迎風面肋板對方柱流場和氣動力的影響研究

蔣 媛, 劉錦陽, 劉 銳, 回 憶

(1. 中國電建集團成都勘測設計研究院有限公司,成都 610072;2. 重慶大學 土木工程學院,重慶 400045)

方形或矩形截面高層建筑作為工程中典型的鈍體結構,其截面形狀顯著影響流動分離、剪切層和旋渦脫落,這些流場特征對于結構的氣動荷載至關重要[1]。因此,許多學者提出了基于截面形狀改進的氣動外形修正技術[2-3]。

氣動修正技術主要包括整體修正,如錐化、扭轉和開洞[4-5]等和局部角修正,如圓角和切角[6]等,其中,局部角修正技術在建筑上應用更為廣泛,因其對結構整體改變較小、施工方便等特點。大量風洞試驗證明,局部角修正能降低模型上的氣動力[6-7],圓角使模型的阻力和升力減小了約 40%和30%[8]。

為了解釋局部角修正的流場機理,一些流動可視化技術,如油流法、煙跡法、粒子圖像測速(particle image velocimetry,PIV)和數(shù)值模擬等被用來研究模型周圍的流場信息[9]。研究表明,角修正能抑制前角區(qū)域的流動分離,進一步影響了剪切層和旋渦脫落特征。圓角和倒角通過改變前緣分離點的位置,使剪切層更靠近模型側壁面,側壁面分離泡變小,進而造成尾流區(qū)變窄,背風面尾渦拉長和斯托羅哈數(shù)增大[10]。然而,切角具有不同的流場機理,來流在切角區(qū)域形成小的局部旋渦,旋渦的外邊界提供了一個光滑的虛擬表面使來流更易通過前角區(qū)域,并導致剪切層和渦脫等流場變化,從而減小氣動力[11-12]。

此外,外立面附屬物,如陽臺、豎條、水平和豎向肋板也會局部改變高層建筑的氣動外形,并降低風效應[13]。Stathopoulos等[14]發(fā)現(xiàn)陽臺能降低建筑迎風面的局部風壓。Hui等[15-16]通過大量風洞試驗系統(tǒng)的研究了水平和豎向肋板對高層建筑風壓和風荷載的影響。他們發(fā)現(xiàn)水平肋板能顯著降低明顯上的負壓極值,豎向肋板能更好的減小高層建筑的整體風荷載,橫風向脈動層風力的最大降低57.3%。Liu等[17]通過PIV試驗探究了外伸附屬物的流場機理,結果發(fā)現(xiàn)水平和豎向肋板都能使模型尾渦拉長,豎向肋板明顯減小模型周圍的脈動風速,并減小了剪切層曲率。然而,由于激光反射和模型的遮擋效應,模型近壁區(qū)的流動情況無法準確評估。因此,該研究只能定性地討論外伸肋板對模型周圍流場特征的影響。艾輝林等[18]利用大渦模擬(large eddy simulation,LES)研究了超高層建筑外立面復雜裝飾條的風荷載特性。發(fā)現(xiàn)建筑表面裝飾條的風荷載體型系數(shù)和局部脈動風壓均呈現(xiàn)凹形分布,即拐角區(qū)域數(shù)值較大,建筑平順區(qū)域相對較小。程旭[19]基于LES結果發(fā)現(xiàn)水平肋條可以影響高層建筑側風面分離渦的形成和脫落,豎向肋條能使剪切層靠近模型側壁面。

如前所述,大多數(shù)研究已經(jīng)驗證了豎向肋板能改善模型表面風壓和風荷載。然而,外伸肋板的流場修正機理仍需系統(tǒng)地研究。因此,本文使用LES進一步闡明豎向肋板的流場機理,主要探討了豎向肋板對前角流動分離、剪切層、渦脫等流場的影響,并解釋了方柱上總氣動力的變化的流場原因,最后,基于大量的模擬結果定量的研究了豎向肋板的布局優(yōu)化。

1 數(shù)值方法

1.1 控制方程

本文采用三維大渦LES湍流模型。小渦通過亞網(wǎng)格尺度(subgrid-scale streese,SGS)模型進行模擬,大渦的則通過直接求解濾波操作后的流體控制方程。不可壓縮流濾波后的N-S方程為

(1)

(2)

