尾流干擾下下游圓柱氣動(dòng)性能的流場機(jī)理

杜曉慶 吳葛菲 王玉梁 孫雅慧

摘 ? 要：采用大渦模擬方法，在高雷諾數(shù)（Re=1.4×105）下，以間距比P/D=1.5～4的靜止雙圓柱為對象，研究了下游圓柱的氣動(dòng)力系數(shù)、風(fēng)壓系數(shù)以及流場特性隨風(fēng)向角的變化規(guī)律，分析了下游圓柱氣動(dòng)力與流場結(jié)構(gòu)的內(nèi)在關(guān)系，基于圓柱壁面摩擦系數(shù)和干擾流態(tài)探討了下游圓柱氣動(dòng)性能的流場機(jī)理. 研究表明：對于小間距雙圓柱（P/D<3），下游圓柱會受到明顯的平均負(fù)阻力作用，兩個(gè)圓柱間隙中方向相反的一對回流（串列）以及高速間隙流（錯(cuò)列）是出現(xiàn)負(fù)阻力的流場機(jī)理;對于小間距錯(cuò)列雙圓柱（P/D=1.5～3），下游圓柱還會受到很大的平均升力作用（內(nèi)側(cè)升力），下游圓柱的風(fēng)壓停滯點(diǎn)偏移、高速間隙流和間隙側(cè)壁面的分離泡是出現(xiàn)這一升力的主要原因;對于間距較大的錯(cuò)列雙圓柱（P/D=3～4），下游圓柱也會受到明顯的平均升力作用（外側(cè)升力），但其機(jī)理與小間距時(shí)不同，是由下游圓柱的風(fēng)壓停滯點(diǎn)偏移及其間隙側(cè)氣流分離點(diǎn)后移造成的.

關(guān)鍵詞：雙圓柱;大渦模擬;高雷諾數(shù);升力機(jī)理;負(fù)阻力機(jī)理

中圖分類號：TU 311 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Abstract： To clarify the mechanism of wake interference effect on the downstream cylinder， large eddy simulation（LES） method was adopted. The flow around two static staggered circular cylinders was studied at a high Reynolds number of Re=1.4×105， and the ratio of center-to-center pitch （P） to the diameter of the cylinder（D） ranges from P/D=1.5～4. The aerodynamic coefficients， mean pressure distributions， and flow field of the downstream cylinder were discussed along with the changing of incidence angle. The relationship between aerodynamic forces and flow characteristics was analyzed based on the time-averaged wall shear stress and flow structures. The results show that the reasons for the negative drag force of the downstream cylinder at small pitch ratio（P/D<3） lie in two factors， i.e.， a pair of recirculation zone with opposite direction for the tandem configuration and the high-speed gap flow for the staggered arrangement with small incidence angles. At small pitch ratios（P/D=1.5～3），the downstream cylinder is subjected to remarkable mean lift coefficient（inner lift），which is caused by the shift of the stagnation point， high-speed gap flow， and separation bubble. At the moderate pitch ratios（P/D=3～4），the mean lift（outer lift） of the downstream cylinder is affected by the shift of the stagnation point and separation point in the gap side.

Key words： two circular cylinders;large eddy simulation;high Reynolds number;lift mechanism;negative drag mechanism

圓柱型結(jié)構(gòu)在土木工程中應(yīng)用廣泛，且常常以柱群的形式出現(xiàn)，如橋梁并列索、多分裂導(dǎo)線、冷卻塔群、煙囪群等[1-3]. 由于兩個(gè)圓柱之間存在強(qiáng)烈的氣動(dòng)干擾，常會引起下游結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載增大或引發(fā)下游結(jié)構(gòu)發(fā)生尾流激振. 研究兩個(gè)靜止圓柱的氣動(dòng)干擾有助于理解尾流激振的干擾機(jī)理，因此其氣動(dòng)性能和流場特性受到眾多學(xué)者關(guān)注[4-5]. 但由于雙圓柱繞流受多種參數(shù)的影響，干擾機(jī)理非常復(fù)雜，尚有不少問題需要進(jìn)一步的研究[6-7].

