JP7050564B2 - Structure amplitude evaluation method - Google Patents
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Description
本発明は、荷重が作用した構造物の振幅を評価する構造物の振幅評価方法に関する。 The present invention relates to a structure amplitude evaluation method for evaluating the amplitude of a structure on which a load is applied.
従来、構造物に荷重が作用した際の影響を評価する方法として、部分模型を用いた振動実験を行っていた。例えば、吊り橋に対する風の影響を評価する方法として、部分模型を用いた風洞実験を行う方向が開示されている(特許文献1参照)。 Conventionally, a vibration experiment using a partial model has been conducted as a method for evaluating the influence when a load is applied to a structure. For example, as a method for evaluating the influence of wind on a suspension bridge, a direction for conducting a wind tunnel experiment using a partial model is disclosed (see Patent Document 1).
しかしながら、部分模型を用いた実験では、例えば、構造物の複雑な形状や微少な部分の評価又は自然環境の再現等、実物の条件の適切な再現に大きな労力が必要であり、厳密な再現は困難であった。 However, in experiments using partial models, great effort is required to properly reproduce the actual conditions, such as evaluation of complex shapes and minute parts of structures or reproduction of the natural environment, and exact reproduction is not possible. It was difficult.
本発明は、荷重が作用した構造物の振幅を的確に評価する構造物の振幅評価方法を提供することを目的とする。 An object of the present invention is to provide a structure amplitude evaluation method for accurately evaluating the amplitude of a structure on which a load is applied.
本発明にかかる実施形態の構造物の振幅評価方法は、
構造物のモデルを設定するステップと、
前記構造物のモデルに対する解析領域及び解析格子を設定するステップと、
前記構造物のモデルに対する加振振幅、加振周波数及び風速を設定するステップと、
前記解析格子毎に前記加振振幅、加振周波数及び風速から前記構造物のモデルに対する数値流体解析を実施するステップと、
前記数値流体解析の解析結果から前記構造物のモデルに作用する非定常空気力係数を算出するステップと、
無次元化した風速及び加振振幅に対する非定常空気力係数の関係を算出するステップと、
前記非定常空気力係数から励起される振幅を評価するステップと、
を有する
ことを特徴とする。
The method for evaluating the amplitude of the structure according to the present invention is as follows.
Steps to set the model of the structure and
Steps to set the analysis area and analysis grid for the model of the structure,
Steps to set the vibration amplitude, vibration frequency and wind speed for the model of the structure, and
A step of performing numerical fluid analysis on the model of the structure from the vibration amplitude, the vibration frequency and the wind speed for each analysis grid, and
A step of calculating the unsteady aerodynamic coefficient acting on the model of the structure from the analysis result of the numerical fluid analysis, and
A step to calculate the relationship between the dimensionless wind speed and the unsteady aerodynamic coefficient with the vibration amplitude, and
The step of evaluating the amplitude excited from the unsteady aerodynamic coefficient and
It is characterized by having.
本発明にかかる実施形態の構造物の振幅評価方法は、
前記無次元化した風速及び加振振幅に対する非定常空気力係数の関係を算出するステップの後に、非定常空気力係数の空力減衰項から構造減衰の効果を除去するステップを有する
ことを特徴とする。
The method for evaluating the amplitude of the structure according to the present invention is as follows.
It is characterized by having a step of removing the effect of structural damping from the aerodynamic damping term of the unsteady aerodynamic coefficient after the step of calculating the relationship of the unsteady aerodynamic coefficient with respect to the unsteady wind velocity and the vibration amplitude. ..
本発明にかかる実施形態の構造物の振幅評価方法は、
前記構造物のモデルに対する数値流体解析を実施するステップでは、以下の式(1)に示す一般座標系の非圧縮性Navier-Stokes方程式、及び式(2)に示す連続式を支配方程式として解析する
ことを特徴とする。
ここで、ui:流速のi(i=1~3)成分、Uk:反変流速のk(k=1~3)成分、xi:デカルト座標のi(i=1~3)成分、ξk:一般座標のk(k=1~3)成分、P=p/ρ、ただし、p:圧力、ρ:空気密度、Re:レイノルズ数(=UD/ν、U:代表風速、D:代表長(桁高)、ν:動粘性係数)、t:時間である。
また、Jは座標変換のヤコビアンで、以下の式(3)で表される。
In the step of performing the numerical fluid analysis for the model of the structure, the incompressible Navier-Stokes equation of the general coordinate system shown in the following equation (1) and the continuity equation shown in the equation (2) are analyzed as governing equations. It is characterized by that.