SGS亞格子應力張量τij通過渦黏模型計算得到

(3)

(4)

渦黏性系數(shù)νt由Smagorinsky-Lilly模型計算得到

(5)

式中:von Karman常數(shù)k=0.42;Smagorinsky常數(shù)Cs=0.1;Δ為濾波尺度。

1.2 模型信息、計算域和網(wǎng)格分辨率

方柱模型的尺寸為D×D×4D(方柱寬度D=50 mm),如圖1所示。一般數(shù)值模擬中模型展向長度LZ取值為1≤LZ/D≤6,展向長度4D在文獻中[20-21]使用最多,此長度既可以節(jié)約計算成本,也能得到準確的流場結構和風荷載,因此,本次模型的展向長度為4D。Hu等[22]發(fā)現(xiàn)迎風角的角修正比背風角更有效,因此,本次也在模型的迎風角附近布置兩個豎向肋板(見圖1)。肋板有兩個布局參數(shù),如表1所示。表1中:b為肋板到方柱邊緣的距離;d為肋板的外伸長度。肋板的厚度為0.02D。

表1 計算工況

圖1 計算模型Fig.1 Computational model

計算域的大小為30D×20D×4D,如圖2(a)所示。方柱底面中心為坐標原點,入口到原點的距離為10D。計算域寬度為20D,對應的阻塞率為5%。

圖2 計算域和網(wǎng)格布局Fig.2 Computational domain and mesh configuration

圖2(b)和圖2(c)為模型和肋板附近的網(wǎng)格。整個計算域內(nèi)使用結構化網(wǎng)格。模型近壁區(qū)域的網(wǎng)格增長率為1.06,遠離壁面區(qū)域的網(wǎng)格增長率為1.1,展向網(wǎng)格分辨率δZ/D=0.1,該分辨率滿足Tamura等提出的展向網(wǎng)格分辨率的最低要求(δZ/D≤0.1)。本次使用3種網(wǎng)格方案進行網(wǎng)格無關性驗證,如表2所示。杜曉慶等[23]檢驗了時間步長對模擬精度的影響,發(fā)現(xiàn)無量綱時間步長t*=tU0/D≤0.025時(t為模擬的時間步長),模擬結果無明顯差異,本次模擬的無量綱時間步長為0.013,小于杜曉慶等建議的時間步長。

1.3 邊界條件及求解策略

本研究主要考慮外伸板對流場結構的影響,因此,入口邊界采用均勻來流,均勻流忽略了來流風剖面的影響,及頂部自由端效應。順風向風速U0=6.4 m/s,其他兩個方向風速為0,對應的雷諾數(shù)為Re=2.2×104。出口邊界為自由流。計算域側壁為對稱邊界,頂部和底部采用周期性邊界。方柱表面是無滑移壁面邊界條件。

數(shù)值模擬使用ANSYS Fluent軟件。采用有限體積法求解不可壓縮流的控制方程。壓力-速度耦合選擇SIMPLEC算法。動量離散采用有界中心差分格式,時間離散采用二階隱式格式。迭代計算的收斂殘差設置為1×10-5。模擬時長約為40個渦脫周期。

表2 網(wǎng)格信息

1.4 氣動力定義和結果驗證

無量綱壓力系數(shù)Cp、阻力系數(shù)Cd和升力系數(shù)Cl定義為

(6)

(7)

(8)

式中:p為方柱表面壓力;p∞為參考壓力;ρ為空氣密度;Fd,Fl分別為總阻力和總升力;LZ為方柱展向長度。

圖3 方柱壓力和速度分布及驗證Fig.3 Comparison of pressure and velocity distributions with the previous studies

表3驗證了全局參數(shù)結果,包括氣動力、斯特勞哈爾數(shù)(St=fD/U0,f為渦脫頻率)、尾流形成長度(Lf)等。結果表明,盡管模擬和試驗條件相似,但不同研究的結果差異明顯。本次的LES結果在合理的范圍內(nèi),表明模擬結果是可靠的。

