鄭德乾， 祝瑜哲， 馬文勇， 方平治， 李玉學(xué)

(1.河南工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，鄭州 450001； 2.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，石家莊 050043；3.中國氣象局上海臺風(fēng)研究所，上海 200030)

在城市建設(shè)高速發(fā)展的時代，土地資源的緊張，出現(xiàn)了大量密集的建筑群體。受到鄰近建筑影響，作用在高層建筑上的風(fēng)荷載與單體建筑結(jié)構(gòu)有明顯差異，這種風(fēng)荷載效應(yīng)被稱為干擾作用[1]。

高層建筑風(fēng)荷載干擾效應(yīng)從20世紀(jì)70年代起即受到關(guān)注[2-4]，隨著時代的進步和計算機技術(shù)的發(fā)展，風(fēng)洞試驗和計算流體力學(xué)(CFD)方法被廣泛應(yīng)用于柱間干擾效應(yīng)的研究[5-6]。其中串列雙方柱結(jié)構(gòu)最為常見，對其進行研究在理論與工程應(yīng)用中具有重要意義。已有研究表明，在間距較小時，下游方柱受到較為嚴(yán)重的干擾，平均風(fēng)荷載減小，體現(xiàn)為“遮擋效應(yīng)”[7-8]，對下游方柱的迎、側(cè)風(fēng)面均造成影響；當(dāng)間距較大時，上、下游方柱間干擾效應(yīng)逐漸消失。氣動措施能有效地改變結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載與風(fēng)致響應(yīng)，具有較好的適用性[9]，其中改變方柱的角部形狀是工程上較常用的氣動措施。張正維等[10]利用風(fēng)洞試驗探究了不同的圓角率大小對高層建筑的氣動彎矩造成的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)圓角率低于20%時，順風(fēng)向氣動彎矩會隨著圓角率增大而降低。杜曉慶等[11]通過數(shù)值模擬方法，在均勻來流條件下，通過將圓角化單體方柱與標(biāo)準(zhǔn)方柱的結(jié)果對比分析，證明了方柱圓角化通過影響流體分離再附，可有效抑制表面風(fēng)壓與氣動力。除圓角措施外，切角和倒角措施也能顯著降低方柱結(jié)構(gòu)的順、橫風(fēng)向的風(fēng)致響應(yīng)[12-14]。與標(biāo)準(zhǔn)方柱相比，倒角措施可一定程度減弱結(jié)構(gòu)的升力[15]，切角措施可減小結(jié)構(gòu)的阻力[16]。以往關(guān)于角部處理對方柱風(fēng)荷載的相關(guān)研究多集中于單體[17-18]，串列方柱干擾效應(yīng)的研究也大多集中于方柱間距比的影響，角部處理對串列雙方柱干擾效應(yīng)的影響有待進一步深入研究。與基于時間平均的雷諾 (RANS)方法相比，基于空間平均的大渦模擬(large eddy simulation，LES)方法能更好的捕捉流場的脈動信息，在方柱繞流方面得具有更好的適用性[19-20]。

本文采用大渦模擬方法，以間距比(方柱中心距和邊長的比值)為2.0的串列雙方柱為例，分別考慮上游方柱無角部形狀變化、切角和倒角(角部變化率10%)對小間距下串列雙方柱氣動干擾效應(yīng)的影響，從結(jié)構(gòu)周圍平均與瞬態(tài)流場角度，探討角部修正措施對小間距下串列方柱表面風(fēng)壓分布和氣動性能的影響機理。

1 計算模型及參數(shù)設(shè)置

數(shù)值模擬中，兩方柱邊長均為D=0.1 m，以方柱中心距L和邊長D定義的間距比為S=L/D=2.0；上游方柱分別考慮了：無角部形狀變化，切角和倒角處理，下游方柱始終為標(biāo)準(zhǔn)方柱，如圖1所示。為便于分析描述，本文分析中分別采用“標(biāo)準(zhǔn)方柱”、“切角方柱”和“倒角方柱”命名上述3種串列方柱工況。

