鋼筋石籠起動(dòng)流速試驗(yàn)與流場(chǎng)結(jié)構(gòu)數(shù)模分析.docx

1、第47卷第2期2014年2月Vol.47No.2Feb.2014天津大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)與工程技術(shù)版)JournalofTianjinUniversity(ScienceandTechnology)DOklO.ll784/tdxbz201206059鋼筋石籠起動(dòng)流速試驗(yàn)與流場(chǎng)結(jié)構(gòu)數(shù)模分析葉恩立I,周宜紅心，肖煥雄I,任磊3(1.武漢大學(xué)水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家取點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室.武漢430072;2. 三峽大學(xué)水利與環(huán)境學(xué)院.宜昌443002;3.愛爾蘭國(guó)立大學(xué)工程與信息學(xué)院，高威)摘要：介紹了鋼筋石籠起動(dòng)流速的研究現(xiàn)狀，針對(duì)其不足，用石蘢實(shí)際邊長(zhǎng)代譽(yù)化引直徑，經(jīng)過(guò)理論推導(dǎo).提出了以拖拽力系數(shù)為主要待定

2、參數(shù)的鋼筋石籠起動(dòng)流速簡(jiǎn)化公式，并在此基獨(dú)上進(jìn)行了axaxc形石蘢的起動(dòng)流速水槽試驗(yàn).通過(guò)試驗(yàn)，分析了扃度與穩(wěn)定性的關(guān)系，得到了不同扁度所時(shí)應(yīng)的拖拽力系教值并討論了底部犀擦力系數(shù)，給鋼筋石蘢建定性所帶來(lái)的重要影響.此外，為更好地了解鋼筋石籠周圖流場(chǎng)的特桂，構(gòu)定了一個(gè)透水性繞流數(shù)值模型，并以大渦模擬為計(jì)算手段.對(duì)透水性繞流場(chǎng)進(jìn)行了三維數(shù)值模擬.通過(guò)將模擬站果與非透水性繞流場(chǎng)從流場(chǎng)結(jié)構(gòu)、渦體脫落、靜壓強(qiáng)分布以及拖拽力系數(shù)等方面進(jìn)行定性、定量的對(duì)比分析，得到了透水性對(duì)流場(chǎng)的具體影響結(jié)果.關(guān)鍵詞：鋼筋石籠；起動(dòng)流速；水槽試驗(yàn)；方鈍體透水性繞流；大渦模擬中圖分類號(hào)：TV13I.61文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)

3、：0493-2137(2014)02-0108-08CriticalVelocityTestandFlow-Field-StructureNumericalAnalysisofRock-FilledSteelCageUnderWaterYeEnli',ZhouYihong1,2,XiaoHuanxiong1,RenLei3(I.StateKeyLaboratoryofWaterResourcesandHydropowerEngineeringScience,WuhanUniversity,Wuhan430072.China；2.CollegeofHydraulicandEnvironm

4、entalEngineering,ThreeGorgesUniversity,Yichang443002,China；CollegeofEngineeringandInformatics.NationalUniversityofIreland,Galway,Ireland)Abstract:Anintroductiontothestatusofresearchinthefieldofthecriticalvelocityofrock-filledsteelcageisdescribed.Consideringthedeficienciesofstudiesinthepast,aconcisef

5、ormulainwhichthedragcoeftlcicntisthemainundeterminedparameterisproposedtocalculatethecriticalvelocityofrock-filledsteelcage,intheformula,cagelength,insteadofthetransformeddiameter,isemployed.Aflumetestisalsocarriedoutforthecageintheshapeofaxaxc.Accordingtotheexperimentalresults,therelationshipbetwee

6、ntheflatnessandthestabilityofthecageunderwaterisanalyzed,andthevalueofdragcoefficientunderdiflerenttlatnessisobtained.Thegreatinfluenceoffrictioncoefficientonthestabilityofrock-fillcdsteelcageisalsodiscussed.Besides,forabetterunderstandingoftheflowfieldaroundthecage,alargeeddysimulationisemployedtos

7、imulatethethreedimensionalstructureoftheflowpassingaperviouscubic-bluntbodyatRe=2.2x104.Thus,thecharacteristicsofthiskindofflowfieldanditsconcreteefleetsareconcludedfromtheaspectsofflowfieldstructure,vortexshedding,dragcoefficientandstaticpressuredistribution.Keywords:rock-filledsteelcage；criticalve

8、locity；flumetest；flowpassingaperviouscubic-bluntbody；largeeddysimulation如何減輕截流難度，一直是水利水電工程設(shè)計(jì)、從而減輕截流難度的角度出發(fā)，鋼筋石籠尤其是鋼筋施工中頗受關(guān)注的問(wèn)題.從增大拋投料自身穩(wěn)定性石籠串在立堵截流工程中得到了越來(lái)越多的應(yīng)用.收稿日期：2012-06-26;修回日期：2012-09-04.基金項(xiàng)目：國(guó)家“卜五”科技支撐計(jì)劃項(xiàng)口(2008BAB29B02-2-2).作者簡(jiǎn)介：葉恩V.(1987-)，男，博士研究生,yecnli2OO5.通訊作者：周宜紅，zyhwhu2OO3.鋼筋石籠是將工程開挖料或現(xiàn)場(chǎng)

