附加整流裝置的圓柱體渦激振動(dòng)數(shù)值研究

周 波, 王 杰, 姚宗鍇, 劉 輝, 韓曉雙

(1. 大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 運(yùn)載工程與力學(xué)學(xué)部船舶工程學(xué)院， 遼寧 大連 116024;2. 港口航道泥沙工程交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210024； 3. 大連海事大學(xué) 輪機(jī)工程學(xué)院， 遼寧 大連 116026)

在一定來流作用下，圓柱體兩側(cè)交替瀉放的漩渦引起的渦激振動(dòng)(vortex-induced vibration, VIV)現(xiàn)象是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)疲勞損傷的主要原因。為減輕VIV對(duì)結(jié)構(gòu)造成損害，延長(zhǎng)使用壽命，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在相關(guān)領(lǐng)域進(jìn)行了大量研究[1-3]。常見的VIV抑制裝置可分為兩大類：主動(dòng)控制和被動(dòng)控制。主動(dòng)控制利用計(jì)算機(jī)技術(shù)對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)控，通過引入外部擾動(dòng)來調(diào)節(jié)漩渦脫落。被動(dòng)控制則是通過改變結(jié)構(gòu)截面形狀或附加額外的裝置來改變結(jié)構(gòu)周圍流場(chǎng)，達(dá)到抑制漩渦的形成和發(fā)展[4]。由于被動(dòng)控制操作簡(jiǎn)單，效率高且成本低，在工程領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，常見的被動(dòng)控制裝置如圖1所示[5]。

(a) 整流罩

(b) 分隔板圖1 被動(dòng)控制裝置Fig.1 Passive control device

譚波等[6]計(jì)算了亞臨界雷諾數(shù)范圍內(nèi)附加分隔板的靜止圓柱體繞流。結(jié)果表明，附加不同尺寸分隔板時(shí)圓柱體抑制效果存在顯著差異。王嘉松等[7]設(shè)計(jì)了一款可旋轉(zhuǎn)整流罩，克服了傳統(tǒng)渦激振動(dòng)抑制裝置對(duì)于來流方向的限制。盛磊祥等[8]利用LES計(jì)算了Re=2.5×105時(shí)，附加螺旋列板的隔水管渦激振動(dòng)。結(jié)果表明安裝螺旋列板能夠顯著減小立管所受的渦激升力，但是由于螺旋列板后方壓力驟降，平均阻力顯著增加。水慶象等[9]研究帶橫隔板圓柱體繞流時(shí)發(fā)現(xiàn)，橫隔板能有效的抑制尾渦的脫落，提高圓柱體背面的壓力，減小圓柱體上下表面的壓力差。Sahu等[10]研究了附加剛性分隔板的圓柱體流激振動(dòng)時(shí)發(fā)現(xiàn)：在渦激振動(dòng)區(qū)間內(nèi)，圓柱體的響應(yīng)幅值和鎖定區(qū)間隨著分隔板長(zhǎng)度的增加而增加。與此同時(shí)，在渦激振動(dòng)區(qū)間和幅值激增區(qū)間內(nèi)，隨著分隔板的增加，圓柱體的振動(dòng)頻率減小。

現(xiàn)有研究表明，附加整流裝置能夠有效改善靜止圓柱體尾渦脫落和受力情況。但實(shí)際工程情況下，圓柱體并非固定不動(dòng)。本文主要研究了附加整流裝置的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)。重點(diǎn)分析了3個(gè)代表性頂角θ以及分隔板長(zhǎng)度Ls/D時(shí)，圓柱體渦激振動(dòng)特性。整流罩頂角θ和分隔板長(zhǎng)度Ls具體定義如圖2所示。

圖2 整流罩頂角與分隔板長(zhǎng)度定義Fig.2 Definition of the top angle of fairing and the length of splitter

1 數(shù)值計(jì)算

1.1 控制方程

二維不可壓縮流體流控制方程通常包括連續(xù)性方程和動(dòng)量方程，具體表達(dá)式為

?·u=0

(1)

?u/?t+(u·?)u=-1/ρ?p+ν?2u

(2)

式中：u為來流速度；p為壓力；ρ為流體密度；ν為流體運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)。本文采用FVM對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行離散；采用SIMPLE算法求解壓力-速度的耦合；壓力項(xiàng)采用二階格式進(jìn)行離散；對(duì)流向采用二階迎風(fēng)格式；擴(kuò)散項(xiàng)采用中心差分格式；時(shí)間項(xiàng)采用一階隱式離散。各參數(shù)的殘差設(shè)置為1×10-5；時(shí)間步長(zhǎng)為Δt=0.005 s。

圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)運(yùn)動(dòng)方程為

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

K3)/6

(9)

1.2 流域網(wǎng)格劃分

計(jì)算流域如圖3所示，圓柱體的直徑為D，坐標(biāo)原點(diǎn)位于圓柱中心，x軸正方向指向下游，y軸垂直于來流方向；計(jì)算流域長(zhǎng)度為42D，流場(chǎng)寬度24D，圓柱中心距入流口和出流口分別為12D和30D，圓柱的中心距上下邊界均為12D，阻塞率為4.5%。研究表明，阻塞率小于5%時(shí)，流場(chǎng)寬度對(duì)圓柱體響應(yīng)的影響就可以忽略了。為了更好地捕捉圓柱體周圍及尾部流動(dòng)特征，將流域劃分為3個(gè)部分：隨動(dòng)區(qū)域，變形區(qū)域和靜止區(qū)域。圓柱體周圍4D范圍內(nèi)的網(wǎng)格隨圓柱體一起運(yùn)動(dòng)，隨動(dòng)區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格不隨圓柱體的運(yùn)動(dòng)發(fā)生變化；變形區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格在每個(gè)時(shí)間步內(nèi)，根據(jù)動(dòng)網(wǎng)格守恒進(jìn)行更新；靜止區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格在計(jì)算過程中保持不變。

圖3 計(jì)算流域劃分示意圖Fig.3 Schematic of the computational zone division

1.3 邊界條件設(shè)置

(1) 入口邊界條件：來流速度設(shè)為常數(shù)，即u=ux，v=0；(2) 出口邊界條件：為充分發(fā)展流出邊界條件，?u/?x=0，?v/?x=0；(3) 上下邊界條件：為對(duì)稱邊界條件，?u/?y=0，v=0；(4) 無滑移壁面邊界條件：壁面上的速度為零，即u=0，v=0。

2 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證和數(shù)值計(jì)算結(jié)果

2.1 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

網(wǎng)格質(zhì)量和數(shù)量會(huì)很大程度上影響計(jì)算精度和效率。首先計(jì)算了Re=200時(shí)靜止圓柱體繞流，計(jì)算結(jié)果如表1所示。最大相對(duì)誤差出現(xiàn)在升力幅值為0.9%，兼顧計(jì)算效率和精度，選擇Mesh2作為計(jì)算網(wǎng)格。此外，本文計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[11-12]結(jié)果吻合度較高，說明本文計(jì)算網(wǎng)格的可靠性。

表1 雷諾數(shù)Re=200時(shí)，不同網(wǎng)格圓柱體繞流計(jì)算結(jié)果

2.2 附加整流裝置圓柱體靜止繞流

計(jì)算了Re=150時(shí)，附加不同幾何參數(shù)整流裝置的圓柱體靜止繞流，計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 雷諾數(shù)Re=150時(shí)，附加整流裝置的圓柱體計(jì)算結(jié)果

對(duì)于附加整流裝置的圓柱體來說，其尾部凸起能夠有效的抑制剪切層相互作用，從而減小圓柱體的受力。對(duì)于附加整流罩的圓柱體來說，隨著θ增加，圓柱體受力增大。隨著θ增加，整流罩尾部抑制剪切層相互作用的凸起越來越小。當(dāng)θ=90°時(shí)，其幾何外形和單圓柱體十分接近，圓柱體的受力、壓力分布、尾渦脫落等和單圓柱體相近。圓柱體受力的最小值出現(xiàn)在θ=45°時(shí)，其升力均方根值減小55%，阻力均值減小17%。對(duì)于附加分隔板的圓柱體來說，隨著Ls增加，圓柱體的受力減小。隨著Ls的增加，圓柱體尾部瀉渦中心偏離主圓柱體，對(duì)圓柱體的影響減弱。圓柱體受力的最小值出現(xiàn)在Ls/D=0.5時(shí)，其升力均方根值減小27%，阻力均值減小13%。此外，加裝整流裝置的圓柱體St較單圓柱體減小，表明圓柱體的瀉渦頻率減小，漩渦脫落周期變大，說明加裝整流裝置能夠有效地抑制圓柱體尾渦的脫落。