Here, u i : i (i = 1 to 3) component of the flow velocity, U k : k (k = 1 to 3) component of the antivariant flow velocity, x i : i (i = 1 to 3) component of Cartesian coordinates. , Ξ k : k (k = 1-3) component of general coordinates, P = p / ρ, where p: pressure, ρ: air density, Re: Reynolds number (= UD / ν, U: representative wind velocity, D : Representative length (digit height), ν: Dynamic viscosity coefficient), t: Time.
Further, J is a Jacobian of coordinate transformation and is expressed by the following equation (3).
本発明にかかる実施形態の構造物の振幅評価方法は、
前記構造物のモデルに作用する非定常空気力係数を算出するステップでは、
以下の式(8)で表す減衰項の係数である非定常空気力係数H1
*について求める
ことを特徴とする。
ここで、K=Bω/U、B:幅員、ω:角振動数、L:奥行き方向長さ、η0:鉛直たわみ振幅、H1
*,H4
*:非定常空気力係数、t:時間である。
The method for evaluating the amplitude of the structure according to the present invention is as follows.
In the step of calculating the unsteady aerodynamic coefficient acting on the model of the structure,
It is characterized in that the unsteady aerodynamic coefficient H 1 * , which is the coefficient of the damping term represented by the following equation (8), is obtained.
Here, K = Bω / U, B: width, ω: angular frequency, L: depth direction length, η 0 : vertical deflection amplitude, H 1 * , H 4 * : unsteady aerodynamic coefficient, t: time. Is.
本発明にかかる実施形態の構造物の振幅評価方法は、
前記非定常空気力係数の空力減衰項から構造減衰の効果を除去するステップでは、
以下の式(9)を用いる
ことを特徴とする。
ここで、δ:対数減衰率、m:質量である。
The method for evaluating the amplitude of the structure according to the present invention is as follows.
In the step of removing the effect of structural damping from the aerodynamic damping term of the unsteady aerodynamic coefficient,
It is characterized by using the following equation (9).
Here, δ: logarithmic decrement and m: mass.
本発明にかかる構造物の振幅評価方法によれば、荷重が作用した構造物の振幅を的確に評価することが可能となる。 According to the structure amplitude evaluation method according to the present invention, it is possible to accurately evaluate the amplitude of a structure on which a load is applied.
以下、図面を参照して本実施形態の構造物空気力評価解析方法を説明する。 Hereinafter, the structure aerodynamic force evaluation and analysis method of the present embodiment will be described with reference to the drawings.
図1は、本実施形態の構造物空気力評価解析方法のフローチャートを示す。 FIG. 1 shows a flowchart of the structure aerodynamic force evaluation and analysis method of the present embodiment.
まず、本実施形態の構造物空気力評価解析では、ステップ1で、構造物のモデル1を設定する(ST1)。
First, in the structure aerodynamic force evaluation analysis of the present embodiment, the
図2は、本実施形態の構造物空気力評価解析方法で用いる構造物のモデル1を示す。本実施形態では、構造物のモデル1として、図2に示すような回転中心Oを有する橋梁の箱桁断面を用いる。図2において、Dfは抗力、Lfは揚力、Mfはモーメント、Dは高さを示す。本実施形態では、構造物のモデル1として橋梁を用いたが、他の構造物を用いても良い。また、本実施形態では、一例として、揚力Lfについて解析するが、抗力Df又はモーメントMfについて解析してもよい。
FIG. 2 shows
次に、ステップ2で、構造物のモデル1に対する解析領域及び解析格子を設定する(ST2)。解析は、構造物のモデル1の周囲の空間に対して行う。しかしながら、コンピュータで計算を行うことができるのは有限の値であるため、空間を適当なところで切り出して解析を行うことが好ましい。この切り出した領域を解析領域という。また、解析を行うためには、解析領域を複数の小さな格子要素に分割し、方程式を離散化して隣り合う格子要素どうしの関係を得ることが必要である。この分割した格子要素の集合を解析格子という。
Next, in step 2, the analysis area and the analysis grid for the
図3は、本実施形態の構造物空気力評価解析方法で用いる構造物のモデル1に対する解析領域及び解析格子を示す。解析領域は図1に示したモデル1の高さDを基準として円形に決定すると好ましい。