9、易于獲得的天然中小石料裝入巳編制好的鋼筋籠而制成的，具有相對(duì)較強(qiáng)的透水性和柔性.葛洲壩、三峽以及溪洛渡等工程的截流實(shí)踐表明，其穩(wěn)定性優(yōu)于同噸位的混凝土塊體且不遜于同噸位的特大石.同時(shí)，其材料的獲取和制作的過(guò)程卻要比特大石和混凝土塊體方便得多，因此，受到越來(lái)越多的關(guān)注和應(yīng)用.但到目前為止，國(guó)內(nèi)外有關(guān)鋼筋石籠穩(wěn)定性的研究成果很少，使得鋼筋石籠(串)在工程應(yīng)用中缺少相應(yīng)的理論指導(dǎo)，給截流設(shè)計(jì)工作帶來(lái)了困難.因此，對(duì)鋼筋石籠穩(wěn)定性機(jī)理的研究具有實(shí)際意義和學(xué)術(shù)價(jià)值.針對(duì)鋼筋石籠起動(dòng)流速現(xiàn)行研究中的不足，本文從石籠的特性出發(fā)，用實(shí)際邊長(zhǎng)代替化引直徑，對(duì)單個(gè)鋼筋石籠的起動(dòng)流速進(jìn)行了理論推導(dǎo)，提出了以拖拽力系

10、數(shù)為主要待定參數(shù)的鋼筋石籠起動(dòng)流速公式.結(jié)合。xxc形石籠的起動(dòng)流速水槽試驗(yàn)，分析了扁度與穩(wěn)定性的關(guān)系，得到了不同扁度所對(duì)應(yīng)的拖拽力系數(shù)值，并指出了底部摩擦力系數(shù)，對(duì)鋼筋石籠穩(wěn)定性的影響.此外，由于傳統(tǒng)試驗(yàn)手段很難對(duì)鋼筋石籠周圍流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行無(wú)干擾精確觀測(cè)，所以為了更好地了解鋼筋石籠周圍流場(chǎng)的特性.構(gòu)建了一個(gè)透水性繞流數(shù)值模型，并以大渦模擬為計(jì)算手段，對(duì)透水性繞流場(chǎng)進(jìn)行了三維數(shù)值模擬.通過(guò)將模擬結(jié)果與非透水性繞流場(chǎng)從流場(chǎng)結(jié)構(gòu)、渦體脫落、靜壓強(qiáng)分布以及拖拽力系數(shù)等方面進(jìn)行定性、定量的對(duì)比分析，得到了透水性對(duì)流場(chǎng)的具體影響結(jié)果，為研究鋼筋石籠穩(wěn)定性機(jī)理提供了參考.1研究現(xiàn)狀目前，關(guān)于截流拋投材料的起

11、動(dòng)流速研究有很多成果，也出現(xiàn)了許多起動(dòng)流速公式，其中大多數(shù)均脫胎于經(jīng)典的伊茲巴斯公式，即式中v、K、O、匕、尸分別為作用在截流材料上的來(lái)流平均速度、穩(wěn)定系數(shù)、拋投塊體化引直徑、拋投塊體容重以及水的容重.伊茲巴斯公式及其類似公式(以下簡(jiǎn)稱伊類公式)中的未知自變量少，應(yīng)用起來(lái)相對(duì)簡(jiǎn)單，但其將影響材料穩(wěn)定性的接觸面粗糙程度、拖拽力系數(shù)、上舉力系數(shù)、流速分布等因素全部用穩(wěn)定系數(shù)K來(lái)體現(xiàn)和替代，不免顯得過(guò)于籠統(tǒng)，K值的物理意義也不夠明確，最終導(dǎo)致其值波動(dòng)較大.汪定揚(yáng)根據(jù)試驗(yàn)和收集到的資料，發(fā)現(xiàn)K值的變化范圍是0.42.7,這樣就給在實(shí)際應(yīng)用伊類公式時(shí)K值的準(zhǔn)確選取帶來(lái)了困難.為此汪定揚(yáng)通過(guò)多年的試驗(yàn)研究

