涡激诱导并列双圆柱碰撞数值模拟研究

圆柱类结构物的涡激振动是工程中较为常见的一种现象,如果圆柱结构物之间的距离较小, 就会产生涡激诱导碰撞现象,而涡激碰撞会比涡激振动对结构物疲劳破坏产生更严重的威胁.采用浸入边界法模拟流体中的动边界问题,避免了传统贴体网格方法在求解流体中存在固体间碰撞问题时出现数值求解不稳定问题,采用有限元方法对圆柱的运动和碰撞进行求解,通过数据回归方法建立了流体流动条件下的润滑模型,对不同间隙比下涡激诱导并列双圆柱振动及碰撞过程进行了数值模拟, 数值结果表明,如果两圆柱产生了碰撞将会有连续的碰撞发生, 碰撞时出现了多阶频率,振动主频率要比无碰撞时大, 两圆柱碰撞时的相对速度比自由来流速度小;当两圆柱相互接近时, 随着涡环分离角度的逐渐倾斜, 横向流体力先逐渐减小,当两圆柱间涡环开始相互影响发生挤压时, 横向流体力开始逐渐增大;当两圆柱开始反弹时, 两圆柱间形成了低压区, 改变了横向流体阻力的方向,使两圆柱又产生了接近运动,如此反复从而产生了碰撞后横向流体力和圆柱速度的振荡现象.      

不同控制角下附加圆柱对圆柱涡激振动影响

在弹性支撑的圆柱周围布置直径更小圆柱会影响剪切层发展以及旋涡脱落,进而改变其涡激振动状态.通过不同的布置形式和附加小圆柱个数可以实现对圆柱涡激振动的促进或抑制.激励更大幅值的振动可以更好地将水流动能转化为可利用的机械能或电能,抑制其振动则可以实现对海洋平台等结构物的保护.采用基于迭代的嵌入式浸入边界法对前侧对称布置两个小圆柱的圆柱涡激振动进行数值模拟研究,系统仅做横向振动,其中基于主圆柱直径的雷诺数为100,质量比为2.0,折合流速为3～11.小圆柱与主圆柱的直径比为0.125,间隙比为0.125.结果表明,在研究的控制角范围内(30°～90°),附加小圆柱可以很大程度上改变圆柱涡激振动的状态.当控制角较小(30°)时,附加小圆柱对主圆柱的振动起抑制作用;当控制角为45°～60°时,圆柱的振动分为涡振和弛振两个阶段,在弛振阶段,圆柱振幅随折合流速增加而持续增加;当控制角较大(75°～90°)时,附加小圆柱的促进作用随着控制角增加而减小.进一步地,结合一个周期内不同时刻旋涡脱落以及圆周压强分布,解释了附加小圆柱对主圆柱涡激振动的作用机制.应用能量系数对圆柱系统的进一步分析发现,弛振阶段由流体传递到主圆柱的能量系数随折合流速的增加逐渐下降,旋涡结构的改变是产生这种变化的直接原因.     

不同控制角下附加圆柱对圆柱涡激振动影响

在弹性支撑的圆柱周围布置直径更小圆柱会影响剪切层发展以及旋涡脱落,进而改变其涡激振动状态.通过不同的布置形式和附加小圆柱个数可以实现对圆柱涡激振动的促进或抑制.激励更大幅值的振动可以更好地将水流动能转化为可利用的机械能或电能,抑制其振动则可以实现对海洋平台等结构物的保护.采用基于迭代的嵌入式浸入边界法对前侧对称布置两个小圆柱的圆柱涡激振动进行数值模拟研究,系统仅做横向振动,其中基于主圆柱直径的雷诺数为100,质量比为2.0,折合流速为3~11.小圆柱与主圆柱的直径比为0.125,间隙比为0.125.结果表明,在研究的控制角范围内(30°~90°),附加小圆柱可以很大程度上改变圆柱涡激振动的状态.当控制角较小(30°)时,附加小圆柱对主圆柱的振动起抑制作用;当控制角为45°~60°时,圆柱的振动分为涡振和弛振两个阶段,在弛振阶段,圆柱振幅随折合流速增加而持续增加;当控制角较大(75°~90°)时,附加小圆柱的促进作用随着控制角增加而减小.进一步地,结合一个周期内不同时刻旋涡脱落以及圆周压强分布,解释了附加小圆柱对主圆柱涡激振动的作用机制.应用能量系数对圆柱系统的进一步分析发现,弛振阶段由流体传递到主圆柱的能量系数随折合流速的增加逐渐下降,旋涡结构的改变是产生这种变化的直接原因.      