計算域設(shè)置為40D×15D×4D(流向×展向×豎向)，如圖1所示。入口采用均勻來流速度條件，以來流平均風(fēng)速U0和方柱邊長D定義的雷諾數(shù)Re=22 000；出流面采用壓力出口邊界條件，計算域兩側(cè)采用對稱邊界，方柱表面為無滑移壁面。壓力-速度耦合采用SIMPLEC求解算法；時間離散采用二階隱式格式，時間步長0.000 5 s；空間離散采用具有二階精度的Bounded central differencing格式；亞格子模型采用標(biāo)準(zhǔn)Smagorinsky-Lilly模型。

(a) 計算域整體和邊界條件

計算域的離散采用非均勻結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，結(jié)構(gòu)附近網(wǎng)格加密，為考察近壁面網(wǎng)格尺寸的影響，以無角部處理的標(biāo)準(zhǔn)串列雙方柱為例，分別選用3套不同密度的近壁面網(wǎng)格進行大渦模擬計算，并將模擬結(jié)果與標(biāo)準(zhǔn)方柱風(fēng)洞試驗[21]進行了對比分析，詳細網(wǎng)格參數(shù)如表1所示。

表1 間距比S=2.0串列方柱氣動力系數(shù)對比

2 結(jié)果與討論

本文的升、阻力系數(shù)CL、CD定義為

(1)

(2)

式中:ρa為空氣密度;U0為來流風(fēng)速;FL、FD分別為升、阻力。脈動升力系數(shù)和平均阻力系數(shù)分別采用升力系數(shù)根方差CL,rms和阻力系數(shù)均值CD,mean表示。方柱表面風(fēng)壓系數(shù)Cp采用下式無量綱處理，即：

(3)

方柱表面的平均和脈動風(fēng)壓系數(shù)分別采用風(fēng)壓系數(shù)平均值Cp,mean和根方差值Cp,rms表示。

斯特羅哈數(shù)定義為

St=fD/U0

(4)

式中，f為旋渦脫落頻率，Hz。

2.1 數(shù)值模擬結(jié)果驗證

為說明本文數(shù)值模擬方法及參數(shù)設(shè)置的有效性，將大渦模擬所得標(biāo)準(zhǔn)方柱的氣動力系數(shù)與文獻試驗結(jié)果進行了對比，如表1所示，表中“/”兩側(cè)數(shù)據(jù)分別表示上、下游方柱氣動力系數(shù)統(tǒng)計值。圖2為標(biāo)準(zhǔn)方柱大渦模擬所得平均、脈動風(fēng)壓系數(shù)與風(fēng)洞試驗結(jié)果的比較，圖中“上游方柱”測點編號范圍1～41，“下游方柱”測點編號范圍50～90。由表1和圖2可見：

(a) 平均風(fēng)壓系數(shù)

(1) 在氣動力系數(shù)方面(表1)，不同網(wǎng)格情況下，大渦模擬所得上、下游方柱的氣動力系數(shù)統(tǒng)計值與文獻[21-22]試驗結(jié)果均具有較好的一致性，其中Mesh3網(wǎng)格上、下游方柱的平均阻力系數(shù)和脈動升力系數(shù)與試驗結(jié)果更為吻合，而下游方柱的斯特羅哈數(shù)略高于試驗值。

(2) 在風(fēng)壓系數(shù)方面(圖2)，3種網(wǎng)格情況下，大渦模擬所得標(biāo)準(zhǔn)方柱的平均風(fēng)壓系數(shù)與試驗值均較為吻合；不同網(wǎng)格的脈動風(fēng)壓系數(shù)大渦模擬結(jié)果，以及風(fēng)洞試驗結(jié)果[23-25]之間均存在著一定的離散性，但隨測點位置的變化趨勢基本一致，其中Mesh3網(wǎng)格的大渦模擬結(jié)果與文獻試驗結(jié)果的一致性更好。