FIG. 3 shows an analysis region and an analysis grid for the
モデル1に対する直交方向の格子を構成する要素のサイズは、モデル1の壁面近傍が小さく、モデル1から離れるにつれて大きくなる。モデル1の壁面近傍の各要素は、直交するように調整すると好ましい。
The size of the elements constituting the grid in the orthogonal direction with respect to the
次に、ステップ3で、構造物のモデル1に対する加振振幅、加振周波数及び風速を設定する(ST3)。加振振幅、加振周波数及び風速の設定は、解析したい範囲を設定すればよい。
Next, in step 3, the vibration amplitude, the vibration frequency, and the wind speed with respect to the
次に、ステップ4で、構造物のモデル1に対する数値流体解析を実施する(ST4)。本実施形態では、一例として、以下の式(1)に示す一般座標系の非圧縮性Navier-Stokes方程式、及び式(2)に示す連続式を支配方程式として解析した。
ここで、ui:流速のi(i=1~3)成分、Uk:反変流速のk(k=1~3)成分、xi:デカルト座標のi(i=1~3)成分、ξk:一般座標のk(k=1~3)成分、P=p/ρ、ただし、p:圧力、ρ:空気密度、Re:レイノルズ数(=UD/ν、U:代表風速、D:代表長(桁高)、ν:動粘性係数)、t:時間である。
Next, in step 4, a numerical fluid analysis is performed on the
Here, u i : i (i = 1 to 3) component of the flow velocity, U k : k (k = 1 to 3) component of the antivariant flow velocity, x i : i (i = 1 to 3) component of Cartesian coordinates. , Ξ k : k (k = 1-3) component of general coordinates, P = p / ρ, where p: pressure, ρ: air density, Re: Reynolds number (= UD / ν, U: representative wind velocity, D : Representative length (digit height), ν: Dynamic viscosity coefficient), t: Time.
また、Jは座標変換のヤコビアンで、以下の式(3)で表される。
構造物の振動が伴う場合には、時間も含めた4次元の座標(x,y,z,t)に対して座標変換を行うことにより、時間に対して固定された一般座標(ξ,η,ζ,τ)(ただし、τ=tとする)の問題として扱うことが可能である。 When the structure is accompanied by vibration, the general coordinates (ξ, η) fixed with respect to time are performed by performing coordinate conversion for the four-dimensional coordinates (x, y, z, t) including time. , ζ, τ) (where τ = t) can be treated as a problem.
このとき、時間に対して固定された一般座標系におけるNavier-Stokes方程式は以下の式(4)で表される。
ここで、Ug
k:格子の反変速度のk(k=1~3)成分である。
At this time, the Navier-Stokes equation in the general coordinate system fixed with respect to time is expressed by the following equation (4).
Here, U g k : is the k (k = 1 to 3) component of the countervariant velocity of the lattice.
さらに、連続式についても、Geometric Conservation Lawを用いることにより、次式で表すことができる。
図4は、本実施形態の構造物空気力評価解析方法による構造物のモデルに対する数値流体解析結果を示す。この結果は、動圧及び代表長さDで無次元化した時間平均流れ場の圧力分布及び風速の絶対値の分布である。濃淡で示したものが圧力分布、線で示したものが風速の絶対値の等直線である。上流端で圧力が高く、少し下流の色の濃い部分で圧力が低く下がる。 FIG. 4 shows the numerical fluid analysis results for the structure model by the structure aerodynamic force evaluation analysis method of the present embodiment. This result is the pressure distribution of the time average flow field and the distribution of the absolute value of the wind speed, which are dimensionless with the dynamic pressure and the representative length D. The shades are the pressure distribution, and the lines are the uniform lines of the absolute value of the wind speed. The pressure is high at the upstream end, and the pressure is low at the darker part downstream.
次に、ステップ5で、構造物のモデル1に作用する非定常空気力を算出する(ST5)。本実施形態では、モデル1に対して鉛直たわみ又はねじれ方向に1自由度で正弦波加振を行う。この場合の加振振動としての鉛直たわみ振動は、以下の式(6)で表すことができる。
ここで、η:鉛直たわみ変位、η0:鉛直たわみ振幅、ω:角振動数、t:時間である。
Next, in step 5, the unsteady aerodynamic force acting on the
Here, η: vertical deflection displacement, η 0 : vertical deflection amplitude, ω: angular frequency, t: time.