低雷诺数下弹性圆柱体涡激振动及影响参数分析

利用Fluent软件数值求解不可压缩粘性流体的N-S方程,研究均匀来流Re=200时弹性圆柱体的涡激振动.圆柱体运动简化为质量-弹簧-阻尼系统,将Newmark-β方法代码写入用户自定义函数(UDF)求解运动方程,柱体与流体间的非线性耦合作用通过动网格技术实现.详细分析了涡激力系数、柱体位移特征值和尾流涡结构随频率比的变化关系,获得"相位开关"、"拍"等现象.考虑流向振动对横向振动影响时,圆柱体最大横向振幅为0.65倍直径.当固定频率比,而质量比或折合阻尼增大时,圆柱体流向与横向振动均呈非线性衰减趋势,但增大质量比对流向平均位移的偏离起到更好的控制效果.     

倾斜圆柱结构涡激振动研究进展

圆柱结构涡激振动现象在生活中十分常见,如海洋工程中的管道、土木工程中的高耸建筑、桥梁斜拉索,核工程中的热交换器等频繁受到涡激振动影响,诱发结构的疲劳损伤,甚至破坏失效.现阶段,人们对垂直来流作用下圆柱结构涡激振动机理已有较为全面的认识.然而,当圆柱倾斜置于流场中,结构后缘的尾流形态与垂直放置差异显著,结构与流体的耦合作用机理更为复杂.为简化倾斜圆柱涡激振动问题,提出了不相关原则,来流速度被分解为垂直圆柱结构轴向和平行圆柱结构轴向的两个速度分量,仅考虑垂直结构轴向速度分量的影响,忽略平行结构轴向速度分量的影响.近年来,针对倾斜圆柱涡激振动及不相关原则的适用性,出现了大量实验和数值模拟研究成果.为了深化对倾斜圆柱结构涡激振动相关机理的认知,本文全面阐述了倾斜圆柱结构涡激振动响应规律、尾迹流场模式和流体力特性等方面的研究进展,分析了不相关原则的适用范围,探讨了倾斜圆柱结构涡激振动抑制措施,并对今后该领域的研究进行了力所能及的展望.     

深海细长柔性立管涡激振动数值分析方法研究进展

深海细长柔性立管的涡激振动与刚性圆柱的涡激振动问题相比,既有联系又有区别.当立管的长细比(L/D)较大时,会展现出一些刚性圆柱涡激振动没有的现象.本文介绍了近几十年来深海开发的细长柔性立管涡激振动的研究进展,主要侧重于数值计算分析研究领域,对目前常用的数值分析方法进行了归纳和总结.在此基础之上,详细介绍了目前理论研究和实际工程中的热点问题,诸如流场剖面的影响、立管顶端浮体运动的耦合、涡激振动抑制措施、振动多模态特性等.     

并列双圆柱流致振动的不对称振动和对称性迟滞研究

对雷诺数Re = 100 间距比s/D = 2.5 和5.0 的并列双圆柱流致振动进行了数值模拟研究, 其中圆柱质量比m = 2.0, 折合流速U_r 在2.0~10.0 之间, 两圆柱仅能做横流向振动. 研究发现, 当间距比s/D = 2.5 时, 在折合流速4.4 < U_r< 4.8区间内, 两圆柱流致振动响应出现不对称振动现象, 在折合流速4.4 < U_r< 4.8 区间内, 两圆柱流致振动响应出现对称性迟滞现象; 而当间距比s/D = 2.5时, 圆柱流致振动响应与单圆柱涡激振动响应相似, 没有出现不对称振动和对称性迟滞现象. 在不对称振动区间内, 两圆柱的升、阻力参数也出现了不相等的情况. 此外, 当两圆柱不对称振动时, 圆柱间隙流稳定地偏斜向其中的一个圆柱; 相应地, 尾涡也出现了宽窄不等的模式. 窄尾流圆柱的振幅和升、阻力均较宽尾流圆柱的大. 通过对比不对称振动现象发生前后的尾涡模式, 对新现象的产生机制进行了阐述.      

