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,進而造成尾流區變窄,背風面尾渦拉長和斯托羅哈數增大[10]。然而,切角具有不同的流場機理,來流在切角區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]發現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。他們發現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,結果發現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。發現建筑表面裝飾條的風荷載體型系數和局部脈動風壓均呈現凹形分布,即拐角區域數值較大,建筑平順區域相對較小。程旭[19]基于LES結果發現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,大多數研究已經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化。

1 數值方法

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νt由Smagorinsky-Lilly模型計算得到

(5)

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

1.2 模型信息、計算域和網格分辨率

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]發現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,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格。整個計算域內使用結構化網格。模型近壁區域的網格增長率為1.06,遠離壁面區域的網格增長率為1.1,展向網格分辨率δZ/D=0.1,該分辨率滿足Tamura等提出的展向網格分辨率的最低要求(δZ/D≤0.1)。本次使用3種網格方案進行網格無關性驗證,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,發現無量綱時間步長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 網格信息

1.4 氣動力定義和結果驗證

無量綱壓力系數Cp、阻力系數Cd和升力系數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驗證了全局參數結果,包括氣動力、斯特勞哈爾數(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,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。可以看出,來流先從肋板的前緣分離,再在模型迎風角區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(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。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 肋板的布局優化

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

表4 最優布局參數和最優氣動力

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域產生了局部旋渦,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3種典型的流動模式:即完全分離流(00.12)。前角區域的局部旋渦也有3種形式:即扁平狀渦、規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象。這種壓力恢復在Ⅲ型模式中更加明顯。同時,剪切層的穩定再附導致側壁面的脈動風壓出現了局部峰值。