基于大渦模擬的CAARC模型角區(qū)開槽氣動(dòng)優(yōu)化研究

徐洲洋, 羅凱文, 楊 易

(華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 廣州 510640)

風(fēng)荷載往往是超高層建筑結(jié)構(gòu)安全性和舒適性設(shè)計(jì)的控制荷載。且隨著建筑高度增加,其橫風(fēng)向風(fēng)致響應(yīng)將逐漸超過順風(fēng)向響應(yīng)。對建筑角區(qū)進(jìn)行適當(dāng)處理以來減小結(jié)構(gòu)風(fēng)效應(yīng),是超高層建筑抗風(fēng)設(shè)計(jì)中常用的氣動(dòng)優(yōu)化方法(圖1)。

(a) 富力盈凱廣場

(b) 云鼎大廈圖1 采取角區(qū)處理的超高層建筑(圖片源于網(wǎng)絡(luò))Fig.1 Super high-rise buildings with corner treatment (the images from the Internet)

風(fēng)洞試驗(yàn)是早期研究方形建筑角區(qū)氣動(dòng)優(yōu)化措施的主要方法。如Gu等[1]研究方柱圓角和切角措施下風(fēng)荷載隨角區(qū)尺寸的變化;嚴(yán)亞林等[2]研究了采用不同凹角率和切角率的方柱模型的氣動(dòng)特性;Li等[3]研究了10%的凹角率、切角率、圓角率對方柱的平均風(fēng)壓系數(shù)、基底彎矩、局部風(fēng)荷載、功率譜密度和豎向相關(guān)系數(shù)的影響。Lu等[4]以方柱為對象,進(jìn)行了12種角區(qū)修改模型的HFFB試驗(yàn),研究角區(qū)修改對方柱基底荷載及頂部響應(yīng)的影響規(guī)律。除方形建筑外,近年以CAARC標(biāo)準(zhǔn)建筑模型或矩形高層建筑為研究對象的相關(guān)研究開始增多。如莊翔等[5]研究了不同圓角率對矩形截面高層建筑表面風(fēng)荷載特性的影響;董欣等[6]通過風(fēng)洞測壓試驗(yàn)和PIV試驗(yàn)探討了圓角化處理對矩形高層建筑風(fēng)荷載特性的影響機(jī)理。Li等[7]以CAARC模型為基礎(chǔ),分別研究了不同切角率、圓角率和錐度對其風(fēng)荷載的影響。以上研究均表明,角區(qū)處理對高層建筑風(fēng)荷載及響應(yīng)有較好的優(yōu)化效果。

在工程應(yīng)用領(lǐng)域,謝壯寧等[8-9]以深圳京基金融中心等為例,探討了頂部角區(qū)開敞和切角處理對結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載及風(fēng)致響應(yīng)的影響;進(jìn)而通過對廣州西塔、深圳京基金融中心、天津高銀117大樓的氣動(dòng)特性進(jìn)行對比,發(fā)現(xiàn)117大樓具有相對最優(yōu)的氣動(dòng)外形[10]。

近年來隨著大渦模擬(large eddy simulation, LES)數(shù)值模擬仿真技術(shù)的進(jìn)步,特別是入流湍流模擬精度的不斷提高,研究者也開始采用LES開展高層建筑氣動(dòng)優(yōu)化的研究。如Elshaer等[11]采用LES模擬加人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)算法進(jìn)行高層建筑角區(qū)優(yōu)化研究;余遠(yuǎn)林等[12]以具有一定氣動(dòng)外形的南寧五象東盟塔為工程實(shí)例,進(jìn)行了LES數(shù)值模擬和結(jié)構(gòu)風(fēng)振響應(yīng)分析,同時(shí)進(jìn)行了風(fēng)洞測力試驗(yàn),并將模擬結(jié)果與風(fēng)洞測力試驗(yàn)進(jìn)行對比,驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性;羅凱文[13]使用LES研究了方柱采取不同角區(qū)開敞處理對模型基底彎矩和頂部位移響應(yīng)的影響;Thordal等[14]利用LES方法研究了CAARC切角和圓角處理對結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載與響應(yīng)的影響,并將模擬結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行比較,以驗(yàn)證數(shù)值模擬的精度。鄭德乾等[15-16]以方柱為研究對象,探究采取角部優(yōu)化措施對方柱本身及處于下游的方柱的影響,采用LES方法對時(shí)均和瞬態(tài)流場下的原型、倒角、切角模型周圍流場及氣動(dòng)性能進(jìn)行了模擬研究。結(jié)果表明,倒角和切角措施對方柱自身表面風(fēng)壓分布和氣動(dòng)力均有一定優(yōu)化效果,也減弱了下游方柱的平均與脈動(dòng)風(fēng)荷載。

