摘要 長(zhǎng)細(xì)比較大的圓柱結(jié)構(gòu)易發(fā)生渦激振動(dòng)從而引發(fā)結(jié)構(gòu)安全問(wèn)題，而阻力小的氣動(dòng)抑振措施是解決該問(wèn)題的理想手段之一。為此，開(kāi)展了一種C型減阻抑振環(huán)風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了不同直徑和圓心角的C型環(huán)對(duì)不同雷諾數(shù)下的圓柱氣動(dòng)力的影響，并通過(guò)圓柱表面的風(fēng)壓分布揭示了C型環(huán)的減阻抑振機(jī)理。研究結(jié)果表明，通過(guò)減弱背風(fēng)面的負(fù)壓C型環(huán)可以有效減小亞臨界雷諾數(shù)區(qū)圓柱的阻力，而且通過(guò)對(duì)尾流的干擾可有效抑制旋渦脫落。

關(guān)鍵詞 圓柱; 風(fēng)洞試驗(yàn); C型環(huán); 氣動(dòng)力; 旋渦脫落

引 言

圓柱形細(xì)長(zhǎng)結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于土木工程領(lǐng)域，如桅桿、路燈、信號(hào)塔及各類(lèi)索結(jié)構(gòu)。當(dāng)空氣流經(jīng)這類(lèi)圓柱結(jié)構(gòu)時(shí)，在其尾流區(qū)域形成較強(qiáng)負(fù)壓并伴有周期性交替脫落的旋渦，使圓柱結(jié)構(gòu)受到順風(fēng)向的阻力以及橫風(fēng)向周期性的升力，若該升力的頻率與圓柱結(jié)構(gòu)固有頻率相近，便引發(fā)渦激振動(dòng)。圓柱結(jié)構(gòu)在發(fā)生大幅渦激振動(dòng)時(shí)，易造成其功能失效，甚至破壞。

被動(dòng)措施是抑制細(xì)長(zhǎng)圓柱渦激振動(dòng)問(wèn)題最有效的手段之一，即改變結(jié)構(gòu)表面形態(tài)或附加額外裝置，特別是合理的附加裝置可以有效降低旋渦脫落強(qiáng)度，從而抑制渦振。Zdravkovich［1］將被動(dòng)控制措施分為三類(lèi)：（1）表面突起，影響分離線或分離剪切層，如螺旋線、線條、翼片和半球面等；（2）裹覆，影響卷吸層，如穿孔、絲網(wǎng)、控制桿和軸向板條等；（3）近尾流控制器，阻止卷吸層的相互作用，如飄帶、整流罩、分離盤(pán)、導(dǎo)向翼和狹縫等。其中，整流罩、螺旋線和分離盤(pán)抑振效果良好且在實(shí)際工程中有較廣泛的應(yīng)用。

分離盤(pán)是較早被研究并進(jìn)行工程應(yīng)用的渦激振動(dòng)抑制裝置之一。Roshko［2］提出使用分離盤(pán)阻止圓柱上下表面剪切層的相互作用并抑制旋渦脫落。Assi等［3?6］對(duì)分離盤(pán)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)固定安裝在圓柱上的分離盤(pán)能夠有效抑制圓柱的渦激振動(dòng)并減小氣動(dòng)阻力，但在某些情況下會(huì)引起結(jié)構(gòu)的馳振［4］。可旋轉(zhuǎn)分離盤(pán)或安裝多個(gè)平行放置的分離盤(pán)能夠避免馳振的發(fā)生，研究發(fā)現(xiàn)影響分離盤(pán)抑振性能的參數(shù)主要有分離盤(pán)長(zhǎng)度、分離盤(pán)與圓柱之間的距離、分離盤(pán)與來(lái)流攻角等。

Grant等［7］以及Masters等［8］研究表明流線型的整流罩能夠抑制旋渦的脫落并減小立管振幅。Lee等［9］基于風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了整流罩尺寸對(duì)其抑振效果的影響，發(fā)現(xiàn)弦厚比較小的整流罩具有較好的抑振性能。盛磊祥等［10］利用數(shù)值模擬方法，研究了整流罩尾角與來(lái)流方向?qū)ζ湟终裥Ч挠绊?，發(fā)現(xiàn)尾角大的整流罩比尾角小的抑振效果更好，并發(fā)現(xiàn)來(lái)流方向?qū)ζ湟终裥阅苡休^大影響。谷斐等［11］采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法，研究了旋轉(zhuǎn)整流罩對(duì)圓柱結(jié)構(gòu)表面壓力分布及氣動(dòng)力特性的影響。

