方柱流致横向振动的CFD数值模拟_徐枫
大型风力机三维空气动力学数值模拟
大型风力机三维空气动力学数值模拟
王琦峰;陈伯君;安亦然
【期刊名称】《空气动力学学报》
【年(卷),期】2011(029)006
【摘要】采用数值模拟的方法,对三种风力机叶片的空气动力学性能进行研究.计算得到了旋转功率随着来流速度的变化曲线,并将所得结果与基于动量叶素理论的工程设计方法结果、风洞实验结果和风场实测结果进行对比.计算结果体现了CFD方法解决这种问题的有效性.所用的数值模拟方法可以广泛地应用到风力机设计和气动性能评价中,所得结果可作为叶片动态特性及气弹稳定性分析的载荷而被应用于风力机性能和可靠性的评估当中.
【总页数】5页(P810-814)
【作者】王琦峰;陈伯君;安亦然
【作者单位】北京大学工学院力学与空天技术系湍流与复杂系统国家重点实验室,北京100871;北京大学工学院力学与空天技术系湍流与复杂系统国家重点实验室,北京100871;北京大学工学院力学与空天技术系湍流与复杂系统国家重点实验室,北京100871
【正文语种】中文
【中图分类】V211.3
【相关文献】
1.大型水平轴风力机叶片的空气动力学分析 [J], 高秀娟
2.基于三维地震作用下桩-土耦合效应近海超大型风力机动力学响应研究 [J], 李志昊;岳敏楠;李春;闫阳天;杨阳
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4.计算流体力学在大型风力机空气动力学的应用进展 [J], 张震宇;赵宁;钟伟;王珑;许波峰
5.国家重点基础研究发展计划(“九七三”计划)项目“大型风力机的空气动力学基础研究”简介 [J],
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《2024年基于正交试验法的对旋轴流风机CFD数值模拟分析》范文
《基于正交试验法的对旋轴流风机CFD数值模拟分析》篇一一、引言随着计算流体动力学（CFD）技术的快速发展，其在风力机械、航空、汽车等领域的应用越来越广泛。
对旋轴流风机作为一种高效、低噪声的通风设备，其性能的优化和模拟分析对于提升其应用效果具有重要意义。
本文基于正交试验法，利用CFD技术对旋轴流风机进行数值模拟分析，以期为风机的优化设计提供理论依据。
二、正交试验法简介正交试验法是一种常用的试验设计方法，通过合理的试验点选择和试验组合，可以有效地利用资源并获取试验信息。
该方法可以全面地分析各个因素对试验结果的影响，并且可以分析各因素之间的交互作用。
在对旋轴流风机的数值模拟分析中，我们通过正交试验法来选取合适的模拟参数，以便更准确地反映风机的性能。
三、CFD数值模拟方法CFD数值模拟是通过对流体流动进行数学建模和计算，以模拟流体的运动过程。
对于对旋轴流风机，我们采用CFD技术来模拟其内部流场，分析风机的性能。
在模拟过程中，我们选取合适的湍流模型、边界条件等参数，以获得更准确的模拟结果。
四、正交试验设计与结果分析（一）试验设计在正交试验中，我们选取了叶片角度、转速、进出口尺寸等关键因素作为试验变量。
通过设计合理的试验组合，我们可以全面地分析这些因素对风机性能的影响。
（二）结果分析通过CFD数值模拟，我们得到了各组试验的风机性能数据。
通过对数据的分析，我们可以得出以下结论：1. 叶片角度对风机性能的影响显著。
在一定的转速和进出口尺寸下，适当调整叶片角度可以显著提高风机的性能。
2. 转速对风机性能的影响也很大。
随着转速的提高，风机的风量和压力均有所增加，但过高的转速会导致能耗增加，降低风机的效率。
3. 进出口尺寸对风机性能也有一定影响。
适当的进出口尺寸可以保证风机的顺畅运行，减小阻力损失。
五、结论与展望通过基于正交试验法的对旋轴流风机CFD数值模拟分析，我们得出了一些有价值的结论。
首先，通过调整叶片角度、转速和进出口尺寸等参数，可以有效地优化风机的性能。
基于流体并行计算的二维方柱涡激振动数值模拟
基于流体并行计算的二维方柱涡激振动数值模拟
郑德乾;顾明;张爱社
【期刊名称】《噪声与振动控制》
【年(卷),期】2009(029)006
【摘要】基于流体软件Fluent 6,采用松耦合方法搭建了求解气动弹性问题的数值计算平台,其中流体域可采用串行或并行计算,结构域采用Newmark法编程,流体域和结构域界面的耦合采用动网格技术实现.然后,主要介绍求解气动弹性问题数值计算平台的计算流程和流体域采用并行计算时的特别处理方法.最后,采用该计算平台进行了Re=22000时二维方柱横风向涡激振动的数值模拟,通过与已有文献结果的比较验证了其有效性.