盡管當(dāng)前采用數(shù)值模擬方法進(jìn)行超高層建筑氣動(dòng)優(yōu)化研究,以及應(yīng)用NSRFG進(jìn)行建筑風(fēng)場繞流模擬的研究屢見報(bào)道,但結(jié)合二者開展高層建筑標(biāo)模的氣動(dòng)優(yōu)化系統(tǒng)研究的還相對較少。

本文基于CAARC標(biāo)準(zhǔn)高層建筑模型設(shè)計(jì)了4種開槽優(yōu)化氣動(dòng)方案,采用作者團(tuán)隊(duì)提出的NSRFG (narrow-band synthesis random flow generation)入口湍流生成方法進(jìn)行數(shù)值模擬比較研究。首先對NSRFG方法進(jìn)行簡要介紹和結(jié)合風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證,然后對4種方案進(jìn)行建筑繞流模擬,通過比較基底彎矩和頂部位移、加速度響應(yīng)以評價(jià)不同局部開槽氣動(dòng)優(yōu)化措施的有效性。

1 大渦模擬入口湍流生成方法

入口湍流的準(zhǔn)確模擬是進(jìn)行結(jié)構(gòu)風(fēng)效應(yīng)LES研究的前提,也是目前計(jì)算風(fēng)工程研究的熱點(diǎn)問題。LES入口湍流生成方法可分為預(yù)前模擬數(shù)據(jù)庫法、循環(huán)法和湍流合成法[17],其中湍流合成法[18]是目前的主流方法。近年來,不同的LES入流湍流方法被提出,如DSRFG方法[19]、CDRFG方法[20]等。

Yu等[21]基于脈動(dòng)風(fēng)速時(shí)程的單點(diǎn)窄帶過程的模擬和疊加,提出了可嚴(yán)格保證入口湍流滿足連續(xù)性等條件的NSRFG方法,提高了數(shù)值模擬的計(jì)算精度和效率,相對于DSRFG和CDRFG方法,NSRFG方法的脈動(dòng)風(fēng)速表達(dá)式相對更加簡潔,有效提高了LES入口湍流生成的計(jì)算效率和湍流風(fēng)場的數(shù)值模擬精度,在計(jì)算風(fēng)工程領(lǐng)域得到較多引用[22-25]。

NSRFG方法中,模擬入流脈動(dòng)風(fēng)速場的數(shù)學(xué)表達(dá)式為

(1)

當(dāng)kj,n滿足下列方程組時(shí),所生成的湍流速度場為無源場,滿足大氣邊界層的湍流特性要求

(2)

式(2)使得無源場的條件得到滿足。根據(jù)空間解析幾何,向量kj,n的各個(gè)分量可由下式求解

(3)

2 CAARC數(shù)值模擬

在進(jìn)行氣動(dòng)優(yōu)化模擬研究之前,先采用NSRFG方法對CAARC原始模型進(jìn)行建筑繞流模擬計(jì)算,將計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行對比,以檢驗(yàn)數(shù)值模擬的精度,驗(yàn)證其適用性。

2.1 風(fēng)洞試驗(yàn)概況

在華南理工大學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室開展了CAARC標(biāo)模的剛性模型高頻壓力積分測壓(HFPI)和高頻動(dòng)態(tài)天平測力(HFFB)試驗(yàn),如圖2所示。CAARC標(biāo)模原型尺寸為45.72 m×30.48 m×182.88 m,縮尺比取1∶300。參考高度取模型頂部高度,參考高度處的風(fēng)速為11.1 m/s。采用擋板、尖劈和粗糙元來模擬我國GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》中對應(yīng)的C類風(fēng)場。測壓模型共布置7層140個(gè)測壓點(diǎn),測點(diǎn)布置見圖2。

