鋼筋石籠起動流速試驗與流場結(jié)構(gòu)數(shù)模分析.docx

1、第47卷第2期2014年2月Vol.47No.2Feb.2014天津大學學報(自然科學與工程技術(shù)版)JournalofTianjinUniversity(ScienceandTechnology)DOklO.ll784/tdxbz201206059鋼筋石籠起動流速試驗與流場結(jié)構(gòu)數(shù)模分析葉恩立I,周宜紅心，肖煥雄I,任磊3(1.武漢大學水資源與水電工程科學國家取點實驗室.武漢430072;2. 三峽大學水利與環(huán)境學院.宜昌443002;3.愛爾蘭國立大學工程與信息學院，高威)摘要：介紹了鋼筋石籠起動流速的研究現(xiàn)狀，針對其不足，用石蘢實際邊長代譽化引直徑，經(jīng)過理論推導.提出了以拖拽力系數(shù)為主要待定

2、參數(shù)的鋼筋石籠起動流速簡化公式，并在此基獨上進行了axaxc形石蘢的起動流速水槽試驗.通過試驗，分析了扃度與穩(wěn)定性的關(guān)系，得到了不同扁度所時應(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的重要影響.此外，為更好地了解鋼筋石籠周圖流場的特桂，構(gòu)定了一個透水性繞流數(shù)值模型，并以大渦模擬為計算手段.對透水性繞流場進行了三維數(shù)值模擬.通過將模擬站果與非透水性繞流場從流場結(jié)構(gòu)、渦體脫落、靜壓強分布以及拖拽力系數(shù)等方面進行定性、定量的對比分析，得到了透水性對流場的具體影響結(jié)果.關(guān)鍵詞：鋼筋石籠；起動流速；水槽試驗；方鈍體透水性繞流；大渦模擬中圖分類號：TV13I.61文獻標志碼：A文章編號

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、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越多的應(yīng)用.收稿日期：2012-06-26;修回日期：2012-09-04.基金項目：國家“卜五”科技支撐計劃項口(2008BAB29B02-2-2).作者簡介：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

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，具有相對較強的透水性和柔性.葛洲壩、三峽以及溪洛渡等工程的截流實踐表明，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，其材料的獲取和制作的過程卻要比特大石和混凝土塊體方便得多，因此，受到越來越多的關(guān)注和應(yīng)用.但到目前為止，國內(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，給截流設(shè)計工作帶來了困難.因此，對鋼筋石籠穩(wěn)定性機理的研究具有實際意義和學術(shù)價值.針對鋼筋石籠起動流速現(xiàn)行研究中的不足，本文從石籠的特性出發(fā)，用實際邊長代替化引直徑，對單個鋼筋石籠的起動流速進行了理論推導，提出了以拖拽力系

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

11、動流速研究有很多成果，也出現(xiàn)了許多起動流速公式，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(以下簡稱伊類公式)中的未知自變量少，應(yīng)用起來相對簡單，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來體現(xiàn)和替代，不免顯得過于籠統(tǒng)，K值的物理意義也不夠明確，最終導致其值波動較大.汪定揚根據(jù)試驗和收集到的資料，發(fā)現(xiàn)K值的變化范圍是0.42.7,這樣就給在實際應(yīng)用伊類公式時K值的準確選取帶來了困難.為此汪定揚通過多年的試驗研究

12、，利用日本學者巖恒雄一的摩擦系數(shù)公式對K值進行了分解，得到了塊體穩(wěn)定實用計算公式，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確定；H為截流龍門水深；H/D為相對水深；夕。為相對糙度；。為斷面流速分布系數(shù)，根據(jù)不同情況由試驗確定.以上所述是針對一般截流塊體所提出來的，而有關(guān)鋼筋石籠穩(wěn)定性的研究成果卻很少.2010年，李學海對鋼筋石籠的穩(wěn)定性進行了一系列卓有成效的試驗研究，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)定實用計算公式，提出了鋼筋石籠抗沖穩(wěn)定計算公式，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、中、短軸的長度；A、8的值分起動和止動兩種情況，通過試驗擬合得到.在文獻3中，經(jīng)過驗證，式具有相當?shù)木?但以上研究仍然存在以下兩方面不足.(1) 用化引直徑。來簡化與球體形狀偏離較大的方塊體，則化引過程(一般是等體積化引)缺乏清晰的物理和數(shù)學根據(jù)；并且，塊體的擺放方式也不能得到體現(xiàn)，例如，長軸橫水向擺放與順水向擺放時的起動流速顯然不同，而采用化引直徑則認為與擺放方式無關(guān)了(因為此時不存在長、短軸了).雖然式(3)有扁度系數(shù)的矯正，而旦在應(yīng)用時也能夠得到工程允許的結(jié)果，但從學術(shù)研究的角度，用3個幾何尺度來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)定性機理.