【总页数】7页(P85-90,96)
【作者】郑德乾;顾明;张爱社
【作者单位】同济大学,土木工程防灾国家重点实验室,上海,200092;同济大学,土木工程防灾国家重点实验室,上海,200092;同济大学,土木工程防灾国家重点实验室,上海,200092
【正文语种】中文
【中图分类】TU311.3
【相关文献】
1.方柱非定常绕流与涡激振动的数值模拟 [J], 徐枫;欧进萍
2.高雷诺数条件下二维方柱涡激振动的数值模拟 [J], 方平治;顾明
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4.不同角部外形方柱涡激振动数值模拟研究 [J], 郑德乾;Mohammed Elhassan;马文勇;祝瑜哲;刘帅永
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超高层建筑横风向风振局部气动外形优化
超高层建筑横风向风振局部气动外形优化王磊;梁枢果;王泽康;张正维【摘要】为了研究局部气动措施对方截面超高层建筑横风向风振的控制效果,开展大量的多自由度气弹模型风洞实验,测量模型在多种切角率、圆角率、粗糙条及开洞方式下的横风向风致位移响应,对横风向位移进行对比分析.结果表明:当切角率大于5％或圆角率大于15％时,横风向风致位移响应显著降低,位移均方根随折算风速的变化曲线接近直线而不再呈倒“V”字形,说明涡激共振发生的可能性得到了有效抑制;切角率或圆角率越大,横风向位移响应的减小幅度越显著;特定粗糙条的设置可以使涡振响应幅值降低20％以上;通风洞不论是垂直于来流还是平行来流,都会使涡振响应幅值减小,且洞口在中上部时的效果最佳.整体来看,局部气动外形控制措施具有显著的抗风优化效果.【期刊名称】《浙江大学学报（工学版）》【年(卷),期】2016(050)007【总页数】9页(P1239-1246,1265)【关键词】超高层建筑;涡激振动;多自由度气弹模型;气动外形;切角;圆角;粗糙条;开洞【作者】王磊;梁枢果;王泽康;张正维【作者单位】河南理工大学土木工程学院,河南焦作454000;武汉大学土木建筑工程学院,湖北武汉430072;武汉大学土木建筑工程学院,湖北武汉430072;河南理工大学土木工程学院,河南焦作454000;奥雅纳工程咨询(上海)有限公司,上海200031【正文语种】中文【中图分类】TU312;TU97气动外形的合理设置可以大大降低风敏感结构的风致响应.对于达到一定高度级别的超高层建筑,建筑体型优化被认为是最有效的气动控制措施,因为通过建筑体型优化来改变风特性是“治本”的行为[1-2].在局部外形优化措施中,切角和圆角处理措施是一种典型的高层建筑抗风气动优化方式[3].Kwok等[4-5]开展了表面角沿处理等气动外形对高层建筑动力风致响应的研究,结果表明,削角会显著降低横风向和顺风向的风荷载,当切角率为10%时,横风向和顺风向风致位移会减小30%～40%.Kawai[6]对多种断面形状的柱体进行摆式气弹模型试验,研究发现,对于切角、倒角、圆角3种角部处理方式来说,圆角的优化效果最显著,即便单侧角部尺寸改变只有截面的5%,风致响应仍受到很大影响.Hayashida等[7-8]分别采用测力天平、气弹和测压模型技术研究不同断面外形对600 m 高的超高层建筑的气动力、风压特性和风致动态响应的影响.Hayashida等[9]采用测力天平技术研究开口和削角对方形断面风效应的影响.谢壮宁等[10]对锥度化的高层建筑进行了切角处理,说明切角处理措施能够基本上消除横风向的漩涡脱落现象.顾明等[11-12]通过风洞实验研究不同外形的超高层建筑的动态风载,采用多种不同外形的刚性模型,通过高频测力天平技术研究建筑物长细比、截面形状等因素的影响.曹慧兰等[13]通过高层建筑摆式气弹模型实验,研究方形截面超高层建筑的削角、凹角处理及截面沿高收缩率对顺风向气动阻尼比的影响.张正维等[14]通过测力天平实验,研究切角和圆角对基底弯矩的影响,并拟合不同切角率和圆角率模型的基底弯矩修正系数.有关局部通风洞对风效应的影响方面,目前研究主要集中在通风洞对局部和整体风压的影响[15-17].整体来看,尽管风工程界先后研究了削角、圆角、开口等局部外形对风致响应的影响,但既有研究多以刚性模型测压、测力天平测基底力的方式开展,该方式无法兼顾到气弹效应的影响；另一方面,既有研究的气弹模型试验多是基于底部弹性支撑的单自由度模型展开,精确性难以保证[17],且研究对象并非针对涡激振动本身,因而有关横风向振动尤其是涡激振动方面的气动控制效果及原因的分析有待完善.本文通过精细的多自由度气弹模型,针对横风向涡振现象,考察几种常见的气动外形优化结果,以期为超高层建筑局部气动外形优化工作提供参考.本文的试验研究对象是高宽比为10、一阶频率为0.095 Hz、高度为600 m的方截面超高层建筑.模型的几何缩尺比为1∶600,风速缩尺比约为1∶6,频率缩尺比约为100∶1,最终的频率比要根据调试完成后的模型频率作一定调整,风速比随之微调.图1给出本文多自由度气弹模型的设计简图和模型图片,有关该实验更详细的模型制作方法、测量仪器、风场调试等实验概况可以参见文献[18,19].为了便于调整局部外形,综合采用有机玻璃和轻木板两种外衣材料,关于不同外形模型的制作情况将在以下各节分别介绍.测试对象为模型顶部横风向风致位移响应,试验风速为4～16 m/s,横风向共振临界风速理论值为9.5～10.5 m/s,风场粗糙度类别为B类.图2给出本节试验工况的模型横截面简图.定义切角率为单侧切角尺寸与横截面宽度之比,图2的切角率依次为0%、2.5%、5%、7.5%、12.5%.由于模型骨架的制作周期长、费用高,这些不同的切角率是在不更换模型骨架的情况下,通过相应形状的边条实现,如图3所示为调整切角率所用边条.图4给出部分切角模型照片.可以看出,各模型的制作效果较好,自上而下截面形状比较一致,在接缝处外形过渡比较顺畅.表1给出不同切角率模型结构参数.表中,n0为各工况一阶自振频率,M为均匀当量质量,ξ为结构阻尼比,Sc为斯科拉顿数,γc为角部处理率.从表1可以看出,各模型的质量阻尼参数差别很小,这保证了不同工况之间的可比性,说明以上调整切角率的方法取得了较好的效果.如图5所示为不同切角率模型的横风向均方根位移统计结果.图中,Vr为模型顶部风速为参考的无量纲折算风速,σ为模型顶部均方根位移响应.