受到上游圓柱的尾流作用，下游圓柱的氣動(dòng)性能與單圓柱有很大差異，并且會隨著雷諾數(shù)（Re）、圓心間距（P）和風(fēng)向角（β）的變化發(fā)生劇烈波動(dòng). 已有研究表明：對于小間距（P/D=1.25～3.0）雙圓柱，下游圓柱會受到平均負(fù)阻力作用;在小風(fēng)向角時(shí)還會受到很大的平均升力作用，一般稱該升力為“內(nèi)側(cè)升力”（Inner lift）[4，7-8]. 在較大間距（P/D≥3.0）時(shí)，下游圓柱也會受到顯著的平均升力作用，但其機(jī)理不同于內(nèi)側(cè)升力，文獻(xiàn)中稱之為“外側(cè)升力”（Outer lift）[4，7-8].

研究者對上述氣動(dòng)現(xiàn)象提出了不同的機(jī)理解釋，尚未有統(tǒng)一的認(rèn)識. 對于下游圓柱的負(fù)阻力現(xiàn)象，Zdravkovich等人猜測串列布置時(shí)雙圓柱間的停滯流體以及錯(cuò)列布置時(shí)的間隙流可能是導(dǎo)致下游圓柱受平均負(fù)阻力作用的兩個(gè)原因[9-10].對于內(nèi)側(cè)升力，兩圓柱間的間隙流[4，8]、上游圓柱剪切層再附到下游圓柱表面[11]以及下游圓柱停滯點(diǎn)偏移[12]被認(rèn)為是出現(xiàn)內(nèi)側(cè)升力的可能原因. 對于外側(cè)升力，下游圓柱風(fēng)壓停滯點(diǎn)的偏移[8，13-14]、兩圓柱間隙流速度的增大[4，8]以及上游圓柱尾流旋渦與下游圓柱的相互作用[12，15]被認(rèn)為是下游圓柱受平均升力作用的主要原因.

值得注意的是，以往流場干擾機(jī)理的解釋都是基于較低雷諾數(shù)下的流跡顯示試驗(yàn)結(jié)果，如文獻(xiàn)[11]和文獻(xiàn)[12]中的雷諾數(shù)分別為5.6 × 103和360. 但雙圓柱繞流有強(qiáng)烈的雷諾數(shù)效應(yīng)[6-7]，高雷諾數(shù)下的流場干擾機(jī)理很可能與低雷諾數(shù)時(shí)不同. 雙圓柱型結(jié)構(gòu)常工作在雷諾數(shù)大于105的環(huán)境中，因而有必要研究高雷諾數(shù)下的流場干擾機(jī)理.

本文采用大渦模擬方法，在高雷諾數(shù)下（Re=1.4 × 105），研究了圓心間距P/D=1.5～4、風(fēng)向角β = 0°～90°的錯(cuò)列雙圓柱的氣動(dòng)力系數(shù)、表面風(fēng)壓分布以及干擾流態(tài)的變化規(guī)律;結(jié)合流線圖、流速比圖和壁面風(fēng)壓分布，進(jìn)一步解釋了下游圓柱受平均負(fù)阻力作用的流場機(jī)理;基于下游圓柱的壁面摩擦系數(shù)和近壁面流場特性探討了下游圓柱出現(xiàn)平均升力的流場機(jī)理.

1 ? 計(jì)算模型與參數(shù)

1.1 ? 控制方程和亞格子模型

在湍流運(yùn)動(dòng)中，系統(tǒng)中動(dòng)量、質(zhì)量、能量及其他物理量的輸運(yùn)主要受大尺度旋渦的影響，小尺度旋渦幾乎不受幾何邊界條件影響，趨于各向同性，與所求解的問題并不密切相關(guān)，大渦模擬（LES）放棄全尺度上的瞬態(tài)運(yùn)動(dòng)模擬，而采用瞬時(shí)的N-S方程直接模擬湍流中的大尺度旋渦，小尺度渦對大尺度渦的影響則通過亞格子尺度模型（SGS）模擬[16]. 與雷諾平均法相比，LES方法具有更好的普適性;與直接數(shù)值模擬相比，大渦模擬法又能節(jié)約計(jì)算機(jī)資源. 故本文選取大渦模擬法作為湍流數(shù)值計(jì)算方法.

1.2 ? 計(jì)算模型及計(jì)算參數(shù)

圖1為本文雙圓柱的計(jì)算模型和工況示意圖，兩個(gè)圓柱的圓心間距為P，圓柱直徑為D. 圓心間距P/D=1.5、2、3和4，風(fēng)向角β主要包括0°、5°、10°、15°、20°、30°、45°、60°、75°、90°等工況，在小間距下進(jìn)行局部加密. θ為圓柱表面風(fēng)壓測點(diǎn)的角度位置，以圓柱迎風(fēng)點(diǎn)為零點(diǎn)，順時(shí)針旋轉(zhuǎn)為正方向. 根據(jù)圓柱直徑D和來流風(fēng)速U0計(jì)算得到的雷諾數(shù)為1.4 × 105.

