风荷载值大。

随着高度的增大，两面各节点风荷载的比值在不断缩小，同时为后续的大跨门式刚架结构的风振时程分析提供了参考以及输入荷载。

关键词：大跨门式刚架；脉动风；脉动风荷载模拟；线性滤波法中图分类号：TU74 文献标识码：A 文章编号：1 引言大跨门式刚架结构是柔性体系，具有柔度大、阻尼小等特点，因而对风荷载十分敏感。

近年来，伴随着结构的跨度不断增大，体型日益复杂，风对门式刚架轻型钢结构产生的破坏越来越显著。

国内外很多专家学者对此作了一系列研究并取得了一定成果，但就脉动风荷载作用下轻型门式刚架响应的研究还比较少，门式刚架轻钢结构建筑的风振研究尚未成熟，没有形成完整的理论体系，我国现行规范也未作出任何明确的规定；由于建筑大空间的需要，门式刚架轻钢结构越建越高，跨度越来越大，导致其柔度越来越大，结构固有周期普遍达到0.5s以上，有的可达1s以上，风振的影响不断增大，风灾造成的破坏也越来越显著。

因此，对大跨门式刚架轻钢结构风荷载特点的研究具有非常重要的意义。

2 风荷载的特点在风的顺风时程曲线中，一般包含两种成分：一种是长周期部分，其值常在10分钟以上；另一种是短周期成分，常仅有几秒钟左右。

根据上述两种成份，实际上常把风分为平均风（即稳定风）和脉动风（常称为阵风脉动）来加以分析。

平均风是在给定的时间间隔内，把风对建筑物的作用力的速度、方向以及其他物理量都看成不随时间而改变的量，考虑到风的长周期大大地大于一般结构的自振周期，因而其作用性质相当于静力。

大跨度屋盖结构平均风压和脉动风压研究

大跨度屋盖结构平均风压和脉动风压研究任超洋; 尤本祥; 宋志强; 孙远辰; 温阿强【期刊名称】《《重庆理工大学学报（自然科学版）》》【年(卷),期】2019(033)010【总页数】10页(P86-95)【关键词】大跨度屋盖; 大涡模拟; 结构性网格; UDF; 平均风压系数; 脉动风压系数【作者】任超洋; 尤本祥; 宋志强; 孙远辰; 温阿强【作者单位】中国十七冶集团有限公司安徽马鞍山243000【正文语种】中文【中图分类】O368在工程实际中大跨度空间结构建筑得到了十分广泛的应用，其发展速度相对以前加快，如我国在2008年奥运会筹备期间已经建好了包括“鸟巢”“水立方”等举世闻名的大跨度空间结构建筑。

大跨度结构是一种新颖的建筑结构形式[1]，通常跨度在30 m以上的建筑统称为大跨度建筑，其特点主要是质量轻、阻尼比小、内部可用空间较大、自振频率低且柔度较大，主要应用在展览馆、火车站、飞机场、大会堂等大型公共建筑上。

目前对于大跨度屋盖结构的风荷载研究已取得大量数据，但还不能像高层结构和高耸结构那样在《规范》中给出一个具有代表性的风荷载分布形式。

大跨度空间结构建筑的屋面平均风荷载的获取较为简单，研究的关键部分在于如何获取其脉动部分的风压。

20世纪以来，多以现场实测和风洞试验获得数据，随着计算机技术的日渐成熟，利用数值方法获得数据的方法已经日趋流行。

文献[2]通过现场实测方法对Rugby通讯站测量了4个不同高度的风荷载，并且在Cardington进行了观测，得出了不同高度的风速与湍流积分尺度变化的关系。

文献[3]通过现场实测方法在1986年对悉尼的Belmore体育场进行了实测，证明了实测与风洞试验的风压系数平均值和极值较为接近，但是脉动风压系数较小。

文献[4]通过风洞实验于1893年在澳大利亚利用喷气式飞机产生的气流测得了缩小后的房屋模型的风荷载分布情况。

文献[5]在1955—1957年通过加长风洞来流试验段的长度成功模拟出了大气边界层。

一次强风作用下大跨度桥梁主梁非平稳抖振可靠性分析

一次强风作用下大跨度桥梁主梁非平稳抖振可靠性分析
孙博;叶泽毅;阮伟东;张新军;杨名冠
【期刊名称】《振动与冲击》
【年(卷),期】2024(43)7
【摘要】抖振可靠性评估对保障大型桥梁结构在强风作用下的安全性具有十分重要的意义。

在已有研究基础上,基于非平稳风场模型和精细化的抖振时域分析方法,并考虑抖振响应的非平稳性和非高斯特征,构建了大跨度桥梁主梁非平稳抖振可靠性分析的方法流程。

非平稳脉动风速的模拟基于进化谱理论采用谐波合成法并引入均匀调制函数来实现。

静风力荷载采用规范公式求解,非平稳抖振力采用准定常气动理论并引入气动导纳公式来修正其误差进行模拟,气动自激力通过引入单元气动刚度矩阵与气动阻尼矩阵实现。

对于精细化有限元分析得到的抖振响应,采用Winterstein修正模型对其进行高斯转换,并考虑响应方差的时变特性,采用基于Poisson假定的首次超越概率来求解非平稳抖振动力可靠性。

应用所提出的方法流程对某大跨度斜拉桥在一次强风作用下的抖振可靠性进行了分析评估,证明了其有效性。

【总页数】11页(P144-154)
【作者】孙博;叶泽毅;阮伟东;张新军;杨名冠
【作者单位】浙江工业大学土木工程学院;中交公路规划设计院有限公司
【正文语种】中文
【中图分类】U442
【相关文献】
1.大跨度桥梁斜风作用下抖振响应现场实测及风洞试验研究
2.大跨度桥梁主梁节段模型非平稳抖振时域模拟与分析
3.大跨径桥梁非平稳抖振响应过程数值模拟方法研究
4.大跨度桥梁抖振响应平稳性和各态历经性检验
5.台风环境大跨度廊桥非平稳抖振分析及舒适度评估
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方形高层建筑风压脉动非高斯特性分析