从图5可以看出,在临界风速附近,不切角(切角率为0%)模型的均方根位移最大,切角率为2.5%的模型的均方根位移比不切角模型减小幅度甚微；当切角率达到5%时,均方根位移显著变小,且均方根位移曲线不再呈倒“V”状,即可以认为该切角的存在大大降低了共振发生的可能性.如图6所示为Kwok等[3]通过测力天平方式所得的静止模型横风向风力谱(n).图中,nD/VH的含义为折算的气动力谱,可以直接用其衡量不同切角率模型的谱能量相对大小.从图6可以看出,当切角率为0%时,气动力谱呈尖峰状且能量较高；当切角率大于5%时,谱峰明显变宽且谱能量显著降低,说明切角的存在不仅降低了整体风力,而且使方柱体的漩涡脱落频率成分变得不再单纯,这两个原因都会促使切角模型涡振位移响应的减小.一个值得注意的现象是,在图5中切角率为5%、7.5%和12.5%的模型涡振位移都是在折算风速9附近有略微的上凸趋势.显然,此处的上凸现象是因为在该风速下涡脱频率与结构频率的近似相等所致,这说明切角率在该范围内时模型的St相对较大(从图6的风力谱的主峰横坐标可以识别出St,结果与该结论基本一致),这会造成涡振临界风速的提前,从而使得切角模型在临界风速附近即便不发生共振,也可能出现不小的涡振位移.当切角率增加到20%时,St的增大幅度更显著.为了进一步探讨切角使涡振响应降低的机理,借用文献[14]的研究结果.张正维等[14]分析不同切角率模型的横风向基底弯矩,拟合得到切角模型相对于不切角模型的横风向基底弯矩修正系数经验公式：式中：γc为切角率.众所周知,基底弯矩作为广义风荷载可以视为系统的输入,风致响应为输出.图7给出本文涡振响应(输出)与文献[14]基底弯矩(输出)修正系数的对比情况.图7的数据是将不切角模型的响应值或基地弯矩均方根CML定为1进行归一的，将该归一化统计量用表示.从图7的结果可得以下结论.1)在共振风速之前(Vr=7.0,Vr=8.0),本文与文献[14]数据的曲线走势基本一致,都在切角率为7.5%附近出现曲线斜率由负变正的现象；当切角率为7.5%和12.5%时,两者的数据十分接近,相对于不切角模型的降幅都在25%附近.2)风速越接近折算风速,本文切角模型的“抑振”效果越显著,当风速达到共振风速(Vr=10.0,Vr=10.5)时,本文切角模型响应结果的降幅远远大于文献[14]弯矩结果的降幅.3)在任何折算风速下,当切角率增大到12.5%以上时,整体风荷载和风致响应方面的抗风优化效果变差.以上分析表明：当折算风速较小时,可以认为横风向风致响应的减小主要是由风荷载的减小所致；当折算风速达到共振风速时,涡振响应的降低除受风荷载的影响外,主要是由不同外形的气弹效应的差别所致.此处所说的风荷载是指静止模型受到的气动力.图7中,文献[14]所涉及切角模型的最小切角率为0.75%,拟合曲线在γc≤7.5%时为直线.本文结果表明,5%切角率模型的风致响应不满足这一直线关系.有必要通过刚性模型和气弹模型实验相结合进行进一步研究.根据以上分析,切角的有利方面是显著降低了临界风速附近的位移响应,减小了共振发生的可能性,不利方面是增大了涡脱频率,使结构频率与涡脱频率在较小的风速下可能达到相等,从而造成横风向位移的提前增大.考虑这两个因素：当切角率小于5%时,效果不显著；当切角率在10%附近(7.5%和12.5%)时,横风向位移得到了控制,且此时的气动力谱曲线没有显著的峰值,即在降低风荷载的同时又降低了共振发生的可能性；当切角率增大到20%(由于本文模型骨架尺寸的限制未能进行这一工况的试验)时,气动力谱重新出现一定的尖峰状,从理论上来说,这不仅使临界风速提前,而且没有显著降低共振发生的可能性,因而对横风向抗风是不利的.结合图7的结果,可以初步认为切角率为7.5%～10%时可以实现最佳抗风效果.图8给出圆角模型横截面简图,图9给出部分圆角模型图片,表2给出各工况模型参数.如图10(a)所示为本文多自由度模型的实验结果.图10(b)给出Kawai[7]通过摆式模型测得的横风向风致响应结果,将切角率为0模型的顶部最大位移均方根设为1得到相对位移.如图10(c)所示为本文结果的归一化,以方便和图10(b)进行对比.从图10可以看出：2种方式所得的实验规律十分接近,圆角的存在极大地降低了涡振位移,当圆角率约为12.5%时,临界风速附近的位移曲线随折算风速波动较大,且横风向涡振响应水平得到了有效的抑制；当圆角率继续增大到15%后,横风向风致响应大幅减小,且横风向风致响应随折算风速的变化近似呈直线状(针对折算风速>5的情况),说明圆角的设置在很大程度上消除了涡激共振发生的可能性.图11给出Hayashida[9]对圆角静止模型风洞试验所得的横风向整体风力谱S′(n).可以看出,对于具有一定切角率的模型,横风向风力谱没有呈现明显的谱峰,且整体能量比方截面模型明显偏小.这一结论在很大程度上解释了图10的结果,即圆角的存在显著改变了方柱体的漩涡脱落特性,抑制了漩涡的规律性发放特征,显著减小了横风向整体风荷载.张正维等[14]对于不同圆角率模型的横风向基底弯矩修正系数经验公式为图12给出本文结果与文献[14]的对比情况.从图12(a)可以看出,尽管文献[14]的拟合公式是从圆角率7.5%开始分段的,但事实上在圆角率不大于12.5%时基底弯矩的减小不明显,甚至有一定的增大现象,这一点与本文Vr=8时的结果是类似的.当圆角率增大到15%后,Vr=8时的基底弯矩和涡振响应都迅速减小.当折算风速接近临界风速时,涡振响应结果的降幅远大于弯矩结果的降幅,说明不同气动外形所造成的气弹效应有很大不同.图13给出带粗糙条六边形模型横截面简图和风洞试验照片,表3给出模型参数调试结果,如图14所示为涡振响应统计结果.从图14可以看出,粗糙条的存在没有消除涡振位移的倒“V”字现象, 即没有显著降低共振发生的可能性, 但显著降低了共振时的响应幅值,降低幅度接近30%.有关粗糙条的影响,本文的工况较少,有必要进行更深入细致的研究.所谓通风洞是指贯穿于建筑横断面的水平向通透孔.图15给出通风洞的设置即模型制作效果图,共设置6各通风洞,每个通风洞的尺寸为20 mm×15 mm,可以实现的最大开洞率为1.8%.在试验时,为了考察不同位置通风洞对涡振响应的影响,所进行的工况有不开洞、开上排洞、开下排洞、开中排洞、上中下排洞都开,其中洞口的开启与闭合由硬质胶带完成.表4给出不同洞口朝向下模型在横风向的自振参数. 图16给出洞口平行与来流时,不同通风洞设置方式对于涡振响应的影响结果.可以看出,当只开上部或下部一排通风洞时,在临界风速附近的涡振响应与不开洞时相差不大,而当开中洞或全部洞口都打开时,涡振响应幅值显著减小,减小幅度接近20%.