圖2 CAARC標(biāo)模風(fēng)洞試驗(yàn)及測點(diǎn)布置Fig.2 Wind tunnel test of CAARC standard model and pressure taps configuration

2.2 數(shù)值模擬

2.2.1 參數(shù)設(shè)置

數(shù)值模擬基于CFD商用軟件ANSYS FLUENT平臺進(jìn)行,采用用戶自定義程序(UDF)二次開發(fā)功能將NSRFG方法嵌入以生成湍流風(fēng)場作為LES模擬的入流邊界條件。入流湍流模擬中,空間相關(guān)參數(shù)取值與文獻(xiàn)[21]保持一致。所采用的計(jì)算域及邊界條件如圖3所示,數(shù)值風(fēng)洞模型采用1∶300的縮尺比,阻塞率為0.4%<3%,滿足建筑繞流要求。數(shù)值模擬中參考高度和參考風(fēng)速與風(fēng)洞試驗(yàn)設(shè)置相同,計(jì)算時(shí)長為16 s,時(shí)間步長為0.002 s。數(shù)值模擬收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)為10-5,數(shù)值求解格式如表1所示。

圖3 計(jì)算域及邊界條件Fig.3 Computational domain and boundary conditions

表1 大渦模擬求解格式Tab.1 Solution formats in large eddy simulation

2.2.2 空域驗(yàn)證

在進(jìn)行CAARC標(biāo)模繞流計(jì)算之前,參考文獻(xiàn)[12],首先進(jìn)行了空域湍流邊界層風(fēng)場的模擬驗(yàn)證,以檢驗(yàn)平衡態(tài)大氣邊界的模擬滿足要求。算例中對應(yīng)的速度、湍流強(qiáng)度特性剖面的定義滿足規(guī)范規(guī)定的C類地貌要求。算例對應(yīng)空域的風(fēng)場特性模擬結(jié)果如圖4所示。結(jié)果表明,速度剖面和湍流強(qiáng)度剖面與規(guī)范吻合較好。此外,模型頂部處的脈動(dòng)風(fēng)速功率密度在低頻部分與Karman譜吻合較好,在高頻處發(fā)生衰減,這與大渦模擬的濾波作用有關(guān)。總體而言,該數(shù)值模擬的風(fēng)場能夠滿足建筑繞流的條件。

(a) 湍流度剖面及平均風(fēng)速剖面

(b) 參考高度處脈風(fēng)速功率譜圖4 風(fēng)場特性模擬結(jié)果Fig.4 Simulation results of wind field characteristics

2.3 結(jié)果分析

2.3.1 風(fēng)壓系數(shù)定義

根據(jù)JGJ/T 388—2014《建筑工程風(fēng)洞試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》,對CAARC標(biāo)模2H/3處的壓力測點(diǎn)進(jìn)行分析。以未受干擾的模型頂部高度處來流風(fēng)壓作為參考,測點(diǎn)風(fēng)壓系數(shù)定義為

(4)

測點(diǎn)的平均和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)分別定義為

(5)

(6)

式中:Cp(k)為某測點(diǎn)在樣本點(diǎn)k的風(fēng)壓系數(shù);p(k)為測點(diǎn)在樣本點(diǎn)k的瞬時(shí)風(fēng)壓值;p∞為靜壓值;ρ為空氣質(zhì)量密度;Vh為建筑頂部高度處的來流風(fēng)速;N1為總樣本點(diǎn)數(shù)。

圖5給出了2H/3處CAARC模型表面平均風(fēng)壓系數(shù)與脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)的風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果。對于平均風(fēng)壓系數(shù),由NSRFG方法得到的各測點(diǎn)的平均風(fēng)壓系數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果吻合較好;而對于脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù),采用NSRFG方法得到的各測點(diǎn)脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)總體與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果規(guī)律一致,數(shù)值稍大。整體看,NSRFG方法模擬的精度滿足要求,為后續(xù)采用數(shù)值模擬方法進(jìn)行氣動(dòng)優(yōu)化研究奠定基礎(chǔ)。