ａｓｉｅｉｅｍａｒＡａｔｈｎｐｅｓｔｅａｎａｏｈｒａｈ及其概率密度函数图给出了高层建筑风压脉动非高斯特性Ｇｕｓｎｒｇｏｓｒｊ．ｓｔｅｅｔｃｍｅｔａｐｎ，ｈ
ｎｇｔｖｋｗｎｓｌｉｃｅｓｎ１ｈｕｔｓｓｗｉｅｒａｅｅａｉｅｓｅｅｓｗｉｎｒａｅａ（ｔｅｋｒｏｉ１ｌｄｃｅｓ１ｉｈｅｔｃｍｅｔｚｎｓａｅｕｔｎｎＧａｓｉｎｚｎｓｎｔｅｒａｔｈｎｏｅ，ｓａｒｓｌ，ｏ — ｕｓａｏｅａ
布．如果仍按照高斯分布的假定来计算围护结构表面的风压将会得到偏低的结果，对围护结构是不这安全的．目前，仅有较少的研究涉及高层建筑风压的非高斯特性．ｅｅｋ等ｕ指出来流直接撞击到结构Ｐｔｒａ］
Ｊ１０２ｕ．２１
文章编号：２３３４２１）７０７ —６０５ —７Ｘ（０２０ —９１０
方形高层建筑风压脉动非高斯特性：分析
韩宁，顾明
（同济大学土木工程防灾国家重点实验室，海２０９）上００２
和非高斯分布并不总是正确，ｏＥ实在高层建筑Ｌｕ证
ＡｂｔａｔＴｈｎｎＧａｓｉｎｅｔｒｓｆｌｃｕｔｇｓｒｃ：ｅｏ — ｕｓａｆａｕｅｏｆｕｔａｉｗｉｄｎｎ

【国家自然科学基金】_风荷载模拟_基金支持热词逐年推荐_【万方软件创新助手】_20140801

科研热词推荐指数数值模拟 10 风洞试验 8 风荷载 5 输电塔 4 谐波叠加法 4 计算流体动力学 3 高速列车 2 高层建筑 2 风荷载减阻 2 风致响应 2 风振控制 2 风压系数 2 风压折减系数 2 风压分布 2 非线性 2 雷诺数效应 2 输电线 2 耦联体系 2 有限元模拟 2 时域分析 2 高雷诺数 1 高层隔震结构 1 驾驶员行为模型 1 风速模拟 1 风速时程 1 风致损坏 1 风致振动 1 风环境 1 风效应 1 风振响应 1 风振反应 1 风工程 1 风场模拟 1 风场 1 风压 1 风力发电高塔系统 1 风-车-线路耦合振动 1 风 1 非线性模型 1 非线性有限元 1 雨棚 1 随机模拟 1 随机函数 1 阻力系数 1 阵风系数 1 防屈曲耗能支撑 1 钢桁架-钢筋混凝土管柱结构 1 速度矢量 1 输电塔-线体系 1 轻钢房屋 1 超高层结构 1 超高层建筑 1
53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91
湍流混合编程涡激振动流固耦合流同耦合模态分析法桥梁风工程桅杆结构时程分析数值仿真改进的谐波叠加法插值方法抖振弱耦合弦支穹顶结构平稳高斯平均风荷载屋面板自振小波分析定常分析大跨度空间结构大跨度屋盖结构大跨屋盖结构塔桅结构双pod模型动态增量法(ida) 动力稳定性动力响应功率谱密度矩阵冷却塔光盘形结构两相流下击暴流风荷载下击暴流风三维风场三维有限元模型 romberg cfd ar模型
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

强风作用下超高层建筑风场特性的实测研究

１２工程概况．
该超高层建筑是位于青岛西海岸的青岛泽润广场，距离海边大约３公里，场地粗糙度为Ａ类。该建筑
基金项目：国家自然科学基金资助项目（ｏ５５８９）Ｎ．０７０２
收稿日期：２０００９— ２—１修改稿收到日期：０９— ５—１０２００７第一作者申建红男，博士生，９０年ｌ１７Ｏ月生
成了特殊的依山傍海的城区地理环境。青岛泽润广场
位于大涧山南侧１８ｋ．ｍ处。
困难和高昂的测试费用大大地限制了大型工程结构尤其是超高层建筑风场实测的研究，别作为强风（特台
风）效应之一的超高层建筑墙面风压的现场实测研究更是缺乏。因此，文对一超高层建筑进行了强风作本
者广泛地开展了土木工程领域的风场实测研究工作，并取得了大量的研究成果Ｊ。风场全尺度测量实施的
形成距离测试地点约８ｋ半径的弧形峰线。城区东ｍ
侧为海拔１６１４３的大涧山，与小珠山山脉遥相呼应形１
振第２９卷第５期
动
与
冲
击
ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＶＩＡＴＩＡＮＤＨＯＣＢＲＯＮＳＫ
强风作用下超高层建筑风场特性的实测研究
申建红，李春祥
（．青岛理工大学土木工程学院，青岛１２６２；．上海大学土木工程系，６５０２上海２０７）００２

【国家自然科学基金】_大跨度屋盖_基金支持热词逐年推荐_【万方软件创新助手】_20140803

2011年科研热词风洞试验数值模拟大跨度屋盖风压系数风压场模拟风压分布风压预测非高斯过程静力试验附加风振力阵风荷载因子转换向量过程有限元分析折减因子大跨度钢结构大跨度膜结构大跨度结构大跨度屋盖结构受力性能动力放大系数下压风荷载 rbf神经网络 pod 推荐指数 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
科研热词风洞试验等效静力风荷载弦支穹顶大跨度屋盖结构风致响应风压系数非高斯特性连续倒塌谐波激励法自由曲面网格结构脉动风压背景分量结构设计索拱结构等效静风荷载研究现状活动屋盖格构式门式刚架杆件重要性权值因子杂交空间结构敏感性分析找形分析找力分析形状确定问题弦支筒壳张弦梁平均风压工程应用峰值因子小面模型大跨薄膜结构大跨度钢结构大跨度屋盖大跨屋盖结构复合结构变换荷载路径法加权约束最小二乘法力学原理共振分量修正lrc法体型系数
推荐指数 4 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
2011年序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24
推荐指数 3 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
2014年序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18

基于JT-AR转换模型的非高斯风荷载特性分析

基于JT-AR转换模型的非高斯风荷载特性分析
孙芳锦;阳立云;路明璟;张大明;曾倩
【期刊名称】《兰州工业学院学报》
【年(卷),期】2024(31)1
【摘要】为了研究大跨度屋盖结构的非高斯风荷载特性,提出一种采用JT-AR转换模型模拟大跨度球面屋盖结构非高斯脉动风压的方法。

基于JT变换和AR模型理论进行耦合,提出并构建JT-AR转换模型,模拟生成非高斯脉动风压时程样本数据,与目标功率谱及高阶统计量对比验证;通过已有风洞试验结果与作用在大跨度球面屋盖结构表面的非高斯分布特性作对比验证。

