導流型防風網的力學特性分析

陳光輝，白學花，李建隆

（青島科技大學化工學院，山東 青島 266042）

引 言

隨著中國城市化進程的加快及城市周邊生態環境的惡化，揚塵已成為城市顆粒物污染的最重要來源[1-2]。防風網抑塵工程技術是治理露天堆料場風致揚塵的有效措施，優于傳統的灑水、噴結殼固凝劑及織物覆蓋等，在達到同等條件的環境指標時比封閉倉儲經濟，且一次投資、長期受益、維修管理費用低[3]。

前期，防風網的研究大多集中在防風網的抑塵機理方面[4-8]，對防風網的結構穩定性、強度和安全性分析的文獻報道較少。1994年，天津市某煤炭倉儲場小型碟型防風網工程，因為前期對防風網及支撐結構的受力和結構穩定性的研究分析不足，致使網板最后在風和低溫作用下被撕裂脫落，工程沒有達到預期效果[3]。

自此，中國許多學者開始就防風網支撐鋼構件在風荷載下的力學響應及風振疲勞方面進行了分析研究[9]。秦皇島港建設了全國最大煤堆場防風網工程，洪寧寧等[10]、劉現鵬等[11]、張亞青等[12]諸多研究者以秦皇島港防風網工程為研究對象，針對防風網結構風振響應和防風網結構動力特性等進行了分析討論。段振亞等[9]對直立平行式與直立斜支撐式兩種類型的鋼構架，進行了相應的力學特性分析。孫熙平等[13]對防風網的抗振疲勞特性進行了研究。

綜上所述，國內防風網的結構穩定性研究，大多集中于傳統單一形式的網板分析，對于不同形式的網板缺乏對比性的研究。李建隆等[14-19]研發出一種新型導流型防風網，在常規平板型防風網網孔上增設導流翅片，減小了來流風直接沖擊料堆迎風面的作用力，來流風速為10 m·s-1時，網后最低風速可降至2 m·s-1[20]。但還缺乏對此新型防風網的力學特性研究。本文基于流場變化對網板荷載的直接影響，利用CFD系列Fluent模擬軟件，針對導流型、傳統圓孔平板型和方孔平板型3種網板形式進行了模擬比較。基于流場特性分析網板的受力與結構穩定性，期望在防風網支撐結構的設計優化、工程投資成本的節約與工程裝置的安全運行等方面提供實質性的幫助[9]。

1 數值模擬

1.1 物理模型

模擬用3D模型如圖1所示，流場設為長2000 mm、寬300 mm、高600 mm的長方體空間；防風網為厚2 mm、寬300 mm、高100mm、開孔率30%的多孔薄板；垛堆的橫截面設為傾斜角45°、下底邊長130 mm、上底邊長30 mm、高50 mm的等腰梯形四棱柱。網板距入口4倍堆高，網高為2倍堆高，網堆距為4倍堆高。模擬用開孔率相同的傳統方孔、圓孔平板網和導流型防風網進行對比。圖2為3種網板模型，其中（c）為導流型防風網板，根據文獻[20-21]，導流翅片采用最優排布形式，傾斜角度從上到下依次為α=60°，65°，70°，75°，80°，85°。各種網板布孔時孔總個數與單孔面積都設為近似相等。

圖1 計算區域及幾何模型示意圖 Fig.1 Sketch map of computational domain and geometric model

圖2 3種防風網板幾何模型 Fig.2 Model of porous fence with different porosities

圖3 模擬計算區域網格示意圖 Fig.3 Meshed geometry of computational domain

1.2 計算網格劃分

網格劃分是進行數值計算的前提，其質量的好壞直接影響到計算結果的精度[20]。防風網模型厚 度小，且有翅片，所以采用分區劃分網格的方式，對網板區域加密處理；考慮到計算機模擬計算的能力，對左右兩側墻面采取鏡像手段，盡量接近自然無邊界情況。生成的網格效果如圖3所示。網格總數為575983，最大扭曲度0.8＜0.85，最大長徑比3.37＜5。

1.3 邊界條件

（1）入口邊界條件：入口假設為常溫常壓下的空氣，并認為湍流已充分發展，入口氣流速度為沿截面法向速度[20,22]。

（2）出口邊界條件：采用壓力出口邊界，有利于解決出口回流收斂困難的問題，壓力設置P表壓=0。

（3）固壁面邊界條件：采用無滑移邊界[22]。

1.4 基本假設

（1）風荷載均勻分布于整個板面。

（2）界面無滑移。

（3）流體流動視為穩態流動，忽略流動中各參數隨時間的變化。

（4）氣流為干燥均質氣體，不考慮相變、氣液交換和太陽輻射的影響[23]。將空氣看作黏性不可壓縮流體，且黏度μ=1.789×10-5kg·m-1·s-1，密度ρ=1.225 kg·m-3。