根据文献[16,17]的结论可知,当通风孔与来流平行时,侧面上游的风压幅值变化不大,但侧面下游的风压幅值显著减小,即通风孔的存在会使横风向风荷载减小.除此,造成图16结果的原因主要有以下2点：1)洞口设置对漩涡脱落特性的影响；2)洞口影响区域范围大小及该区域对涡振贡献大小所致,具体来说顶部洞口的影响范围较小,下部洞口虽然有较大的影响范围,但该区域的风荷载对涡振响应的贡献相对较小,相反,中部开洞和全开洞的工况会显著降低涡振响应水平.图17给出当洞口垂直于来流时,不同通风洞的设置方式对于涡振响应的影响结果.可以看出,当洞口垂直于来流时,不同的开洞方法对于涡振响应的影响与洞口平行与来流方向时是类似的,且当开中洞或开洞口全开时,涡振响应幅值的降低幅度都接近20%.从洞口对于漩涡脱落的影响规律来看,当洞口垂直于来流方向时,洞口的存在会使洞口附近作用在侧面的流体更难以形成规则有序的漩涡脱落,因而会在一定程度上抑制共振响应水平.事实上,若要进一步分析通风洞对流固耦合现象的影响规律及机理,可以开展精细的气弹模型测压试验,即在洞口附近甚至洞口内侧布置大量的测压点以捕捉同步风压,考察洞口附近的涡脱特性,也可以用CFD方法或流迹显示方法考察模型振动时洞口附近的流体轨迹线.以上两方面的研究很欠缺,本文没有涉及,对此有待进一步的深入研究.(1)切角的设置显著降低了临界风速附近的位移响应,减小了共振发生的可能性,但不利方面是增大了斯托罗哈数,使结构频率与涡脱频率在较小的风速下可能达到相等,从而造成横风向位移的提前增大.从整体来看,当切角率为7.5%～10%时可以实现较好的抗风优化效果；当切角率大于12.5%时,抗风效果开始变差.(2)当折算风速较小时,切角模型横风向风致响应的减小主要是由风荷载的减小所致；当折算风速达到临界风速附近时,切角模型涡振响应的降低主要是由不同外形的气弹效应的差别所致.圆角模型在一定程度上呈现出这一特征.(3)当圆角率约为10%时,横风向涡振响应水平得到了有效的抑制；当圆角率继续增大到15%后,横风向风致响应随折算风速的变化近似呈直线状,说明圆角的存在大大抑制了涡激共振发生的可能性.(4)粗糙条的设置可以显著地降低涡振响应幅值,但没有消除涡振位移响应曲线的倒“V”字现象,有必要进行更细致的研究,以分析不同粗糙条的设置方式对涡振响应的影响.(5)不论通风洞是垂直于来流还是平行来流,洞口的存在都会减小涡振响应幅值,且于中上部开洞的方式对涡振响应幅值的抑制效果最显著.在本文的开洞率范围内,涡激共振发生的可能性没有得到有效控制.可以开展更细致的通风洞设置及风洞试验,进行更深入的研究.(6)可以对多种气动外形的刚性模型和气弹模型进行多测点的同步测压试验,分析气动外形对气弹效应的影响及气弹模型涡振的机理,进而得出更具指导意义的结果.【相关文献】[1] 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Aerodynamic optimization in super-tall building designs [C]∥7th International Colloquium on Bluff Body Aerodynamics and its Applications. Shanghai: [s.n.], 2012: 104-111.[2]王磊,梁枢果,邹良浩, 等.超高层建筑抗风体型选取研究[J].湖南大学学报：自然科学版, 2013,40(11): 34-39．WANG Lei, LIANG Shu-guo, ZOU Liang-hao. et al. Study on body shape selection of high-rise building from the point of wind resistance [J]. Journal of Hunan University: Natural Sciences, 2013, 40(11): 34-39．[3] IRWIN P A. Bluff body aerodynamics in wind engineering [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2008, 96(6): 701-712．[4] KWOK K C S, BAILEY P A. Aerodynamic devices for tall buildings and structures [J]. Journal of Engineering Mechanics, 1987, 113(3): 349-365．[5] KWOK K C S. Effect of building shape on wind-induced response of tall building [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1988, 28(1/3): 381-390．[6] KAWAI H. Effect of corner modifications on aeroelastic instabilities of tall buildings [J]. 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Effects of corner chamfering and rounding modification on aerodynamic coefficients of square tall buildings [J]. China Civil Engineering Journal, 2013, 49(6): 12-20．[15]王磊, 王海澎, 王述良, 等. 开洞高层建筑风压特性数值模拟研究[J]. 武汉理工大学学报, 2012, 34(5): 122-126．WANG Lei, WANG Hai-peng, WANG Shu-liang, et al. Numerical study on wind pressure of high-rise building with opening [J]. Journal of Wuhan University of Technology,2012, 34(5): 122-126．[16]张耀春, 秦云, 王春刚.洞口设置对高层建筑静力风荷载的影响研究[J].建筑结构学报, 2004,25(4): 112-117．