鉛直たわみ振動によって構造物に作用する非定常空気力は、Scanlanの非定常空気力係数を用いた以下の式(7)で表すことができる。
ここで、B:幅員、L:奥行き方向長さ、K=Bω/U、H1
*,H4
*:非定常空気力係数、
The unsteady aerodynamic force acting on the structure due to the vertical deflection vibration can be expressed by the following equation (7) using Scanlan's unsteady aerodynamic force coefficient.
Here, B: width, L: length in the depth direction, K = Bω / U, H 1 * , H 4 * : unsteady aerodynamic coefficient,
次に、ステップ6で、構造物のモデル1に作用する非定常空気力係数を算出する(ST6)。式(7)を式(6)に代入し、無次元振動数:K=Bω/Uの定義を用いると、非定常空気力は、以下の式(8)で表すことができる。ここで、Bは幅員である。
したがって、鉛直たわみ変位と非定常空気力の振幅比及び位相差から2つの非定常空気力係数H1 *及びH4 *を算出することが可能である。ここで、本実施形態では、減衰項の係数である非定常空気力係数H1 *について求める。 Therefore, it is possible to calculate the two unsteady aerodynamic coefficients H 1 * and H 4 * from the vertical deflection displacement and the amplitude ratio and phase difference of the unsteady aerodynamic force. Here, in the present embodiment, the unsteady aerodynamic coefficient H 1 * , which is the coefficient of the damping term, is obtained.
なお、ねじれ振動に関する構造物に作用する非定常空気力Maeは、以下の式(9)で表すことができる。ねじれ振動の非定常空気力係数は、空力減衰項の係数A2
*を求めればよい。
ここで、B:幅員、L:奥行き方向長さ、K=Bω/U、φ:ねじれ角度、A2
*,A3
*:非定常空気力係数である。
The unsteady aerodynamic force Mae acting on the structure related to torsional vibration can be expressed by the following equation (9). For the unsteady aerodynamic coefficient of torsional vibration, the coefficient A 2 * of the aerodynamic damping term may be obtained.
Here, B: width, L: length in the depth direction, K = Bω / U, φ: twist angle, A 2 * , A 3 * : unsteady aerodynamic coefficient.
次に、ステップ7で、非定常空気力係数が決定したか否かを判定する(ST7)。非定常空気力係数は、ステップ3で設定した範囲で加振振幅、加振周波数及び風速を変化させて解析を行い、範囲内の全ての加振振幅、加振周波数及び風速を解析した時に決定される。 Next, in step 7, it is determined whether or not the unsteady aerodynamic coefficient is determined (ST7). The unsteady aerodynamic coefficient is determined when the vibration amplitude, vibration frequency and wind speed are changed in the range set in step 3 and all the vibration amplitudes, vibration frequencies and wind speeds in the range are analyzed. Will be done.
ステップ7において、非定常空気力係数が決定していない場合、ステップ3に戻る。ステップ7において、非定常空気力係数が決定した場合、ステップ8に進む。 If the unsteady aerodynamic coefficient has not been determined in step 7, the process returns to step 3. If the unsteady aerodynamic coefficient is determined in step 7, the process proceeds to step 8.
ステップ8では、無次元化した風速及び加振振幅と非定常空気力係数の関係を算出する(ST8)。
In
図5は、本実施形態の構造物空気力評価解析方法による構造物のモデルの無次元化した加振振幅と無次元化した風速と非定常空気力係数の関係を示す。 FIG. 5 shows the relationship between the non-dimensional vibration amplitude, the non-dimensional wind velocity, and the unsteady aerodynamic coefficient of the structure model by the structure aerodynamic force evaluation and analysis method of the present embodiment.
図5に示すように、渦励振の照査を目的とした風速及び加振振幅の範囲では、非定常空気力係数に振幅依存性が確認された。特に過励振の発現風速域であるU/fD=8.0~12.0の範囲においては振幅依存性が顕著であり、非定常空気力係数H1 *が正となる加振振幅域及び風速域が存在することが確認された。 As shown in FIG. 5, the amplitude dependence of the unsteady aerodynamic coefficient was confirmed in the range of the wind speed and the excitation amplitude for the purpose of checking the vortex excitation. In particular, in the range of U / fD = 8.0 to 12.0, which is the onset wind speed range of hyperexcitation, the amplitude dependence is remarkable, and there is an excitation amplitude range and a wind speed range in which the unsteady aerodynamic coefficient H 1 * is positive. It was confirmed that.
