大型煤氣柜風(fēng)荷載的風(fēng)洞試驗(yàn)及數(shù)值模擬

張冬兵,梁樞果,陳 寅,李茂新

(1.武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,武漢 430072;2.中南電力設(shè)計(jì)院,武漢 430071;3.中冶南方工程技術(shù)有限公司,武漢 430223)

0 引 言

大型煤氣柜屬于特殊工業(yè)鋼結(jié)構(gòu),設(shè)計(jì)時(shí)不但需要滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求,而且需要限制結(jié)構(gòu)變形滿足工藝方面的要求,其中風(fēng)荷載為控制因素[1]。大型煤氣柜的主體為圓柱形,由于截面直徑大,在風(fēng)荷載作用下煤氣柜筒體會(huì)產(chǎn)生變形,而中國(guó)規(guī)范[2-4]中圓截面結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載確定方法并不能涵蓋該類結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載計(jì)算,應(yīng)進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)確定風(fēng)荷載。鄭史雄[1]通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了有周邊建筑影響的大型煤氣柜的表面風(fēng)壓并且風(fēng)振系數(shù)考慮了活塞運(yùn)行位置的影響,但沒有涉及雷諾數(shù)效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響;《工業(yè)循環(huán)水冷卻設(shè)計(jì)規(guī)范》、《火力發(fā)電廠水工設(shè)計(jì)規(guī)范》[2-3]根據(jù)北大雷諾數(shù)修正的風(fēng)洞試驗(yàn)和西安熱工所現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)推薦了雙曲型圓截面冷卻塔風(fēng)荷載計(jì)算公式;趙林[5-6]、A.Zasso[7]等采用增加表面粗糙度的實(shí)驗(yàn)手段,獲得了在低雷諾數(shù)條件下模擬高雷諾數(shù)流態(tài)特性的風(fēng)洞試驗(yàn)條件。PietroCatalano[8]等人采用CFD方法研究了圓柱壓力分布隨雷諾數(shù)變化的規(guī)律。筆者采用風(fēng)洞試驗(yàn)及數(shù)值模擬對(duì)煤氣柜表面風(fēng)荷載進(jìn)行了研究,風(fēng)洞試驗(yàn)中用表面粗糙度控制雷諾數(shù)效應(yīng)的影響;數(shù)值模擬采用RNG k-ε湍流模型進(jìn)行了實(shí)體結(jié)構(gòu)和風(fēng)洞試驗(yàn)尺寸下的相應(yīng)計(jì)算,最后對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)、模擬結(jié)果及相關(guān)規(guī)范條文[2-4]進(jìn)行了對(duì)比和分析。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 風(fēng)場(chǎng)模擬及試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在廣東省建筑科學(xué)研究院CGB-1建筑風(fēng)洞中進(jìn)行。該風(fēng)洞為串聯(lián)雙試驗(yàn)段單回流式大氣邊界層風(fēng)洞,大試驗(yàn)段長(zhǎng)10m,寬3m,高2m,最大風(fēng)速為18m/s,其工作轉(zhuǎn)盤直徑為2.5m,采用檔板、尖塔、粗糙元裝置模擬B類地貌,在模型放置中心測(cè)得的風(fēng)速剖面和湍流度剖面如圖1所示。

圖1 平均風(fēng)速和湍流度剖面Fig.1 Mean velocity and turbulence intensity profile

為了測(cè)量風(fēng)洞試驗(yàn)參考高度處風(fēng)速,在模型左前方處安裝了風(fēng)速管,其安裝高度為0.6m,與模型測(cè)壓同步測(cè)量此處的風(fēng)速。該試驗(yàn)采用DSM3200電子掃描閥測(cè)壓系統(tǒng)依次對(duì)所有測(cè)壓點(diǎn)的壓力信號(hào)進(jìn)行掃描。脈動(dòng)壓力的采樣時(shí)間為13.1s,每個(gè)測(cè)點(diǎn)的采樣頻率為313Hz,試驗(yàn)風(fēng)速為8.02m/s。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图袄字Z數(shù)效應(yīng)控制