分離盤(pán)與整流罩能夠在一定條件下抑制圓柱結(jié)構(gòu)的渦激振動(dòng)，但是這兩種抑振措施在使用時(shí)對(duì)覆蓋率有較高要求，需要保證分離盤(pán)和整流罩沿圓柱軸向足夠長(zhǎng)。除了分離盤(pán)和整流罩，比較常用的還有螺旋線、開(kāi)孔套管、軸向肋條、飄帶、擾流板等抑振措施。這些抑振措施均能在一定條件下抑制細(xì)長(zhǎng)圓柱結(jié)構(gòu)的渦激振動(dòng)，但也不可避免地帶來(lái)一些問(wèn)題，如增大結(jié)構(gòu)的阻力，引起馳振，抑振裝置結(jié)構(gòu)復(fù)雜，對(duì)覆蓋率要求較高等，因此其工程應(yīng)用具有一定的局限性。

Ma等［12］根據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，對(duì)于有限長(zhǎng)圓柱，自由端能夠減小圓柱阻力并干擾尾流沿軸向的相關(guān)性，進(jìn)而抑制旋渦的周期性脫落強(qiáng)度。而圓柱長(zhǎng)細(xì)比至少為30～40時(shí)，才能使圓柱中間較短范圍內(nèi)的流場(chǎng)不受端部效應(yīng)的影響。受此啟發(fā)：通過(guò)一些措施改變圓柱尾流的流動(dòng)狀態(tài)，減弱其背風(fēng)側(cè)負(fù)壓并對(duì)尾流進(jìn)行干擾，同時(shí)將這種干擾效應(yīng)沿圓柱軸向擴(kuò)展到足夠遠(yuǎn)處，這樣既抑制了尾流旋渦的周期性脫落強(qiáng)度，又可減小圓柱阻力系數(shù)。根據(jù)上述思路，Ma等［13］提出了一種減阻抑振措施：在圓柱背風(fēng)側(cè)跨中位置安裝一個(gè)開(kāi)口圓拱形C型環(huán)裝置，使尾流區(qū)形成由中間C型環(huán)向兩端流動(dòng)的射流，增強(qiáng)圓柱尾流區(qū)的軸向流動(dòng)性，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)流場(chǎng)的干擾。Ma等［13］通過(guò)測(cè)力測(cè)壓風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了圓柱的氣動(dòng)力和表面風(fēng)壓分布情況，證實(shí)了C型環(huán)裝置減小圓柱阻力和抑制渦激振動(dòng)的有效性，并對(duì)其減阻抑振機(jī)理進(jìn)行了分析，提出影響C型環(huán)減阻抑振性能的主要參數(shù)有長(zhǎng)度d、半徑R、圓心角α，以及在多個(gè)C型環(huán)串聯(lián)使用的情況下相鄰兩C型環(huán)的距離等。

雖然Ma等［13］進(jìn)行了多組不同圓心角C型環(huán)的減阻抑振試驗(yàn)研究，并指出最佳的圓心角為α=150°，但是其C型環(huán)的半徑全為R=0.8D（D為圓柱直徑），并且目前還不清楚C型環(huán)半徑R對(duì)其減阻抑振性能的影響。因此，本文通過(guò)剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)，針對(duì)不同半徑R和圓心角α的C型環(huán)減阻抑振性能進(jìn)行了研究，以確定C型環(huán)的最優(yōu)參數(shù)，為工程實(shí)際提供參考。

1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)在石家莊鐵道大學(xué)STU?1風(fēng)洞的高速試驗(yàn)段進(jìn)行，試驗(yàn)斷面寬2.2 m，高2 m，長(zhǎng)5 m，最大風(fēng)速可達(dá)80 m/s。圓柱模型直徑D=150 mm，長(zhǎng)L=1700 mm，采用有機(jī)玻璃制作，對(duì)應(yīng)的模型長(zhǎng)細(xì)比λ為11.3，試驗(yàn)阻塞比為7.5%，試驗(yàn)結(jié)果未進(jìn)行阻塞比修正。為減少風(fēng)洞試驗(yàn)的端部效應(yīng)，模型兩端各安裝一個(gè)大約250 mm長(zhǎng)的補(bǔ)償模型和直徑為4D的圓形端板。同時(shí)為了避免端板對(duì)氣動(dòng)力測(cè)量的干擾，在端板和模型之間設(shè)置了一個(gè)很小的間隙（小于1 mm）。