结果表明:JT-AR转换模型的模拟结果与风洞试验作用在建筑上的非高斯脉动风具有同等作用效应,其模拟仿真结果具备可靠性及普适性。

研究结论为大跨度结构抗风设计提供一种新的模拟方法,可代替复杂的风洞试验。

【总页数】7页(P64-70)
【作者】孙芳锦;阳立云;路明璟;张大明;曾倩
【作者单位】桂林理工大学土木与建筑工程学院;桂林理工大学信息科学与工程学院;广西岩土力学与岩土工程重点实验室;辽宁工程技术大学土木工程学院;广西嵌入式技术与智能系统重点实验室
【正文语种】中文
【中图分类】TU312.1
【相关文献】
1.矩形结构非高斯风荷载特性研究
2.基于分数阶非高斯模型的超声图像散粒噪声特性分析
3.山区地形实测风非平稳特性和非高斯特性分析
4.大型多指廊屋盖风荷载非高斯特性风洞试验研究
5.非高斯风荷载极值估计:基于HPM转换过程的经验公式
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【国家自然科学基金】_风压中心_基金支持热词逐年推荐_【万方软件创新助手】_20140802

53 54 55 56 57 58
减阻效率冷却塔健康监测体育馆体型系数低矮建筑
1 1 1 1 1 1
2011年科研热词风洞试验体型系数风压数值模拟高层建筑风荷载风洞风工程风压系数风压特性风压折减效率风压分布非高斯性雷暴冲击风随机振动分析英国规范球壳型屋面概率分析机理分析本征正交分解振动舒适度开合式曲面屋盖干扰效应封闭式曲面屋盖封闭式平屋盖太阳能热气流电站大跨屋盖结构双塔结构压力系数功率刚性模型分段吸气控制净压低矮建筑三心圆柱面网壳结构推荐指数 5 3 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
推荐指数 13 3 2 2 2 2 2 2 2 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
2014年序号 1 2 3 4
53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66
2012年序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37
科研热词推荐指数风洞试验 2 高斯分布 1 风能资源详查区 1 风振分析 1 风压系数 1 风压场 1 预应力张拉控制 1 门式刚架厂房 1 长期无自记风记录气象站 1 逆迭代找形 1 识别 1 表面风压 1 结构特征 1 紊流度 1 相干函数 1 相关系数 1 玻璃翘曲 1 热带气旋 1 极值风压 1 数值模拟 1 改进加权本征正交分解 1 年平均风速 1 峰值因子 1 大跨屋盖 1 大跨复杂体型屋盖 1 大尺度 1 复杂弱边界 1 基本风压估算 1 均一化订正 1 围护结构 1 发生发展 1 南海地区 1 单层平面索网 1 功率谱 1 凹面大跨屋盖 1 中层涡旋 1 sst模型 1

大跨度平屋盖表面风荷载体型系数

［2 ］度则随着湍流度的增加而减小。 Masaru Kiya 指出：
型系数的取值建议，作者考虑了分离泡作用对平屋盖表面进行分区，但并未给出具体的分区依据。裴永等研究了大跨机库的风荷载体型系数，指出气流流经屋面时二维效应明显，整个屋面基本处于负压忠我国现行荷载规范中采用一个均匀体型系数，这区，对大跨度机库屋面显然是不合适的。目前国外有关分离泡结构的研究基本集中于二维钝体平板，对大跨屋盖表面分离泡的研究较少，且研究内容多为湍流度对于分离泡及其作用下的风压分布的宏观影响、风压变化的统一描述，但并未涉及到风压特征的细观变化；国内虽有学者提出平屋盖的分区体型系数，但并未给出具体的分区依据，且体型系数的计算也基本局限于传统方法。因此本文通过基于分离泡作用机平屋盖刚性模型风洞测压试验，理，对屋盖表面的风压数值、风压谱特性及相关特性进行了细致分析，进而对屋盖表面进行分区，通过面积 averaged pressure ）计算分区体型系数，平均压力（ area（ GB 并将计算结果与我国《建筑结构荷载规范》 50009—2001）、美国规范（ ASCE 7—98 ）、加拿大规范（ NBC1995）以及日本规范（ AIJ2004）进行对比，所得结论可为大跨度平屋盖结构的抗风设计提供参考依据。
Study of shape factors for large-span flat roofs
Dong Xin Ye Jihong
（ The Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structures of the Ministry of Education，Southeast University，Nanjing 210096 ，China）