計(jì)算選用O型計(jì)算域，計(jì)算域直徑為46D，最大阻塞率為4.3%（圓柱并列時(shí)），模型展向長度為2D，計(jì)算域入口邊界采用均勻速度入口邊界條件，出口邊界采用自由出口邊界條件，展向兩端采用周期性邊界條件，圓柱表面采用無滑移壁面條件. 采用SIMPLEC算法求解壓力-速度場耦合方程，空間離散采用中心差分法，時(shí)間離散采用二階隱式格式，計(jì)算采用Fluent軟件.

計(jì)算模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，圓柱周向400個(gè)單元，徑向180層單元，展向?yàn)?0層單元;圓柱近壁面最小網(wǎng)格厚度為0.000 1D，壁面的y+≈1，滿足大渦模擬方法對近壁面網(wǎng)格的要求. 網(wǎng)格總數(shù)約為270萬～320萬，無量綱時(shí)間步Δt*= 0.005（Δt*=ΔtU0 /D，其中Δt為實(shí)際計(jì)算時(shí)間步，U0為來流風(fēng)速）.

1.3 ? 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

為了對本文所采用的計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行獨(dú)立性驗(yàn)證，首先以單圓柱體為研究對象，在雷諾數(shù)Re=1.4×105下，研究了計(jì)算模型的展向尺寸、周向網(wǎng)格數(shù)以及無量綱時(shí)間步長對計(jì)算結(jié)果的影響. 表1給出了本文得到的單圓柱平均阻力系數(shù)（CD）、脈動(dòng)升力系數(shù)（CL′）以及St數(shù)等，并列出了文獻(xiàn)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較. 由表1可見：工況Case4的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)中的風(fēng)洞試驗(yàn)值更為接近，因而雙圓柱計(jì)算模型參數(shù)主要參考Case4. 圖2是根據(jù)最終選定的計(jì)算參數(shù)得到的單圓柱表面風(fēng)壓系數(shù)與文獻(xiàn)中風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果[18-23]的比較. 從圖中可見本文的平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)均與文獻(xiàn)吻合良好.

2 ? 計(jì)算結(jié)果與分析

受篇幅限制，本文只給出了圓心間距P/D=1.5和3雙圓柱（風(fēng)向角為β=0°～90°）的計(jì)算結(jié)果，主要研究下游圓柱平均氣動(dòng)力系數(shù)和平均風(fēng)壓系數(shù)隨風(fēng)向角的變化規(guī)律，并結(jié)合流場特性對下游圓柱的負(fù)阻力、內(nèi)側(cè)升力和外側(cè)升力等現(xiàn)象的產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行分析和討論.

2.1 ? 平均氣動(dòng)力系數(shù)

圖3（a）和圖3（b）分別為P/D=1.5和P/D=3時(shí)下游圓柱的平均氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)向角的變化曲線，圖中也列出了文獻(xiàn)[24]中的風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果. 從總體上看，本文結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)值吻合較好，下游圓柱的氣動(dòng)力隨著風(fēng)向角的變化會發(fā)生劇烈的波動(dòng)，特別是風(fēng)向角位于0°～45°范圍內(nèi).

對于P/D=1.5，見圖3（a），下游圓柱在β=0°～10°之間出現(xiàn)負(fù)阻力，在串列布置時(shí)（β=0°）出現(xiàn)極小值-0.5，而在錯(cuò)列布置時(shí)（β≠0°）與串列布置時(shí)的阻力值又有一定的差異. 隨著風(fēng)向角的增大，下游圓柱的阻力系數(shù)迅速增大并接近于單圓柱結(jié)果. 平均升力系數(shù)在β=0°～20°范圍內(nèi)變化劇烈，并在10°附近取得極小值-0.7 （該升力即為“內(nèi)側(cè)升力”）;隨著風(fēng)向角的進(jìn)一步增大，升力系數(shù)也會逐漸增大，并由負(fù)值變?yōu)檎?