表3 參考方柱LES結果及驗證

2 外伸長度的影響

2.1 平均流場結構

圖4展示了外伸長度d對模型周圍平均流場的影響,肋板的位置b/D=0.10?？梢钥闯?來流先從肋板的前緣分離,再在模型迎風角區(qū)域形成小的局部旋渦。不同外伸長度的肋板對分離剪切層、局部旋渦形狀和平均流動結構產(chǎn)生不同的影響。由圖4(b)可知,當肋板較短時(d/D≤0.06),前角旋渦呈扁平狀,分離流會再附到迎風面。此時外伸板對平均流場影響較小(見圖4(a)),可以看到尾渦被略微拉長。當肋板長度增大時(0.060

圖4 不同肋板長度下模型周圍平均流線(b/D=0.10)Fig.4 Mean streamlines around cylinders with different d at b/D=0.10

由圖4(c)～圖4(d)可知,當d進一步增加(0.1050.12時,如圖4(e)所示,迎風角的局部旋渦變得更復雜,由一個分離泡和一個次級渦組成,同時剪切層遠離模型邊緣,側壁面上的再附點隨著d的增大先向上、后向下風向移動。

圖5用尾渦形成長度Lf進一步量化分析肋板長度d對尾渦尺寸的影響,Lf表示為從橫截面中心到尾部駐點的水平距離,見圖4(a)。由圖5可以看出,參考方柱Lf最小。當肋板較短時Lf略微增大(d/D≤0.06)。當0.060.12),Lf先增大后減小。

圖5 不同外伸長度下模型的尾渦形成長度LfFig.5 Wake formation length Lf of cylinders with different d

由上述平均流場結果可知,不同外伸長度d的肋板模型周圍流場呈現(xiàn)3種典型的流動模式:即完全分離流(Ⅰ型,00.12)。Ⅰ～Ⅲ分別為3種流動模式。這3種典型的流動模式也出現(xiàn)在具有不同長寬比的矩形柱周圍流場中[30]。

2.2 風壓、風荷載和渦脫特征

圖6 模型表面風壓分布(b/D=0.10)Fig.6 Wind pressure distribution on cylinder surfaces for b/D=0.10

圖7 外伸長度對氣動力和斯特勞哈爾數(shù)的影響Fig.7 Effect of extension depth d on aerodynamic forces and Strouhal number

圖7(c)為模型的斯特勞哈爾數(shù)(St)與外伸長度的關系圖。由圖7(c)可知,豎向肋板會顯著改變模型的渦脫頻率,St為d的函數(shù)。圖7(c)中,St在d/D=0.105和 0.120時突然下降和上升,這兩個值是本研究中的3種流動模式類型的分界點,表明流動模式的變化導致了St的突然變化。在Ⅰ型流動中,隨著肋板長度的增加,St從0.126開始逐漸增加。然而,在Ⅱ型流動中,當d/D=0.120時,St下降至0.110。在Ⅲ型流動中,剪切層的穩(wěn)定再附使St躍升到較大的值。當d/D=0.160時,St最大達到0.210。

3 肋板的布局優(yōu)化

圖8 位置參數(shù)b對氣動力的影響Fig.8 Effect of location parameter b on aerodynamic forces

表4 最優(yōu)布局參數(shù)和最優(yōu)氣動力

圖9 模型周圍平均流線(d/D=0.12)Fig.9 Mean streamlines around cylinders of d/D=0.12

4 結 論

為闡明豎向肋板的作用機理,在雷諾數(shù)Re=2.2×104時,采用LES方法研究迎風面肋板對方柱流場和氣動力的影響。通過大量模擬分析了流場信息、風壓分布和氣動荷載。得出以下結論。

(1) 外伸豎板的存在使模型前角區(qū)域產(chǎn)生了局部旋渦,該旋渦明顯影響模型周圍的流場結構。不同外伸長度d的肋板模型周圍流場呈現(xiàn)3種典型的流動模式:即完全分離流(00.12)。前角區(qū)域的局部旋渦也有3種形式:即扁平狀渦、規(guī)則渦和分離泡加次級渦結構。

(2) 流動模式也影響模型表面的壓力分布。在Ⅰ型流動中,雖然,帶板模型的壓力分布與參考方柱的壓力分布基本一致,但隨著d的增加,側壁面和背風面風壓的減小趨勢逐漸顯著。在Ⅱ型流動中,剪切層的周期性再附,使側壁面后緣附近觀察到壓力恢復現(xiàn)象。這種壓力恢復在Ⅲ型模式中更加明顯。同時,剪切層的穩(wěn)定再附導致側壁面的脈動風壓出現(xiàn)了局部峰值。