高层建筑外附雨篷的表面风压和气动力系数

第50 卷第 7 期2023年7 月Vol.50，No.7Jul. 2023湖南大学学报（自然科学版）Journal of Hunan University（Natural Sciences）高层建筑外附雨篷的表面风压和气动力系数沈国辉1，2†，李懿鹏1，韩康辉1，余杭聪3，邵剑文3（1.浙江大学建筑工程学院，浙江杭州 310058；2.浙江大学平衡建筑研究中心，浙江杭州 310028；3.浙江大学建筑设计研究院有限公司，浙江杭州 310028）摘要：采用风洞试验方法研究高层建筑外附雨篷的风压特征，分析风压系数、风压相关性、非高斯性和整体升力系数随风向角的变化，给出围护结构的设计风压，最后研究倾角和出挑长度对整体力系数的影响. 研究发现，高层建筑外附雨篷上表面风压系数在正迎风时最大值接近1.4，系气流受到后方高层建筑的阻挡下翻导致；上、下表面的最大整体压力系数出现正迎风情况，最大值分别为1.24和0.76；上、下表面的最大整体升力系数出现侧风面，最大值分别为1.13和1.01；上下叠加后测点风压的非高斯性比单表面增强；上表面和下表面的升力系数在0°~70°风向呈现高斯分布，在80°~180°风向呈现较强的非高斯分布；高层建筑外附雨篷上表面的极值正压大于下表面；雨篷整体升力系数按照倾角-10°、0°、10°依次递增.关键词：风效应；风洞；高层建筑；风压；雨篷中图分类号：TU312 文献标志码：ASurface Wind Pressure and Aerodynamic Coefficients of CanopyAffiliated to High-rise BuildingsSHEN Guohui1，2†，LI Yipeng1，HAN Kanghui1，YU Hangcong3，SHAO Jianwen3（1.College of Civil Engineering and Architecture， Zhejiang University， Hangzhou 310058， China；2.Centre for Balance Architecture， Zhejiang University， Hangzhou 310028， China；3.The Architectural Design and Research Institute of Zhejiang University Co.，Ltd.， Hangzhou 310028， China）Abstract：The wind tunnel test method is employed to study the wind pressure characteristic of the canopy affiliated with high-rise buildings. The variation of wind pressure coefficient，wind pressure correlation，non-Gaussian，and overall lift coefficient with the wind direction angle is analyzed. The design wind loadings on the building envelope are also given. Finally，the influence of tilt angle and cantilevered length on the overall lift coefficient is investigated. Studies show that the maximum wind pressure coefficients of the upper surface of the canopy affiliated with the building reach almost 1.4 in the wind-facing direction， which can be attributed to the fact that the airflow is blocked by the high-rise building and then turned down on the canopy. The overall press coefficients of the upper and lower surface reach their maximum values in the wind-facing direction，and the∗收稿日期：2022-08-09基金项目：国家自然科学基金资助项目（52178511），National Natural Science Foundation of China（52178511）；浙江省公益技术研究计划项目（LGG21E080009），Zhejiang Provincial Basic Public Welfare Research Project（LGG21E080009）作者简介：沈国辉（1977―），男，浙江台州人，浙江大学副教授，博士† 通信联系人，E-mail：**************.cn文章编号：1674-2974（2023）07-0120-10DOI：10.16339/ki.hdxbzkb.2023085第 7 期沈国辉等：高层建筑外附雨篷的表面风压和气动力系数coefficients are 1.24 and 0.76， respectively. The overall lift coefficients on the upper and lower surface reach their maximum values at the side direction， and their values are 1.13 and 1.01， respectively. After being superimposed on the upper and lower surface， the pressure presents a higher non-Gaussian distribution property than those on each surface. The lift coefficients of the upper and lower surfaces show a Gaussian distribution in the wind direction of 0°~ 70° and a non-Gaussian distribution in the wind direction of 80°~180°. The positive extreme wind pressure coefficient on the upper surface of the canopy affiliated with the building is higher than that on the lower surface. The overall lift coefficients of the canopy increase in sequence with the attack angle of -10°， 0°， and 10°.Key words：wind effect; wind tunnel; high-rise building; wind pressure; canopy高层建筑承载了办公、酒店、公寓等功能，在城市中得到广泛应用.雨篷位于高层建筑入口位置，为出入口行人提供遮阳避雨功能，同时也防止高空坠物对出入口行人造成伤害［1］.高层建筑雨篷具有轻质、高柔等特点，风荷载是雨篷设计的主要控制荷载.目前针对雨篷风荷载的研究主要集中在大型屋盖结构的悬挑雨篷上. 沈国辉等［2］以某机场悬挑雨篷为例，分析悬挑屋盖的上下表面风压相关性，给出考虑相关性的围护结构风荷载计算方法；赵建华［3］针对北京南站雨篷进行风洞试验，获得不同风向角下的平均风压，发现负风压主要发生在迎风角区；孙建龙［4］针对3个大型火车站雨篷进行风洞测试，发现雨篷的整体风吸力系数约为-0.25；周晋芳［5］进行体育场看台多个倾角的风洞试验，分析特征湍流与风压非高斯特性之间的关系；Killen等［6］分析平面几何形状、倾角和前沿广告牌等对悬挑屋盖风荷载的影响；Barnard［7］研究发现透风率对矩形悬挑平屋的脉动风压有显著影响；楼文娟等［8］采用风洞试验和CFD方法研究某体育场悬挑屋盖的风荷载，提出了在屋盖悬挑部分开洞的减压措施；康黎明［9］利用CFD方法研究悬挑屋盖的风荷载，分析了增设导流板和开设通风孔的气动措施. 以上研究均主要针对大屋盖的悬挑结构，对高层建筑雨篷风压的研究几乎没有，而我国规范［10］，以及澳大利亚/新西兰、美国、日本等国规范［11-13］均未给出高层建筑外附雨篷的风荷载规定.基于以上背景，本文以高层建筑外附雨篷的风压分布为研究对象，研究了该雨篷的平均风压、脉动风压、上下表面风压相关性和测点风压的非高斯性，探讨外附雨篷整体升力系数随风向角的变化和时程的非高斯性特征，给出了围护结构的设计风压，最后分析了倾角和出挑长度对整体升力系数的影响. 研究成果可为高层建筑外附雨篷的抗风设计提供参考.1 高层建筑雨篷的风洞试验1.1 试验概况和测点布置调研高层建筑雨篷的设计案例［14］，某实际雨篷尺寸为宽度20.3 m，悬挑长度11.235 m，离地高度7.65 m. 确定本次试验基准雨篷的宽度W=20 m，高度H=10 m，悬挑长度D=12 m，倾角α=0°，如图1所示. 将高层建筑设定为高100 m、宽50 m、厚30 m，以反映高层建筑对雨篷的气动干扰. 雨篷的风洞试验如图2所示.模型的几何缩尺比为1∶100，雨篷模型的测点布置见图3，上下表面各布置160个测点，采用上下表面对应布置，风洞试验时对所有测点进行同步测压. 不同倾角DHW0°90°α图1 雨篷的尺寸参数和风向角Fig.1 Dimensional parameter of canopy and wind azimuth图2 雨篷的风洞试验照片Fig.2 Picture of canopy in wind tunnel test121湖南大学学报（自然科学版）2023 年下的测点布置方案与基准雨篷是一致的，其他出挑长度情况下的测点布置相当于将基准雨篷的测点布置延长或缩短. 由于整个模型具有对称性，试验风向角θ为0°~180°，风向角间隔为10°，共进行19个风向角的测试.1.2 风场模拟风洞试验在浙江大学ZD-1边界层风洞中进行，采用B 类地貌，根据《建筑结构荷载规范》（GB 50009—2012）［10］，B 类地貌的平均风速V 和湍流度I 剖面如式（1）和式（2）所示.V (z )=V 10(z /10)α，（1）I (z )=I 10(z /10)-α-0.05.（2）式中：α为0.15；I 10为0.14；V 10为10 m 高度处的参考风速. 风洞中利用尖劈和粗糙元模拟B 类地貌风场，平均风速和湍流度剖面如图4所示，图中V R 为参考点高度处的风速，图中还给出了规范的建议值，可以发现风洞模拟值与规范建议值吻合较好.1.3 数据处理测点的风压系数C pi 定义为：C pi =P i -P ∞0.5ρU 2∞.（3）式中：P i 为测点i 的风压；P ∞为参考点静压；ρ为空气密度；U ∞为参考点的风速. 选取雨篷高度作为风压系数的参考点，因此C pi 等同于荷载规范中的体型系数，试验中雨篷高度处的来流速度为10.4 m/s.对于悬挑雨篷，上下表面的风压系数叠加时程C p c 按公式（4）计算.C p c (t )=C p u (t )-C p d (t ).（4）式中：C p u 与C p d 分别对应测点的上、下表面风压系数时程；t 为时间.平均风压系数C ˉp c 和标准差C p 按式（5）和式（6）计算.Cˉp c =C ˉp u -C ˉp d ，（5）C p =C p u 2+C p d 2-2γC p u C p d .（6）式中：γ为上下表面风压时程的相关系数，计算如下：γ=E [C p u C p d ]-E [C p u ]E [C p d ]C p u C p d.（7）式中：E 为取平均；C p u 与C p d 为上表面和下表面风压系数的标准差.使用整体升力系数C F 来表征雨篷的整体受力：C F (t )=F (t )0.5ρv 2g A=∑C pi (t )A i A .（8）式中：A i 为i 测点的控制面积；A 为雨篷总面积；C F 定义为垂直表面向上为正，垂直表面向下为负.2 雨篷的平均风压系数图5给出了雨篷在0°风向角下的风压系数，分别给出了上表面、下表面和上下表面叠加数据. 由图5可知：1）0°风向角下，雨篷上表面均为正压，由于气流受到后方高层建筑的阻挡，气流下翻导致上表面的风压系数均大于1.0，最大值出现在雨篷靠近建筑侧的中心，然后往外呈减小趋势，最大值接近1.4，其原因是高层建筑阻挡引起气流下翻；2）下表面也呈正压，越靠近建筑风压系数越大，沿着水平线向外递减，最大值接近1.0，最小值约为0.6；3）上下表面叠加后，雨篷受到向下的正压，但数值上小于上表面，呈现“上压下压”的分布特征，在中间位置正压最大，最大值约为0.6.图4 风洞模拟的B 类地貌Fig.4 Terrain category B simulated in wind tunnel图3 雨篷的测点和风向角Fig.3 Measuring points of canopy and wind azimuth122第 7 期沈国辉等：高层建筑外附雨篷的表面风压和气动力系数图6给出了雨篷在60°风向角的风压系数，由图6可知：1）雨篷上表面表现为正压，从迎风面向背风面递减，最大值约0.9，该分布主要由受到高层建筑的阻挡导致气流下翻引起；2）下表面迎风角区出现类似“锥形涡”的分布特征，迎风角区出现数值较小的负压，负压最大值约为-0.5；3）上下表面叠加后为正压，迎风角区出现较为明显的类似“锥形涡”的特征，且迎风面出现极值正压，最大值约达到1.2，超过上表面的最大值，其原因为迎风角区形成“上压下吸”的风压叠加情况.图7给出了雨篷在90°风向角的风压系数，由图7可知：1）上、下表面均呈现负压；2）上表面的迎风区域出现柱状涡的特征，迎风面边缘的负压最大，沿着长度方向递减；3）下表面也呈柱状涡分布，但并不是很明显，其与下表面和地面距离较近相关；4）上下表面叠加后整体呈现负压特征，数值较小，说明上下表面的负压基本上相互抵消，呈现“上吸下吸”的分布特征，整体数值从来流前端向后端衰减.3 雨篷的整体升力系数图8给出了雨篷的整体升力系数，由图8可知：1）上表面的整体升力系数在0°~90°风向角下变化剧烈.0°风向角下，升力系数出现负的最大值，数值为-1.24，原因在于上表面气流受到高层建筑的阻挡产生气流下翻；而90°风向角下，气流穿过雨篷表面，对上表面产生很大的吸力，升力系数出现正的最大值，数值为1.13；在100°~180°风向角下雨篷处于高层建筑的尾流区，受到的负风压基本不变，整体升力系数整体稳定在0.9左右. 2）下表面的升力系数变化规律与上表面类似，但数值较小，主要是由于其与地面之间的距离较近引起的.0°风向角下升力系数出现负的最大值，数值为-0.76；90°风向角下升力系数出现正的最大值，数值为1.01；100°~180°风向角下的升力系数约为-0.7. 