對于P/D=3，見圖3（b），下游圓柱沒有出現(xiàn)負(fù)阻力現(xiàn)象，阻力系數(shù)隨著風(fēng)向角的增大整體呈增大趨勢，在β=60°～90°時(shí)會略高于單圓柱數(shù)值. 下游圓柱的平均升力系數(shù)則呈先減小后增大的趨勢，并在β=5°及20°附近出現(xiàn)兩個(gè)極值. 值得注意的是，β=5°時(shí)的升力系數(shù)值較小，而β=20°時(shí)的升力數(shù)值較大;通過流場分析可知，前者的機(jī)理屬于“內(nèi)側(cè)升力”，而后者屬于“外側(cè)升力”. 文獻(xiàn)[4]也有類似的結(jié)果，但文獻(xiàn)[24]則在P/D=3沒有內(nèi)側(cè)升力現(xiàn)象，這可能是因?yàn)檠芯織l件不同造成的.

2.2 ? 平均風(fēng)壓系數(shù)

圖4和圖5分別給出了兩種間距雙圓柱在典型風(fēng)向角下的平均風(fēng)壓系數(shù)分布圖，圖中也給出了單圓柱的風(fēng)壓系數(shù)分布. 對于P/D=1.5，見圖4，風(fēng)向角在0°～30°范圍內(nèi)，下游圓柱的風(fēng)壓系數(shù)受風(fēng)向角的影響較明顯. 當(dāng)風(fēng)向角β = 0°時(shí)，圓柱上、下表面風(fēng)壓系數(shù)呈現(xiàn)較好的對稱性，下游圓柱的風(fēng)壓系數(shù)均為負(fù)值. 隨著風(fēng)向角增大至β = 10°時(shí)，下游圓柱的停滯點(diǎn)在θ = 30°附近，與單圓柱相比發(fā)生了明顯的偏移;圓柱上、下表面的風(fēng)壓系數(shù)呈現(xiàn)明顯的不對稱性，在圓柱下表面θ = 340°附近出現(xiàn)風(fēng)壓系數(shù)極小值. 風(fēng)向角增大至β = 30°時(shí)，風(fēng)壓停滯點(diǎn)逐漸向迎風(fēng)向移動(dòng)至θ = 10°附近，下游圓柱風(fēng)壓系數(shù)不對稱性有所減弱. 隨著風(fēng)向角的進(jìn)一步增大（β = 45°～90°），停滯點(diǎn)會繼續(xù)向迎風(fēng)側(cè)下表面偏移，風(fēng)壓系數(shù)分布的對稱性逐步恢復(fù)并接近于單圓柱.

對于P/D=3，見圖5，當(dāng)風(fēng)向角β = 0°時(shí)，下游圓柱完全沉浸在上游圓柱的尾流中，圓柱上下表面風(fēng)壓系數(shù)也呈現(xiàn)較好的對稱性. 風(fēng)向角增大至5°時(shí)，圓柱上、下表面風(fēng)壓系數(shù)呈現(xiàn)明顯的不對稱性，停滯點(diǎn)也有明顯偏移，風(fēng)壓分布形態(tài)與P/D=1.5、β = 10°（圖4（b））的情況相似，在圓柱下表面θ = 340°附近出現(xiàn)風(fēng)壓系數(shù)極小值. 當(dāng)風(fēng)向角增大至20°時(shí)，下游圓柱下表面的風(fēng)壓系數(shù)會在θ = 250°和θ = 300°附近出現(xiàn)兩個(gè)極值. 當(dāng)風(fēng)向角增大至30°時(shí)，圓柱上、下表面風(fēng)壓的對稱性有所恢復(fù). 同樣的，隨著風(fēng)向角的進(jìn)一步增大（β = 45°～90°），下游圓柱的風(fēng)壓系數(shù)分布逐漸接近單圓柱.

2.3 ? 負(fù)阻力流場機(jī)理

從上文分析可知，對于小間距雙圓柱（P/D=1.5），在串列布置和小風(fēng)向角錯(cuò)列布置時(shí)，下游圓柱會受負(fù)阻力作用，本節(jié)結(jié)合流場特性來分析其產(chǎn)生機(jī)理.

圖6和圖7分別給出了小間距雙圓柱（P/D=1.5）在串列布置（β=0°）和錯(cuò)列布置（β=10°）時(shí)下游圓柱的平均流線圖和平均風(fēng)速比圖，其中平均風(fēng)速比為流場內(nèi)局部風(fēng)速U與來流風(fēng)速U0的比值（U/U0），平均風(fēng)速比圖中還給出了下游圓柱表面風(fēng)壓分布，箭頭指向圓柱圓心時(shí)的風(fēng)壓為正. 對比圖6（a）和圖7（a）的平均流線圖可見，這兩種布置形式的流場結(jié)構(gòu)有很大差異.