ZHANG Yao-chun, QIN Yun, WANG Chun-gang. Research on the influence of openings to static wind load of high- rise buildings [J]. Journal of Building Structures, 2004, 25(4): 112-117．[17]全涌, 严志威, 温川阳, 等.开洞矩形截面超高层建筑局部风压风洞试验研究[J].建筑结构, 2011, 41(4): 113-116．QUAN Yong, YAN Zhi-wei,WEN Chuan-yang,et al. Wind tunnel test study on local wind pressure of rectangular super high- rise building with openings [J]. 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覆冰电缆横向风作用的数值模拟
作者简介 ： 郭齐敏 （９ ９ ） 女， １７ ． ， 西南交 通大学硕士研究 生 ， 教 ， 助 贵州大学 ， 贵州 贵 阳 ５ ０ ０ ５０３ 王文 星（９ ９ ） 男， １７ ． ， 西南交 通大学硕士研究 生 ， 教 ， 助 贵州大学 ， 贵州 贵 阳 ５ ０ ０ ５０３
维普资讯
中图分 类号 ： Ｕ３ ２ １ Ｔ １ ． 文献标 识码 ： Ａ
在低纬度地区 的动力 电缆 ， 冬季 常被 冰层 所覆 盖 ， 横断 面形 状发生 了改变 ， 从标 准圆形截面变成 了不规则 断面 的钝 体 。当其
受到水平 方向来流 的横 向激励 时 ， 会在 风速达 到一定范 围时发生
强烈振动 ， 振幅可达 １ｍ～２ｒ， 致严重 的事故 。因此有必 要对 导 ｎ 电缆覆冰前后所受风力影响进行分 析 比较 ， 从而 在设计 时保 障 电
其 中， 为 由于平 均速 度梯 度引 起 的湍动 能 产生 ； ６为用 数值模拟仅进行 了二维 平面的分析 ， Ｇ Ｇ 而要更精 确的分析覆 冰电缆
于浮力影ａ Ｕ 起的湍动能 产生 ； ＿ 为可压速 湍流脉 动膨胀 对总 的气动力特性应采用风 洞试 验进一步研究。 ｆｌ Ｏ ｙ Ｍ
的耗散率 的影响 。湍流粘性 系数 为 ：
情况发生 。
图 １ 导 线 覆 冰 后 网格 划 分
＇ ＇
计算 中设定来 流湍流强度为 ２ 湍流粘 性 比为 １ 来流 速 ％， ％， 升力系数最大值见表 １ 。 度为 １ ｓ左边为速度入 口， ０ｍ／ ， 上下 取为壁面边界 ， 右边为压力 出 小可计算 出两者的阻力 、
口［
・
１８ ・ ２
对于 电缆作用 力达到了产生周期振动 的范 围。
ｌ ０
桥梁断面两自由度风致振动数值模拟
第43卷第12期• 152 •2 0 1 7 年 4 月山西建筑SHANXI ARCHITECTUREVol. 43 No. 12 Apr. 2017文章编号：1009-6825 (2017) 12-0152-02桥梁断面两自由度风致振动数值模拟孔得璨(中铁四院集团西南勘察设计有限公司，云南昆明650000)摘要:采用弱流固耦合技术,对薄平板和桥梁断面进行了两自由度风致振动数值模拟，得到了断面颤振临界风速、振动频率和阻尼比随风速变化情况,薄平板的数值模拟结果与理论解十分吻合，验证了数值模拟的精度。
关键词:桥梁断面，自由振动，流固耦合,CFD中图分类号:U441.3桥梁主梁断面的气动性能是大跨度桥梁设计时需要考虑的 关键因素，目前主要通过主梁节段模型风洞试验来确定不同（折 算）风速条件下的模态参数以及颤振临界风速。
但是风洞试验面 临成本高、操作复杂、实验周期长等问题。
近年来，随着计算流体 动力学(CFD )的发展和计算机性能的提升,数值模拟技术也越来 越多地被用于桥梁断面静三分力系数[1]、颤振导数识别[2]以及涡 激振动[3]中，但直接采用CFD 自由振动方法研究桥梁颤振性能的 文献较少。
本文采用弱流固耦合方法对典型桥梁断面进行二维 弯扭耦合自由振动数值模拟。
主要研究颤振临界风速以及振动 频率和阻尼比随风速的变化。
由于实际桥梁断面形状复杂，没有 理论解可以对比，因此本文先对具有Theodorsen 理论解的2 mm 厚薄平板进行数值模拟，以验证数值模拟的精度。
1数值模拟1.1 流体控制方程流经二维桥梁断面的气流可以通过RANS 方程求解，由于涉及动网格，本文采用基于任意朗格朗日一欧拉描述格式作为流体 控制方程，质量和动量的守恒方程可写为：SO -S 9-O-S 9-O-SSO -S 9-O-SSO -S 9-O-S 9-O-SSO -S 9-O-S 9-O-SSO -S 9-O-SSO -S 9-O-S 9-O-S用左线先行对铁路的影响也处于规范要求的可接受范围之内，地 铁盾构隧道施工对既有铁路无重大影响。
基于CFD的机翼颤振分析
freeplay position and friction in the freeplay on aeroelastic response is analyzed. They have a
Key words: aeroelasticity ,stall flutter ,UDF，Fluent ,dynamic stall,freeplay nonlinearity
ii
南京航空航天大学硕士学位论文
图清单
图 1.1 气动弹性力三角形 .................................................................................................. 1 图 2.1CFD 流程图 .............................................................................................................. 9 图 2.2 基于弹簧光滑节点开始状况 ................................................................................ 17 图 2.3 基于弹簧光滑节点结束状况 ................................................................................ 17 图 2.4 二维网格数据结构示意图 .................................................................................... 