12、，利用日本學(xué)者巖恒雄一的摩擦系數(shù)公式對(duì)K值進(jìn)行了分解，得到了塊體穩(wěn)定實(shí)用計(jì)算公式，其基本關(guān)系為v=(£廣京+B(枷2g矢梧(2)式中：X、8、為待定參數(shù)，根據(jù)平堵、立堵等形式的不同由試驗(yàn)確定；H為截流龍門水深；H/D為相對(duì)水深；夕。為相對(duì)糙度；。為斷面流速分布系數(shù)，根據(jù)不同情況由試驗(yàn)確定.以上所述是針對(duì)一般截流塊體所提出來(lái)的，而有關(guān)鋼筋石籠穩(wěn)定性的研究成果卻很少.2010年，李學(xué)海對(duì)鋼筋石籠的穩(wěn)定性進(jìn)行了一系列卓有成效的試驗(yàn)研究，引入了泥沙研究中所常用的扁度系數(shù)2，并結(jié)合塊體穩(wěn)定實(shí)用計(jì)算公式，提出了鋼筋石籠抗沖穩(wěn)定計(jì)算公式，其基本關(guān)系為v=H+8(新叫2g笠福(3)式中：、c分別為鋼

13、筋石籠長(zhǎng)、中、短軸的長(zhǎng)度；A、8的值分起動(dòng)和止動(dòng)兩種情況，通過(guò)試驗(yàn)擬合得到.在文獻(xiàn)3中，經(jīng)過(guò)驗(yàn)證，式具有相當(dāng)?shù)木?但以上研究仍然存在以下兩方面不足.(1) 用化引直徑。來(lái)簡(jiǎn)化與球體形狀偏離較大的方塊體，則化引過(guò)程(一般是等體積化引)缺乏清晰的物理和數(shù)學(xué)根據(jù)；并且，塊體的擺放方式也不能得到體現(xiàn)，例如，長(zhǎng)軸橫水向擺放與順?biāo)驍[放時(shí)的起動(dòng)流速顯然不同，而采用化引直徑則認(rèn)為與擺放方式無(wú)關(guān)了(因?yàn)榇藭r(shí)不存在長(zhǎng)、短軸了).雖然式(3)有扁度系數(shù)的矯正，而旦在應(yīng)用時(shí)也能夠得到工程允許的結(jié)果，但從學(xué)術(shù)研究的角度，用3個(gè)幾何尺度來(lái)定義鋼筋石籠的形狀，則能更清楚地研究影響其穩(wěn)定性的因素，有助于理解其穩(wěn)定性機(jī)理.

14、(2) 式(2)和式(3)都沒(méi)能很好地處理塊體底部摩擦力的問(wèn)題.例如，假定塊體與底部接觸面十分光滑(接近于沒(méi)有摩擦力并忽略分子間的作用力)，那么根據(jù)經(jīng)典力學(xué)，塊體即使受到很小的力(接近于零)的作用也會(huì)發(fā)生起動(dòng)，即起動(dòng)流速接近于零.這一點(diǎn)從式(2)和式(3)中并不能得到體現(xiàn)，說(shuō)明此類公式并沒(méi)能全面地反映出起動(dòng)流速關(guān)系.本文正是針對(duì)以上不足作為研究出發(fā)點(diǎn).F,.，其計(jì)算公式為2問(wèn)題分析鋼筋石籠在水流的作用下主要受5個(gè)力的作用：拖拽力席、上舉力弓、重力G、浮力已和阻力其受力分析如圖1所示.從圖中可以看出，鋼筋石籠與其他截流材料相比，在受力個(gè)數(shù)及性質(zhì)方面都一樣.導(dǎo)致鋼筋石籠與其他截流材料穩(wěn)定性的不同主

15、要是與其他截流材料相比，鋼筋石籠有3方面的差異：一是透水性不同；二是與水體接觸產(chǎn)生的表面摩擦力不同；三是與河床接觸產(chǎn)生的底部摩擦力不同.研究鋼筋石籠的起動(dòng)流速需將重點(diǎn)放在這3點(diǎn)不同上，其中前兩方面的不同是通過(guò)拖拽力和上舉力體現(xiàn)出來(lái)的.圖1鋼筋石籠受力分析示意Fig.lSchematicdiagramofforceanalysisofrock-filledsteelcage浸沒(méi)在水中的物體在與水流發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)的情況下，由于水的黏性，在其運(yùn)動(dòng)方向上會(huì)產(chǎn)生拖拽力%.拖拽力由壓差阻力與e和摩擦阻力&組成，兩者的比例關(guān)系取決于物體的形狀.但在計(jì)算拖拽力時(shí)，并沒(méi)有將兩者分開來(lái)，其計(jì)算式為2式中：烏