多用途输液立管涡激振动实验研究与疲劳分析

为研究输运不同流体的海洋立管在海流作用下的振动规律,在大型波浪流水槽中进行涡激振动模型实验。实验分别将四种不同质量比的立管模型竖直固定于支架上,立管外部承受不同速度的流体作用,上端施加顶张力。立管模型上均匀布置六个测点,根据每个测点布置的两个应变计,分别测得来流向和横向两个方向振动响应。通过小波变换对实验数据进行去噪处理,利用振型分解法求解立管各点涡激振动位移。考察输运不同流体对立管自振频率以及涡激振动响应的影响,并利用雨流计数法对模型进行疲劳分析。实验结果表明,随质量比增加立管涡激振动频率降低;低质量比的立管更容易产生大位移。     

柔性圆柱涡激振动流体力系数识别及其特性

涡激振动是诱发海洋立管、浮式平台系泊缆和海底悬跨管道等柔性圆柱结构疲劳损伤的重要因素.目前,海洋工程中用于柔性圆柱涡激振动预报的流体力系数主要来源刚性圆柱横流向受迫振动的实验数据,存在一定缺陷和误差.本文综合考虑横流向与顺流向振动耦合作用,建立了柔性圆柱涡激振动流体力模型,运用有限元法和最小二乘法确定升力系数、脉动阻力系数和附加质量系数.为了准确识别柔性圆柱涡激振动流体力系数,设计并开展了拖曳水池模型实验,实验用柔性圆柱模型的质量比为1.82,长径比为195.5.通过与刚性圆柱流体力系数对比,深入分析了柔性圆柱流体力系数的特性.结果表明:柔性圆柱在一阶模态控制区,流体力系数随约化速度变化趋势与刚性圆柱大致相似;二阶模态控制区,升力系数和脉动阻力系数显著增大;附加质量系数在响应频率较低时与振动位移的相关性增强;当响应频率较低时,振动位移较大区域为能量耗散区,当响应频率较高时,振动位移较大区域为能量输入区.     

横向振荡圆柱绕流的格子Boltzmann方法模拟

基于格子Boltzmann方法(LBM)对不可压横向振荡圆柱绕流问题进行了数值研究. 与传统的求解宏观的N-S方程的数值方法不同, LBM求解此类问题不需要采用动网格, 而且不需要对网格进行特殊处理, 从而节约了计算成本. 结果显示, 当振荡频率增加到相应的静止圆柱绕流的自然涡脱落频率附近时, 圆柱后最新形成的集中涡距离柱体越来越近, 直到达到一个极限位置. 随后, 集中涡突然转向圆柱体另一侧脱落. 当振荡频率接近于静止圆柱的自然涡脱落频率时, 发生频率同步的现象. 随着振荡频率远离自然涡脱落频率, 同步现象消失. 在几种次谐振荡和超谐振荡下, 尾流区的涡脱落频率仍为相应的静止圆柱绕流的自然涡脱落频率.      

低雷诺数下串列三圆柱涡激振动中的弛振现象及其影响因素

对间距比为1.2和雷诺数为100的串列三圆柱涡激振动进行数值模拟,发现在某个折合流速之后,三圆柱的响应均呈现为随着折合流速增大而增大的弛振现象,平衡位置偏移、低频振动以及旋涡脱落与圆柱运动之间的时机三个因素共同决定了弛振现象的出现.进一步的研究发现,串列三圆柱的弛振现象仅出现在质量比不大于2.0和雷诺数不大于100的工况下.当质量比较大时,串列三圆柱的平衡位置固定不变,且圆柱的振动不规律,使得旋涡脱落与圆柱运动的时机处于变化之中.当雷诺数较高时,最上游圆柱的平衡位置在折合流速较大时回到初始位置,不再参与对圆柱振动的调节,使得圆柱的振动响应不再规律,旋涡脱落与圆柱运动的时机也一直处于变化之中.     

低雷诺数下串列三圆柱涡激振动中的弛振现象及其影响因素

对间距比为1.2和雷诺数为100的串列三圆柱涡激振动进行数值模拟, 发现在某个折合流速之后, 三圆柱的响应均呈现为随着折合流速增大而增大的弛振现象, 平衡位置偏移、低频振动以及旋涡脱落与圆柱运动之间的时机三个因素共同决定了弛振现象的出现. 进一步的研究发现, 串列三圆柱的弛振现象仅出现在质量比不大于2.0和雷诺数不大于100的工况下. 当质量比较大时, 串列三圆柱的平衡位置固定不变, 且圆柱的振动不规律, 使得旋涡脱落与圆柱运动的时机处于变化之中. 当雷诺数较高时, 最上游圆柱的平衡位置在折合流速较大时回到初始位置, 不再参与对圆柱振动的调节, 使得圆柱的振动响应不再规律, 旋涡脱落与圆柱运动的时机也一直处于变化之中.      