圖4為附加整流裝置的靜止圓柱體繞流壓力云圖。為了方便對(duì)比，將單圓柱體計(jì)算結(jié)果加入。附加整流罩的靜止圓柱繞流壓力云圖，整流罩頂角θ依次為：45°，60°和90°；分隔板長(zhǎng)度Ls/D依次為0.25，0.35和0.5。

圖4 附加整流裝置的固定圓柱體周圍壓力云圖Fig.4 Pressure field in proximity of a fixed cylinder with additional rectifiers

從圖4壓力云圖中可以看出，隨著θ減小，整流罩上下兩側(cè)壓力分布更加均勻，由單圓柱體的低壓集中在一側(cè)擴(kuò)散到兩側(cè)，導(dǎo)致圓柱體所受的升力均方根值減小；隨著θ增加，圓柱體尾部的低壓中心向上游方向移動(dòng)，即負(fù)壓中心越來越靠近圓柱體后部，圓柱體前后兩端的壓力差增大，從而圓柱體所受的阻力增大。

對(duì)于附加分隔板的圓柱體來說，隨著Ls增加，圓柱體上側(cè)的低壓區(qū)域越大，上下兩側(cè)的壓力差減小，導(dǎo)致圓柱體所受的渦激升力減小；隨著Ls增加，圓柱體尾部的低壓中心發(fā)生后移，前后兩端的壓力差減小，導(dǎo)致圓柱體所受的阻力減小。

2.3 附加整流罩的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)

首先計(jì)算了Re=150時(shí)，彈性支撐的單圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)。質(zhì)量比m*=4m/ρfπD2=2；結(jié)構(gòu)阻尼系數(shù)ζ=0.007。整個(gè)計(jì)算過程中來流速度保持不變，采用改變fn來改變約化速度Ur=U/fnD。

圖5 附加不同頂角整流罩的圓柱體動(dòng)振動(dòng)幅值(左)和無因次化振動(dòng)頻率(右)變化曲線Fig.5 Variation of the amplitude (left) and dimensionless vibration frequency (right) of a cylinder with fairing at different top angles

附加整流罩的圓柱體振動(dòng)頻率隨著θ增加而增加，但始終小于單圓柱體的振動(dòng)頻率，說明附加整流罩的圓柱體在一定程度上能夠減輕結(jié)構(gòu)的振動(dòng)頻率。當(dāng)θ=45°和60°時(shí)，圓柱體的振動(dòng)頻率隨著Ur變化平緩。當(dāng)θ=90°時(shí)，隨著Ur增加鎖定到圓柱體固有頻率。當(dāng)Ur≥10時(shí)，脫離鎖定區(qū)間，重新鎖定到瀉渦頻率上。

圖6為附加不同頂角整流罩的圓柱體升力均方根值(左)和阻力均值(右)變化曲線。對(duì)于單圓柱來說，隨著Ur增加，升力系數(shù)的均方根值在Ur=4達(dá)到最大值后急劇下降。在Ur=6時(shí)，升力均方根值達(dá)到最小值。之后，隨著Ur增加，升力均方根值緩慢增加并趨于平緩。當(dāng)θ=45°時(shí)，升力均方根值隨著Ur增加急劇增加，在Ur=6時(shí)達(dá)到最大值，隨后緩慢減小。當(dāng)θ=60°時(shí)，隨著Ur增加，升力均方根值顯著增加，在Ur=5達(dá)到最大值，隨后逐漸減小。當(dāng)θ=90°時(shí)，升力均方根值變化趨勢(shì)和單圓柱體類似。從圖7，Ur=4壓力云圖中可以看出，θ=45°時(shí)圓柱體上下兩側(cè)壓力較單圓柱體分布更加均勻，所受的渦激升力小于單圓柱體。當(dāng)θ=60°和90°時(shí)，圓柱體下側(cè)的低壓逐漸減小，低壓主要集中在圓柱體的上側(cè)，且隨著θ增加，低壓值逐漸增大，而整流罩下側(cè)壓力變化不大，使得圓柱體上下兩側(cè)的壓力差逐漸增大。從圖7，Ur=8壓力云圖中可以看出，隨著θ增加，圓柱體上側(cè)低壓值減小，右下側(cè)低壓值增大，上下兩側(cè)的壓力差迅速減小，導(dǎo)致圓柱體所受的渦激升力減小。