兩個(gè)圓柱串列布置時(shí)，由圖6（a）可知，下游圓柱完全浸沒在上游圓柱尾流中，上下游圓柱間隙中存在一對運(yùn)動(dòng)方向相反的回流區(qū)，該回流區(qū)會導(dǎo)致下游圓柱迎風(fēng)側(cè)出現(xiàn)較強(qiáng)的負(fù)壓（見圖6（b））;而由于在串列狀態(tài)時(shí)下游圓柱尾流中的旋渦脫落強(qiáng)度較弱，因而其背風(fēng)側(cè)的負(fù)壓數(shù)值較小;下游圓柱迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)的壓力差導(dǎo)致其受到平均負(fù)阻力的作用.

兩個(gè)圓柱錯(cuò)列布置時(shí)，由圖7（a）可以看出，平均流場呈現(xiàn)顯著的不對稱性，兩個(gè)圓柱之間存在間隙流;由流速比圖（圖7（c））可知，下游圓柱迎風(fēng)側(cè)的間隙流速度遠(yuǎn)大于來流風(fēng)速，局部風(fēng)速比超過1.4，這一高速間隙流會導(dǎo)致下游圓柱迎風(fēng)側(cè)表面受到局部的強(qiáng)負(fù)壓作用;同時(shí)下游圓柱背風(fēng)側(cè)的負(fù)壓強(qiáng)度較弱，因而也會導(dǎo)致下游圓柱受負(fù)阻力的作用.

綜上分析可知，小間距下游圓柱出現(xiàn)平均負(fù)阻力現(xiàn)象存在兩種不同的流場機(jī)理：串列布置時(shí)，兩個(gè)圓柱之間的回流區(qū)是負(fù)阻力產(chǎn)生的主要原因;而錯(cuò)列布置時(shí)，負(fù)阻力則與圓柱間的高速間隙流有關(guān).

2.4 ? 內(nèi)側(cè)升力的流場機(jī)理

對于小間距雙圓柱（P/D = 1.5），在小風(fēng)向角（β = 10°）錯(cuò)列布置時(shí)，下游圓柱會受到內(nèi)側(cè)升力的作用. 為了分析下游圓柱內(nèi)側(cè)升力的流場機(jī)理，圖7給出了P/D = 1.5、β = 10°時(shí)平均流場圖，圖8給出了下游圓柱表面平均摩擦系數(shù)、平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù).

首先，由圖7（c）和上文2.3節(jié)的分析可知，在下游圓柱的迎風(fēng)側(cè)θ=315°～360°附近存在高速的間隙流，這一高速間隙流會導(dǎo)致下游圓柱表面在該區(qū)域內(nèi)受到強(qiáng)負(fù)壓作用，而該負(fù)壓在橫風(fēng)向的分力會對下游圓柱的內(nèi)側(cè)升力有一定的貢獻(xiàn).

其次，從圖7（a）和圖7（b）的平均流線圖可知，在下游圓柱迎風(fēng)側(cè)下表面θ=270°～315°附近存在一個(gè)明顯的回流區(qū);由圖8可知，在該范圍兩側(cè)平均摩擦系數(shù)存在由負(fù)到正的變化，說明該回流區(qū)為分離泡，即存在分離的剪切層的再附現(xiàn)象，分離點(diǎn)S與再附點(diǎn)R位置如圖8所示;圖7（b）中分離泡所在區(qū)域表面負(fù)壓較強(qiáng)，并且由于分離泡處圓柱下側(cè)面，因而分離泡影響區(qū)的負(fù)壓在橫風(fēng)向的分力對下游圓柱的內(nèi)側(cè)升力有較大貢獻(xiàn).

再者，由圖7（c）的平均風(fēng)速和表面風(fēng)壓系數(shù)可知，下游圓柱的停滯點(diǎn)向其上表面偏移，而停滯點(diǎn)附近圓柱表面受正壓作用，因而停滯點(diǎn)附近的正壓在橫風(fēng)向的分力同樣會對內(nèi)側(cè)升力有較大貢獻(xiàn).