1.5 數學模型

（1）離散格式采用計算精度高、穩定性好的二階迎風格式，SIMPLE算法處理壓力-速度耦合關系，壓力差補格式采用默認的Standard格式。

（2）采用Standard（標準）k-ε湍流模型[20-21],其控制方程包括湍動能k和湍動耗散率ε輸運方程 方程。

2 力學特性分析

模擬過程中，根據材料力學小變形假定，忽略網板形變和自身重力。作用在網板上的外力包括風荷載施加的作用力和支撐結構提供的約束力，二者構成網板平衡力系。

圖4所示分別為來流風通過導流型防風網和圓孔平板型的網板時形成的氣流速度矢量圖，導流翅片的存在使得氣流具有上升優勢，降低對料堆面的沖擊。根據氣流運動的速度矢量圖確定網板的受力如圖5所示。風荷載轉化為均布力f作用于網板，將單位面積網板風荷載定義為等效集中力F；通過CFD模擬得到力F的等效作用位置，定義為A點；將網板底部與地面接觸點視為固定端，定義為矩心O；A點到O點的距離定義為力臂h；H定義為網板高度。

圖4 氣流通過網板的速度矢量圖 Fig.4 Velocity vector when airflow through porous fence

圖5 網板受力簡圖 Fig.5 Map of force analysis of porous fence

3 結果分析與討論

模擬不同來流風速（3，5，8，10，13，15 m·s-1）下3種開孔網板（方孔板、圓孔板、導流型）受風荷載作用情況。

3.1 不同防風網板的受力分析

圖6給出了由于速度流場分布不均勻而對3種開孔形式網板產生的受力F隨風速的變化。由圖可以看出，F隨著風速不斷加大呈現二次方性增長。風速由最初的3 m·s-1增加到15 m·s-1過程中，方孔板、圓孔板和導流型受力分別由12.5、14.9、13.6 N·m-2增加到281.6、298.4、298.4 N·m-2，增長約20倍。在風速為5～10 m·s-1時，導流型板的等效集中力F一直處于最低水平，且方孔板與導流型的曲線接近；隨著風速增加到11 m·s-1之 后，導流型板的受力曲線開始攀升，與圓孔板的接近，方孔板的最低；當風速達到13 m·s-1以后，導流型的受力增加大過其他板。整體來說在不同來流風速下方孔板的受力比圓孔板的受力略低，兩孔板受力隨來流風速的增加趨勢一致。

圖6 受力曲線圖 Fig.6 Graph of force analysis

3.2 防風網力臂分析

圖7為不同開孔網板的力臂與固定網高之比隨風速變化。由圖可以看出，3種網板受集中力F作用的位置A點都在網板的幾何中心上方，且隨著風速加大，力臂都在慢慢變短。圓孔板的變化趨勢最明顯，導流型的變化相對較緩慢。導流型的A點位置一直高于其他兩種板，而圓孔板的最低，最接近網板幾何中心；方孔板介于二者之間。在風速為8 m·s-1和10 m·s-1時，方孔板、圓孔板和導流型力臂與網高之比分別為0.507，0.506，0.512和0.506，0.504，0.511，三者懸差達到最大，導流型的A點位置高出圓孔板1.28%，高出方孔板1.06%，導流型板與傳統網板的風荷載作用位置基本一致，沒有明顯偏差，導流型防風網在提高防風抑塵性能的同時，結構穩定性與常規防風網相比差別不大。

3.3 網板阻力的來源

防風網對風的阻礙作用，直接降低風的動能，使得網板與風之間產生復雜作用力。研究網板阻力的來源，不僅對分析防風網支撐結構及自身穩定性有意義，對防風網的擋風機理也有直接的指導意義。

圖7 力臂曲線圖 Fig.7 Graph of moment arm

3.3.1 網板摩擦曳力 圖8為3種網板在15 m·s-1來流風速下Z=150 mm位置處的x-y平面局部放大速度矢量圖。氣流穿過板孔后，由于通道截面的突然擴大，急速流過的氣流發生邊界層分離，使部分高速氣流匯入網板背面未開孔部分形成的負壓區，形成旋渦。其中，由渦底部流入高速氣流而形成的旋渦，稱為上卷旋渦；當旋渦是由上部高速氣流急速流入而形成，則稱為下卷旋渦。渦的旋轉以及不同運動方向的渦相遇產生摩擦要消耗大量的來流能量，所以在貼近網板的背風面對網板存在較強的雷諾應力。穿過方孔板和圓孔板的氣流直接朝向后方運動，形成的旋渦雜亂無序，而穿過導流板的氣流容易形成規律的旋渦。