綜上，本文數(shù)值模擬方法及參數(shù)能夠較好地預(yù)測串列方柱的平均和脈動風(fēng)荷載，其中基于較密的近壁面網(wǎng)格布置和較小的網(wǎng)格伸展率的Mesh3大渦模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的一致性更好，因此下文的切角方柱、倒角方柱的大渦模擬計算均采用Mesh3網(wǎng)格參數(shù)。

2.2 角部處理對串列方柱風(fēng)荷載的影響

表1給出了Mesh3布置下，大渦模擬所得標(biāo)準(zhǔn)方柱、切角方柱和倒角方柱工況的氣動力系數(shù)統(tǒng)計值比較，升、阻力系數(shù)功率譜的比較如圖3所示。

對于氣動力系數(shù)統(tǒng)計值(表1)，上游方柱切角、倒角后，上、下游方柱的氣動力系數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)方柱相比均有較明顯的差異。與標(biāo)準(zhǔn)方柱相比，具體變化情況為：對于上游方柱來說，切角方柱和倒角方柱工況的平均阻力系數(shù)分別降低了31.0%和24.5%；在脈動升力系數(shù)方面，切角對方柱的脈動升力系數(shù)影響可以忽略，而倒角方柱則從0.10降至0.04，降幅達60%；斯特羅哈數(shù)值則是切角方柱和倒角方柱工況均有明顯提高，增幅分別為52.7%和11.6%。而對于下游方柱來說，切角方柱工況的平均阻力系數(shù)和倒角方柱的脈動升力系數(shù)變化較明顯，分別降低了27.3%和33.3%；切角方柱和倒角方柱工況的斯特羅哈數(shù)則分別提高了47.4%和6.6%。

對于氣動力系數(shù)功率譜(圖3)，上、下游方柱的升力系數(shù)譜(圖3(a)、3(c))均表現(xiàn)為標(biāo)準(zhǔn)方柱的曲線面積最大，倒角方柱次之，切角方柱最小，且方柱升力系數(shù)譜的譜峰均發(fā)生了偏移，這是由于上游方柱切角和倒角處理措施減小了方柱尾流的寬度，同時減弱了上、下游方柱的渦脫強度，提高了旋渦脫落的頻率。對于阻力系數(shù)譜來說，上游方柱的阻力系數(shù)譜(圖3(b))沒有明顯的峰，這是由于本文研究中不考慮來流紊流，而上游方柱的阻力系數(shù)脈動主要來自于來流脈動所致；相比之下，下游方柱阻力系數(shù)自譜(圖3(d))則存在較明顯的峰，這是由于下游方柱處于上游方柱的尾流區(qū)，尾流旋渦脫落導(dǎo)致下游方柱產(chǎn)生了“來流”風(fēng)速脈動，此外，由于上游方柱切角倒角后影響了尾流渦脫，其中切角方柱工況的影響更為顯著(請見第2.4節(jié)流場分析)，因而下游方柱阻力系數(shù)均存在明顯的峰且切角方柱工況的峰值頻率更高。

(a) 上游升力系數(shù)功率譜

為進一步分析上游方柱角部修正對串列方柱局部風(fēng)荷載的影響[26]，下面選取了大渦模擬所得3種串列方柱1/2H高度表面測點的平均、脈動風(fēng)壓系數(shù)進行比較，如圖4所示。由圖4可見：

(1) 總體上，本文考慮的3種串列方柱工況的平均風(fēng)壓系數(shù)分布趨勢基本一致，其中上游方柱迎風(fēng)面為正壓(風(fēng)壓力)，側(cè)面和背風(fēng)面為負(fù)壓(風(fēng)吸力)；而下游方柱則因受到上游方柱的遮擋[27]，表面均為負(fù)壓(風(fēng)吸力)。具體地，切角方柱和倒角方柱工況的上游方柱角部變化區(qū)域存在平均風(fēng)壓系數(shù)值突變，在迎風(fēng)面角部分離點處(第10號測點位置)首先出現(xiàn)較大的負(fù)壓值，分別為-1.09和-0.93；然后分別在靠近下游的第13號測點和第12號測點位置再次出現(xiàn)較大負(fù)壓，其中切角方柱工況值為-1.69，倒角方柱為-0.96，該平均風(fēng)壓系數(shù)值的突變現(xiàn)象是上游方柱角部形狀變化所致，與相同角部修正的單體方柱規(guī)律基本一致[28]。