研究的煤氣柜柜體為圓柱形,頂部為球面頂蓋,直徑為58.5m,柜體高97.2m,高度與直徑之比為1.66,柜頂球面矢高為6.3m,球面頂部中心處有一直徑為10m的圓柱形氣樓,在柜體表面環(huán)向等距分布有子午向通長(zhǎng)的32根工字鋼立柱,其型號(hào)為H440×300×11×18,同時(shí)設(shè)置了環(huán)向走道及斜梯。煤氣柜測(cè)壓模型由有機(jī)玻璃制成并精細(xì)地模擬了表面細(xì)節(jié)形狀及設(shè)施,幾何縮尺比為1∶150,模型表面共布置370個(gè)測(cè)壓點(diǎn),其中柜體立面布置了240個(gè)測(cè)點(diǎn),柜頂布置了130個(gè)測(cè)點(diǎn),風(fēng)洞中模型如圖2所示。

圖2 風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.2 Model in wind tunnel test

煤氣柜結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)風(fēng)速下雷諾數(shù)范圍為9.8×107～1.4×108,風(fēng)洞試驗(yàn)雷諾數(shù)大約為2.0×105,對(duì)于類圓截面結(jié)構(gòu),雷諾數(shù)效應(yīng)是不容忽視的,采用改變模型表面粗糙度和來流湍流度等實(shí)驗(yàn)手段,可以在較低雷諾數(shù)的條件下可靠地模擬高雷諾數(shù)流態(tài)特性[6],已有的粗糙度處理經(jīng)驗(yàn)?zāi)芸刂茖?shí)驗(yàn)中雷諾數(shù)效應(yīng)的影響,合理地模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓分布。柜頂表面采用打磨的方式進(jìn)行毛面處理,并沿圓周有工字鋼處徑向粘貼了1cm寬的紙帶來控制實(shí)驗(yàn)中雷諾數(shù)效應(yīng)對(duì)柜頂表面風(fēng)壓的影響。文獻(xiàn)[6,9]采用表面貼絲線對(duì)圓柱雷諾數(shù)效應(yīng)的研究表明,當(dāng)表面相對(duì)粗糙度大于5.1×10-3時(shí)流動(dòng)狀態(tài)將獨(dú)立于雷諾數(shù)的變化。實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ捅砻婀ぷ中弯撚?mm×2mm矩形立柱代替,相對(duì)煤氣柜的直徑為7.7×10-3,同時(shí)對(duì)立柱之間的結(jié)構(gòu)表面進(jìn)行毛面處理。

1.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

為了方便與工程應(yīng)用的風(fēng)荷載參數(shù)對(duì)比,風(fēng)洞試驗(yàn)中各測(cè)點(diǎn)平均風(fēng)壓系數(shù)(體型系數(shù))計(jì)算公式為：

式中：pi為測(cè)點(diǎn)i的平均風(fēng)壓值;ρ為空氣密度;vi為測(cè)點(diǎn)i所在高度處來流風(fēng)速;當(dāng)式(1)中pi為測(cè)點(diǎn)i的均方根風(fēng)壓值時(shí),即可得到均方根脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)。