圖6 附加不同頂角整流罩的圓柱體升力均方根值(左)和阻力均值(右)變化曲線Fig.6 Variation of the r.m.s. lift coefficient (left) and mean drag coefficient (right) of a cylinder with fairing at different top angles

圖7 約化速度Ur=4(上)和8(下)時(shí)，附加整流罩的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)壓力云圖Fig.7 Pressure field in proximity of a cylinder undergoing transverse-only VIV with a fairing at Ur=4 (up) and 8 (down)

對(duì)于附加整流罩圓柱平均阻力來說，在Ur較小時(shí)，帶整流罩的圓柱體所受的阻力均值較單圓柱體減小；中等Ur時(shí)，阻力均值較單圓柱體增大；Ur較大時(shí)，阻力均值和單圓柱體相近。同時(shí)，隨著θ增加，圓柱體受力的最大值向更小的Ur偏移。從圖7，Ur=4壓力云圖可以看出，當(dāng)θ=45°時(shí)，盡管其前端高壓駐點(diǎn)壓力值大于θ=60°和90°，但是其尾部壓力值遠(yuǎn)大于θ=60°和90°，故使得圓柱體前后端壓力差小于θ=60°和90°。當(dāng)θ=60°和90°時(shí)，前端高壓值相近。θ=60°時(shí)，尾部壓力比θ=90°大，故θ=60°時(shí)圓柱體所受的平均阻力小于θ=90°。從圖7，Ur=8壓力云圖可以看出，隨著θ增加，圓柱體前端高壓駐點(diǎn)壓力和尾部壓力越來越大，前端增加的較尾部大，使得壓力差越來越大，平均阻力越來越大。

圖8為約化速度Ur=4(上)和8(下)時(shí)，附加整流罩的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)瞬時(shí)渦量云圖。當(dāng)Ur=4時(shí)，單圓柱體表現(xiàn)為緊湊的雙列線渦。當(dāng)θ=45°時(shí)，其尾渦結(jié)構(gòu)表現(xiàn)為2S模式。與單圓柱體不同，漩渦從整流罩的尾部脫落，漩渦脫落遠(yuǎn)離主圓柱體，主圓柱體遠(yuǎn)離漩渦的影響。由于振幅較小，整流罩對(duì)于瀉渦的影響比較弱。當(dāng)圓柱體幅值為正時(shí)，整流罩的下表面形成一個(gè)逆時(shí)針的次渦，并逐漸擴(kuò)散到整個(gè)整流罩尾部；當(dāng)圓柱體幅值為負(fù)時(shí)，整流罩的上表面形成一個(gè)順時(shí)針的次渦，并逐漸擴(kuò)散到整個(gè)整流罩尾部。次渦的存在使得圓柱體上下表面的壓力差減小，導(dǎo)致圓柱體所受的渦激升力減小。當(dāng)θ=60°時(shí)，圓柱體的橫向振幅略有增加，整流罩尾部對(duì)漩渦的脫落產(chǎn)生明顯的影響。在整流罩的作用下，漩渦被拉長(zhǎng)，相鄰的漩渦中心距離變長(zhǎng)。當(dāng)θ=90°時(shí)，其幾何外形和單圓柱體相近，故其尾渦結(jié)構(gòu)和單圓柱體相近表現(xiàn)為緊湊的雙列線渦且一直延續(xù)到遠(yuǎn)場(chǎng)。

當(dāng)Ur=8時(shí)，對(duì)于單圓柱體來說，振幅迅速減小，第一個(gè)漩渦中心較約化速度低時(shí)向下游偏移，其尾渦表現(xiàn)為2S模式。當(dāng)θ=45°時(shí)，在整流罩的作用下，圓柱體的尾渦被拉長(zhǎng)，圓柱體兩側(cè)的漩渦能量較Ur小時(shí)增強(qiáng)，使得圓柱體的振幅增大。當(dāng)θ=60°時(shí)，整流罩對(duì)于尾流的影響比θ=45°小，尾渦被拉長(zhǎng)，每個(gè)周期內(nèi)脫落兩個(gè)旋向相反的漩渦形成一個(gè)漩渦對(duì)。當(dāng)圓柱體向上運(yùn)動(dòng)時(shí)，漩渦對(duì)偏向圓柱體下側(cè)；當(dāng)圓柱體向下運(yùn)動(dòng)時(shí)，漩渦對(duì)偏向圓柱體上側(cè)。當(dāng)θ=90°時(shí)，圓柱體后的尾渦被拉長(zhǎng)，瀉渦模式表現(xiàn)為2S模式。

