基于cfd的定常流體繞流流動(dòng)數(shù)值模擬

基于cfd的定常流體繞流流動(dòng)數(shù)值模擬

0氣動(dòng)干擾效應(yīng)研究事實(shí)上，高層建筑、塔架、橋梁、副梁、副纜等結(jié)構(gòu)是在航空領(lǐng)域支撐的。事實(shí)上，它們之間存在著動(dòng)詞干擾效應(yīng)，這就使單件結(jié)構(gòu)中的單元力和單帶的破碎模式不同于孤立的單件結(jié)構(gòu)。而串列鈍體三分力系數(shù)氣動(dòng)干擾效應(yīng)的研究是橋梁和建筑結(jié)構(gòu)中類似結(jié)構(gòu)物氣動(dòng)干擾效應(yīng)研究的基礎(chǔ),所以在橋梁和高層建筑氣動(dòng)干擾效應(yīng)的研究中具有重要的意義。關(guān)于多個(gè)鈍體的氣動(dòng)干擾效應(yīng)問(wèn)題很早就被人關(guān)注。Biermann和Herrnstein早在1934年就對(duì)2個(gè)串列和并列布置的等直徑圓柱體的干擾阻力研究,他們當(dāng)時(shí)主要的目的是為了研究飛機(jī)支架的干擾效應(yīng)。隨后Zdravkovich(1977,1987,1993)就對(duì)不同排列方式的等直徑圓柱體群的氣動(dòng)干擾效應(yīng)進(jìn)行了研究。隨著研究的深入,Ko(1996)和AlamandZhou(2008))對(duì)不等直徑圓柱體間的氣動(dòng)干擾效應(yīng)進(jìn)行了研究。LiuXianzhi等(2008)則對(duì)置于平滑流和紊流中的2個(gè)、3個(gè)和4個(gè)不同直徑的圓柱體在串列布置情況下的三分力系數(shù)氣動(dòng)干擾進(jìn)行了研究。Luo和Shah(1999)主要對(duì)錯(cuò)列布置的2個(gè)方柱三分力系數(shù)和橫向馳振的干擾效應(yīng)進(jìn)行了研究。以上都是采用物理風(fēng)洞試驗(yàn)為手段來(lái)研究氣動(dòng)干擾效應(yīng)的,而對(duì)于以數(shù)值風(fēng)洞的方法研究氣動(dòng)干擾效應(yīng)的文獻(xiàn)也有很多,比如:Murakami(1997)用大渦模擬方法對(duì)流場(chǎng)中振動(dòng)的方柱體進(jìn)行了研究;Taylor和Vezza(1999)用離散渦方法研究了方柱和三角形截面柱的繞流問(wèn)題;Squires等(2008)用分離渦方法研究了超臨界流繞圓柱體的情況;同濟(jì)大學(xué)項(xiàng)海帆、顧明和曹豐產(chǎn)等采用物理風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值風(fēng)洞試驗(yàn)的方法對(duì)串列鈍體繞流進(jìn)行了研究,顧明教授課題組則更側(cè)重于用物理風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)M的實(shí)際建筑群風(fēng)壞境來(lái)研究鈍體間的氣動(dòng)干擾效應(yīng)。但是未發(fā)現(xiàn)有對(duì)不同截面形狀(如倒直角斷面,倒外凸圓弧斷面和倒內(nèi)凹圓弧斷面)串列鈍體三分力系數(shù)氣動(dòng)干擾效應(yīng)進(jìn)行研究的工作,只有很少文獻(xiàn)(如Tamura在1998年和1999年)分別采用物理風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)方形斷面、倒直角斷面和倒外凸圓弧斷面的單個(gè)柱體進(jìn)行了研究。