(a) 平均風(fēng)壓系數(shù)

(b) 脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)圖5 CAARC平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)Fig.5 Mean pressure coefficient and fluctuating pressure coefficient of CAARC model

2.3.2 基底彎矩系數(shù)

對基底彎矩做歸一化處理,使用彎矩系數(shù)對風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比。定義順風(fēng)向、橫風(fēng)向及扭轉(zhuǎn)向基底彎矩系數(shù)分別為

(7)

(8)

(9)

式中:Vh為參考高度處的風(fēng)速;B和D分別為CAARC模型的順風(fēng)向和橫風(fēng)向?qū)挾?H為模型高度。其歸一化的彎矩系數(shù)功率譜如圖6所示。結(jié)果表明,通過風(fēng)洞試驗(yàn)得到的CAARC基底彎矩功率譜與使用NSRFG方法模擬得到的基底彎矩功率譜雖有一定的差異但總體上吻合度較好,驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠性和適用性。

(a) 順風(fēng)向

(b) 橫風(fēng)向

(c) 扭轉(zhuǎn)向圖6 CAARC基底彎矩系數(shù)功率譜Fig.6 Power spectrum of base moment coefficient for CAARC model

3 模型概況

本文在文獻(xiàn)[13]對方柱角區(qū)局部開槽優(yōu)化的研究基礎(chǔ)上,在CAARC模型三個(gè)高度處(1/2H、2/3H、5/6H)進(jìn)行角區(qū)、單邊和周向開槽處理,共計(jì)5種模型,如圖7所示(圖中B=152.4 mm,D=101.6 mm,H=609.6 mm,d=15 mm),以研究不同局部開槽措施下的氣動(dòng)特性。為便于描述,將CAARC原型、角區(qū)開槽、順風(fēng)向開槽、橫風(fēng)向開槽、周向開槽分別稱作模型1～模型5。

圖7 CAARC模型角區(qū)氣動(dòng)優(yōu)化方案示意圖Fig.7 Schematic diagram of the corner aerodynamic optimization scheme of CAARC model

4 數(shù)值模擬

建立了與4種角區(qū)氣動(dòng)優(yōu)化方案相對應(yīng)的數(shù)值風(fēng)洞模型。LES模擬中,時(shí)間步長均取為0.002 s,計(jì)算時(shí)長16 s,取后14 s的時(shí)程數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算分析,該采樣時(shí)間換算到原型約為800 s。優(yōu)化模型中計(jì)算域及邊界條件與CAARC原型保持一致,幾何建模與網(wǎng)格劃分采用內(nèi)外域相結(jié)合的方式。圖8給出了5種數(shù)值風(fēng)洞模型的內(nèi)域網(wǎng)格劃分圖,其中模型最小網(wǎng)格尺寸為1 mm,增長率為1.05～1.10,各模型體網(wǎng)格總體數(shù)量介于573萬～776萬之間。

圖8 模型網(wǎng)格劃分Fig.8 Computational grids for model

5 結(jié)果分析與討論

5.1 基底彎矩系數(shù)功率譜

圖9給出了數(shù)值模擬得到的5種氣動(dòng)優(yōu)化方案的CAARC模型的基底彎矩系數(shù)功率譜密度,結(jié)果表明:

(a) 順風(fēng)向

(b) 橫風(fēng)向圖9 各方案基底彎矩系數(shù)功率譜密度比較Fig.9 Comparison of the power spectrum density of the base moment coefficients for each scheme

(1) 整體來看,在較寬的頻率范圍(2～30 Hz)內(nèi),橫風(fēng)向基底氣動(dòng)彎矩功率譜密度值遠(yuǎn)大于順風(fēng)向,表明模型橫風(fēng)向風(fēng)致響應(yīng)超過順風(fēng)向。橫風(fēng)向基底彎矩系數(shù)功率譜值在6～7 Hz左右出現(xiàn)峰值,與CAARC模型的橫風(fēng)向漩渦脫落頻率一致。