19 图 2.5 三维网格数据结构示意图 ................................................................................... 20 图 3.1 第一套网格 ............................................................................................................ 23 图 3.2 第二套网格 ............................................................................................................ 23 图 3.3 第一套网格升力系数曲线 .................................................................................... 24 图 3.4 第二套网格升力系数曲线 .................................................................................... 24 图 3.5 阻力系数曲线比较 ................................................................................................ 24 图 3.6 失速机翼周围的流场速度分布 ............................................................................ 24 图 3.7 α 0 = 5° 时升力系数迟滞曲线和力矩系数迟滞曲线 ............................................. 25 图 3.8 α 0 = 10° 时升力系数迟滞曲线和力矩系数迟滞曲线 ........................................... 26 图 3.9 α 0 = 12° 时升力系数迟滞曲线和力矩系数迟滞曲线 ........................................... 26 图 3.10 α 0 = 15° 时升力系数迟滞曲线和力矩系数迟滞曲线 ......................................... 26 图 3.11 深度失速时（ α 0 = 12° ）机翼周围流场的速度分布 ........................................ 28 图 3.12 α1 = 2° 时升力系数迟滞曲线和力矩系数迟滞曲线 ........................................... 29 图 3.13 α1 = 5° 时升力系数迟滞曲线和力矩系数迟滞曲线 ........................................... 29 图 3.14 α1 = 10° 时升力系数迟滞曲线和力矩系数迟滞曲线.......................................... 29 图 3.15 α1 = 15° 时升力系数迟滞曲线和力矩系数迟滞曲线.......................................... 30 图 3.16 k = 0.05 ，不同雷诺数下的非定常特性比较..................................................... 30 图 3.17 k = 0.1 ，不同雷诺数下的非定常特性比较 ....................................................... 31 图 3.18 k = 0.15 ，不同雷诺数下的非定常特性比较..................................................... 31 图 3.19 k = 0.2 ，不同雷诺数下的非定常特性比较....................................................... 31 图 3.20 k = 0.4 ，不同雷诺数下的非定常特性比较....................................................... 32 图 4.2 具有 2 个自由度的翼型示意图 ............................................................................ 36 图 4.3 复合材料夹层板结构机翼模型 ............................................................................ 38 图 4.4V＝40m/s，二维翼型的颤振响应 ........................................................................ 39 图 4.5V＝46.75m/s，二维翼型的颤振响应 ................................................................... 39
中等雷诺数方柱绕流的直接数值模拟及涡系分析