16、為拖拽力系數(shù)；4為特征面面積.特征面的選取需根據(jù)塊體的形狀而定，分為下列3種情況.(1) 迎水而.適合迎水面相對(duì)較大、短粗類鈍體，例如球體、圓柱體、導(dǎo)彈、魚雷等形體.(2) 俯視面.即為來(lái)流方向上的投影面，適合扁平形體，例如機(jī)翼、平板等.(3) 濕面.主要適用于船只等浮體.此處，研究鋼筋石籠時(shí)，應(yīng)該選擇第1種，即選擇迎水而為特征面來(lái)計(jì)算拖拽力.鋼筋石籠在流水中，由于頂部和底部的流速不相等，根據(jù)伯努利方程，會(huì)產(chǎn)生壓力差，表現(xiàn)為上舉力尤=。/：4式中：q為上舉力系數(shù)；4為鋼筋石籠在來(lái)流方向的投影面積.上述Cd和CL并不是常數(shù)，而是根據(jù)塊體形狀、雷諾數(shù)、攻角等的不同而發(fā)生變化.對(duì)于它們之間變化的規(guī)律

17、，有很多經(jīng)驗(yàn)性的公式和成果，但還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠，不能給出成熟的計(jì)算公式.對(duì)于不同的問(wèn)題，往往還是通過(guò)試驗(yàn)，根據(jù)式和式反求Cd和CL.針對(duì)本文要研究的六面體類的塊體，烏只和塊體形狀有關(guān)，q只和來(lái)流雷諾數(shù)有關(guān).以滑動(dòng)為條件，列出鋼筋石籠起動(dòng)時(shí)的力學(xué)平衡方程，即=甲，可得式中/為底部摩擦力系數(shù).如上所述，鋼筋石籠與相同形狀的六面體混凝土塊體相比有3方面的差別，前兩方面的差別在式(6)中是通過(guò)Cd和q體現(xiàn)出來(lái)的.所以當(dāng)?shù)撞壳闆r一定時(shí)，研究鋼筋石籠起動(dòng)流速的關(guān)鍵在于確定式(6)中的Cd和q.當(dāng)然，不同的鋼筋石籠還涉及到密實(shí)度的問(wèn)題，這在式中口J以通過(guò)/；來(lái)體現(xiàn).3模型試驗(yàn)及分析鋼筋石籠起動(dòng)流速試驗(yàn)是在1:50

18、的水槽中進(jìn)行的.水槽長(zhǎng)22m,寬32cm,深30cm,槽身、槽底均采用有機(jī)玻璃制造.本試驗(yàn)以1:50的比尺、按不同的質(zhì)量、分不同形狀制作了試驗(yàn)所需的鋼筋石籠，具體規(guī)格見表1.其中，由于工程中用立方體和長(zhǎng)條形(包括扁形)的鋼筋石籠居多，所以與韓其為【可在泥沙研究中所定義的扁度系數(shù)不同，這里重新定義了扁(a、b、c所示尺寸見圖(a、b、c所示尺寸見圖1).另外，為了排除迎水面擺放形式(即將。邊垂直于底板放置還是平行于底板放置)給問(wèn)題分析所帶來(lái)的影響，本次試驗(yàn)只制作了axaxc形(即的鋼筋石籠，后文得到的上與&的關(guān)系也僅限于oxoxc形的鋼筋石籠.起動(dòng)試驗(yàn)程序：預(yù)先將試驗(yàn)鋼筋石籠放置在試驗(yàn)段

19、底板巳為減小位置隨機(jī)性所帶來(lái)的影響，每次將石籠放置在同一位置上；然后調(diào)節(jié)上游閘門的開度.直至石籠開始滑動(dòng)(滑動(dòng)速度較慢)為止，取出石籠，用小旋槳流速儀測(cè)量鋼筋石籠迎水面中心點(diǎn)處的流速，每次起動(dòng)后記錄15次流速，分析時(shí)取算數(shù)平均.為降低脈動(dòng)隨機(jī)性帶來(lái)的影響，以2min為調(diào)節(jié)上游開度的時(shí)間間隔.需要說(shuō)明的是，由于本文研究的流速不是沿垂線的平均流速，并且不用像研究泥沙細(xì)顆粒時(shí)需要考慮薄膜水附加下壓力I"),所以在這里不用考慮每次試驗(yàn)的水深.表1試驗(yàn)鋼筋石籠規(guī)格Tab.lSizeofrock-filledsteelcagesfortest&aCrj(tm')質(zhì)量原型/m模型/

20、cm原型/m模型/cm原型/t模型/g1.01.2502.501.252.502.0484.0321.51.1002.201.653.302.0484.0322.01.0002.002.004.002.0484.0322.50.9251.852.304.602.0484.0323.00.8751.752.605.202.0484.0321.01.7503.501.753.501.91310.0851.51.5003.002.254.501.91310.0852.01.4002.802.755.501.91310.0852.51.3002.603.206.401.91310.0853.01.20

21、02.403.657301.91310.0851.02.3004.602.304.601.79821.81751.52.0004.003.006.001.79821.81752.01.8253.653.657.301.7982L81752.51.6903.384.258.501.79821.81753.01.6003.204.809.601.79821.81751.03.0006.003.006.001.76947.73821.52.6205.243.937.861.76947.73822.02.3804.764.759.501.76947.73822.52.2104.425.5011.001