本文的工作主要是對(duì)單個(gè)和串列的2個(gè)具有矩形斷面、倒直角斷面、倒外凸圓弧斷面和倒內(nèi)凹圓弧斷面的柱體在不同風(fēng)攻角和柱體間距的情況下,采用CFD數(shù)值模擬的方法,計(jì)算鈍體在各種工況下的三分力系數(shù),為橋梁和建筑中類似結(jié)構(gòu)物馳振和抖振的研究奠定基礎(chǔ)。1領(lǐng)域內(nèi)流體動(dòng)力學(xué)模型三分力系數(shù)的研究是橋梁抗風(fēng)研究中的一項(xiàng)基本內(nèi)容。三分力系數(shù)的研究為進(jìn)行橋梁靜風(fēng)穩(wěn)定性、抖振和馳振分析奠定基礎(chǔ)。三分力系數(shù)的數(shù)值試驗(yàn)原理是通過(guò)對(duì)建立數(shù)學(xué)模型,將微分方程離散為代數(shù)方程的形式,對(duì)代數(shù)方程求解得到計(jì)算域內(nèi)各點(diǎn)的壓力和速度,此時(shí)鈍體截面上前后和上下表面壓強(qiáng)差面積分即為阻力和升力,阻力和升力的合力作用點(diǎn)與鈍體截面形心不一致時(shí)會(huì)產(chǎn)生扭矩,將三分力無(wú)量綱化就得到三分力系數(shù)。本文鈍體三分力系數(shù)的定義如下:阻力系數(shù)CD=D12ρU2BL,(1)CD=D12ρU2BL,(1)升力系數(shù)CL=L12ρU2BL,(2)CL=L12ρU2BL,(2)扭矩系數(shù)CM=M12ρU2B2L,(3)CΜ=Μ12ρU2B2L,(3)式中,B為氣動(dòng)力計(jì)算的特征尺寸;L表示節(jié)段模型的長(zhǎng)度;U為離斷面足夠遠(yuǎn)處來(lái)流的平均風(fēng)速;ρ為空氣密度,取1.225kg/m3;D、L和M分別為體軸坐標(biāo)系下鈍體斷面所受到的氣動(dòng)阻力、升力和扭矩。特征尺寸取來(lái)流方向構(gòu)件斷面的迎風(fēng)寬度。本文數(shù)值風(fēng)洞試驗(yàn)采用的數(shù)學(xué)模型是不可壓雷諾時(shí)均N-S方程,考慮湍流效應(yīng),采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程湍流模型,由于橫風(fēng)向空氣流速低,故流動(dòng)處理為二維定常不可壓,不考慮溫度變化的效應(yīng),靜力計(jì)算按定常處理。2數(shù)值風(fēng)洞測(cè)試2.1階精度計(jì)算方法本文采用有限體積法,模擬雷諾數(shù)在亞臨界區(qū)域的繞流流動(dòng),模型周圍流場(chǎng)利用Fluent6.1.2計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件求得。采用默認(rèn)的Simple算法解決動(dòng)量方程中速度分量和壓力項(xiàng)耦合的問(wèn)題,并結(jié)合壁面函數(shù)法,采用二階迎風(fēng)格式,對(duì)流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)等均采用二階精度計(jì)算。由于本文所研究的問(wèn)題鈍體截面明顯鈍化,流場(chǎng)分離點(diǎn)位置幾乎不變,在一般的工程結(jié)構(gòu)所涉及的風(fēng)速范圍內(nèi),氣動(dòng)力系數(shù)與雷諾數(shù)無(wú)關(guān),故不考慮雷諾數(shù)的影響。計(jì)算域的長(zhǎng)寬均大于模型特征長(zhǎng)度的40倍。