中等雷诺数方柱绕流的直接数值模拟及涡系分析王建春;吴乘胜;王星;徐金秀【摘要】作为一种典型的钝体绕流,方柱绕流具有物体几何外形简单而流场结构非常复杂的特性,常规的基于RANS的数值计算方法难以准确模拟.DNS不使用任何湍流模型,直接求解完整的非定常流动控制方程组,模拟包括脉动在内的湍流所有非定常流动量的时空演变过程,是湍流数值模拟中最精确的方法,在复杂流动数值模拟方面的应用潜力巨大.本文自主设计和编制并行数值模拟程序,使用基于\"神威·太湖之光\"国产CPU架构的大规模并行计算,开展了中等雷诺数(Re=10000)方柱绕流的直接数值模拟.其中:不可压N-S方程组采用基于交错网格的有限体积法离散;压力-速度耦合采用SIMPLE算法处理;离散得到的代数方程组采用Gauss-Seidel迭代求解;时间步进采用Euler隐式格式,对流项采用QUICK格式,耗散项采用中心差分格式;数值模拟程序的并行化使用MPI方法处理.文中重点分析了方柱绕流的复杂涡系结构,同时给出了部分湍流统计结果,并通过与RANS和LES模拟结果的对比分析,展现了DNS在复杂精细流场模拟方面的优势.【期刊名称】《船舶力学》【年(卷),期】2019(023)008【总页数】13页(P893-905)【关键词】直接数值模拟;方柱绕流;涡系结构;MPI并行;国产CPU架构【作者】王建春;吴乘胜;王星;徐金秀【作者单位】中国船舶科学研究中心水动力学重点实验室, 江苏无锡 214082;中国船舶科学研究中心水动力学重点实验室, 江苏无锡 214082;中国船舶科学研究中心水动力学重点实验室, 江苏无锡 214082;江南计算技术研究所, 江苏无锡214081【正文语种】中文【中图分类】O357.50 引言湍流的数值模拟主要有雷诺平均数值模拟、大涡模拟以及直接数值模拟（Direct Numerical Simulation，DNS）三种方法，每种方法都有其重要的作用和地位，不可能被其他手段所完全代替。
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第 12期
徐 枫 ,等 :方柱流致横向振动的 CFD数值模拟
·1851·
线为规则的简谐振荡曲线 ,这是由方柱尾流区一
对旋转方向相反的交叉脱落的旋涡所导致. 计算
得到阻力系数均值 Cd = 21011, 升力系数均方值
Abstract: The gallop ing and vortex2induced vibrations of an elastic mounted square cylinder are investigated in this paper. The Reynolds number is kep t at 500 for all calculations. The viscous incomp ressible flow field was calculated by the computational fluid dynam ics (CFD ) code of Fluent software, then the motion of square cylinder was modeled by a sp ring2damper2m ass system , and the motion equation of the cylinder was solved by w riting the Newmark2β method into the U ser2Defined2Function (UDF) , moreover, the nonlinear coup ling be2 tween square cylinder and flow field was carried out through the dynam ic mesh technique. Results show that when the influence of mass ratio and reduced damp ing on flow2induced vibration is taken into consideration, the gallop ing in low frequency ratio is observed, the m axim um oscillations can reach 215 tim es of side length under gallop ing, and the transition from gallop ing to vortex2induced vibration is found. Then the characteristic param eters of lift and drag coefficient, transverse disp lacem ent and vortex pattern in the wake of the square cylinder in different frequency ratios were studied in detail and the phenom ena of“beat”and“phase sw itch” were confirmed. Thus the influence of gallop ing needs be considered for the design of square structures w ith low natural frequencies in engineering, and the section types which are not easy to induce gallop ing should be used in p reference. Key words: square cylinder; gallop ing; vortex2induced vibration; dynam ic mesh; phase sw itch
·1850·
哈 尔 滨 工 业 大 学 学 报 第 40卷
物而言 ,涡激振动是必然伴随的现象 ,而驰振则因 钝体截面形状的不同而有差异 ,多发生于具有非 流线型或非对称截面的结构 [ 1 ]. 涡激振动是具有 自激性质的限幅振动 ,当涡脱频率锁定在结构固 有频率上时 ,会导致结构产生大幅振动而破坏. 驰 振是发散的自激振动 ,但由于流体阻尼力的存在 , 结构发生驰振后仍可能有稳态的响应. 对于圆形 截面的涡激振动研究 ,现有很多实验和数值模拟 成果 [ 2～4 ] ;而对方柱的流固耦合振动研究相对较 少 [ 5～6 ] ,方柱可类比风场中的建筑物 、海流中的采 油平台等 ,因此正确模拟方柱绕流及流致振动有 助于解决工程中相关的实际问题. 文献 [ 7 ]采用基 于 Fluent软件二次开发的新方法 ,利用动网格和 滑移网格技术 ,求解高雷诺数下方柱的涡激振动 , 得到了锁定和位移失谐现象. Robertson[ 8 ]等人对 不同长宽比的矩形截面进行了数值模拟 ,观察到 了矩形截面的驰振现象 ,利用准稳定分析来预测 某种长宽比下矩形发生驰振的可能性. 邓见 [ 9 ]等 采用 ALE方法模拟弹性支撑方柱的绕流 ,固定质 量比和阻尼比 ,捕捉到方柱由驰振转变到涡激振 动的转变.