22、.76947.73823.02.0804.166.2412.481.76947.7382經(jīng)過(guò)多組反復(fù)試驗(yàn)，經(jīng)過(guò)算數(shù)平均整理過(guò)的試驗(yàn)結(jié)果見表2和圖2.表2流速試驗(yàn)結(jié)果Tab.2Resultsofvelocitytests質(zhì)量九速度/(m廣)石=1.00=1.504=2.004=2.504=3.004.02.743.353.534.403.6610.03.203.854.204.983.9521.83.334.264.655.254.5047.73.654.404.905.884.95從圖2中可以發(fā)現(xiàn)的值從1.0到2.5變化時(shí)，鋼筋石籠的起動(dòng)流速有逐漸增大的趨勢(shì)，并且在4=2.5時(shí)起動(dòng)流速達(dá)到最大

23、.究其原因，從拖拽力來(lái)看，隨著&值的增大，迎水面的面積在減小，假定拖拽力系數(shù)不變，則拖拽力越小.起動(dòng)流速就越大.但在4=3.0時(shí)有所減小，則很口J能是由于底部面積增大，上舉力的影響超過(guò)了拖拽力，導(dǎo)致了起動(dòng)流速的減小.-o-X,=1.0-A-=1.54=2.0-O-丈,=2.5圖2不同人對(duì)應(yīng)的質(zhì)和速度關(guān)系Fig.2Relationshipbetweenmassandvelocityunderdifferent&由于本次試驗(yàn)條件的限制，缺乏單獨(dú)針對(duì)Cd和/而進(jìn)行的試驗(yàn)，并旦.考慮到石籠的透水性，在底部面積不大時(shí)，上舉力的影響遠(yuǎn)小于拖拽力對(duì)穩(wěn)定性的影響，所以為了分析方便，將上舉力和拖

24、拽力的影響都通過(guò)拖拽力系數(shù)來(lái)體現(xiàn)，為此,式(6)簡(jiǎn)化為射=低施匕-尸)(7)式(7)就是鋼筋石籠起動(dòng)流速簡(jiǎn)化計(jì)算公式.式(7)從參數(shù)來(lái)看，仿佛與石籠的迎水面邊長(zhǎng)。、力沒(méi)關(guān)系，其實(shí)，當(dāng)c一定時(shí)，3對(duì)石籠穩(wěn)定性的影響可以通過(guò)Cd來(lái)體現(xiàn)，因?yàn)檎缟衔乃觯珻D是形狀的函數(shù).需要說(shuō)明的是，對(duì)于鋼筋石籠來(lái)講，其匕(體現(xiàn)了透水性強(qiáng)弱)也會(huì)對(duì)Cd產(chǎn)生影響，但考慮到本次試驗(yàn)鋼筋石籠(實(shí)際工程中也一樣)的。變化不大，對(duì)Cd產(chǎn)生的影響有限，所以本文在分析Cd時(shí)，就忽略了匕的變化對(duì)Cd產(chǎn)生的影響.根據(jù)試驗(yàn)所得流速數(shù)據(jù)以及實(shí)際測(cè)得的/值(/=0.21),代入式(7),就可以得到XQXC形鋼筋石籠不同人值所對(duì)應(yīng)的拖拽力

25、系數(shù)Cd(見表3).表3不同人對(duì)應(yīng)的Cd值Tab.3ValuesofCDunderdifferent44Cd1.00.681.50.562.00.572.50.493.00.79為了驗(yàn)證式(7)在鋼筋石籠為axoxc形時(shí)的準(zhǔn)確性，現(xiàn)以李學(xué)海在光滑水泥面上所進(jìn)行的立面體鋼筋石籠起動(dòng)流速試驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，對(duì)&=1.0情況下(缺少其他情況資料)這兩次試驗(yàn)的數(shù)據(jù)和由公式計(jì)算出的數(shù)值進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果見圖3,其中，根據(jù)對(duì)鋼筋石籠與光滑水泥面的摩擦系數(shù)所進(jìn)行的試驗(yàn)，摩擦系數(shù)取為0.48.數(shù)據(jù)Fig.3Relationshipbetweenmassweightandvelocityaccord-ingt

26、ocomputationandtestunderdifferentfwhen人=1.0由圖3可知，本文公式其有一定的精度和適用性.另外可以看出，摩擦系數(shù)，對(duì)鋼筋石籠的穩(wěn)定性有很大的影響.例如當(dāng)/=0.21時(shí)，47.7t的鋼筋石籠的起動(dòng)流速為3.65m/s,而當(dāng)f=0.48時(shí)，2t的鋼筋石籠就已經(jīng)可以抵抗4m/s的流速了.需要說(shuō)明的是，底部摩擦系數(shù)對(duì)穩(wěn)定性的這種影響不是鋼筋石籠所特有的，對(duì)所有塊體的穩(wěn)定性研究都需十分重視摩擦系數(shù)的影響.現(xiàn)階段由于缺乏對(duì)摩擦系數(shù)實(shí)質(zhì)性的研究(事實(shí)上，關(guān)于摩擦力的本質(zhì)目前尚未有定論)，所以在實(shí)際應(yīng)用中還不能夠由函數(shù)關(guān)系來(lái)對(duì)摩擦系數(shù)做出確定，往往還需要用試驗(yàn)來(lái)確定，有