(2) 對于順風(fēng)向,與全封閉原型相比,采取開槽處理后4種角區(qū)優(yōu)化模型的順風(fēng)向基底彎矩系數(shù)功率譜值均出現(xiàn)不同程度的降低。在低頻處(f<0.5 Hz),4種模型的減小幅度均較小;而當(dāng)f>0.5 Hz,減小幅度均明顯增大,說明4種優(yōu)化方案均有效削弱了順風(fēng)向氣動(dòng)荷載。橫向比較,4種方案之間的優(yōu)化效果差異較小,相對而言,周向開槽在較寬的頻帶內(nèi)譜能量下降幅度相對更大,對順風(fēng)向氣動(dòng)荷載削弱效果更明顯。

(3) 對于橫風(fēng)向,與全封閉原型相比,采取開槽處理后的模型橫風(fēng)向基底彎矩系數(shù)功率譜值也均出現(xiàn)不同程度的降低。同時(shí),功率譜的峰值均有所降低,漩渦脫落頻率略微向低頻段移動(dòng)。在達(dá)到模型的漩渦脫落頻率之前,周向開槽相比其他方案對于譜能量的削減程度更大,而在達(dá)到漩渦脫落頻率之后,4種方案之間的削弱效果未呈現(xiàn)明顯差異。整體而言,周向開槽對于譜能量的削減效果更好。

5.2 結(jié)構(gòu)頂部位移及峰值加速度

根據(jù)基底彎矩功率譜密度并結(jié)合結(jié)構(gòu)動(dòng)力參數(shù),采用頻域法估算建筑頂部位移響應(yīng)。參考Braun等[26]的做法,假定振型沿高度呈線性分布,結(jié)構(gòu)前兩階模態(tài)固有頻率均假定為0.2 Hz,阻尼比設(shè)為1%。根據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》,假設(shè)建筑模型位于廣州市,則50年一遇基本風(fēng)壓為0.6 kPa,峰值因子g設(shè)為2.5,CAARC模型的密度設(shè)為160 kg/m3。

基于以上假定,高層建筑的平均位移響應(yīng)可按下式估算

(10)

(11)

(12)

結(jié)構(gòu)頂部的峰值加速度響應(yīng)可按下式進(jìn)行估算

(13)

通過計(jì)算得到各模型的頂部位移響應(yīng)及頂部峰值加速度響應(yīng),由于橫風(fēng)向平均位移接近于零,故不給出橫風(fēng)向平均位移結(jié)果。5種方案的順風(fēng)向平均位移、脈動(dòng)位移和橫風(fēng)向脈動(dòng)位移及頂部峰值加速度分別如圖10、圖11所示。

圖10 各方案頂部位移響應(yīng)Fig.10 Top displacement response of each scheme

圖11 各方案頂部峰值加速度響應(yīng)Fig.11 Top peak acceleration response for each scheme

由圖10可知,模型頂部順風(fēng)向平均位移整體比順風(fēng)向脈動(dòng)位移大,橫風(fēng)向脈動(dòng)位移整體也比順風(fēng)向脈動(dòng)位移大,采取開槽方案能使CAARC模型的頂部位移響應(yīng)在一定程度上有所降低。對于順風(fēng)向平均位移,相比于模型1,模型2～模型5分別降低了6.2%、5.9%、1.9%、6.2%;對于順風(fēng)向脈動(dòng)位移,相比于模型1,模型2～5分別降低了17.6%、15.3%、14.3%、8.7%;對于橫風(fēng)向脈動(dòng)位移,相比于模型1,模型2～5分別降低了14.3%、17.8%、20.1%、28.4%。

由圖11可知,模型頂部橫風(fēng)向峰值加速度整體比順風(fēng)向峰值加速度大,說明模型的橫風(fēng)向加速度響應(yīng)已經(jīng)超過順風(fēng)向。采取開槽方案使模型頂部峰值加速度出現(xiàn)明顯降低。對于順風(fēng)向峰值加速度,相比于模型1,模型2～5分別降低了30%、20.9%、10%、9.3%;對于橫風(fēng)向峰值加速度,相比于模型1,模型2～5分別降低了14.5%、22.9%、20%、32.8%。