對于下游方柱來說，3種串列方柱工況下其迎、背風(fēng)面的角部分離區(qū)也存在著一定的壓力突變(只是沒有上游方柱明顯)，其中切角方柱工況更為顯著；切角方柱工況的側(cè)面平均風(fēng)壓系數(shù)也與倒角方柱和標(biāo)準(zhǔn)方柱有較明顯的差異，而背風(fēng)面平均風(fēng)壓系數(shù)明顯高于倒角方柱，與標(biāo)準(zhǔn)方柱接近，這是由于上游方柱角部形狀變化改變了分離點位置，使得剪切流擴散角度發(fā)生變化，氣流在下游方柱的繞流場受到影響，產(chǎn)生了不同程度的流動再附，導(dǎo)致下游方柱的平均風(fēng)壓系數(shù)降低，平均阻力系數(shù)也有所減小(表1)。切角方柱工況的下游方柱表面平均風(fēng)壓系數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)方柱差異最大，說明上游方柱切角對下游方柱的平均風(fēng)壓影響更為顯著。

(2) 在脈動風(fēng)壓系數(shù)方面，對于標(biāo)準(zhǔn)方柱工況，上游方柱背風(fēng)面角部分離點處(第31號測點)存在脈動風(fēng)壓系數(shù)值的突變，由極大值0.25降至0.15；下游方柱的迎、背風(fēng)面角部分離點(第60號、第80號測點)再次發(fā)生脈動風(fēng)壓系數(shù)值突變，極大值分別為0.31和0.42，均高于上游方柱，此外，下游方柱表面脈動風(fēng)壓系數(shù)值總體上也均高于上游方柱的相同位置數(shù)值，體現(xiàn)了小間距比串列方柱間的相互干擾。

結(jié)合圖4(a)所示標(biāo)準(zhǔn)方柱工況上、下游方柱的平均風(fēng)壓系數(shù)對比結(jié)果可知，在本文考慮的間距比情況下，當(dāng)上游方柱角部形狀無變化(標(biāo)準(zhǔn)方柱工況)時，上游方柱的“遮擋效應(yīng)”已對下游方柱迎風(fēng)面的平均風(fēng)壓產(chǎn)生顯著影響，使其由無干擾時的正壓變?yōu)樨?fù)壓；對下游方柱脈動風(fēng)壓的影響則是明顯增大了“遮擋”后各表面的脈動風(fēng)壓系數(shù)值，這是由于其處于上游方柱尾流區(qū)，受上游方柱分離渦影響所致。當(dāng)考慮上游方柱角部形狀變化時，切角方柱和倒角方柱工況的下游方柱的第60號、第80號測點均產(chǎn)生脈動壓力系數(shù)極大值，其中切角方柱分別為0.24、0.34，倒角方柱則分別為0.15、0.23，相比之下，倒角方柱的脈動風(fēng)壓系數(shù)值均較小?？梢?，上游方柱倒角處理能更顯著地減弱下游方柱的脈動風(fēng)壓。

(a) 平均風(fēng)壓系數(shù)

綜上可知，與標(biāo)準(zhǔn)方柱相比，上游方柱采用切角和倒角處理后，對串列方柱的“遮擋效應(yīng)”造成了明顯的影響，導(dǎo)致下游方柱的氣動力和風(fēng)壓分布明顯變化，這主要是上游方柱角部形狀的改變影響了流動分離點位置、剪切流擴散角度以及流動再附現(xiàn)象等，這將在下文流場分析中進一步解釋。