次に、ステップ9で、非定常空気力係数の空力減衰項から構造減衰の効果を除去する(ST9)。 Next, in step 9, the effect of structural damping is removed from the aerodynamic damping term of the unsteady aerodynamic coefficient (ST9).
図6は、本実施形態の構造物空気力評価解析方法による構造物のモデルの無次元化した加振振幅と無次元化した風速と構造減衰項を除去した非定常空気力係数の関係を示す。 FIG. 6 shows the relationship between the non-dimensional vibration amplitude of the structure model by the structure aerodynamic force evaluation and analysis method of the present embodiment, the non-dimensionalized wind velocity, and the unsteady aerodynamic force coefficient from which the structural damping term is removed. ..
過励振の振幅の増大及び減少は、空力減衰と構造減衰の関係を用いて評価することができ、以下の式(10)が正の場合は振動が励起され、負の場合には減衰する。
ここで、δ:対数減衰率、m:質量である。
The increase and decrease of the amplitude of the overexcitation can be evaluated using the relationship between the aerodynamic damping and the structural damping. If the following equation (10) is positive, the vibration is excited, and if it is negative, the vibration is damped.
Here, δ: logarithmic decrement and m: mass.
なお、ねじれ振動の場合は、以下の式(11)を用いればよい。
ここで、I:質量慣性モーメントである。
In the case of torsional vibration, the following equation (11) may be used.
Here, I: mass moment of inertia.
次に、ステップ10で、構造減衰の効果を除去した非定常空気力係数が0以上となる無次元化した風速及び加振振幅から励起される振幅を評価する(ST10)。
Next, in
過励振は、式(10)が0となる無次元化した風速と加振振幅を求めることにより、評価することができる。図6に示すように、U/fD=9.0~12.0の風速域において、一部の加振振幅で式(10)が正となっており、過励振が発生すると評価できる。 The overexcitation can be evaluated by obtaining the dimensionless wind speed and the excitation amplitude in which the equation (10) becomes 0. As shown in FIG. 6, in the wind speed range of U / fD = 9.0 to 12.0, the equation (10) is positive at a part of the excitation amplitude, and it can be evaluated that overexcitation occurs.
図7は、図6の表示形式を変更したものを示す。 FIG. 7 shows a modified display format of FIG.
図7では、無次元化した風速と加振振幅に応じた構造減衰の効果を除去した非定常空気力係数が一目で確認できるようにしたものである。U/fD=9.0~12.0の風速域且つη/D=0.025~0.15の加振振幅において、式(10)が正となっており、過励振が発生すると評価できる。 In FIG. 7, the unsteady aerodynamic coefficient, which eliminates the effect of structural damping according to the dimensionless wind speed and the vibration amplitude, can be confirmed at a glance. Equation (10) is positive in the wind speed range of U / fD = 9.0 to 12.0 and the vibration amplitude of η / D = 0.025 to 0.15, and it can be evaluated that overexcitation occurs.
以上、本実施形態の構造物の振幅評価方法は、構造物のモデル1を設定するステップと、構造物のモデル1に対する解析領域及び解析格子を設定するステップと、構造物のモデル1に対する加振振幅、加振周波数及び風速を設定するステップと、解析格子毎に加振振幅、加振周波数及び風速から構造物のモデル1に対する数値流体解析を実施するステップと、数値流体解析の解析結果から構造物のモデル1に作用する非定常空気力係数を算出するステップと、無次元化した風速及び加振振幅に対する非定常空気力係数の関係を算出するステップと、非定常空気力係数から励起される振幅を評価するステップと、を有する。したがって、荷重が作用した構造物の振幅を的確に評価することが可能となる。また、演算負荷を低減させることが可能となる。
As described above, the structure amplitude evaluation method of the present embodiment includes a step of setting the
また、本実施形態の構造物の振幅評価方法は、無次元化した風速及び加振振幅に対する非定常空気力係数の関係を算出するステップの後に、非定常空気力係数の空力減衰項から構造減衰の効果を除去するステップを有する。したがって、構造物の振幅をより的確に評価することが可能となる。 Further, in the method for evaluating the amplitude of the structure of the present embodiment, after the step of calculating the relationship between the unsteady aerodynamic coefficient and the unsteady wind velocity and the vibration amplitude, the structural attenuation is obtained from the aerodynamic attenuation term of the unsteady aerodynamic coefficient. Has a step to eliminate the effect of. Therefore, it is possible to evaluate the amplitude of the structure more accurately.