3）由于上下表面的升力系数分布比较接近，因此叠加后呈相互抵消趋势，导致叠加后（a ）上表面（b ）下表面（c ）上下表面叠加图6 60°风向角平均风压系数Fig.6 Mean pressure coefficients under 60°azimuth（a ）上表面（b ）下表面（c ）上下表面叠加图5 0°风向角平均风压系数Fig.5 Mean pressure coefficients under 0°azimuth123湖南大学学报（自然科学版）2023 年的升力系数较小，最大负值出现在0°风向角，数值为-0.48，在90°~180°数值几乎为零.4 雨篷上下表面测点的相关性各测点在各风向角下上下表面对应测点的相关系数γ如图9所示，图中N 为测点编号. 相关系数γ绝对值大于0.5为强相关，γ绝对值小于0.2为弱相关. 可以发现：1）雨篷上下表面测点仅在50°~70°风向角呈现较强的负相关特征，其他风向角均表现为正相关，对脉动风荷载，根据公式（6），上下表面负相关会使得叠加后的脉动风荷载变大［2］；2）在50°~70°风向角下，雨篷迎风区域固支端与自由端上的测点呈现较强的负相关特征，而在雨篷中部的负相关特征较弱；3）对于同一排测点（如编号1~16），负相关较大值均出现在来流分离较为严重的迎风边，例如16号、32号或160号测点.为探究雨篷表面相关性的具体分布情况，绘制典型风向角0°、60°、90°下相关系数图，如图10所示. 由图10可知：1）0°风向角下，雨篷的上下表面测点整体呈现出正相关关系，雨篷中部的互相关系数较低，总体在+0.5以下；2）在50°~70°的斜向角度风作用下，出现对结构不利的负相关系数，且数值较高，以60°为例，雨篷上下表面相关性在迎风角区出现数值较大的负相关区域，数值超过-0.5，为强负相关，导致叠加后的风压脉动值变大；3）90°风向角下，雨篷上下表面测点呈现出正相关关系，迎风区出现区域较小的弱相关区域，在远端互相关系数较高，呈现较强的相关性.5 测点和升力时程的非高斯特征峰值因子法计算脉动风荷载需假定风荷载服从高斯分布，该方法对于屋盖结构中风压由特征湍流控制的区域不一定适用［15］. 非高斯分布的判断采用风压的三阶中心距S K （偏度）与四阶中心矩K U（峰图8 各风向角下雨篷的整体升力系数Fig.8 Total lift coefficient under all azimuths图9 各风向角下雨篷上下表面的相关系数Fig.9 Correlation coefficient of upper and lower surfaceunder all azimuths（a ）上表面（b ）下表面（c ）上下表面叠加图7 90°风向角平均风压系数Fig.7 Mean pressure coefficients under 90° azimuth124第 7 期沈国辉等：高层建筑外附雨篷的表面风压和气动力系数度），确定划分非高斯区域［16-17］的标准为：|S K |>0.5且|K U -3|>0.5. 图11给出0°、30°、60°和90°所有测点的偏度与峰度，从图11中可以看出：叠加表面的峰度、偏度分布与单个表面有较大差异，叠加后的测点非高斯性比单个表面强.雨篷在0°和90°风向角下表面测点的非高斯性如图12和图13所示. 由图可知：1）0°风向雨篷上、下表面整体呈现出较强的高斯特征，只在迎风区与尾流区出现零星的非高斯性测点，上下表面叠加后非高斯性测点数目增多，在表面的迎风区以及后方尾流区域出现数目较多的非高斯性测点；2）90°风向雨篷上表面测点几乎均为非高斯性，下表面测点除迎风区后方出现部分高斯性测点外，均呈现出非高斯特征，上下表面叠加后除了角部的2个测点外，其他均为非高斯性测点.（a ）上表面（b ）下表面（c ）上下表面叠加•点为非高斯点，○为高斯点图12 0°风向角各点风压的高斯和非高斯性Fig.12 Gaussian and non-Gaussian evaluation of pressureunder 0° azimuth（a ）0°风向角（b ）60°风向角（c ）90°风向角图10 典型风向角雨篷上下表面的相关系数Fig.10 Correlation coefficient of upper and lower surfaceunder typical azimuths图11 基准雨篷各点风压的偏度、峰度Fig.11 Skewness and kurtosis of wind pressures of base case125湖南大学学报（自然科学版）2023 年图14给出了雨篷各风向角下升力系数时程的峰度值与偏度值，由图14可知：1）上、下表面以及叠加表面在0°~70°风向时，升力系数的偏度与峰度呈现出高斯特征；2）从80°风向开始，升力系数的偏度值与峰度值开始出现明显的偏离，上表面、下表面以及上下表面叠加的升力系数均呈现出较强的非高斯特征，且均为大偏斜（S K >0.5）和高峰态情况（K U >3.5）；3）上表面在110°~180°时，其非高斯特征远强于下表面，在160°风向达到极值，此时K U 为14.5，S K为2.3；4）下表面升力系数的非高斯特征也较强，极值出现在160°风向，此时K U 为8.7，S K 为1.6；5）上下表面叠加工况在110°与170°风向时出现两个较为明显的极值，110°时K U 为9.1、S K 为1.6，170°时K U 为14.2、S K 为1.6.6 全风向风压系数极值由于雨篷表面风压的非高斯特征明显，使用BLUE 算法［18］获得极值风压系数：将风压系数时程进行等长度分段，取每个分段时程的最大值、最小值，分别组成升序序列{C max p ，1，C max p ，2，⋯，C max p ，N }，降序序列（a ）上表面（b ）下表面（c ）叠加表面•点为非高斯点，○为高斯点图13 90°风向角各点风压的高斯和非高斯性Fig.13 Gaussian and non-Gaussian evaluation of pressureunder 90° azimuthθ/(°)S K , K U（a ）上表面θ/(°)S K , K U（b ）下表面θ/(°)S K , K U（c ）上下表面叠加图14 雨篷升力系数的偏度和峰度Fig.14 Skewness and kurtosis of total lift coefficient of canopy126第 7 期沈国辉等：高层建筑外附雨篷的表面风压和气动力系数{C min p ，1，C min p ，2，⋯，C min p ，N }，则极值C max p 与C min p 按照下式计算：C maxp=∑j =1N a j Cmaxp ，j+0.577 2∑j =1N b j C max p ，j ，（9）Cmin p=∑j =1N a j Cmin p ，j+0.577 2∑j =1N b j C min p ，j .（10）式中：a j 和b j 为加权系数，N =10时，按表1取值.图15和图16给出了雨篷全风向风压系数极值正、负压的云图，由图15和图16可知：1）对于正压，上表面的极值正压大于下表面，其原因是上表面高层建筑阻挡引起气流下翻导致［19］；靠近高层建筑侧的正风压大于靠近自由端侧，说明高层建筑的阻挡使得正风压增大；上下表面叠加后，雨篷的两个侧边的正风压大于中间位置. 2）对于负压，上表面、下表面以及上下表面叠加的负风压绝对值均大于正风压；上表面的极值负风压绝对值大于下表面和上下表面叠加的结果；左右两侧的负风压较大.全风向极值风压系数C pe 如表2所示，考虑到雨篷通常按一个值设计，因此给出了所有位置的最大值，同时表中给出不同出挑长度D 的结果. 由表2可知：1）上下表面叠加后的全风向极值负风压系数显著小于上表面和下表面，极值正风压系数略大于上表面和下表面；2）极值负风压系数的绝对值大于极值正风压系数；3）随着雨篷长度的增加，雨篷表面极值风压系数增大，且负风压系数增大较为明显. 表1部分内容已被《建筑外围护结构抗风设计标准》（T/CECS 1048―2022）［20］采用. 需要说明的是，荷载规范中采用阵风系数方法考虑围护结构设计风荷载，主要是考虑风的来流湍流，而本文方法同时考虑了风洞来流湍流和结构的特征湍流，结果更加直观.7 倾角和出挑长度对雨篷升力的影响图17给出了不同倾角高层建筑外附雨篷的升力系数随风向角的变化，由图17可得：1）不同倾角下整体升力系数变化规律一致，均在0°风向角达到负极值，90°达到正极值；2）雨篷倾角按-10°、0°、10°变化时，0°至90°风向，整体升力系数依次递增，130°至180°，整体升力系数依次递减，但总体变化幅度较小［21］.图18给出了不同出挑长度雨篷的升力系数随风向角的变化，由图18可得：1）不同出挑长度雨篷整体升力系数变化规律近似，除D =4 m 工况在30°风（a ）上表面（b ）下表面（c ）上下表面叠加图15 雨篷的正全风向极值风压系数Fig.15 Positive peak wind pressure coefficients of canopyunder all azimuths表 1 加权系数取值Tab.1 Values of weighted coefficientj 12345678910a j0.2230.1620.1340.1130.0960.0810.0670.0540.0420.029b j-0.348-0.091-0.0190.0220.0490.0660.0770.0830.0840.078127湖南大学学报（自然科学版）2023 年向达到负极值外，其余工况均在0°风向角达到负极值，90°达到正极值；2）随出挑长度的变化，整体升力系数变化无规律，原因在于下部气流较为紊乱［22］，在50°~90°风向角下，气流通畅，整体升力系数随出挑长度的增大而减小.8 结论1）高层建筑外附雨篷在正迎风情况下上表面的风压系数均大于1.0，最大值接近1.4，其原因是气流受到后方高层建筑的阻挡下翻；雨篷下表面也呈正压，最大值接近1.0；雨篷上、下表面在侧风情况下均呈现负压，上下表面叠加后整体呈现负压特征，数值较小，呈现“上吸下吸”相互抵消的分布特征. 2）高层建筑外附雨篷上表面的整体升力系数在正迎风工况出现向下的最大压力，最值为-1.24，在侧风工况出现向上的最大吸力，最值为1.13；下表面升力系数也在正迎风和侧风工况出现最大压力和吸力，最值分别为0.76和1.01. 上下表面叠加后升力系数较小，系上下表面风压相互抵消所致.3）高层建筑外附雨篷上下表面对应测点的互相关系数在迎风区较低，在远端较高，且在50°~70°风向下迎风边呈现较强的负相关；雨篷上表面的极值正压大于下表面，其原因是高层建筑阻挡引起气流表2 高层建筑外附雨篷极值风压系数Tab.2 Peak wind pressure coefficients of canopy affiliatedto high-rise building风荷载工况风吸力风压力风压类型上下叠加上下叠加C peD=4 m-4.3-3.4-2.82.61.93.1D=8 m-5.5-3.7-3.92.62.02.4D=12 m-5.7-4.2-3.82.51.93.3D=16 m-6.0-5.0-4.32.61.83.4CLθ/(°)图17 不同倾角整体升力系数对比（D=12 m）Fig.17 Comparison of total lift coefficient ofdifferent attack angles （D=12 m）图18 不同出挑长度时的整体升力系数（α=0°）Fig.18 Total lift coefficient of different cantilevered length（α=0°）（a）上表面（b）下表面（c）上下表面叠加图16 雨篷的负全风向极值风压系数Fig.16 Negative peak wind pressure coefficients of canopyunder all azimuths128第 7 期沈国辉等：高层建筑外附雨篷的表面风压和气动力系数下翻.4）上下表面叠加后测点风压的非高斯性相较上表面、下表面均增强；上、下表面风压在侧风工况下非高斯特征明显，原因为气流在该风向下发生显著的涡脱；上、下表面以及上下表面叠加后的升力系数，0°~70°时其偏度值与峰度值均较小，呈现高斯分布特征，80°~180°时呈现出较强的非高斯分布特征. 5）高层建筑外附雨篷倾角按-10°、0°、10°变化时，整体升力系数随着倾角增大而递增，但变化幅度较小；整体升力系数随出挑长度的变化较小，在50°~90°风向角下整体升力系数与随出挑长度的增大而减小.参考文献［1］陈璐，李蕾．超高层建筑雨篷设计与思考［J］．城市住宅，2019，26（4）：71-73．CHEN L，LI L．Thinking and design of the canopy in super high-rise buildings［J］．City ＆ House，2019，26（4）：71-73．（in Chinese）［2］沈国辉，孙炳楠，楼文娟．大跨屋盖悬挑结构的风荷载分析［J］．空气动力学学报，2004，22（1）：41-46．SHEN G H，SUN B N，LOU W J．Wind load on cantileveredstructures of long span roofs［J］．Acta Aerodynamica Sinica，2004，22（1）：41-46．（in Chinese）［3］赵建华．北京南站雨棚结构平均风荷载特性试验研究［J］．铁道标准设计，2011，55（5）：97-100．ZHAO J H．Experimental study on average wind loadcharacteristics of rainproof awning structure in Beijing southrailway station［J］．Railway Standard Design，2011，55（5）：97-100．（in Chinese）［4］孙建龙．大型火车站雨棚风荷载特性试验研究［J］．建筑结构，2013，43（4）：88-93．SUN J L．Experimental research on wind load 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国家体育场大跨度屋盖结构风场实测研究