2.3 串列方柱周邊測點脈動風(fēng)速譜分析

為了進一步探究上游切角倒角對串列方柱風(fēng)壓分布造成的影響，選取了1/2H高度截面方柱周邊測點(圖5)的脈動風(fēng)速譜比較，如圖6所示。圖5中測點P1、P4分別位于上、下游方柱側(cè)面的中部，距離壁面0.3D；P2、P5分別位于上、下游方柱背風(fēng)面角點處，距離側(cè)面、背風(fēng)面壁面均0.1D；P3位于上、下游方柱之間的中心位置；P6位于距離下游方柱背風(fēng)面1D位置的尾流區(qū)。由圖6可見：

圖5 方柱周邊測點

(a) P1測點

(1) 對于上游方柱來說，其近壁面位置(測點P1)和兩方柱中心位置(測點P3)處，切角、倒角方柱的脈動風(fēng)速譜峰值明顯發(fā)生了偏移，對應(yīng)的旋渦脫落頻率高于標(biāo)準(zhǔn)方柱；而在角點位置(測點P2)處，3個串列方柱工況的脈動風(fēng)速譜曲線形狀較為接近，并無明顯偏移現(xiàn)象。

(2) 下游方柱的近壁面位置(測點P4)處，切角、倒角方柱的風(fēng)速譜曲線同樣發(fā)生了偏移現(xiàn)象，其中切角方柱的偏移現(xiàn)象更為顯著；而在下游方柱角點位置(測點P5)與尾流區(qū)(測點P6)位置，3種方柱的脈動風(fēng)速譜曲線形狀較為相似，且無明顯偏移現(xiàn)象。

以上情況說明，上游切角倒角措施對串列方柱旋渦脫落的影響會隨著周邊位置的改變而有所不同，總體上，對上游方柱周邊區(qū)域旋渦脫落的影響要高于下游方柱[29]。

2.4 時均流場分析

圖7為本文考慮的3種串列方柱周圍的時均流線圖，為便于分析，圖中還給出了方柱周圍的平均風(fēng)壓系數(shù)等值線。由圖7可見：

(1) 總體來說，3種串列方柱工況的上游方柱兩側(cè)分離渦均呈現(xiàn)前緣角部分離而后角貼近的現(xiàn)象，且發(fā)展形成了較大尺度的分離剪切層，作用于下游方柱表面后，產(chǎn)生了不同程度的流動再附現(xiàn)象，但再附點位置不盡相同，其中標(biāo)準(zhǔn)方柱再附于距離下游方柱背風(fēng)面0.08 m(即0.8D)，倒角方柱的相應(yīng)距離為0.01 m(即0.1D)，這與標(biāo)準(zhǔn)方柱比較接近；而切角方柱則是再附于距離下游方柱背風(fēng)面0.033 m(即0.33D)，與標(biāo)準(zhǔn)方柱和倒角方柱工況相比，上游方柱分離渦在切角方柱表面的再附現(xiàn)象相對不顯著，由此可見，上游方柱的切角處理不僅減弱了上游方柱的平均阻力系數(shù)，還極大影響了上游方柱的剪切流在下游方柱表面的再附現(xiàn)象，從而造成切角方柱工況的下游方柱脈動風(fēng)壓系數(shù)突變相對不明顯(圖4(b))，同時，上游切角倒角措施也造成了方柱近壁面區(qū)域的脈動風(fēng)速譜發(fā)生偏移，渦脫頻率高于標(biāo)準(zhǔn)方柱(圖6(a))。

(a) 標(biāo)準(zhǔn)方柱

上游方柱的角部處理會明顯改變上游柱體前緣的分離角，其中標(biāo)準(zhǔn)方柱的分離角最大，倒角次之，切角最小。由于小間距比下的分離流不會在上游方柱上再附，因此越小的分離角代表更窄的尾流，也意味著在下游方柱上更早的再附。在來流風(fēng)速不變的情況下，旋渦脫落頻率主要受到尾流區(qū)渦對間距的影響，當(dāng)尾流渦對間距減小，其相互作用增強[30]，因而旋渦脫落頻率升高，斯特羅哈數(shù)增大。