收稿日期 : 2007 - 04 - 19. 基金项目 : 国家自然科学基金重点资助项目 (50538020). 作者简介 : 徐 枫 (1980—) ,男 ,博士研究生 ;
欧进萍 (1959—) ,男 ,博士生导师 ,中国工程院院士.
结构在横风向振动机理比较复杂 ,包括涡激 振动 、驰振 、颤振和抖振等. 对于通常形状的结构
成 ,动量方程中速度分量和压力的耦合采用 SIM2
PLE算法解决 ;压力插值格式采用 Standard,为减
少数值耗散动量离散采用二阶格式. 为了减小流
固耦合系统的计算误差 ,时间步长尽量小 ,取 Δt
= 01002 s可获得满意解. 方柱的振动方程为
¨
·
Y + 2ζω0 Y
+ω20
Y
=
Fl
(
t) .
密度.
流固耦合的计算过程 :初始时刻方柱固定 ,先
进行流场计算 ,得到速度场 、压力场以及流体作用
在方柱上得到的升力系数 ,假设在每个时间步内
升力为定值 ,通过 UDF来提取升力系数 ,由方程
(2)求得气动升力并将其带入振动方程 ( 1)的右
端项 ,用集成在 UDF中的 Newmark - β算法求解
CFD num er ica l sim ula tion of flow2induced tran sverse v ibra tion of a square cylinder
XU Feng1 , OU J in2p ing1, 2 , X IAO Yi2qing3
(1. School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150090, China, E2mail: xufeng- hit@163. com; 2. School of Civil and Hydraulic Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116023, China; 3. Shenzhen Graduate School Harbin Institute of Technology Shenzhen 518055, China)
方柱振动方程 , 利 用 Fluent的 刚体 运动宏 (De2
fine- CG- Motion)将圆柱的速度传递给网格 ,利用 位移增量累加获得网格位置的更新. 待网格迭代
收敛后 ,整个流场更新完毕后开始下一个时间步
的计算 ,如此循环直到计算稳定.
2 方柱固定绕流计算结果
首先 ,本文计算 R e = 500下方柱的固定绕流 结果 ,无量纲升阻力系数时程曲线 、应用 FFT变 换进行谱分析结果和尾流涡结构与流线如图 2所 示. 图 2 ( a)表示流场计算稳定后 ,升阻力系数曲
侧边界选择压力出口 ,相对压力选为 0. 上下边
界 :采用自由滑移壁面 ,即为对称边界条件 ;方柱
表面 :采用无滑移边界 ,即方柱表面流体速度等于
方柱运动速度 ;对于固定绕流 ,方柱表面的速度为
0,对于流固耦合振动 ,方柱表面流体速度等于方
柱的运动速度.
113 流固耦合过程
流场的计算采用 Fluent的分离求解器来完
本文对已有研究进行扩展 [ 8, 9 ] ,增大数值计 算的雷诺数 ,对方柱在不同质量比和折合阻尼下 的工况进行组合 ,通过变化频率比来计算弹性方 柱尾流驰振和涡激振动现象. 此时方柱尾流区已 经转变为相对复杂的湍流 ,但 R e = 500仍属低雷 诺数 ,与引入湍流模型的高雷诺数相比更节省计 算资源 ,计算结果能够反映流动的本质特征 [ 7 ] , 并且对高雷诺数的湍流流动有一定的参考作用.
图 1 计域与振动模型
元总数为 33500,计算在 8 节点的曙光 TC4000L
集群服务器上完成 ,每个节点完成一个工况的计
算耗时 6～8 h. 用尺寸函数控制网格变形在合理
的范围内 ,计算结果表明 ,该网格密度可以捕捉到
流场的主要特征并使动网格计算顺利进行.
112 边界条件设置
左侧边界采用速度入口 ,来流为均匀速度. 右
(1. 哈尔滨工业大学 土木工程学院 ,哈尔滨 150090, E2mail: xufeng_hit@163. com; 2. 大连理工大学 土木水利学院 , 大连 116023; 3. 哈尔滨工业大学 深圳研究生院 ,深圳 518055)
摘 要 : 为对弹性支撑方柱的流致横向驰振与涡激振动现象进行研究 ,利用 Fluent软件求解 R e = 500下的 粘性不可压流场 ,方柱振动模型简化为质量 - 弹簧 - 阻尼体系 ,将 Newmark - β方法写入用户自定义函数 (UDF)来求解柱体运动方程 ,方柱和流场之间的非线性耦合作用通过动网格实现. 考虑了质量比和折合阻尼 对方柱振动的影响 ,结果得到了低频率比下方柱的驰振现象 ,方柱的最大驰振位移达到 215倍边长 ,观察到 方柱由驰振到涡激振动的转化. 详细分析不同频率比下柱体的升阻力系数 、横向位移特征值和尾流涡结构 , 获得“拍 ”和“相位开关 ”等现象. 工程中对自振频率较低的方形结构进行设计时需考虑驰振作用的影响 ,优 先采用不易发生驰振的截面形式. 关键词 : 方柱 ; 驰振 ; 涡激振动 ; 动网格 ; 相位开关 中图分类号 : TU 31113 文献标识码 : A 文章编号 : 0367 - 6234 (2008) 12 - 1849 - 06