ｍｅｓｒｍｅｔｏｗｉｄｈｒｃｅｉｔｃｗｅｅｏｄｃｅｏｔｅｏｆｆｈｅａｕｅｎｓｆｎｃａａｔｒｓｉｓｒｃｎｕｔｄｎｈｒｏｏｔＮａｉｎｌｔｄｕｔｏａＳａｉｍ．Ｂｏｎａｙａｅｗｉｄｕｄｒｌｙｒｎ
ｓａｏｆｓｒｃｕｅｐｎｒｏｔｕｔｒ．
Ｋｅｒｓ：ｆｌａｕｅｎ；ｔｅｎｔｎｌｓａｉｍ；ｐｏｒｓｅｔｍ；ｔｒｕｅｅｉｔｎｉｙｗｏｄｉｄｍｅｓｒｍｅｔｈａｉａｔｄｕｅｏｗｅｐｃｒｕｕｂｌｎｃｎｅｓｔｙ
（ｐｃｔｃｒｓＲｓａｃｅｔ，ｈａｇＫｙｌｏａｒｏＳａｅｓｕｔｅ，ｈｊｎｎｖｒｉ，ａｇｈｕ３０５，ｈｎ）ＳａｅＳｕｔｅｅｅｒｈＣｎｒＺ＠ｎｅｂｒｔｙｆｐｃｔｃｒｓＺｅｉｇＵｉｅｔＨｎｚｏ１０８Ｃｉｒｕｅａｏｒｕａｓｙａ
振
动
与
冲
击
第３１卷第３期
ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＶＩＢＲＡＴｌＯＮＡＮＤＨＯＣＫＳ
国家体育场大跨度屋盖结构风场实测研究
罗尧治，蔡朋程，孙斌，童若飞，沈雁彬，王洽亲
３０５；．现代设计集团上海建筑设计研究，１０８２上海２０４）００１
样本代号
记录时间
时长（ｉ）ａｒｎ平均风向
度屋盖结构而言，屋盖上表面主要受分离的旋涡作用，风场较为紊乱，因而非高斯特性表现明显。