圖8 約化速度Ur=4(上)和8(下)時(shí)，附加整流罩的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)瞬時(shí)渦量云圖Fig.8 Instantaneous vorticity of a cylinder undergoing transverse-only VIV with a fairing at Ur=4 (up) and 8 (down)

2.4 附加分隔板的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)

附加不同長(zhǎng)度分隔板的圓柱體振動(dòng)振動(dòng)幅值(左)和無因次化振動(dòng)頻率(右)變化曲線如圖9所示。當(dāng)Ls/D=0.25時(shí)，圓柱體橫向振動(dòng)幅值隨著Ur增加先增大后減小，在Ur=7時(shí)取得最大值0.857，比單圓柱體的大約50%。當(dāng)Ls/D=0.35時(shí)，圓柱體橫向振動(dòng)幅值變化趨勢(shì)和Ls/D=0.25相近，在Ur=10時(shí)取得最大值。當(dāng)Ls/D=0.5時(shí)，圓柱體的橫向振動(dòng)位移隨著約化速度的增加而增加。總的來說，附加分隔板的圓柱體振幅在約化速度較小時(shí)，其橫向振幅小于單圓柱體；在約化速度較大時(shí)，圓柱體的橫向振幅遠(yuǎn)大于單圓柱體，且隨著Ls增加，圓柱體的振幅越來越大，最大橫向位移向更高的約化速度偏移。附加分隔板的圓柱體振動(dòng)頻率整體上隨著Ur增加緩慢增加，且隨著Ls增加，振動(dòng)頻率越來越小，說明附加分隔板的圓柱體在一定程度上能夠減輕結(jié)構(gòu)的振動(dòng)頻率。

圖10為附加不同長(zhǎng)度分隔板的圓柱體渦激振動(dòng)升力均方根值(左)和阻力均值(右)變化曲線。附加分隔板的圓柱體升力均方根值總的來說比單圓柱體大。當(dāng)Ur<5時(shí)，隨著Ls增加，圓柱體所受的升力均方根值越來越小；當(dāng)Ur>5時(shí)，隨著Ls增加，圓柱體所受的升力均方根值越來越大。從圖11，Ur=4的壓力云圖可以看出，圓柱體運(yùn)動(dòng)到最大振幅時(shí)，低壓中心出現(xiàn)在圓柱體的上側(cè)，且隨著Ls增加低壓絕對(duì)值減小，而圓柱體的下側(cè)壓力值幾乎相等，圓柱體上下兩側(cè)的壓力差減小，導(dǎo)致圓柱體所受的渦激升力減小。從圖11，Ur=8的壓力云圖可以看出，對(duì)于單圓柱體，上下兩側(cè)的壓力差小于附加分隔板的圓柱體。附加分隔板的圓柱體低壓中心主要集中在圓柱體的上側(cè)和右下側(cè)，隨著Ls增加，右下側(cè)的壓力值增大，上下兩側(cè)的壓力差增大，導(dǎo)致圓柱體所受的渦激升力增大。

圖9 附加不同長(zhǎng)度分隔板的圓柱體振動(dòng)振動(dòng)幅值(左)和無因次化振動(dòng)頻率(右)變化曲線Fig.9 Variation of the amplitude (left) and non-dimensional vibration frequency (right) of a cylinder with splitter in different lengths

圖10 附加不同長(zhǎng)度分隔板的圓柱體渦激振動(dòng)升力均方根值(上)和阻力均值(下)變化曲線Fig.10 Variation of the r.m.s. lift coefficient (up) and mean drag coefficient (down) of a cylinder with splitter in different lengths

對(duì)于平均阻力來說，當(dāng)約化速度較小時(shí)，阻力均值遠(yuǎn)小于單圓柱體；中等約化速度時(shí)，阻力均值較單圓柱體增大；約化速度較大時(shí)，阻力均值和單圓柱體相近。從圖11，Ur=4的壓力云圖可以看出，對(duì)于單圓柱體，其后部低壓區(qū)域使得前后壓力差遠(yuǎn)大于附加分隔板的圓柱體。附加分隔板的圓柱體運(yùn)動(dòng)到最大幅值時(shí)，圓柱體前端高壓駐點(diǎn)由圓柱體正前方偏移到圓柱體的左下方，圓柱體尾部的壓力值隨著Ls增加逐漸增加，圓柱體前后壓力差越來越小，導(dǎo)致圓柱體所受的平均阻力越來越小。從圖11，Ur=8的壓力云圖可以看出，對(duì)于單圓柱體，其前端和尾部壓力值均大于附加分隔板的圓柱體，但是前端高壓幅度小于后端低壓大的值，反而使得圓柱體前后壓力差小于附加分隔板的圓柱體。附加分隔板的圓柱體高壓中心回到正前方附近，圓柱體前后兩端的壓力差幾乎相近，故圓柱體所受的阻力均值很接近。