27、時(shí)英至不直接考慮摩擦系數(shù)的影響.因此，怎樣實(shí)現(xiàn)和評(píng)估試驗(yàn)環(huán)境中的摩擦系數(shù)與實(shí)際工程中的摩擦系數(shù)之間的轉(zhuǎn)換值得深入研究，否則，由于摩擦系數(shù)的重要影響，當(dāng)把室內(nèi)試驗(yàn)所獲得的結(jié)論向?qū)嶋H情況轉(zhuǎn)化的過(guò)程中就會(huì)存在較大的差別，從而使室內(nèi)試驗(yàn)失去了其指導(dǎo)實(shí)際工程的作用.4數(shù)值模擬及分析用傳統(tǒng)試驗(yàn)手段很難對(duì)精細(xì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行清晰的觀察，并且任何接觸性測(cè)量都不能對(duì)反映流場(chǎng)性質(zhì)的物理量:進(jìn)行無(wú)干擾地測(cè)量，所以本文以發(fā)展較快的CFD技術(shù)為研究手段，建立了一個(gè)透水性方鈍體繞流模型，以更好地觀察鋼筋石籠周圍流場(chǎng)的特性，繼而從另一個(gè)角度來(lái)幫助理解透水性對(duì)鋼筋石籠穩(wěn)定性的影響.4.1模型建立4.1.1湍流模型選取鈍體繞流，特

28、別是像方鈍體這樣帶有銳緣(sharpedge)的繞流，周圍流場(chǎng)結(jié)構(gòu)相當(dāng)復(fù)雜，其中涉及到碰撞、分離、回流以及非定常渦體脫落等復(fù)雜的湍流現(xiàn)象，具有高度的三維特性.目前，在計(jì)算流體力學(xué)領(lǐng)域，一般有3種方法用于模擬湍流：直接數(shù)值模擬(DNS)、雷諾平均法(RANS)和大渦模擬(LES).DNS在計(jì)算復(fù)雜的湍流時(shí)，必須采用很小的時(shí)間和空間步長(zhǎng)，網(wǎng)格劃分需要達(dá)到科爾莫戈洛夫微尺度(Kolmogorovmicroscale)的精度.據(jù)計(jì)算叫當(dāng)雷諾數(shù)達(dá)到1x106時(shí)，應(yīng)用DNS計(jì)算三維問(wèn)題需要的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)約為1x10”，所以，用DNS模擬湍流汁算代價(jià)過(guò)高，很難實(shí)現(xiàn).RANS模型中，主要包括標(biāo)準(zhǔn)k-e模型、修正

29、Ay模型以及雷諾應(yīng)力(RSM)模型.20世紀(jì)80年代,Mochida等°】首次發(fā)現(xiàn)了標(biāo)準(zhǔn)卜£模型在模擬像方鈍體繞流這樣帶有碰撞現(xiàn)象的三維流動(dòng)時(shí)，在碰撞區(qū)域會(huì)產(chǎn)生湍動(dòng)能&過(guò)大的失真現(xiàn)象，如圖4所示.之后,Rodi(m通過(guò)與試驗(yàn)對(duì)比,發(fā)現(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)k-E模型對(duì)方鈍體頂部流動(dòng)的模擬與試驗(yàn)結(jié)果有較大的出入；之后，經(jīng)過(guò)修正的*七模型，例如Kato等提出的lkA-e模型，由于較好地克服了湍動(dòng)能過(guò)大現(xiàn)象,其模擬結(jié)果相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)k-e模型來(lái)講，與試驗(yàn)結(jié)果符合得較好.然而，對(duì)于方鈍體后部回流區(qū)的模擬，所有RANS模型的模擬結(jié)果都存在回流區(qū)長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)而失真的現(xiàn)象，而大渦模擬則能夠更好地處理以上問(wèn)

30、題.所以本文以大渦模擬方法為研究手段(并不對(duì)大渦模擬數(shù)值方法本身進(jìn)行討論)對(duì)問(wèn)題展開研究.(a)風(fēng)洞試驗(yàn)(b)標(biāo)準(zhǔn)農(nóng)£模型圖4標(biāo)準(zhǔn)A-e模型模擬時(shí)產(chǎn)生的湍動(dòng)能過(guò)大現(xiàn)象(取中垂面)Fig.4Over-productionofturbulentenergybythestandardk-emodel(centersectionofcube)4.1.2計(jì)算條件本文來(lái)流雷諾數(shù)屁=2.2x10。(依據(jù)方鈍體邊長(zhǎng)和進(jìn)口平均流速得到)，參考前人計(jì)算經(jīng)驗(yàn)，規(guī)定本文模擬的計(jì)算條件，見表4.文中采用標(biāo)準(zhǔn)Smagorinsky亞格子格式，G取條件設(shè)定值計(jì)算區(qū)域進(jìn)口條件出口條件頂部和側(cè)邊條件邊壁條件網(wǎng)格劃分上