深海采矿系统中悬臂式立管涡激振动分析

不同于传统的海洋立管, 深海采矿系统中的垂直提升管道可以被视为一个底部无约束的柔性悬臂式立管, 工作过程中同样面临涡激振动和柔性变形问题. 本文采用一种无网格离散涡方法和有限元耦合的准三维时域求解数值模型, 系统性地研究了不同流速下悬臂式立管的涡激振动问题. 结果表明: 悬臂式立管的横向振动模态阶数随折合速度增加而增大, 在一定折合速度范围内主导振动模态保持不变; 当主导模态转变时, 对应的横向振幅会发生突降, 但是当新的高阶模态被激发后, 立管振幅随来流速度增加而再次逐渐增大; 在相同的振动模态下, 立管底部位移均方根值随折合速度线性增加, 主导振动频率在模态转变时会出现跳跃现象; 特别地, 本文讨论了三阶主导模态下悬臂式立管的振动响应, 无约束的立管底部呈现出较大的振动能量, 且振幅的驻波特征随折合速度增加而逐渐增强; 本文比较了两端铰支立管与悬臂式立管的涡激振动响应特征, 两者在振幅和主导振动频率两方面均表现出了相同的变化趋势.      

大柔性圆柱体两自由度涡激振动试验研究

基于模型试验研究了柔性圆柱体两自由度涡激振动问题, 研究了顺流向涡激振动和横向涡激振动的频率与振幅关系, 提出了考虑流固耦合的两自由度涡激振动非线性分析模型. 研究表明, 在不同的流速(雷诺数)范围, 柔性圆柱体顺流向涡激振动与横向涡激振动的频率比和幅值比是不同的; 在非锁定区, 圆柱体的顺流向振动频率与横向振动频率相同, 在锁定区, 圆柱体的顺流向振动频率是横向振动频率的两倍; 在非锁定区, 顺流向振幅与横向振幅比约为1, 而在锁定区, 顺流向振幅与横向振幅比约为1/3~2/3.      

圆柱固结刚性分离盘结构振动风洞实验研究

分离盘作为常用的流动控制装置之一,对于固定圆柱旋涡脱落具有很好的抑制作用。但是,对于结构振动,固结刚性分离盘是否有类似的抑制作用及控制机制尚待深入研究。本文通过风洞实验,利用非接触式激光位移传感器,研究圆柱固结短分离盘后在"从静止开始"和"连续增加风速"这两种不同的初始条件下的结构响应。结果表明,附加分离盘后,与典型的涡激振动(Vortex-induced vibration, VIV)类似,结构的响应虽然仍然限定在一段风速范围内,但是其幅值比单圆柱VIV幅值大得多。当分离盘长度为0.25D(D为圆柱直径)时,结构响应与圆柱VIV类似,分为两个分支。当分离盘长度为0.4D、0.5D时,结构响应存在明显的迟滞现象,同时,响应会在达到最大振动幅值后突然消失。连续增加风速时,振动随约化速度增加而增强。与典型的涡激振动类似,可以发现明显的频率锁定现象,与典型驰振特性不同。通过FFT分析尾流速度频谱,可以发现,附加分离盘后,频谱中出现大量的高阶谐频成分,它们的出现可能与旋涡脱落模式有关。     

剪切流场中含内流立管横向涡激振动特性

立管是海洋工程中输送油气或其他矿产资源的必备结构, 外部洋流引起的立管涡激振动影响着立管的疲劳寿命, 危害深海资源开发. 本文基于欧拉?伯努利梁方程, 结合半经验时域水动力模型, 建立剪切流与内流耦合作用下海洋立管涡激振动预报模型, 运用有限元方法和Newmark-β逐步积分法求解方程, 首先将数值模拟结果与实验数据进行对比, 验证模型正确性. 然后, 运用此模型, 对剪切流作用下含内流的顶张立管在不同内流速度和密度下的横向涡激振动响应特性进行研究, 主要分析了立管的横向振动模态、振动频率以及均方根位移等涡激振动参数随内流速度和密度等参数的变化规律. 结果表明, 在剪切流场中, 含内流海洋立管在横向上表现出多模态多频率的涡激振动;立管横向振动的最大均方根位移随内流速度和密度的增大而增大, 特别是当内流速度较大时, 横向最大均方根位移增大明显;立管横向振动的主导频率随内流速度和密度的增大而减小, 并且内流密度的增大同样会引起模态转换和频率转换.      