在數(shù)值計(jì)算時(shí),為了在湍流邊界層達(dá)到有效的分辨率,繞流的網(wǎng)格往往劃分得很細(xì),而橋塔的尺寸很大,如采用全尺寸模型計(jì)算,網(wǎng)格數(shù)量巨大,導(dǎo)致湍流求解迭代速度較慢,故本文采用1∶100的縮尺比,網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,網(wǎng)格數(shù)量大約為45萬(wàn)左右。外邊界條件流體進(jìn)口為速度入口邊界條件,上下邊界為對(duì)稱邊界條件,也就是上下邊界為零滑移壁面,流體出口為壓力出口邊界條件,內(nèi)邊界均為無(wú)滑移邊界條件。2.2模型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)模型尺寸的選擇基于泰州長(zhǎng)江大橋中橋塔頂端截面尺寸,選用6.6m×5.0m矩形截面,故截面模型上所受的阻力、升力和扭矩還有攻角的定義如圖1所示。在此矩形截面的基礎(chǔ)上在4個(gè)角上切去4個(gè)矩形,即形成倒直角斷面,在4個(gè)角上生成內(nèi)凹圓弧和外凸圓弧即形成倒內(nèi)凹圓弧斷面和倒外凸圓弧斷面,矩形截面的各種斷面倒角形式如圖2所示。倒角的尺寸分別為:倒直角斷面的倒角尺寸分別為0.3、0.6m和1.0m;倒內(nèi)凹圓弧斷面和倒外凸圓弧斷面倒角尺寸分別為B/20、B/10和B/6,B為氣動(dòng)力計(jì)算的特征尺寸,在此取為矩形的長(zhǎng)度方向的尺寸。風(fēng)攻角參考規(guī)范取-10°～10°,每隔1°作為一個(gè)工況,計(jì)算風(fēng)速為6.6m/s,計(jì)算得到雷諾數(shù)約為106量級(jí),處于超臨界狀態(tài)。2個(gè)鈍體的截面如圖3所示,間距為D,分別取1.25B、1.75B和2.25B。布置方式沿順風(fēng)向平行排列,風(fēng)攻角仍為-10°～10°,根據(jù)單個(gè)鈍體的研究結(jié)果,倒內(nèi)凹圓弧斷面和倒外凸圓弧斷面的倒角尺寸取B/6,倒直角斷面的倒角尺寸為1m。本文選用文獻(xiàn)來(lái)驗(yàn)證數(shù)值風(fēng)洞試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置的正確性。圖4是對(duì)文獻(xiàn)中數(shù)值模擬鈍體繞流三分力系數(shù)實(shí)驗(yàn)值和模擬值數(shù)據(jù)的對(duì)比,風(fēng)攻角為-5°～30°。由圖4可知,3種斷面的阻力系數(shù)在風(fēng)攻角為0度時(shí)略微地增大,隨后又減小,在風(fēng)攻角為10°左右的時(shí)候會(huì)降至最低。矩形斷面的阻力系數(shù)曲線呈中間凹下兩端凸起的形狀,而倒直角斷面和倒外凸圓弧斷面的阻力系數(shù)分別在風(fēng)攻角為7°和5°的時(shí)候降至最低,然后呈一路增大趨勢(shì)。而3種斷面的升力系數(shù)整體曲線形狀和阻力系數(shù)的曲線形狀較為類似,在-5°到10°附近的時(shí)候呈減小趨勢(shì),然后又增大。本文的計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)中的結(jié)果還是有一定差異的,這主要是由于所采用的相似比、計(jì)算域和單元個(gè)數(shù)等不同和風(fēng)洞試驗(yàn)的阻塞效應(yīng)所致,不過(guò)差異較小,且計(jì)算結(jié)果的趨勢(shì)和試驗(yàn)值較好地吻合,可以認(rèn)為本文所采用的數(shù)值風(fēng)洞湍流模型方法具有一定的合理性。2.3計(jì)算2.3.1不同風(fēng)攻角的力系數(shù)和扭矩系數(shù)分布規(guī)律由圖5～圖8可知,矩形斷面阻力系數(shù)基本上是10-3～10-4數(shù)量級(jí)的變化,故變化較不明顯。