31、游3.5.下游18H,側(cè)邊距離6H,高度2H（見圖5）采用均勻來(lái)流.速度進(jìn)11邊界條件滿足零梯度條件采用周期邊界條件栗用無(wú)滑移邊喂條件采用結(jié)構(gòu)何格.最小間隔0.05.共I25（x）x59（v）x30（2）個(gè)緇元體（見圖6）表4計(jì)算條件Tab.4Computationalconditions0.12,用二階中心差分離散空間導(dǎo)數(shù)，用Adams-Bashfbrth格式離散對(duì)流項(xiàng),Crank-Nicolson格式離散擴(kuò)散項(xiàng).采用變時(shí)間步長(zhǎng)，'，迭代收斂性較好且趨于密定時(shí)，采用的時(shí)間步長(zhǎng)&=0.0002s.文中進(jìn)行了5x105個(gè)時(shí)間步的計(jì)算，以達(dá)到穩(wěn)定的周期條件，隨后又進(jìn)一步進(jìn)行了5x1

32、05個(gè)時(shí)間步的計(jì)算以便在做數(shù)理統(tǒng)計(jì)處理時(shí)能得到較為可靠的平均值.為了使方鈍體具有透水性，在方鈍體迎水面、背水面、側(cè)面及頂面開【1,具體尺寸見圖5,計(jì)算域網(wǎng)格如圖6所示.圖5計(jì)算模型示意Fig.5Aschematicdiagramofcomputationalmodel圖6計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig.6Meshesofcomputationaldomain4.2計(jì)算結(jié)果及分析4.2.1流場(chǎng)結(jié)構(gòu)觀察圖7顯示了在x=6.5H的截面上，透水性和非透水性繞流在不同時(shí)刻的速度場(chǎng)云圖.從圖中可以看出，無(wú)論是透水性還是非透水性繞流.在方鈍體后都會(huì)產(chǎn)生渦體脫落現(xiàn)象.但由于透水性的影響,與非透水性繞流相比.在此橫而上透

33、水性繞流場(chǎng)主要有4個(gè)方面的不同：方鈍體后部渦體產(chǎn)生能力強(qiáng),渦體形態(tài)更加豐富，流態(tài)更加發(fā)雜；透水體頂部沒(méi)有產(chǎn)生明顯的回流;繞流場(chǎng)最大流速較非透水性繞流下降r約12.5%;渦體脫落過(guò)程沒(méi)有明顯的周期性.（a）IE透水性/=60.5s/=6l.0s/=6l.5s/=62.0s/=62.5s1=63.0s速度/(m-s')3.23.02.82.62.42.22.01.81.61.41.21.00.80.60.40.2速度/(ms)2.82.62.42.22.01.81.61.41.21.00.80.60.40.2(b)透水性圖7x=6.5H截面各時(shí)刻非透水性和透水性繞流速度場(chǎng)云圖Fig.7Co

34、ntoursofvelocityonthex=6.5A/planeofflowpassinganon-perviousbodyandaperviousbodyatdifferenttimes以上特性是基于對(duì)x=6.5H截面上各時(shí)刻的速度場(chǎng)云圖進(jìn)行觀察而得出的，但繞流場(chǎng)具有高度的三維特性，進(jìn)一步分析則需要更多不同的觀察角度.圖8顯示了在t=60.5s以及/=6l.0s時(shí)刻各截面的速度場(chǎng)云圖.從圖中凹以發(fā)現(xiàn)，以x=6.5/7截面為界，方體兩側(cè)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)各自相似.渦體的產(chǎn)生能力，在/=60.5s時(shí)刻，從x=7.0/7截面至x=6.0H截面呈遞增趨勢(shì)，而在/=61.0s時(shí)刻呈遞減趨勢(shì).在其他時(shí)刻，這種遞

35、增、遞減現(xiàn)象交替出現(xiàn).呈現(xiàn)出一定的周期性.此種現(xiàn)象，很可能是由于當(dāng)流體經(jīng)過(guò)透水體兩側(cè)時(shí)產(chǎn)生的渦體不對(duì)稱脫落所造成的（類似于卡口渦街）.4.2.2靜壓強(qiáng)分布從方.鈍體周圍的靜壓強(qiáng)方面，透水性繞流和非透水性繞流也有著顯著的差別，如圖9所示.從圖中可以發(fā)現(xiàn)：在迎水面的透水部位，靜壓強(qiáng)較非透水體相同部位要小得多；在頂部，透水體凈壓強(qiáng)分布比較平穩(wěn)，兒乎沒(méi)有波動(dòng)，且其絕對(duì)值也要小于非透水體相應(yīng)部位的靜壓強(qiáng)值；另外，透水體下游側(cè)所受靜壓x=7.0Hx=6.87/x=65Hx=6.2Hx=6.0Wx=7.0Hx=6.87/x=65Hx=6.2Hx=6.0W.80.4.2.0.8.6.4.2.0.8.6.4.2