近地实测台风脉动风速的非高斯性分析与建模

Classified Index: TU973or the Master Degree in Engineering
ANALYSIS AND MODELING OF NON-GAUSSIAN FLUCTUATING WIND SPEED OF TYPHOON BASED ON FIELD MEASUREMENTS
硕士学位论文
近地实测台风脉动风速的非高斯性分析与建模
ANALYSIS AND MODELING OF NON-GAUSSIAN FLUCTUATING WIND SPEED OF TYPHOON BASED ON FIELD MEASUREMENTS
张星明
哈尔滨工业大学 2011 年 6 月
国内图书分类号： TU973+.32 国际图书分类号：624
学校代码：10213 密级：公开
工学硕士学位论文
近地实测台风脉动风速的非高斯性分析与建模
硕士研究生：张星明导师：肖仪清教授
申请学位：工学硕士学科：土木工程
所在单位：深圳研究生院答辩日期： 2011 年 6 月授予学位单位：哈尔滨工业大学
- I-
Abstract
Abstract
Every year many important engineering structures are destroyed by typhoon, typhoon cause huge economic damage and casualties, this cause extensive concern of civil engineers. Especially for various high, light and flexible structures, typhoon load is a decisive role. In the study of wind characteristics, people usually assume wind load process for stationary Gaussian random process. In the open field, this assumption for steady and normal wind is suitable, but for typhoon this does not apply. So for the typhoon Non-Gaussian studies and modeling are particularly important. Firstly, in this paper, the characteristics of field measurement of typhoon are compared and studied, using high order statistic analysis, K -S inspection and bicoherence spectrum analysis fluctuating wind speed of typhoon and fluctuating wind speed of normal wind is compared and analyzed, using rounds inspection and Hilbert-Huang Transform fluctuating wind speed of typhoon and fluctuating wind speed of normal wind is compared and analyzed. Through the above analysis, it is known that the fluctuating wind speed of typhoon is non-stationary and Non-Gaussian, but the fluctuating wind speed of normal wind is stationary and Gaussian. Then the parameters of wind turbulence properties and wind spectrum of typhoon are compared with normal wind. Finally because field measurement of typhoon is Non-Gaussian, the stationary and Non-Gaussian fluctuating wind speed is modeled. In the application of linear filter AR method the stationary and Gaussian fluctuating wind speed of both single point and mult ipoint is modeled, then the stationary and Non-Gaussian fluctuating wind speed is modeled by the Correlation Distortion method. Skewness, kurtosis, the spectrum chara cteristics and the correlation are used in confirmation of the simulation wind speed. Results show that the Correlation Distortion method is accurate. Keywords: Typhoon; Field measurements; Fluctuating wind speed ; Non-Gaussian; AR method