基于辛方法的功能梯度圆柱壳振动特性分析

基于辛方法分析了功能梯度圆柱壳的自由振动特性。从薄壳理论和功能梯度材料特性出发,得到了功能梯度圆柱壳自由振动时的拉格朗日密度函数。引入对偶变量,经哈密顿正则变换,导出了功能梯度圆柱壳自由振动的哈密顿正则方程,将问题转化为求解哈密顿矩阵的辛本征值问题,得到了两端固支和两端简支两种边界条件下功能梯度圆柱壳的量纲为一的固有频率。数值结果表明:简支和固支两种边界条件下功能梯度圆柱壳的量纲为一的固有频率随体积分数、厚径比、环向波数的变化规律基本相同,但在数值上略有差别;量纲为一的固有频率随环向波数的增大呈现先减小后增大的现象,随厚径比的增大而增大,随材料体积分数的增大而逐渐减小。     

双圆柱斜置排列时下游圆柱压力分布和振荡频率的实验研究

当两个圆柱斜置排列并靠得较近时,绕流下游圆柱的流动明显地不同于单一圆柱.本文研究了下游圆柱压力分布受到的影响,并着重于用FFT来分析圆柱表面某些特征点上的压力频谱,研究频谱与圆柱之间的相对距离和位置的关系.当圆柱间距较远时,压力振荡的频率与单圆柱卡门涡节的频率相接近,随着横向间距的接近,频率逐渐降低,然而当两圆柱十分接近时,外侧压力振荡的频率继续降低,但圆柱内侧压力振荡的频率却突然提高,出现了一个圆柱体两侧作用有不同频率压力的情况.     

基于非线性吸能机理的涡激振动减振理论与实验研究

流致振动现象广泛存在于机械、航空、土木和石油等重要工程领域, 为防止工程结构因流致振动行为而造成疲劳破坏, 有必要对稳定性、动力学响应及其振动控制做深入研究. 本文提出了一种由弹簧和质量块构成的非线性吸能器(nonlinear targeted energy transfer, NTET), 研究了该非线性吸能器对弹性支承圆柱体涡激振动的被动控制影响机制. 基于能量法推导了圆柱体涡激振动非线性被动控制的耦合动力学方程, 通过设计非线性弹簧?质量块构型的NTET, 进一步开展了涡激振动控制的实验研究, 并与理论预测结果进行了较好的对比, 获得提升涡激振动控制效果的最佳参数值. 研究发现, NTET的质量、弹簧刚度以及弹簧预应力等参数会对涡激振动控制效果产生显著的影响. 本文研究结果表明, 该耦合系统中圆柱体和NTET均表现出周期性的稳态振动响应, NTET质量的改变会显著影响系统的耦合频率. 在无预应力状态下, NTET质量越大、刚度越小时, 有更好的减振效果. 当弹簧预应力逐渐增大时, NTET的非线性刚度逐渐变弱, 会降低涡激振动控制性能. 参数分析表明: 随着涡激振动控制性能的提升, 圆柱体的振幅逐渐较小, NTET的振幅逐渐增大, 能量传递效率逐渐提高. 研究结果可为工程中涡激振动控制策略的高效设计提供有用的理论支撑和实验数据.      

绒毛控制圆柱涡激振动的风洞试验研究

利用绒毛对圆柱涡激振动抑制进行了风洞试验研究。通过改变附属绒毛无因次长度L/D比(L为绒毛长度,D为圆柱外径),研究L/D分别为0.6、1.2和1.8的模型在约化速度2~40的范围内对弹性支撑大质量阻尼系数圆柱涡激振动的抑制作用。试验采用激光位移传感器采集圆柱的横向(Y)和顺流向(X)位移,并用烟线测流场以揭示流动控制机理。结果表明,三种无因次长度的绒毛对大质量阻尼系数圆柱的涡激振动都有显著的抑制作用,随着L/D的增加,圆柱Y向无因次位移及功率谱密度幅值减弱,多达73.5%的无因次位移被抑制;且随着L/D的增加,圆柱附属绒毛频率比远离原始圆柱频率比。绒毛改变了圆柱的边界层分离点位置、抑制了边界层的相互作用并改变尾涡结构,从而抑制振动。