在模型表面S1～S7每個(gè)截面上均勻布置36個(gè)測(cè)壓孔，相鄰截面的距離為D且S4截面在跨中位置。同時(shí)在背風(fēng)側(cè)中間沿圓柱軸向均勻布置106個(gè)測(cè)壓孔，測(cè)量背風(fēng)側(cè)風(fēng)壓分布，模型安裝及測(cè)點(diǎn)分布如圖1所示。高頻天平放在補(bǔ)償模型內(nèi)部，用于測(cè)量圓柱受到的氣動(dòng)力。為了研究不同型號(hào)減阻抑振C型環(huán)的作用，本文測(cè)試的15種不同型號(hào)環(huán)體如表1所示。C型環(huán)的寬度d均為150 mm，圓柱和C型環(huán)通過(guò)直徑為3 mm的螺栓連接，且C型環(huán)內(nèi)表面與圓柱外表面平行，即C型環(huán)與圓柱之間間隙各處相等。

風(fēng)洞試驗(yàn)中采用ESP?64HD型號(hào)壓力掃描閥傳感器專(zhuān)用設(shè)備，測(cè)量精度為滿量程的0.15%（滿量程為10英寸水柱的壓力，約為2540 Pa），以及型號(hào)為ATI Delta的高頻天平，精度為滿量程0.125%（滿量程為165 N）。采樣頻率分別為330 Hz和1500 Hz，采樣時(shí)間均為60 s。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 減阻分析

圖2為不同雷諾數(shù)下光滑圓柱的平均阻力系數(shù)CD_mean、平均升力系數(shù)CL_mean以及安裝不同型號(hào)C型環(huán)后圓柱的阻力系數(shù)。實(shí)線為光滑圓柱的平均升、阻力系數(shù)曲線，通過(guò)與文獻(xiàn)［12，14?15］的結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，阻力系數(shù)曲線變化趨勢(shì)基本相同，隨著雷諾數(shù)的增大阻力系數(shù)曲線經(jīng)歷了兩次劇烈的下降，稱(chēng)為阻力危機(jī)，分別發(fā)生于單分離泡區(qū)和雙分離泡區(qū)。在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)（Re≈0.5×105～1.9×105），不同學(xué)者得到的圓柱阻力系數(shù)吻合較好，而在臨界雷諾數(shù)區(qū)（Regt;1.9×105）則存在較大差異，這可能是由于流動(dòng)狀態(tài)的敏感性導(dǎo)致的。在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)圓柱的阻力系數(shù)約為1.2，由于流場(chǎng)的對(duì)稱(chēng)性，這時(shí)升力系數(shù)基本為零。隨著雷諾數(shù)的增大，當(dāng)Re≈1.9×105～2.4×105時(shí)，在圓柱上下表面的某一側(cè)逐漸形成分離氣泡，流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)入單分離泡區(qū)，阻力系數(shù)第一次急劇下降，這時(shí)可能出現(xiàn)非零的升力系數(shù)。當(dāng)Re≈3.2×105～4.0×105時(shí)，在圓柱上下表面同時(shí)形成分離氣泡，流動(dòng)狀態(tài)由單分離泡區(qū)進(jìn)入雙分離泡區(qū)，阻力系數(shù)再一次劇烈下降，升力系數(shù)劇烈上升。當(dāng)Re≈4.0×105時(shí)，阻力系數(shù)達(dá)到最小值約0.5，隨后緩慢上升。

從圖2得出，C型環(huán)對(duì)圓柱結(jié)構(gòu)的阻力系數(shù)有顯著的影響。在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)大多數(shù)型號(hào)的C型環(huán)均不同程度地降低了圓柱結(jié)構(gòu)的阻力系數(shù)，而在臨界雷諾數(shù)區(qū)卻取得了相反的效果，使阻力系數(shù)增大。值得注意的是，在單分離泡區(qū)，隨著雷諾數(shù)的增大光滑圓柱的阻力系數(shù)經(jīng)歷了劇烈的下降，即發(fā)生了第一次阻力危機(jī)，而C型環(huán)卻能夠使這一過(guò)程變得平緩，甚至沒(méi)有明顯的阻力下降。