由煤氣柜表面每層同步測(cè)壓點(diǎn)得到的阻力(順風(fēng)向)系數(shù)和升力(橫風(fēng)向)系數(shù)積分公式為：

式中：Ai為第i測(cè)點(diǎn)壓力覆蓋面積;θi為第i測(cè)點(diǎn)壓力與順風(fēng)軸向夾角。

1.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

以往文獻(xiàn)很少對(duì)具有分布肋的大型圓截面結(jié)構(gòu)風(fēng)荷載進(jìn)行系統(tǒng)研究[1],所以只能選取類圓截面斷面形式表面風(fēng)荷載的研究成果作對(duì)比。研究該結(jié)構(gòu)風(fēng)洞試驗(yàn)表面壓力分布時(shí),選用幾個(gè)典型斷面平均風(fēng)壓系數(shù)的平均值與規(guī)范中的圓截面結(jié)構(gòu)體型系數(shù)進(jìn)行了對(duì)比,結(jié)果如圖3所示(圖中‘有肋'、‘無肋'代表《火力發(fā)電廠水工設(shè)計(jì)規(guī)范》[3](簡(jiǎn)稱水工規(guī)范)中基于北大試驗(yàn)經(jīng)過雷諾數(shù)修正的有、無肋雙曲面冷卻塔平均風(fēng)壓系數(shù)、‘西熱'表示基于西安熱工所實(shí)測(cè)資料的雙曲面冷卻塔平均風(fēng)壓系數(shù)[2],‘規(guī)范'表示荷載規(guī)范[4]中的圓截面結(jié)構(gòu)體型系數(shù));試驗(yàn)中各斷面的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)[11]如圖 4所示(圖中 H11表示高度為11m的斷面)。

圖3 平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.3 Mean wind-pressure coefficient

圖4 均方根脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)Fig.4 RMS fluctuating wind-pressure coefficient

圖3中所有規(guī)范中的體型系數(shù),零值系數(shù)角度(θ0)在 30°～ 40°之間 ,尾流壓力系數(shù)為 -0.41;荷載規(guī)范中,最小壓力點(diǎn)(θ1)出現(xiàn)在 90°,尾流分離點(diǎn)(θb)出現(xiàn)在120°;水工規(guī)范推薦的3種(有肋、無肋、西熱)體型系數(shù)中,θ1為70°～80°,基于北大實(shí)驗(yàn)的有、無肋體型系數(shù)的θb值在 100°～110°之間,基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的西熱體型系數(shù)中θb在120°附近;試驗(yàn)結(jié)果中θ0在45°附近 ,θ1在 60°附近,θb在 75°～ 105°之間,尾流壓力系數(shù)為-0.45。由于模型表面立柱的影響,通過與規(guī)范的比較,體型系數(shù)符合表面粗糙度造成的壓力分布規(guī)律：來流分離區(qū)推后(θ0增大),最小壓力位置提前,并且數(shù)值減小20%(與水工規(guī)范有肋時(shí)最小體型系數(shù)相比較),而尾流分離區(qū)提前;說明結(jié)構(gòu)表面立柱使壁面附近產(chǎn)生更多湍流序列從而強(qiáng)烈地影響了表面壓力分布,其明顯有別于模擬高雷諾數(shù)流態(tài)時(shí)改變結(jié)構(gòu)表面粗糙度的實(shí)驗(yàn)手段。

圖4中脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)在60°處,75°～120°之間均出現(xiàn)變化點(diǎn),和前述平均風(fēng)壓分布表現(xiàn)出的來流和尾流分離特征基本一致,但尾流分離區(qū)的脈動(dòng)風(fēng)壓分布表現(xiàn)更為離散;圖中在15°處出現(xiàn)的變化點(diǎn),認(rèn)為是由立柱造成的繞流所引起。圖中各斷面的均方根脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)改變量隨斷面高度的湍流度減小而增大,為了更清楚表示來流中湍流度的作用而引入湍流影響系數(shù)：

式中,ΔσI表示斷面I上脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)改變量,mσI表示斷面I上脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)的平均值;影響系數(shù)越小表示結(jié)構(gòu)表面脈動(dòng)壓力離散程度越小。各斷面的湍流度及湍流影響系數(shù)如表1所示。