某双塔楼表面风压的非高斯特性研究

０引言
布尔分布较适合描述挑篷表面脉动风压的概率分布
形式。１风洞试验
在高层建筑结构设计中，荷载引起的效应在总风荷载中占有相当大的比重，时甚至起到控制作用。有
目前国内外常假定脉动风压符合高斯分布，用峰值采
ｉｏＩｎｉｅｒｒｃｉｅｎｓｍｅｗｉｄｅｇｎｅｉｐａｔｃｓ．１ｎｇ
Ｋｅｒｓｔｉ－ｗｒｔｌｂｉｉｇｎｏｄｏ — ｕｓｅｔｒ；ｅｋｆｃｒｙｗｏｄ：ｗｎｔｅａｕｌｎ；ｏｌｄｄｌａ；ｎｎＧａｓｉｆｕｅｐａｔｎａａａｏ
ＮＯＮ．ＵＳＩＮＡＩ瓜ＥＳｏＦ咖ＧＡｓＡＦＥＩｌ
【文章编号】１１６６【１）５０３ — ３０ — ８４２００ — ０５０００
ＳＥＵＲＯＮ
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压及其非高斯分布特性，进行了刚性模型脉动风压同步测定的风洞试验。刚性模型缩尺比为１２０用ＡＳ：，Ｂ０塑料制作而成，型外观照片如图１模所示。考虑到双塔超高层建筑的对称性，沿东塔楼高度共布置５层测点，每层布置４个测点，向角定义和测点布置如图２风２所示。风洞采用挡板、塔和粗糙元模拟技术来模尖拟Ｂ类地貌，其来流风速剖面模拟结果见图３。风压
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高斯／非高斯混合随机风压场的模拟方法

风荷载是空间屋盖结构设计和分析的主要考虑因
有空间相关性的平稳多点高斯随机场。然而，由于屋盖结构的外形不可能呈现完美的流线型，致来流风导
素。随着结构跨度不断增加，刚度的几何非线性特其征也愈加明显。传统频域分析方法，适用于线性结只构，法满足此类结构的风振响应分析、无随机分析和动力可靠度分析的要求，这就需要进行非线性时域分析。
摘要：针对作用于屋盖结构随机风压场样本的统计特性要求，基于零记忆非线性转化法的理论，给出随机风压
场的具体模拟过程。其中，解决了两个关键问题：推导了服从对数正态分布和韦布尔分布的多点非高斯随机过程向量 ① 的标准化协方差，与相应高斯随机过程向量的标准化协方差的函数转化关系；提出了分解谱密度函数修正法， ② 解决利用谐波合成法模拟多点高斯随机过程向量时，功率谱密度函数矩阵在某些频率点出现负定的问题。经过具体算例表明，所提出的方法能生成合乎风洞实验数据统计特性要求的随机风压场样本。关键词：随机风压场；高斯随机过程向量；非零记忆非线性转化法；谐波合成法
和Ｓａｏｏｌ等 ¨ 提出利用脉动风压样本的偏斜度ｔｈｐｕｏｔｓ
准确性的关键因素。过去，作用于建筑结构的脉动风压过程被视为具
（ｋｗｅｓ记为５和峰态度（ｕｔｉ，为Ｋ）Ｓｅｎｓ，）Ｋｒｓ记ｏｓ这两个

高层建筑特性与峰值因子

高层建筑特性与峰值因子1试验介绍风洞试验在湖南大学建筑与环境低速风洞中进行。

该风洞为矩形截面，宽3．0m、高2．5m，为直流式边界层风洞，流场性能良好。

风场调试和风速测量采用澳大利亚TFI公司生产的眼镜蛇风速测试仪和专用软件完成，风压测量和数据采集由美国Scanvalve公司生产的电子扫描阀系统及自编的信号采集软件完成。

采用尖劈和粗糙元的组合模拟了荷载规范规定的C类风场(缩尺比为1∶500)，平均风速剖面指数α为0．22，模拟结果见图1，参考点高度为0．6m，风场调试和测压试验时参考点高度处的平均风速约为9m/s。

试验模型采用ABS板制作(图2)，具有足够的强度和刚度，模型截面尺寸见表1，高度均为600mm。

在模型表面从上往下布置了共9层测点，各层测点所在高度依次为585，550．5，507，454．5，393，322．5，242．5，152．5，52．5mm，同一模型各层测点数量相同，见表1，模型4的测点平面布置见图3，其余模型测点布置情况可查阅文献。

测点孔径为1．1mm，与扫描阀之间采用长度为0．8m的PVC 管连接。

测压信号的采样长度为10000个数据，采样时间为32s，采样频率为312．5Hz。

来流垂直于A立面时为0°风向角，从0°～90°(矩形模型)或0°～45°(方形模型)逆时针每隔5°测试一组数据。

对模型4还进行了均匀流场(湍流度约为1%)风洞试验。

2试验结果2．1脉动风压的概率特性在工程应用中，通常假定脉动风压的概率分布符合高斯分布，标准高斯分布的峰度值(Ku)为3，偏度值(Sk)为0;当Cp，sk＜0．4(Cp，sk为脉动风压的偏度值)，且2．3＜Cp，ku＜3．7(Cp，ku为脉动风压的峰度值)时，可以认为此区域基本符合高斯分布，其他的情况则为非高斯分布。

限于篇幅，本文仅以模型4为对象进行具体分析，其他模型只给出最终结果。