結(jié)合平均風(fēng)壓系數(shù)圖(圖4(a))可知，在小間距比下，兩串列方柱間被上游方柱產(chǎn)生的剪切層包裹，下游方柱表面的平均風(fēng)壓系數(shù)均為負(fù)值，此外，下游方柱迎風(fēng)面受到較強負(fù)壓作用，且風(fēng)壓系數(shù)絕對值大于背風(fēng)面，導(dǎo)致下游方柱阻力系數(shù)值為負(fù)。

(2) 標(biāo)準(zhǔn)方柱工況的上游方柱側(cè)面除形成了剪切層外，還生成了貼近壁面的兩個小尺度分離渦；切角方柱和倒角方柱工況的上游方柱剪切層比標(biāo)準(zhǔn)方柱更貼近壁面，僅在上游方柱側(cè)面形成了一個小尺度分離渦，其中倒角方柱在方柱的迎、背風(fēng)面的角點位置處又分別形成了小尺度渦。在下游方柱的背風(fēng)面尾流區(qū)，3種串列方柱工況均存在兩個尺寸大致相等的旋渦，因此通過比較3種串列方柱渦核心的間距大小，就可證明上游切角倒角對方柱尾流區(qū)寬度是否起到了縮減效果，其中標(biāo)準(zhǔn)方柱的渦核心距離為0.063 m(即0.63D)而切角方柱和倒角方柱工況為0.048 m(即0.48D)和0.054 m(即0.54D)，分別比標(biāo)準(zhǔn)方柱降低了23.8%和14.3%，說明上游方柱角部形狀的變化后分離渦更貼近壁面，導(dǎo)致下游方柱旋渦間距縮短，尾流變窄。

結(jié)合3種串列方柱工況的氣動力的對比結(jié)果(表1)可知，在上游方柱的角部區(qū)域，切角、倒角處理減小了方柱的剪切流擴散角，造成下游方柱尾流變窄，使得上、下游方柱的平均阻力系數(shù)降低，旋渦脫落頻率有所提高，造成切角方柱和倒角方柱工況的斯特羅哈數(shù)均高于標(biāo)準(zhǔn)方柱，切角方柱的尾流最窄，因此其斯特羅哈數(shù)值最大，但同時，尾流區(qū)渦對間距的減小在提升渦脫頻率的同時，也使得尾流區(qū)能量更加集中，在降低整體平均風(fēng)壓的基礎(chǔ)上也會造成局部強負(fù)壓，因此在下游方柱背風(fēng)面區(qū)域(測點81～90)切角方柱平均風(fēng)壓系數(shù)相比倒角方柱接近于標(biāo)準(zhǔn)方柱，比起倒角方柱有明顯升高。

2.5 瞬態(tài)流場分析

本節(jié)通過瞬態(tài)渦量圖的對比，從渦的形成和發(fā)展角度，進一步分析上游方柱角部處理對串列方柱風(fēng)荷載的影響機理。圖8(a)為3種串列方柱的下游方柱局部升力系數(shù)時程圖，圖8(b)為選取的一個渦脫周期內(nèi)的4個典型時刻，分別用符號“■”、“◆”、“●”、“▲”表示，相應(yīng)的瞬態(tài)渦量分布如圖9所示。由圖9可見：

(a) 局部升力系數(shù)時程圖

(1) 氣流流經(jīng)方柱后，沿迎風(fēng)面兩側(cè)發(fā)生分離，在本文考慮的小間距比(S=2.0)情況下，兩方柱之間的距離不足以形成上游方柱的旋渦脫落，因此3種串列方柱均只在下游方柱尾流區(qū)域發(fā)生渦脫落，被稱為“剪切再附流態(tài)”。在上、下游方柱兩側(cè)和下游方柱背風(fēng)面均形成了較為豐富的渦結(jié)構(gòu)，而渦結(jié)構(gòu)和形態(tài)及運動態(tài)勢有所差別。與標(biāo)準(zhǔn)方柱相比，切角和倒角方柱工況因上游角部處理而使得分離渦更加緊貼壁面，下游方柱尾流區(qū)渦道更狹窄，而渦道狹窄會造成方柱上下兩側(cè)的剪切層在尾流中的相互作用頻率增大，從而使得旋渦脫落頻率增高，斯特羅哈數(shù)St增大。