除雷諾數(shù)外，C型環(huán)自身的半徑R和圓心角α也均對(duì)其減阻性能有巨大的影響。從圖2中可以看出，對(duì)于R=0.6D，0.7D和0.8D三種不同的C型環(huán)，半徑R越大，在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)的減阻性能基本上越好。當(dāng)R=0.6D時(shí)，α=60°和120°均對(duì)阻力系數(shù)難以產(chǎn)生較大的影響，效果較好的是當(dāng)α=90°時(shí)，阻力系數(shù)在Re≈0.7×105處由光滑圓柱的約1.2減小到約0.6，減阻效率約達(dá)到50%，而α=150°和180°時(shí)表現(xiàn)一般。當(dāng)R=0.7D時(shí)效果較為理想，但同樣存在兩個(gè)角度，即α=60°和90°時(shí)C型環(huán)沒(méi)有減阻效果，甚至在α=90°時(shí)阻力系數(shù)在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)有了明顯的增大；α=120°，150°和180°時(shí)效果相仿，均在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)使阻力系數(shù)由光滑圓柱的約1.2減小至約0.8～0.9，減阻效率約為30%；效果最為理想的情況出現(xiàn)在α=150°時(shí)使阻力系數(shù)在Re≈0.5×105處由光滑圓柱的1.2減小為約0.6，減阻效率約達(dá)到50%。在所有型號(hào)的C型環(huán)中，R=0.8D表現(xiàn)最好，除了當(dāng)α=60°時(shí)對(duì)阻力系數(shù)的影響很小外，其他角度下C型環(huán)均在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)顯著減小了圓柱的阻力系數(shù)，在α=150°時(shí)減阻效果依舊最好，使得阻力系數(shù)在Re≈0.5×105～2.7×105時(shí)均低于同雷諾數(shù)下光滑圓柱的值，尤其在Re≈0.5×105～1.0×105時(shí)阻力系數(shù)下降到0.5～0.6，減阻效率超過(guò)50%，減阻效果明顯。

為了研究C型環(huán)減阻機(jī)理，在圓柱模型表面S1～S7的每個(gè)截面均勻布置了36個(gè)測(cè)壓孔，并在背風(fēng)側(cè)沿軸向均勻布置了一排共106個(gè)測(cè)壓孔H，如圖1所示。