湍流動能越大說明流動狀況隨時間變化越不穩定。分析15 m·s-1來流風速條件下導流型網后不同距離處湍流動能等值線（圖9）可知，導流型網后距離網板X/H=0.03，X/H=0.1，X/H=0.2，X/H=0.4位置處存在一定程度的湍流，且隨著距離加大湍流動能會慢慢減弱。在遠離網板的過程中，強有力的小旋渦在主流風作用下，逐漸擴散成湍流 動能很微弱的大尺度渦，并且旋渦在后續運動過程中受到空氣黏性阻尼影響，湍動能被逐漸耗散。湍動能的快速耗散可有效減少對網后料堆表面顆粒的作用力，大大降低顆粒起動；湍動能的快速耗散還可降低網后流場的高頻脈動對網板的作用力。

圖8 Z=150mm處x-y平面速度矢量局部放大圖 Fig.8 Distribution of velocity vector at x-ysurface in Z=150 mm

從圖9中導流型網板后距離網板X/H=0.03處湍流動能等值線圖可以看出，在近網處y-z平面上湍流旋渦是均勻有序的，在網板高度范圍內，隨著高度的上升，氣流湍動能是不斷增加的，其對應的拖曳旋渦對網板的吸引作用也增大。圖10為模擬15 m·s-1風速時，3種開孔形式的防風網在橫截面X/H=0.4處的湍流動能等值線圖，從圖可以看出導流型板的湍動能僅為7.4 m2·s-2左右，遠低于方孔板的14.4～17.3 m2·s-2和圓孔板的13.9～16.67 m2·s-2，從湍動能耗散來看導流型板比方孔板及圓孔板更有利于抑制顆粒起動、降低高頻脈動對網板的作用力。

3.3.2 網板形體曳力 圖11為網板近壁面等壓線圖，在15 m·s-1來流風速下，方孔板（a）的前后壓差最大為494.1 Pa，圓孔板（b）的前后壓差最大為546.4 Pa，導流型（c）的前后壓差最大為512 Pa。該壓差帶給防風網最大形體曳力，且導流型前后壓差方面明顯優于圓孔板。該負壓區是網板受力的另一重要來源。

3種開孔形式中圓孔板受風荷載作用最大，一是因為圓孔板網后旋渦較導流型的旋渦更加無序雜亂，如圖8所示，當上卷旋渦與下卷旋渦相遇后，由于相反的旋轉方向，以及產生的摩擦，會使能量消耗更大，且圓孔板網后較其他兩板存在更大的拖曳旋渦，旋渦波及范圍也更大；二是因為圓孔板網后形成的負壓區的壓力最低，所以圓孔板近壁面的前后壓差大于另外兩種開孔板，如圖11所示。由圖6受力曲線圖可以明顯看出，導流型防風網在5～10 m·s-1風速時，導流型板的集中力F一直處于最低水平，是因為在導流翅片的隔離作用下，方孔板近壁面前后壓力差稍大于導流型板，且從湍動能等值線圖10中可以看出，導流型后的湍流曳渦的尺度更小，所以導流型的受力比方孔板的稍低。當風速達 到13 m·s-1以后，導流型的受力增加大過其他板，原因是風速增大翅片上的受力明顯增加，其低拖曳渦的優勢被抵消了，此時，導流型孔板較方孔無翅片板的風荷載略大，與圓孔板所受風荷載基本一樣。

圖11 網板近壁面壓力等值線圖 Fig.11 Pressure contour line near porous fence/Pa

4 結 論

研究網板阻力的來源，不僅對分析防風網支撐結構及自身穩定性有意義，對防風網的擋風機理也有直接的指導意義。本文應用CFD模擬軟件Fluent對不同開孔型式的防風網進行了力學特性分析。由數值模擬得到以下結論：

（1）通過比較不同開孔形式的防風網，風荷載都是隨著風速不斷加大，呈現二次方性增長， 當風速由3 m·s-1增加到15 m·s-1時，風荷載增長約20倍。導流型受風荷載作用與傳統網板比較并沒有明顯差別。

（2）漸進角度式導流型防風網板與傳統網板的風荷載等效作用點位置相比較，位置基本一致，都在網板的幾何中心上方，且隨著風速加大，等效集中力作用點逐漸接近幾何中心。

（3）小渦的旋轉和摩擦消耗大量的來流能量，所以在貼近網板的背風面對網板存在較強的雷諾應力。在遠離網板的過程中，強有力的小旋渦在主流風作用下，逐漸擴散成湍流動能很微弱的大尺度渦，并且旋渦在后續運動過程中受到空氣黏性阻尼影響，渦動能被逐漸耗散。產生網板阻力的主要原因是網板近壁面的前后壓差和網后氣流湍動形成的拖曳渦。

符 號 說 明

F——單位面積等效集中力，N·m-2

f——均布力，N·m-2

H——防風網高度，mm

h——力臂，mm

K——湍流動能，m2·s-2

U——風速，m·s-1

α——開孔率，%

ε——湍動耗散率

μ——黏度，kg·m-1·s-1

ρ——密度，kg·m-3

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