(2) 與標(biāo)準(zhǔn)方柱相比，切角、倒角方柱的分離渦更多集中于下游方柱周圍，上游方柱分離渦的二次再附，減弱了湍流脈動，從而在一定程度上降低了方柱的脈動升力系數(shù)。其中，切角方柱工況的尾流區(qū)渦道更窄，能量較為集中，尾渦呈現(xiàn)更規(guī)則的交替脫落，而增強旋渦脫落的不規(guī)則性和減弱旋渦脫落強度是降低矩形高層建筑整體升力的兩個措施，因此上游切角措施在降低串列方柱脈動升力方面并未起到顯著效果，導(dǎo)致脈動風(fēng)壓系數(shù)在下游方柱尾渦區(qū)(測點81～86區(qū)域)相較標(biāo)準(zhǔn)與倒角方柱有明顯升高，同時也導(dǎo)致了切角方柱工況在明顯降低平均阻力系數(shù)的同時，脈動升力系數(shù)與標(biāo)準(zhǔn)方柱相比并無明顯變化(表1)。相比之下，倒角方柱工況在尾流區(qū)旋渦脫落更加復(fù)雜，能量分布更分散，對應(yīng)的氣動力脈動強度更弱。

(3) 對于標(biāo)準(zhǔn)串列方柱的尾流區(qū)，在展向較寬范圍內(nèi)均存在旋渦，且旋渦的形成區(qū)域較短。由于標(biāo)準(zhǔn)方柱的尾流較寬，使得其旋渦脫落頻率較低；旋渦形成區(qū)域較短，導(dǎo)致其背風(fēng)面的負(fù)壓更強，阻力系數(shù)更大。由此可以推斷，對于文中考慮的間距比情況，上游方柱前緣的倒角和切角措施會顯著影響氣流在下游方柱的再附現(xiàn)象和尾流形態(tài)，進而能夠改變其周圍的流場和氣動特性，同時也造成了上下游方柱近壁面區(qū)域的脈動風(fēng)速譜發(fā)生偏移，渦脫頻率高于標(biāo)準(zhǔn)方柱(圖6(a)、6(d))。

3 結(jié) 論

(1) 本文大渦模擬方法和參數(shù)，能夠較好地預(yù)測串列方柱的平均和脈動風(fēng)荷載；與風(fēng)洞試驗方法相比，大渦模擬方法便于參數(shù)分析，且有利于從流場角度進行干擾效應(yīng)的機理分析。

(2) 上游方柱切角、倒角處理改變了流體的分離角，從而影響上游分離流在下游方柱的再附位置和尾流狀態(tài)，其中切角對應(yīng)的分離角最小，倒角次之，標(biāo)準(zhǔn)方柱最大。在本文選定間距比S=2.0工況下，在上游方柱角部變化區(qū)域產(chǎn)生平均風(fēng)壓系數(shù)的極大值，降低了平均風(fēng)壓系數(shù)，其中上游切角處理對降低串列方柱順風(fēng)向平均風(fēng)荷載效果更突出。

(3) 上游方柱的切角、倒角處理通過提高上下游近側(cè)面區(qū)域與柱間區(qū)域旋渦脫落的頻率，影響了上下游側(cè)面與角點區(qū)域的水平脈動風(fēng)速，其中上游切角措施對串列方柱的影響要高于上游倒角措施。

(4) 上游方柱的切角、倒角處理減小了分離渦與方柱側(cè)面間距，造成背風(fēng)面處渦距變窄，方柱表面與周邊渦脫頻率提高。上游倒角處理更有助于發(fā)生二次再附，減弱脈動風(fēng)荷載，能量分布更分散。