圖11 約化速度Ur=4(上)和8(下)時(shí)，附加分隔板的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)壓力云圖Fig.11 Pressure field in proximity of a cylinder undergoing transverse-only VIV with a splitter at Ur=4 (up) and 8 (down)

從圖12，Ur=4瞬時(shí)渦量云圖中可以看出，圓柱體幅值為正時(shí)，在分隔板的下表面形成一個(gè)逆時(shí)針的次渦，并逐漸擴(kuò)張到整個(gè)圓柱體后半部分；當(dāng)圓柱體幅值為負(fù)時(shí)，在分隔板的上表面形成一個(gè)順時(shí)針的次渦，并逐漸擴(kuò)張到整個(gè)圓柱體的后半部分。隨著Ls增加，分隔板末端的漩渦越來越強(qiáng)，使得圓柱體上下兩側(cè)的壓力差越小，圓柱體所受的渦激升力越來越小，圓柱體振動(dòng)幅值越來越小。圓柱體的瀉渦模式表現(xiàn)為2S模式，且隨著Ls增加，圓柱體后的尾渦中心距離圓柱體中心越遠(yuǎn)，相鄰的兩個(gè)漩渦之間的距離增加，漩渦的脫落周期增大。從圖12，Ur=8瞬時(shí)渦量云圖中可以看出，Ls/D=0.25時(shí)，近圓柱體的瀉渦模式表現(xiàn)為2Po模式。隨著時(shí)間的推移向下游移動(dòng)，能量較弱的逆時(shí)針漩渦消散，形成P+S模式。當(dāng)Ls/D=0.35時(shí)，圓柱體由位移最大處向下運(yùn)動(dòng)時(shí)，兩個(gè)順時(shí)針漩渦和一個(gè)逆時(shí)針漩渦脫落；圓柱體向上移動(dòng)時(shí)，在圓柱體的尾部脫落一個(gè)逆時(shí)針的渦帶貫穿整個(gè)渦道。當(dāng)Ls/D=0.5時(shí)，圓柱體的瀉放表現(xiàn)為多個(gè)周期，每個(gè)周期內(nèi)的漩渦脫落較分隔板長(zhǎng)度較短時(shí)變的復(fù)雜，尾渦結(jié)構(gòu)變的混亂。

圖12 約化速度Ur=4(上)和8(下)時(shí)，附加分隔板的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)瞬時(shí)渦量云圖Fig.12 Instantaneous vorticity of a cylinder undergoing transverse-only VIV with a splitter at Ur=4 (up) and 8 (down)

3 結(jié) 論

本文通過數(shù)值模擬方法對(duì)附加整流裝置圓柱的流場(chǎng)特性進(jìn)行了研究，得出如下結(jié)論：

(1) 附加整流裝置的圓柱體橫向單自由度渦激振動(dòng)特性比附加整流裝置的固定圓柱體復(fù)雜的多，使用靜止圓柱體繞流結(jié)果來表征整流裝置好壞有些欠妥。

(2) 附加整流裝置的圓柱體振動(dòng)頻率較單圓柱體顯著減小，說明附加整流裝置能夠減輕結(jié)構(gòu)的振動(dòng)頻率。

(4) 整流裝置尾部形成的次渦對(duì)結(jié)構(gòu)受力影響較大。當(dāng)Ur較低時(shí)，次渦的存在使得圓柱體上下表面的壓力差減小，導(dǎo)致圓柱體所受的渦激升力減小。當(dāng)Ur較大時(shí)，在整流裝置和次渦共同作用下，圓柱體的所受的渦激升力增強(qiáng)。此外，圓柱體尾部低壓中心發(fā)生明顯后移，圓柱體前后兩端壓力差減小，最終導(dǎo)致圓柱體所受的阻力均值減小。