本実施形態の構造物の振幅評価方法は、前記構造物のモデルに対する数値流体解析を実施するステップでは、以下の式(1)に示す一般座標系の非圧縮性Navier-Stokes方程式、及び式(2)に示す連続式を支配方程式として解析する。
ここで、ui:流速のi(i=1~3)成分、Uk:反変流速のk(k=1~3)成分、xi:デカルト座標のi(i=1~3)成分、ξk:一般座標のk(k=1~3)成分、P=p/ρ、ただし、p:圧力、ρ:空気密度、Re:レイノルズ数(=UD/ν、U:代表風速、D:代表長(桁高)、ν:動粘性係数)、t:時間である。
また、Jは座標変換のヤコビアンで、以下の式(3)で表される。
したがって、構造物の振幅をより的確に評価することが可能となる。
In the method for evaluating the amplitude of the structure of the present embodiment, in the step of performing the numerical fluid analysis for the model of the structure, the incompressible Navier-Stokes equation of the general coordinate system shown in the following equation (1) and the equation ( The continuity equation shown in 2) is analyzed as a governing equation.
Here, u i : i (i = 1 to 3) component of the flow velocity, U k : k (k = 1 to 3) component of the antivariant flow velocity, x i : i (i = 1 to 3) component of Cartesian coordinates. , Ξ k : k (k = 1-3) component of general coordinates, P = p / ρ, where p: pressure, ρ: air density, Re: Reynolds number (= UD / ν, U: representative wind velocity, D : Representative length (digit height), ν: Dynamic viscosity coefficient), t: Time.
Further, J is a Jacobian of coordinate transformation and is expressed by the following equation (3).
Therefore, it is possible to evaluate the amplitude of the structure more accurately.
本発明にかかる実施形態の構造物の振幅評価方法は、構造物のモデルに作用する非定常空気力係数を算出するステップでは、以下の式(8)で表す減衰項の係数である非定常空気力係数H1
*について求める。
ここで、K=Bω/U、B:幅員、ω:角振動数、L:奥行き方向長さ、η0:鉛直たわみ振幅、H1
*,H4
*:非定常空気力係数、t:時間である。
したがって、構造物の振幅をより的確に評価することが可能となる。
In the method for evaluating the amplitude of a structure according to the present invention, in the step of calculating the unsteady aerodynamic force coefficient acting on the model of the structure, the unsteady air which is the coefficient of the damping term represented by the following equation (8). Obtain the force coefficient H 1 * .
Here, K = Bω / U, B: width, ω: angular frequency, L: depth direction length, η 0 : vertical deflection amplitude, H 1 * , H 4 * : unsteady aerodynamic coefficient, t: time. Is.
Therefore, it is possible to evaluate the amplitude of the structure more accurately.
本発明にかかる実施形態の構造物の振幅評価方法は、非定常空気力係数の空力減衰項から構造減衰の効果を除去するステップでは、以下の式(10)を用いる。
ここで、δ:対数減衰率、m:質量である。
したがって、構造物の振幅をより的確に評価することが可能となる。
In the method for evaluating the amplitude of the structure according to the present invention, the following equation (10) is used in the step of removing the effect of the structural damping from the aerodynamic damping term of the unsteady aerodynamic coefficient.
Here, δ: logarithmic decrement and m: mass.
Therefore, it is possible to evaluate the amplitude of the structure more accurately.
なお、この実施形態によって本発明は限定されるものではない。すなわち、実施形態の説明に当たって、例示のために特定の詳細な内容が多く含まれるが、当業者であれば、これらの詳細な内容に色々なバリエーションや変更を加えてもよい。 The present invention is not limited to this embodiment. That is, in the description of the embodiment, many specific detailed contents are included for illustration purposes, but those skilled in the art may make various variations or changes to these detailed contents.