倒內(nèi)凹圓弧斷面在尺寸為B/6時(shí)的曲線形狀接近直線,但中間略微的凸起。其他截面的阻力系數(shù)曲線都是呈現(xiàn)出“凹”字的形狀,最低點(diǎn)在0°風(fēng)攻角附近,呈現(xiàn)出兩邊大中間小的曲線形狀。升力系數(shù)和扭矩系數(shù)從風(fēng)攻角-10°～10°呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì),矩形斷面除阻力系數(shù)變化較不明顯外,升力系數(shù)和扭矩系數(shù)和其他斷面變化趨勢(shì)較為一致。各斷面在不同風(fēng)攻角情況下的阻力系數(shù)、升力系數(shù)和扭矩系數(shù)整體上依照矩形斷面、倒直角斷面、倒內(nèi)凹圓弧斷面和倒外凸圓弧斷面的順序依次減小,而倒直角斷面、倒內(nèi)凹圓弧斷面和倒外凸圓弧斷面隨著倒角尺寸的增大,阻力系數(shù)、升力系數(shù)和扭矩系數(shù)呈減小的趨勢(shì),也就是說(shuō),單個(gè)鈍體情況下的所有工況中,倒外凸圓弧斷面在倒角尺寸為B/6時(shí),阻力系數(shù)、升力系數(shù)和扭矩系數(shù)最小。另外,由各斷面升力系數(shù)的圖可知各斷面的升力系數(shù)的斜率為負(fù)值,在風(fēng)攻角為-10°～-6°和6°～10°時(shí)升力系數(shù)的斜率絕對(duì)值較小,在0°風(fēng)攻角附近升力系數(shù)的斜率絕對(duì)值較大。根據(jù)單個(gè)鈍體的研究結(jié)果,決定2個(gè)鈍體只研究倒內(nèi)凹圓弧斷面、倒外凸圓弧斷面尺寸為B/6m的情況,和倒直角斷面研究倒角尺寸為1m的情況。2.3.2風(fēng)攻角的影響由圖9～圖12可知,4種斷面靜風(fēng)系數(shù)的變化趨勢(shì)是一致的。2個(gè)鈍體的矩形斷面、倒直角斷面、倒內(nèi)凹圓弧斷面和倒外凸圓弧斷面的上游鈍體的阻力系數(shù)的曲線形狀呈向上凸的形狀,這和單個(gè)鈍體相應(yīng)截面以及倒角尺寸為B/6的阻力系數(shù)的曲線形狀和變化趨勢(shì)基本一致,而下游鈍體的曲線形狀和變化趨勢(shì)則正好相反,呈略微向下凸曲線形狀。這是因?yàn)樯嫌吴g體的遮擋效應(yīng)和上游鈍體對(duì)下游鈍體的氣動(dòng)干擾效應(yīng),使得下游鈍體每度風(fēng)攻角的阻力系數(shù)都要小于上游鈍體。在0°風(fēng)攻角時(shí),由于其再附著的可能性較其他攻角小且尾流寬度大于其他風(fēng)攻角,故上游鈍體的阻力系數(shù)相對(duì)其他風(fēng)攻角的阻力系數(shù)是最大的,而因遮擋效應(yīng)下游鈍體相對(duì)其他風(fēng)攻角的阻力系數(shù)是最小的。這就使得在零度風(fēng)攻角時(shí),上游鈍體和下游鈍體的阻力系數(shù)相差最大,因而這4種斷面的上游鈍體的阻力系數(shù)變化曲線呈現(xiàn)向上凸的形狀,下游鈍體的阻力系數(shù)變化曲線呈現(xiàn)向下凸的形狀,并且在一定的間距范圍內(nèi),上游鈍體隨著間距的增大阻力系數(shù)在減小,下游鈍體的阻力系數(shù)隨著間距的增大而增大,這可能是因?yàn)殚g距越小,遮擋效應(yīng)和氣動(dòng)干擾效應(yīng)越明顯的緣故。