詹 昊 李萬平 李龍安

(中鐵大橋勘測設計院有限公司1) 武漢 430050)

(華中科技大學土木工程與力學學院2) 武漢 430074)

流體繞過鈍體時,鈍體表面邊界層在逆壓梯度下分離,在一定的雷諾數范圍形成規(guī)則的旋渦結構,產生順氣流方向和垂直氣流方向的作用力,易發(fā)生渦激振動,導致結構損傷或疲勞破壞.目前工程上主要采取機械措施(設置阻尼器)、空氣動力學措施(改變結構氣動外形)和來抑制渦激振動.機械措施所需成本及后期維護費用很高;氣動力措施在保證結構安全的情況下改變結構氣動外形,幾乎無需增加成本及費用,因此氣動截面選型顯得十分重要.

對正方形截面的氣動力性能已有大量的研究[1-2],但對于具有不同切角形狀的正方形和長方形截面的氣動力性能研究相對很少,可以參見H·Kawai,Tetsuro Tam ura,C·W·Park風洞試驗結果[3-5].本文通過數值仿真計算研究了正方形截面、切角正方形截面、圓角正方形截面的氣動力性能,并與文獻值進行了比較.

1 邊界層分離

邊界層中的流體質點受慣性力、粘性力和壓力的作用.其中粘性力阻滯流體運動,壓力作用取決于繞流物體的形狀,順壓梯度(d p/d x＜0)有助流體加速前進,而逆壓梯度(d p/d x＞0)阻礙流體流動,邊界層分離示意圖如圖1所示[6].

圖1 邊界層分離示意圖(S為分離點)

在逆壓梯度區(qū),流體運動時,除克服粘性阻力外,還要克服壓差阻力,故緊靠物面的流體質點的動能消耗很快,不斷減速,在某位置處緊靠物面的流體質點速度降為零,前面的流體受逆壓的作用出現倒流,形成具有回流的分離區(qū).邊界層分離后,從分離點不斷脫出渦旋.在有逆壓梯度的區(qū)域內,尤其是在壓力曲線陡增的地方,邊界層分離的可能性很大.當邊界層的分離能推遲或完全消除,物體本身又具有低阻力外形時,可以有效地減小阻力.

2 仿真計算

2.1 控制方程

鈍體繞流問題的控制方程是粘性不可壓N-S方程,在直角坐標系下,基于雷諾平均的連續(xù)方程和動量方程分別為

式中:μ為速度分量;p為壓力;ρ為流體密度,空氣密度常溫時取1.225 kg/m3;μ為流體粘度,空氣粘度常溫時取1.8×10-5Pa·s.

2.2 湍流模型的選擇

FLUENT提供的湍流模型包括:單方程(Spalart-A llmaras)模型、雙方程模型(標準κ-ε模型、重整化群 κ-ε模型 、可實現(Realizable)κ-ε模型)及雷諾應力模型(RSM)等.仿真計算用RSM模型.RSM模型采用各向異性的湍動粘度計算湍流應力,比單方程和雙方程模型更嚴格地考慮了旋轉流動,流動方向表面曲率變化的影響,對復雜流動有更高精度預測潛力.

2.3 計算模型

計算模型截面,計算模型區(qū)域,計算模型網格分別如圖2～4所示.

流體從左至右流動,左側設定為速度入口,右側設定為自由出流.入口速度v=9 m/s,雷諾數Re=30 000.上下邊界為無滑移固壁邊界.矩形計算區(qū)域為51D×21 D,模型上游來流區(qū)域為10 D,下游尾流區(qū)為40D,離上下邊界各為10D.其中Re數定義為Re=UD/υ.式中:U為來流速度;D為鈍體直徑或迎風截面的特征尺度;υ為運動粘度,空氣運動粘度取為常溫下的1.5×10-5m2/s.

圖2 計算模型截面圖

圖3 計算模型區(qū)域圖

圖4 計算模型網格

3 仿真計算結果

3.1 物體表面壓強分布圖

物體表面壓強分布如圖5所示,各截面坐標如圖6所示.

圖5 物體表面壓強分布圖

圖6 截面坐標

3.2 流線圖和渦量圖

各截面流線和渦量圖如圖7,圖8所示.渦量定義為Ω=▽×u.式中:▽為哈密頓算子.對

圖5中上面點對應物體上表面壓強,下面點對應物體下表面壓強.由圖5可以看出,截面1在前側壓強變化急劇,壓強值由60 Pa變化至-90 Pa,截面2在前面切角點處壓強變化急劇,于截面1、截面2、截面3,流動分離點后移,尾流寬度變窄,渦距減小,渦脫落規(guī)模減小.

圖7 流線圖

圖8 渦量圖

3.3 氣動力參數

各截面結構受力比較表,仿真計算結果與文獻值比較表如表1和表2所列.

表1 各截面結構受力比較表

由表1可知,由截面1到截面3,結構單位長度所受到的平均阻力,最大升力幅值,平均俯仰力矩逐漸減小.表 2中 v=9 m/s,數Re=30 000,FLUENT仿真計算采用RSM 湍流模型,湍流強度仿真計算和風洞試驗一樣取14%.斯特勞哈爾數St定義為St=f s D/U.式中:f s是物體旋渦脫落頻率.St數將邊界層分離以及流動的不穩(wěn)定性這些微觀隨機特性與表現相對穩(wěn)定的瀉渦頻率聯系起來,是計算渦激振動發(fā)振風速和最大振幅的重要參數.由截面1～截面3,St數逐漸增大,當結構自振頻率相同時,它們渦激振動的發(fā)振風速將逐漸減小,通常結構的最大振幅也將逐漸減小.由表2可知,仿真計算值與文獻值吻合良好.

表2 仿真計算結果與文獻值比較表

4 結 論

1)優(yōu)化正方形截面的角形狀可以比較顯著地改變截面的氣動力性能.截面1～截面3,渦脫落規(guī)模減小,阻力、升力和俯仰力矩減小,其中截面3的氣動力性能最好.

2)幾何形狀的微小變化會引起氣動力系數值發(fā)生很大的變化,尤其在物體形狀的變化強烈影響到壓力分布的時候.當邊界層的分離能推遲或完全消除,同時物體具有低阻力外形時,能有效地減小物體阻力.

3)在邊界層不可避免發(fā)生分離的情況下,形(或壓強)阻力一般決定了摩擦阻力,為了使形阻力最小,可以用改變表面曲率來推遲分離發(fā)生.

通過數值仿真分析可以較準確地計算出正方形及其不同切角截面的氣動力參數,為工程結構氣動截面選型提供重要依據.

[1]黃 娟,張志國.2D非穩(wěn)態(tài)方柱繞流的數值模擬與分析[J].武漢理工大學學報:交通科學與工程版,2009,33(1):192-195.

[2]Lankadasu A,Vengadesan S.Onset of vortex shedding in p lanar shear flow past a square cy linder[J].International Journal of Heat and Fluid Flow,2008,29:1054-1059.

[3]Kaw aiH.Effect of cornermodifications on aeroelastic instabilities of tall buildings[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynam ics,1998,74-76:719-729.

[4] Tamura T,M iyagi T.The effect of turbu lence on aerodynam ic forces on a square cylinder with various corner shapes[J].Journal of W ind Engineering and Industrial Aerodynam ics,1999,83:35-145.

[5]Park C W,Lee S J.Effect of free-end corner shape on flow struc ture around a finite cy linder[J].Joural o f Fluid and Structures,2004,19:,141-158.

[6]Schlichting H,Boundary-layer theory[M].7 th ed.Translated by Kestin J.New York:M cG raw-H ill Book Company,1979.