圖3為亞臨界雷諾數(shù)區(qū)（Re≈1.7×105）光滑圓柱及安裝不同C型環(huán)時(shí)，圓柱背風(fēng)側(cè)平均風(fēng)壓系數(shù)CP_mean的分布情況。圖中下橫坐標(biāo)為測(cè)壓孔距中心截面距離x與圓柱模型直徑D的比值，即x/D；上橫坐標(biāo)為測(cè)壓孔距中心截面距離x與圓柱模型長(zhǎng)度L的比值，即x/L；兩虛線中間范圍為C型環(huán)安裝位置（-0.05lt;x/Llt;0.05）。圖3所示黑色實(shí)線為光滑圓柱在Re≈1.7×105時(shí)背風(fēng)側(cè)軸向風(fēng)壓系數(shù)分布曲線，由于模型兩側(cè)安裝了端板，兩端版之間各截面處的流場(chǎng)具有較高的相似性，各位置的風(fēng)壓系數(shù)均相同，約為-1.3。從圖3中可以看出，C型環(huán)對(duì)圓柱背風(fēng)側(cè)風(fēng)壓系數(shù)分布有較大的影響，大多數(shù)型號(hào)的C型環(huán)都使整個(gè)圓柱長(zhǎng)度范圍內(nèi)的背風(fēng)側(cè)風(fēng)壓系數(shù)增大，從而使圓柱前后表面壓差減小，進(jìn)而減小阻力。綜合來(lái)看，對(duì)于任意半徑的C型環(huán)，圓心角α越大，風(fēng)壓系數(shù)升高越明顯，當(dāng)α=60°和90°時(shí)，風(fēng)壓系數(shù)沒(méi)有明顯的變化；而當(dāng)α=150°和180°時(shí)，整個(gè)長(zhǎng)度范圍內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)均有不同程度的增大。當(dāng)R=0.7D時(shí)，α=180°為最優(yōu)圓心角，當(dāng)R=0.8D時(shí)，最優(yōu)圓心角是α=150°，這與圖2所示整體阻力系數(shù)結(jié)果吻合。值得注意的是，C型環(huán)對(duì)圓柱背風(fēng)側(cè)風(fēng)壓系數(shù)的影響在長(zhǎng)度方向上并不均勻：呈現(xiàn)中間大，向兩端先逐漸減小后增大的趨勢(shì)，并在C型環(huán)覆蓋范圍內(nèi)出現(xiàn)極大值。這與C型環(huán)特殊的形狀有關(guān)，如圖1所示，C型環(huán)開(kāi)口正對(duì)來(lái)流方向并與圓柱模型同軸且利用螺栓連接。當(dāng)來(lái)流流經(jīng)圓柱前表面并繞其向后運(yùn)動(dòng)時(shí)，由于C型環(huán)的阻擋及引導(dǎo)作用，氣流到達(dá)圓柱上下表面后會(huì)沿C型環(huán)與圓柱表面之間的縫隙向下流動(dòng)并匯聚于圓柱后表面，并在此匯聚而形成較大的壓強(qiáng)，甚至產(chǎn)生正壓（如圖3所示）。在壓力梯度的作用下，會(huì)產(chǎn)生由C型環(huán)向兩端流動(dòng)的射流，進(jìn)而擾亂圓柱原有的尾流狀態(tài)。射流流速在C型環(huán)邊緣（圖3虛線位置）處最大，隨著向兩端距離的增加，流速逐漸降低，這表明安裝C型環(huán)后背風(fēng)側(cè)風(fēng)壓系數(shù)在中間截面處有極大值，在C型環(huán)邊緣處減小，而隨著距離的增大，風(fēng)壓系數(shù)又逐漸上升隨后趨于平穩(wěn)。由于圓柱模型長(zhǎng)度有限（長(zhǎng)細(xì)比約為11.3），未獲得C型環(huán)對(duì)圓柱尾流的極限影響距離，但根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的變化趨勢(shì)，隨著圓柱長(zhǎng)度的繼續(xù)增大，C型環(huán)對(duì)圓柱背風(fēng)側(cè)風(fēng)壓系數(shù)的影響將逐漸減小直至消失，該影響距離預(yù)計(jì)不超過(guò)20D。

2.2 抑振分析

由于旋渦的周期性脫落，圓柱會(huì)受到周期性的渦激力，當(dāng)旋渦脫落的頻率與結(jié)構(gòu)自振頻率接近時(shí)會(huì)引發(fā)結(jié)構(gòu)的渦激振動(dòng)。光滑圓柱及安裝不同C型環(huán)圓柱的阻力系數(shù)均方根CD_rms和升力系數(shù)均方根CL_rms分別如圖4和5所示，其中黑色實(shí)線為光滑圓柱的脈動(dòng)升、阻力系數(shù)。從圖中可以得出，在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)光滑圓柱的脈動(dòng)升、阻力系數(shù)均比臨界雷諾數(shù)區(qū)大，尤其在Re≈1.9×105時(shí)，光滑圓柱脈動(dòng)阻力系數(shù)和脈動(dòng)升力系數(shù)最大值分別約為0.23和1.5。此時(shí)亞臨界雷諾數(shù)區(qū)向單分離泡區(qū)狀態(tài)轉(zhuǎn)變，而在臨界雷諾數(shù)區(qū)，脈動(dòng)升、阻力系數(shù)較小，均小于0.1。

多數(shù)型號(hào)的C型環(huán)均能不同程度地減小亞臨界雷諾數(shù)區(qū)的脈動(dòng)升、阻力系數(shù)。圓心角較小的C型環(huán)對(duì)脈動(dòng)升、阻力系數(shù)的影響較小，而當(dāng)α=150°和180°時(shí)，圓柱的脈動(dòng)阻力系數(shù)和脈動(dòng)升力系數(shù)均顯著減小，脈動(dòng)阻力系數(shù)減小到約0.05，脈動(dòng)升力系數(shù)減小到約0.1，且隨著雷諾數(shù)的增大其值基本不變。這表明在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)C型環(huán)可以抑制旋渦的周期性脫落。