表1 湍流影響系數(shù)Table 1 Influence factor of turbulent intensity

通過同步測(cè)點(diǎn)壓力時(shí)程數(shù)據(jù)可以得到各斷面的阻力和升力時(shí)程。對(duì)各風(fēng)向角下各層的阻力和升力系數(shù)逐一進(jìn)行譜分析,均表現(xiàn)出寬帶譜的頻譜特性,選出了具有代表性的功率譜函數(shù)如圖5所示。采用試驗(yàn)手段模擬高雷諾數(shù)時(shí)的流場(chǎng),要考慮結(jié)構(gòu)表面壓力分布、阻力及升力系數(shù)和斯脫羅哈數(shù)(St數(shù))等風(fēng)荷載的特性參數(shù)。當(dāng)雷諾數(shù)Re＞3.5×106,類圓柱結(jié)構(gòu)尾流渦脫中湍流成份加大,但仍出現(xiàn)周期性的渦脫,結(jié)構(gòu)表面的壓力也會(huì)同時(shí)呈周期性變化,采用積分方式得到的阻力、升力系數(shù)的頻域分析可以有效確定渦脫的卓越頻率[5,10],當(dāng)在實(shí)驗(yàn)中模擬高雷諾數(shù)的流場(chǎng)特性時(shí),也會(huì)出現(xiàn)相應(yīng)的渦脫頻率[9],而實(shí)驗(yàn)中的升、阻力系數(shù)譜均表現(xiàn)出寬帶特性,說明結(jié)構(gòu)表面立柱產(chǎn)生的特征湍流強(qiáng)烈影響到了整個(gè)流場(chǎng)的流態(tài),采用柜體直徑為特征尺寸計(jì)算的雷諾數(shù)數(shù)值并不能合理地表征實(shí)際的流體流態(tài)。

2 CFD數(shù)值模擬

2.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

使用CFD商業(yè)軟件Fluent6.3進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,采用了實(shí)體和風(fēng)洞試驗(yàn)兩種尺寸下的數(shù)值模型,并設(shè)置了合理的計(jì)算流域。考慮計(jì)算精度和資源的要求,使用混合網(wǎng)格策略,對(duì)結(jié)構(gòu)表面及附近網(wǎng)格進(jìn)行了加密,網(wǎng)格大小由內(nèi)向外按比例遞增同時(shí)限制最大網(wǎng)格長(zhǎng)度,其中實(shí)體模型的網(wǎng)格劃分如圖6所示。在高雷諾數(shù)的數(shù)值模擬中,結(jié)構(gòu)表面y+值一般較難保證在限定的范圍之內(nèi),因此對(duì)結(jié)構(gòu)表面附近的網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)化并局部加密來滿足限值的要求。

圖5 升力、阻力系數(shù)譜Fig.5 PSD of lift and drag coefficient

圖6 計(jì)算域網(wǎng)格示意圖Fig.6 Sketch map of mesh scheme

2.2 邊界條件的設(shè)定及壁面處理

入流面采用速度入口模擬B類大氣邊界層風(fēng)剖面,平均風(fēng)速(v)剖面按地貌指數(shù)α=0.16確定,湍流參數(shù)采用湍動(dòng)能k和湍動(dòng)耗散率ε組合輸入,k=0.5(vI)2;ε=0.093/4k3/2/l;其中湍流強(qiáng)度I和湍流積分尺度l參考日本規(guī)范并結(jié)合風(fēng)洞數(shù)據(jù)擬合修正得到。入流面參數(shù)均采用Fluent提供的UDF(用戶自定義函數(shù))功能來實(shí)現(xiàn);出流面采用壓力出流邊界條件;流域頂部及兩側(cè)采用自由滑移壁面條件;結(jié)構(gòu)表面及地面采用無滑移的壁面條件,由于近壁區(qū)湍流發(fā)展不充分,選用非平衡壁函數(shù)對(duì)壁面進(jìn)行處理。