圖10和圖11的結(jié)果表明,CAARC的橫風(fēng)向脈動(dòng)位移響應(yīng)和峰值加速度響應(yīng)已經(jīng)超過順風(fēng)向,模型2～5整體上對于橫風(fēng)向響應(yīng)的優(yōu)化效果比順風(fēng)向響應(yīng)的優(yōu)化效果更好,且對于加速度響應(yīng)的優(yōu)化效果整體上也比脈動(dòng)位移的優(yōu)化效果更好。整體上采取開槽方案后,相比于模型1,模型2～5對于順風(fēng)向平均位移響應(yīng)優(yōu)化效果較小,但對于順風(fēng)向和橫風(fēng)向脈動(dòng)位移響應(yīng)及峰值加速度響應(yīng)優(yōu)化效果較為顯著。其中,模型2對于順風(fēng)向脈動(dòng)位移和順風(fēng)向頂部峰值加速度優(yōu)化效果最好,模型5對于橫風(fēng)向脈動(dòng)位移和橫風(fēng)向頂部峰值加速度優(yōu)化效果最好,從減小高層建筑橫風(fēng)向響應(yīng)角度考慮,建議采用周向開槽方案。

5.3 流場分析

以模型1與模型5為例,給出2/3H高度截面處前16 s的時(shí)均速度大小云圖與16 s時(shí)刻的瞬時(shí)速度大小云圖以及模型周圍流場分布,如圖12所示。對比12(a)和圖(b)可看出,模型5兩側(cè)的漩渦基本消失。而橫風(fēng)向漩渦脫落是造成結(jié)構(gòu)橫風(fēng)向風(fēng)致振動(dòng)的主要原因。經(jīng)過流動(dòng)分離后,形成的尾流區(qū)域變大,模型后方的一對分離渦與建筑模型存在一定距離。對比圖12(c)與圖(d)也可看出,周向開槽模型兩側(cè)漩渦的生成得到了明顯抑制,漩渦尺寸變小。模型尾流區(qū)域呈現(xiàn)出無規(guī)則的氣流運(yùn)動(dòng),說明在周向開槽范圍內(nèi),漩渦脫落的規(guī)律性和連續(xù)性被破壞,從而影響結(jié)構(gòu)的橫風(fēng)向風(fēng)致響應(yīng)。

(a) 模型1平均速度云圖

(b) 模型5平均速度云圖

(c) 模型1瞬時(shí)速度云圖

(d) 模型5瞬時(shí)速度云圖圖12 模型速度大小云圖和流線分布Fig.12 Velocity contour and streamline distribution of the model

6 結(jié) 論

本文以CAARC建筑模型為基礎(chǔ),考慮了4種局部氣動(dòng)方案,并采用作者團(tuán)隊(duì)提出的NSRFG方法進(jìn)行LES研究,利用模擬得到的基底彎矩和頂部位移進(jìn)行對比分析,得到的主要結(jié)論如下:

(1) 與全封閉原型相比,采取不同開槽方案均能降低順風(fēng)向和橫風(fēng)向響應(yīng)。整體上順風(fēng)向響應(yīng)的優(yōu)化效果按由強(qiáng)到弱的順序?yàn)?角區(qū)開槽、順風(fēng)向開槽、橫風(fēng)向開槽、周向開槽,橫風(fēng)向響應(yīng)的優(yōu)化效果按由強(qiáng)到弱的順序則為:周向開槽、橫風(fēng)向開槽、順風(fēng)向開槽、角區(qū)開槽。

(2) 采取開槽方案對于橫風(fēng)向響應(yīng)的優(yōu)化效果更加明顯,其中周向開槽能使橫風(fēng)向脈動(dòng)位移響應(yīng)和橫風(fēng)向峰值加速度響應(yīng)分別降低28.4%、32.8%,從減小橫風(fēng)向響應(yīng)的角度考慮,周向開槽是4種開槽方案中的最優(yōu)方案。未來將結(jié)合風(fēng)洞試驗(yàn)方法對氣動(dòng)優(yōu)化措施的效果進(jìn)行進(jìn)一步驗(yàn)證。