功率譜密度表征了不同頻率成分所占能量的大小，通過(guò)分析升力系數(shù)功率譜密度，進(jìn)一步研究不同C型環(huán)圓柱的旋渦脫落。圖6為亞臨界雷諾數(shù)區(qū)（Re≈1.7×105）光滑圓柱及安裝不同C型環(huán)圓柱的升力系數(shù)功率譜密度，橫坐標(biāo)為無(wú)量綱頻率fD/U，其中f為旋渦脫落頻率，D為圓柱直徑，U為來(lái)流風(fēng)速；縱坐標(biāo)為功率譜密度PSD。結(jié)果表明光滑圓柱的功率譜密度有一個(gè)明顯的主頻，對(duì)應(yīng)的無(wú)量綱頻率約為0.19，即圓柱的斯特勞哈爾數(shù)St。對(duì)于所有的C型環(huán)，當(dāng)α=60°和90°時(shí)，圓柱的升力系數(shù)功率譜與光滑圓柱相似；當(dāng)α=150°和180°時(shí)，其功率譜峰值有2～3個(gè)數(shù)量級(jí)的減小，甚至不再具有明顯的主頻，表明當(dāng)α=150°和180°時(shí)，C型環(huán)能夠有效抑制旋渦脫落的發(fā)生，進(jìn)而可能抑制圓柱的渦激振動(dòng)。

圖7為亞臨界雷諾數(shù)區(qū)（Re≈1.7×105）時(shí)，光滑圓柱及安裝R=0.7D的圓柱S1～S4四個(gè)截面處的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)CP_rms的分布情況。圖中橫坐標(biāo)θ為測(cè)點(diǎn)位置與來(lái)流方向夾角，其中0°為正對(duì)來(lái)流方向，黑色實(shí)線為光滑圓柱S2截面的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)分布。從圖7中可以看出，對(duì)于光滑圓柱，正對(duì)來(lái)流的前表面脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)較小，而隨著夾角θ的增大，其脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)也越大，在約±80°位置時(shí)達(dá)到最大值約0.4，同時(shí)圓柱后表面脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)約為0.28～0.40。C型環(huán)能夠顯著降低圓柱各截面處尤其是背風(fēng)側(cè)的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)，當(dāng)α=90°時(shí)，S4截面處后表面脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)下降明顯，而其他位置變化很小。對(duì)于使用較大圓心角的C型環(huán)情況，距離中心較遠(yuǎn)的S1截面處脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)減小更明顯，如S3截面距離C型環(huán)邊緣較近，脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)較大。因此當(dāng)α=150°和180°時(shí)，C型環(huán)能夠?qū)A柱表面風(fēng)壓系數(shù)的脈動(dòng)產(chǎn)生抑制作用，且在一定范圍內(nèi)，距中心相對(duì)較遠(yuǎn)的位置抑制效果更為明顯。脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)的降低表明C型環(huán)能夠抑制尾流旋渦的脫落強(qiáng)度，進(jìn)而可能抑制圓柱渦激振動(dòng)。

3 結(jié) 論

本文通過(guò)剛性模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了不同半徑和圓心角的C型環(huán)在不同雷諾數(shù)下對(duì)圓柱氣動(dòng)力的影響，并通過(guò)圓柱表面的風(fēng)壓分布揭示了C型環(huán)的減阻抑振機(jī)理。主要結(jié)論如下：

（1）在亞臨界雷諾數(shù)區(qū)，C型環(huán)能降低圓柱的阻力系數(shù)，但是在臨界雷諾數(shù)區(qū)會(huì)增大阻力系數(shù)，因此，在實(shí)際應(yīng)用時(shí)，應(yīng)當(dāng)考慮工程結(jié)構(gòu)的工作環(huán)境，避免安裝C型環(huán)后產(chǎn)生負(fù)面效果。

（2）C型環(huán)半徑R和圓心角α是影響其減阻抑振性能的重要參數(shù)。在本研究測(cè)試范圍內(nèi)，即R=0.6D，0.7D和0.8D，半徑R較大時(shí)，C型環(huán)減阻抑振效果相對(duì)較好；對(duì)于具有相同半徑R的C型環(huán)，圓心角α較大時(shí)，減阻抑振效果較好。在所有型號(hào)的C型環(huán)中，當(dāng)α=60°時(shí)均沒(méi)有明顯的減阻抑振效果，因此在實(shí)際中不推薦α=60°和90°的C型環(huán)。減阻抑振效果較好的是α=150°和180°兩種型號(hào)，尤其是當(dāng)R=0.8D，α=150°時(shí)，在雷諾數(shù)0.5×105～1.0×105范圍內(nèi)，C型環(huán)使光滑圓柱的阻力系數(shù)從約1.2減小到不超過(guò)0.6，減阻約達(dá)到50%。