1…構造物のモデル 1 ... Structure model
Claims (5)
前記構造物のモデルに対する解析領域及び解析格子を設定するステップと、
前記構造物のモデルに対する加振振幅、加振周波数及び風速を設定するステップと、
前記解析格子毎に前記加振振幅、加振周波数及び風速から前記構造物のモデルに対する数値流体解析を実施するステップと、
前記数値流体解析の解析結果から前記構造物のモデルに作用する非定常空気力係数を算出するステップと、
無次元化した風速及び加振振幅に対する非定常空気力係数の関係を算出するステップと、
前記非定常空気力係数から励起される振幅を評価するステップと、
を有する
ことを特徴とする構造物の振幅評価方法。 Steps to set the model of the structure and
Steps to set the analysis area and analysis grid for the model of the structure,
Steps to set the vibration amplitude, vibration frequency and wind speed for the model of the structure, and
A step of performing numerical fluid analysis on the model of the structure from the vibration amplitude, the vibration frequency and the wind speed for each analysis grid, and
A step of calculating the unsteady aerodynamic coefficient acting on the model of the structure from the analysis result of the numerical fluid analysis, and
A step to calculate the relationship between the dimensionless wind speed and the unsteady aerodynamic coefficient with the vibration amplitude, and
The step of evaluating the amplitude excited from the unsteady aerodynamic coefficient and
A method for evaluating the amplitude of a structure, which comprises.
ことを特徴とする請求項1に記載の構造物の振幅評価方法。 It is characterized by having a step of removing the effect of structural damping from the aerodynamic damping term of the unsteady aerodynamic coefficient after the step of calculating the relationship of the unsteady aerodynamic coefficient with respect to the unsteady wind velocity and the excitation amplitude. The method for evaluating the amplitude of a structure according to claim 1.
ことを特徴とする請求項2に記載の構造物の振幅評価方法。
ここで、ui:流速のi(i=1~3)成分、Uk:反変流速のk(k=1~3)成分、xi:デカルト座標のi(i=1~3)成分、ξk:一般座標のk(k=1~3)成分、P=p/ρ、ただし、p:圧力、ρ:空気密度、Re:レイノルズ数(=UD/ν、U:代表風速、D:代表長(桁高)、ν:動粘性係数)、t:時間である。
また、Jは座標変換のヤコビアンで、以下の式(3)で表される。
Here, u i : i (i = 1 to 3) component of the flow velocity, U k : k (k = 1 to 3) component of the antivariant flow velocity, x i : i (i = 1 to 3) component of Cartesian coordinates. , Ξ k : k (k = 1-3) component of general coordinates, P = p / ρ, where p: pressure, ρ: air density, Re: Reynolds number (= UD / ν, U: representative wind velocity, D : Representative length (digit height), ν: Dynamic viscosity coefficient), t: Time.
Further, J is a Jacobian of coordinate transformation and is expressed by the following equation (3).
以下の式(8)で表す減衰項の係数である非定常空気力係数H1 *について求める
ことを特徴とする請求項3に記載の構造物の振幅評価方法。
ここで、K=Bω/U、B:幅員、ω:角振動数、L:奥行き方向長さ、η0:鉛直たわみ振幅、H1 *,H4 *:非定常空気力係数、t:時間である。 In the step of calculating the unsteady aerodynamic coefficient acting on the model of the structure,
The amplitude evaluation method for a structure according to claim 3, wherein the unsteady aerodynamic force coefficient H 1 * , which is a coefficient of the damping term represented by the following equation (8), is obtained.
Here, K = Bω / U, B: width, ω: angular frequency, L: depth direction length, η 0 : vertical deflection amplitude, H 1 * , H 4 * : unsteady aerodynamic coefficient, t: time. Is.
以下の式(9)を用いる
ことを特徴とする請求項4に記載の構造物の振幅評価方法。
ここで、δ:対数減衰率、m:質量である。 In the step of removing the effect of structural damping from the aerodynamic damping term of the unsteady aerodynamic coefficient,
The amplitude evaluation method for a structure according to claim 4, wherein the following formula (9) is used.
Here, δ: logarithmic decrement and m: mass.
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▲濱▼▲崎▼勝俊 外1名,複雑断面をもつ翼型の動的空力特性に関する数値解析,宇宙航空研究開発機構特別資料 第44回流体力学講演会/航空宇宙数値シミュレーション技術シンポジウム2012論文集,宇宙航空研究開発機構,2013年03月,pp.231-236 |
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