2.3 其 它

湍流模型采用RNG k-ε模型,對(duì)流項(xiàng)的離散格式采用二階迎風(fēng)格式,壓力-速度耦合方程的解法采用SIMPLE算法[12]。

3 數(shù)值模擬結(jié)果

實(shí)際結(jié)構(gòu)和風(fēng)洞試驗(yàn)計(jì)算雷諾數(shù)分別約為1.0×108,2×105,兩種工況數(shù)值計(jì)算的平均風(fēng)壓系數(shù)(體型系數(shù))在圖7分別表示為Re8,Re5。圖中對(duì)比了同一風(fēng)向角下各斷面數(shù)值模擬、風(fēng)洞試驗(yàn)的平均風(fēng)壓系數(shù),圖中為柜體表面不同高度同一方位角上點(diǎn)的平均風(fēng)壓系數(shù);從圖中曲線Re8看出,在來流分離點(diǎn)前數(shù)據(jù)穩(wěn)定并與試驗(yàn)值一致;最小壓力值位置與試驗(yàn)值相位角相差約10°,但數(shù)值較為一致,可以認(rèn)為表面立柱對(duì)風(fēng)壓分布的影響所致;尾流分離區(qū)位置與試驗(yàn)值一致;尾流壓力系數(shù)值與試驗(yàn)值相差不足10%。從圖中工況Re5看出,最小壓力值在圖中并不突出而且較試驗(yàn)值小近30%;尾流壓力系數(shù)值比試驗(yàn)值約低10%。通過分析認(rèn)為：實(shí)體結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬能準(zhǔn)確得到結(jié)構(gòu)表面來流分離點(diǎn)前及尾流分離后的平均風(fēng)壓數(shù)值,平均風(fēng)壓的分布特征也能準(zhǔn)確地表征,但在分離區(qū)內(nèi)的風(fēng)壓數(shù)值與試驗(yàn)值還有一定的差異;由于結(jié)構(gòu)表面工字鋼立柱和湍流度對(duì)流場(chǎng)的影響,不同量級(jí)雷諾數(shù)的數(shù)值模擬的平均風(fēng)壓系數(shù)在分離區(qū)有一定差別,但在來流面及尾流區(qū)的數(shù)值相差不足10%。

圖7 平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.7 Mean wind-pressure coefficient

柜體中間高度處平面的流線如圖8所示,圖中尾流旋渦在柜體兩側(cè)均為不對(duì)稱分布,尾流區(qū)鄰近柜體處流線平緩并沒有旋渦中心出現(xiàn);工況Re8中離柜體較遠(yuǎn)處可以看到明顯三維繞流的影響,而且旋渦分布更顯復(fù)雜;不同量級(jí)雷諾數(shù)下模擬的流場(chǎng)分布存在差別,這是否是引起柜體分離區(qū)平均風(fēng)壓分布差別的原因還有待于相應(yīng)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果及試驗(yàn)中雷諾數(shù)效應(yīng)控制方式的驗(yàn)證。

實(shí)際結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬的流跡顯示如圖9所示,圖中繞柜體的流動(dòng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜,可以看到氣流的沖撞、分離、渦旋和回流等流相。繞柜體上方的流線向下卷起渦旋,柜體中央來流的流線受表面立柱影響產(chǎn)生渦旋,并在柜體背后豎向的渦旋交織在一起,因此柜體流場(chǎng)自來流分離區(qū)開始就高度紊亂,而且經(jīng)由立柱產(chǎn)生的復(fù)雜繞流影響了整個(gè)流場(chǎng)的流動(dòng)特性。

圖8 流線分布圖Fig.8 Streamlines of mean velocity distributions

圖9 局部流線圖Fig.9 Local map of path lines

4 結(jié) 論

(1)結(jié)構(gòu)表面分布的立柱對(duì)來流分離、尾流分離位置及分離區(qū)的最小風(fēng)壓值影響較大;由于結(jié)構(gòu)表面立柱的影響,結(jié)構(gòu)斷面的升、阻力系數(shù)譜表現(xiàn)出明顯的寬帶頻譜特征;來流中湍流度會(huì)影響結(jié)構(gòu)表面風(fēng)壓分布;

(2)采用雷諾平均的RNG k-ε湍流模型基本上能準(zhǔn)確地模擬結(jié)構(gòu)平均風(fēng)壓分布,在高雷諾數(shù)下煤氣柜表面工字鋼立柱附近及分離區(qū)的風(fēng)壓計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值還有一定的差別,但可以與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果一起對(duì)工程設(shè)計(jì)的風(fēng)荷載提供參考;數(shù)值模擬能直觀地顯示流場(chǎng),可以幫助人們了解結(jié)構(gòu)繞流場(chǎng)復(fù)雜的流動(dòng)特征;

(3)不同量級(jí)雷諾數(shù)下數(shù)值計(jì)算能反映雷諾數(shù)效應(yīng)的影響,但同風(fēng)洞試驗(yàn)中控制雷諾數(shù)效應(yīng)的試驗(yàn)手段都需要相應(yīng)結(jié)構(gòu)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)做檢驗(yàn)和修正。

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