（3）C型環(huán)通過(guò)對(duì)圓柱尾流的干擾，使圓柱背風(fēng)側(cè)風(fēng)壓增大甚至變?yōu)檎龎?，減小圓柱前后表面壓力差進(jìn)而減小阻力，同時(shí)產(chǎn)生的射流干擾尾流旋渦的脫落，從而可能對(duì)圓柱的渦激振動(dòng)具有抑制效果。C型環(huán)對(duì)尾流的干擾范圍覆蓋圓柱全長(zhǎng)，其影響表現(xiàn)出極強(qiáng)的擴(kuò)展性，影響范圍不小于11D（D為圓柱直徑）。

參考文獻(xiàn)

1Zdravkovich M M. Review and classification of various aerodynamic and hydrodynamic means for suppressing vortex shedding［J］. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 1981， 7（2）： 145?189.

2Roshko A. On the drag and shedding frequency of two?dimensional bluff bodies：NACA?TN?3169［R］. Washington D.C.： NACA， 1954： 1?29.

3Assi G R S， Bearman P W. VIV suppression and drag reduction with pivoted control plates on a circular cylinder［A］. ASME 2008 27th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering［C］. Estoril，Portugal： American Society of Mechanical Engineers， 2008： 871?874.

4Assi G R S， Bearman P W， Kitney N. Low drag solutions for suppressing vortex?induced vibration of circular cylinders［J］. Journal of Fluids amp; Structures， 2009， 25（4）： 666?675.

5Assi G R S， Bearman P W， Kitney N， et al. Suppression of wake?induced vibration of tandem cylinders with free?to?rotate control plates［J］. Journal of Fluids and Structures， 2010， 26（7?8）： 1045?1057.

6Assi G R S， Bearman P W， Tognarelli M A. On the stability of a free?to?rotate short?tail fairing and a splitter plate as suppressors of vortex?induced vibration［J］. Ocean Engineering， 2014， 92： 234?244.

7Grant R， Patterson D. Riser fairing for reduced drag and vortex suppression［C］. Proceeding of the Annual Offshore Technology Conference.Houston，Texas： 1977： 343?352.

8Masters R H， Griffith B L. Apparatus and method for securing a fairing to a marine element：EP10836623［P］. 2016.

9Lee L， Allen D W， Henning D L， et al. Damping characteristics of fairings for suppressing vortex?induced vibrations［A］. ASME 2004 23rd International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering［C］. Vancouver，Canada： American Society of Mechanical Engineers， 2004： 433?438.

10盛磊祥， 陳國(guó)明， 許亮斌. 減振器繞流流場(chǎng)的CFD分析［J］. 中國(guó)造船， 2007， 48（增刊）： 475?480.

Sheng Leixiang， Chen Guoming， Xu Liangbin. CFD analysis on the flow field of fairings［J］. Shipbuilding of China， 2007， 48（Sup）： 475?480.

11谷斐， 王嘉松， 趙卓茂， 等. 圓柱附加旋轉(zhuǎn)整流罩表面壓力分布及氣動(dòng)力特性［J］. 實(shí)驗(yàn)力學(xué)， 2012， 27（3）： 368?376.

Gu Fei， Wang Jiasong， Zhao Zhuomao， et al. Pressure distribution and aerodynamics of circular cylinder with freely rotating fairings［J］. Journal of Experimental Mechanics， 2012， 27（3）： 368?376.

12Ma W Y， Huang B C， Zheng D Q， et al. Effect of the presence of end plates and aspect ratio on the aerodynamic forces on circular cylinders in various flow regimes［J］. Fluid Dynamics Research， 2019， 51（5）： 055503.

13Ma W Y， Du Z， Zhang X B， et al. A novel drag reduction and vortex shedding mitigation measure for a circular cylinder in the subcritical regime［J］. Fluid Dynamics Research， 2020， 53（1）： 015504.

14Vaz G， Mabilat C， Wal R， et al. Viscous flow computations on a smooth cylinders： a detailed numerical study with validation［A］. ASME 2007 26th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering［C］. Columbia： American Society of Mechanical Engineers， 2007： 849?860.

15Schewe G. On the force fluctuations acting on a circular cylinder in crossflow from subcritical up to transcritical Reynolds numbers［J］. Journal of Fluid Mechanics， 1983， 133： 265?285.