矩形斷面、倒直角斷面和倒內(nèi)凹圓弧斷面的上游鈍體的升力系數(shù)和單個(gè)鈍體的升力系數(shù)的變化趨勢(shì)基本一致,都是隨著風(fēng)攻角的增大呈現(xiàn)減小的趨勢(shì);而下游鈍體則可能由于氣動(dòng)干擾效應(yīng)使得升力系數(shù)的變化趨勢(shì)呈現(xiàn)出和上游鈍體相反的趨勢(shì),隨著風(fēng)攻角的增大而逐漸減小,倒外凸圓弧斷面下游鈍體的升力系數(shù)的變化趨勢(shì)不同于上述的3種斷面,是隨著風(fēng)攻角的增大而減小。這可能是由于修改后的斷面對(duì)流動(dòng)產(chǎn)生平滑的作用或矩形的長(zhǎng)邊垂直于來(lái)流方向,尾流呈現(xiàn)出很強(qiáng)的渦旋脫落特征,致使下游鈍體出現(xiàn)和上游鈍體一樣的變化趨勢(shì),但是氣動(dòng)干擾效應(yīng)還是對(duì)下游鈍體升力系數(shù)的大小產(chǎn)生較大的影響。由圖可知,上游鈍體隨著間距的增大,升力系數(shù)的變化幅度越小,而下游鈍體隨著間距的增大,升力系數(shù)的變化幅度越大。矩形斷面、倒直角斷面和倒內(nèi)凹圓弧斷面升力系數(shù)的斜率的變化趨勢(shì)和幅度基本上一致。上游鈍體升力系數(shù)的斜率為負(fù)值,而下游鈍體升力系數(shù)的斜率為正值。上游鈍體升力系數(shù)的斜率絕對(duì)值在風(fēng)攻角為-10°～-8°和8°～10°時(shí)較小,在0°風(fēng)攻角附近較大;下游鈍體升力系數(shù)的斜率絕對(duì)值在風(fēng)攻角為-10°～-5°和5°～10°時(shí)較小,在0°風(fēng)攻角附近較大。倒外凸圓弧斷面上游鈍體升力系數(shù)的斜率絕對(duì)值在間距為2.25B時(shí)基本為定值;間距為1.25B和1.75B時(shí),倒外凸圓弧斷面上游鈍體升力系數(shù)的斜率絕對(duì)值在風(fēng)攻角為-10°～-9°和9°～10°較大,在其余風(fēng)攻角時(shí)基本為定值。而下游鈍體在間距為1.25B時(shí),升力系數(shù)的斜率絕對(duì)值在風(fēng)攻角為9°～10°較大;在間距為1.75B和2.25B時(shí),下游鈍體升力系數(shù)的斜率絕對(duì)值在-10°～-9°和9°～10°較小,在其余風(fēng)攻角時(shí)較大。對(duì)于扭矩系數(shù),4種斷面在0°風(fēng)攻角時(shí),上游鈍體和下游鈍體的扭矩系數(shù)接近相等,而在其他風(fēng)攻角時(shí),由于2個(gè)鈍體間的氣動(dòng)干擾效應(yīng),上游鈍體和下游鈍體的扭矩系數(shù)相差較大,從圖中可以看出,4種斷面上游鈍體的扭矩系數(shù)在不同的間距時(shí),數(shù)值相差較小;而下游鈍體在不同間距時(shí),扭矩系數(shù)不論是在數(shù)值上還是在變化趨勢(shì)上都呈現(xiàn)出較大的變化,且隨著間距的增大上游鈍體的變化幅度變小,下游鈍體的變化幅度變大。3單個(gè)礫體不同斷面的靜風(fēng)系數(shù)傳統(tǒng)適當(dāng)選取時(shí)長(zhǎng)為6個(gè)月內(nèi)模型模擬比較(1)對(duì)單個(gè)鈍體而言,各斷面在不同風(fēng)攻角情況下的阻力系數(shù)、升力系數(shù)和扭矩系數(shù)整體上依照矩形斷面、倒直角斷面、倒內(nèi)凹圓弧斷面和倒外凸圓弧斷面的順序依次減小,而倒直角斷面、倒內(nèi)凹圓弧斷面和倒外凸圓弧斷面阻力系數(shù)、升力系數(shù)和扭矩系數(shù)隨著倒角尺寸的增大,呈減小的趨勢(shì),也就是說(shuō),單個(gè)鈍體情況下的所有工況中,倒外凸圓弧斷面在倒角尺寸為B/6時(shí),阻力系數(shù)、升力系數(shù)和扭矩系數(shù)最小。(2)對(duì)2個(gè)鈍體而言,4種斷面的靜風(fēng)系數(shù)的變化趨勢(shì)基本一致,