綜上所述，下游圓柱間隙側(cè)的高速間隙流、下游圓柱間隙側(cè)氣流的分離和再附（分離泡）、以及下游圓柱停滯點(diǎn)的偏移是下游圓柱受到內(nèi)側(cè)升力作用的3個(gè)主要原因. 值得指出的是，本文在高雷諾數(shù)下對內(nèi)側(cè)升力產(chǎn)生機(jī)理的解釋與文獻(xiàn)[11]低雷諾數(shù)下的結(jié)果不同.

2.5 ? 外側(cè)升力的流場機(jī)理

為了分析下游圓柱受外側(cè)升力的流場機(jī)理，圖9給出了P/D=3、β=20°時(shí)的平均流線圖及平均風(fēng)速比圖，圖10則給出了下游圓柱表面的平均摩擦系數(shù)、平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)圖.

由圖9（a）及圖10的平均摩擦系數(shù)可知，在下游圓柱的迎風(fēng)側(cè)下表面沒有分離剪切層的再附現(xiàn)象. 從圖9（b）可見，由于兩個(gè)圓柱距離較遠(yuǎn)，圓柱間隙中的風(fēng)速也沒有明顯的增大現(xiàn)象;但下游圓柱的風(fēng)壓停滯點(diǎn)也有明顯的偏移，因而停滯點(diǎn)周圍的正壓在橫風(fēng)向的分力會對外側(cè)升力有貢獻(xiàn).

另外，從圖10的平均風(fēng)壓系數(shù)分布曲線可見，下游圓柱的下側(cè)表面在θ=250°和θ=300°附近會出現(xiàn)兩個(gè)負(fù)壓極值點(diǎn)，其強(qiáng)度均大于其上側(cè)表面的負(fù)壓極值，這種風(fēng)壓的不對稱分布對外側(cè)升力有很大的貢獻(xiàn). 另外，由圖10的平均摩擦系數(shù)分布曲線可知，下游圓柱下側(cè)表面的分離點(diǎn)（Cf =0處）在θ=253°附近，這與單圓柱的下側(cè)分離點(diǎn)（在θ=270°附近）有很大差別. 結(jié)合瞬態(tài)渦量圖（本文未給出）可知，在上游圓柱上表面脫落的旋渦會與下游圓柱下表面的剪切層發(fā)生相互作用，這是導(dǎo)致下游圓柱下側(cè)表面出現(xiàn)兩個(gè)負(fù)壓極值以及分離點(diǎn)后移的原因.

綜上所述，下游圓柱外側(cè)升力主要與停滯點(diǎn)的偏移、下游圓柱下側(cè)表面分離點(diǎn)后移有關(guān)，而分離點(diǎn)后移則是因?yàn)樯嫌螆A柱脫落的旋渦與下游圓柱剪切層之間的相互作用導(dǎo)致的.

3 ? 結(jié) ? 論

本文在高雷諾數(shù)（Re=1.4×105）下，采用大渦模擬對錯(cuò)列雙圓柱繞流問題進(jìn)行了研究，分析了雙圓柱的氣動(dòng)性能和流場特性隨間距和風(fēng)向角的變化規(guī)律，解釋了下游圓柱出現(xiàn)平均負(fù)阻力、內(nèi)側(cè)升力和外側(cè)升力現(xiàn)象的流場機(jī)理. 主要結(jié)論如下：

1）當(dāng)P/D=1.5～2、β=0°～10°時(shí)，下游圓柱會受到平均負(fù)阻力作用. 當(dāng)兩個(gè)圓柱串列布置（β=0°）時(shí)，圓柱之間的回流區(qū)是負(fù)阻力產(chǎn)生的主要原因;而當(dāng)兩個(gè)圓柱錯(cuò)列布置時(shí)（β≠0°），負(fù)阻力則是由圓柱之間的高速間隙流造成的.

2）當(dāng)P/D=1.5～3、β=10°附近時(shí)，下游圓柱會受到顯著的平均升力（內(nèi)側(cè)升力）作用，下游圓柱間隙側(cè)的高速間隙流、下游圓柱間隙側(cè)的分離剪切層再附（分離泡）、以及下游圓柱停滯點(diǎn)的偏移是內(nèi)側(cè)升力出現(xiàn)的主要原因.

3）當(dāng)P/D=3～4、β=20°附近時(shí)，下游圓柱也會受明顯的平均升力（外側(cè)升力）作用，外側(cè)升力的出現(xiàn)與下游圓柱停滯點(diǎn)的偏移和下游圓柱下側(cè)表面分離點(diǎn)后移有關(guān)，其機(jī)理與內(nèi)側(cè)升力不同.

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