36、2.2.2.2.2.1.Ll,Ll.o.o.o.o.強(qiáng)，除了從過(guò)渡到CQ時(shí)，在C點(diǎn)至透水部位有一個(gè)較大的波動(dòng)外，其余部位壓強(qiáng)分布較為平穩(wěn)，同時(shí)，從圖7和圖9口J以發(fā)現(xiàn)，。點(diǎn)附近也正是透水體背水面產(chǎn)生渦體脫落以及流體分離的主要部位.x=7.0Wx=6.8/x=6.5/fx=6.2Hx=6.0Hx=7.0Wx=6.8/x=6.5/fx=6.2Hx=6.0H(b)/-61.0s圖8縱向各截面速度場(chǎng)云圖Fig.8Contoursofvelocityinseveralsections通過(guò)以上對(duì)方鈍體邊壁t：靜壓強(qiáng)分布的分析，可以推斷出透水體受力，無(wú)論是壓差阻力還是上舉力，都較非透水體要小.這也從一定程度

37、上解釋了在水流作用下，透水性塊體的穩(wěn)定性優(yōu)于相同形狀相同質(zhì)量的非透水性塊體.-o-非透水A-透水CD位置圖9沿x=6.5H截面輪廓線平均靜壓強(qiáng)分布曲線Fig.9Distributionoftime-averagedvalueofstaticpressurealongtheoutlineofx=6.5Hplane4.2.3拖拽力系數(shù)計(jì)算拖拽力系數(shù)C。定義為%(8)(8)扣4A=-pcosedj式中：扁和日分別為方鈍體表面微元面積必上的切應(yīng)力和壓應(yīng)力；。為表面微元上的法線與流速方向的夾角.根據(jù)式(8)結(jié)合數(shù)值模擬可提取的結(jié)果，可以算出在本文計(jì)算條件卜.，透水體的拖拽力系數(shù)約為0.63,非透水體的拖

38、拽力系數(shù)約為1.02.其中，透水情況下的拖拽力系數(shù)與試驗(yàn)部分相同情況下所測(cè)得的拖拽力系數(shù)值0.68(見表3)符合得較好.5結(jié)論本文用石籠實(shí)際邊長(zhǎng)代替化引直徑，提出了鋼筋石籠起動(dòng)流速簡(jiǎn)化公式(式(7).式中以拖拽力系數(shù)為主要待定參數(shù)，相對(duì)于穩(wěn)定系數(shù)K,選取更加方便且有依據(jù)(根據(jù)扁度系數(shù)選取).通過(guò)將公式應(yīng)用于不同工況，驗(yàn)證了公式的準(zhǔn)確性和適用性.通過(guò)對(duì)xaxc形石籠進(jìn)行水槽試驗(yàn)，以及對(duì)透水性繞流場(chǎng)的三維數(shù)值模擬，本文還得出了以下結(jié)論：(1) axaxc形石籠穩(wěn)定性隨&值的增加先提高后減小，并在義=2.5時(shí)達(dá)到最穩(wěn)狀態(tài)；(2) 透水體頂部沒(méi)有明顯回流，流場(chǎng)最大流速較非透水性繞流流場(chǎng)F降了約

39、12.5%;渦體主要在下游網(wǎng)流區(qū)尾部產(chǎn)生且脫落過(guò)程隨機(jī)性較強(qiáng),沒(méi)有明顯的周期性，而兩側(cè)的渦體交替產(chǎn)生，呈現(xiàn)出一定的周期性；(3) 通過(guò)壓強(qiáng)分析.發(fā)現(xiàn)透水體所受壓差阻力和上舉力都要遠(yuǎn)小于非透水體；(4) 由數(shù)值模擬計(jì)算出透水體的拖拽力系數(shù)為0.63,與試驗(yàn)結(jié)果相差不大.限于試驗(yàn)條件，本文沒(méi)有將上舉力系數(shù)分離出來(lái)進(jìn)行研究，并且部分結(jié)論也只適用于單個(gè)石籠的特定形狀，更夏雜的情況可做進(jìn)一步研究.另外，摩擦系數(shù)對(duì)截流塊體穩(wěn)定性的研究影響顯著，值得引起注意.參考文獻(xiàn)：1 肖煥椎.施工水力學(xué)M.北京：水利電力出版社，1992.XiaoHuanxiong.HydraulicsinConstruction.Be

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