14、(2) 式(2)和式(3)都沒能很好地處理塊體底部摩擦力的問題.例如，假定塊體與底部接觸面十分光滑(接近于沒有摩擦力并忽略分子間的作用力)，那么根據(jù)經(jīng)典力學，塊體即使受到很小的力(接近于零)的作用也會發(fā)生起動，即起動流速接近于零.這一點從式(2)和式(3)中并不能得到體現(xiàn)，說明此類公式并沒能全面地反映出起動流速關(guān)系.本文正是針對以上不足作為研究出發(fā)點.F,.，其計算公式為2問題分析鋼筋石籠在水流的作用下主要受5個力的作用：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，在受力個數(shù)及性質(zhì)方面都一樣.導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流速需將重點放在這3點不同上，其中前兩方面的不同是通過拖拽力和上舉力體現(xiàn)出來的.圖1鋼筋石籠受力分析示意Fig.lSchematicdiagramofforceanalysisofrock-filledsteelcage浸沒在水中的物體在與水流發(fā)生相對運動的情況下，由于水的黏性，在其運動方向上會產(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.但在計算拖拽力時，并沒有將兩者分開來，其計算式為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.適合迎水面相對較大、短粗類鈍體，例如球體、圓柱體、導彈、魚雷等形體.(2) 俯視面.即為來流方向上的投影面，適合扁平形體，例如機翼、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，應(yīng)該選擇第1種，即選擇迎水而為特征面來計算拖拽力.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.對于它們之間變化的規(guī)律

17、，有很多經(jīng)驗性的公式和成果，但還遠遠不夠，不能給出成熟的計算公式.對于不同的問題，往往還是通過試驗，根據(jù)式和式反求Cd和CL.針對本文要研究的六面體類的塊體，烏只和塊體形狀有關(guān)，q只和來流雷諾數(shù)有關(guān).以滑動為條件，列出鋼筋石籠起動時的力學平衡方程，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Cd和q體現(xiàn)出來的.所以當?shù)撞壳闆r一定時，研究鋼筋石籠起動流速的關(guān)鍵在于確定式(6)中的Cd和q.當然，不同的鋼筋石籠還涉及到密實度的問題，這在式中口J以通過/；來體現(xiàn).3模型試驗及分析鋼筋石籠起動流速試驗是在1:50

18、的水槽中進行的.水槽長22m,寬32cm,深30cm,槽身、槽底均采用有機玻璃制造.本試驗以1:50的比尺、按不同的質(zhì)量、分不同形狀制作了試驗所需的鋼筋石籠，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)給問題分析所帶來的影響，本次試驗只制作了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.起動試驗程序：預(yù)先將試驗鋼筋石籠放置在試驗段

19、底板巳為減小位置隨機性所帶來的影響，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(滑動速度較慢)為止，取出石籠，用小旋槳流速儀測量鋼筋石籠迎水面中心點處的流速，每次起動后記錄15次流速，分析時取算數(shù)平均.為降低脈動隨機性帶來的影響，以2min為調(diào)節(jié)上游開度的時間間隔.需要說明的是，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顆粒時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的水深.表1試驗鋼筋石籠規(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)過多組反復試驗，經(jīng)過算數(shù)平均整理過的試驗結(jié)果見表2和圖2.表2流速試驗結(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，鋼筋石籠的起動流速有逐漸增大的趨勢，并且在4=2.5時起動流速達到最大

23、.究其原因，從拖拽力來看，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.起動流速就越大.但在4=3.0時有所減小，則很口J能是由于底部面積增大，上舉力的影響超過了拖拽力，導致了起動流速的減小.-o-X,=1.0-A-=1.54=2.0-O-丈,=2.5圖2不同人對應(yīng)的質(zhì)和速度關(guān)系Fig.2Relationshipbetweenmassandvelocityunderdifferent&由于本次試驗條件的限制，缺乏單獨針對Cd和/而進行的試驗，并旦.考慮到石籠的透水性，在底部面積不大時，上舉力的影響遠小于拖拽力對穩(wěn)定性的影響，所以為了分析方便，將上舉力和拖

24、拽力的影響都通過拖拽力系數(shù)來體現(xiàn)，為此,式(6)簡化為射=低施匕-尸)(7)式(7)就是鋼筋石籠起動流速簡化計算公式.式(7)從參數(shù)來看，仿佛與石籠的迎水面邊長。、力沒關(guān)系，其實，當c一定時，3對石籠穩(wěn)定性的影響可以通過Cd來體現(xiàn)，因為正如上文所述，CD是形狀的函數(shù).需要說明的是，對于鋼筋石籠來講，其匕(體現(xiàn)了透水性強弱)也會對Cd產(chǎn)生影響，但考慮到本次試驗鋼筋石籠(實際工程中也一樣)的。變化不大，對Cd產(chǎn)生的影響有限，所以本文在分析Cd時，就忽略了匕的變化對Cd產(chǎn)生的影響.根據(jù)試驗所得流速數(shù)據(jù)以及實際測得的/值(/=0.21),代入式(7),就可以得到XQXC形鋼筋石籠不同人值所對應(yīng)的拖拽力

25、系數(shù)Cd(見表3).表3不同人對應(yīng)的Cd值Tab.3ValuesofCDunderdifferent44Cd1.00.681.50.562.00.572.50.493.00.79為了驗證式(7)在鋼筋石籠為axoxc形時的準確性，現(xiàn)以李學海在光滑水泥面上所進行的立面體鋼筋石籠起動流速試驗數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，對&=1.0情況下(缺少其他情況資料)這兩次試驗的數(shù)據(jù)和由公式計算出的數(shù)值進行了對比，結(jié)果見圖3,其中，根據(jù)對鋼筋石籠與光滑水泥面的摩擦系數(shù)所進行的試驗，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)，對鋼筋石籠的穩(wěn)定性有很大的影響.例如當/=0.21時，47.7t的鋼筋石籠的起動流速為3.65m/s,而當f=0.48時，2t的鋼筋石籠就已經(jīng)可以抵抗4m/s的流速了.需要說明的是，底部摩擦系數(shù)對穩(wěn)定性的這種影響不是鋼筋石籠所特有的，對所有塊體的穩(wěn)定性研究都需十分重視摩擦系數(shù)的影響.現(xiàn)階段由于缺乏對摩擦系數(shù)實質(zhì)性的研究(事實上，關(guān)于摩擦力的本質(zhì)目前尚未有定論)，所以在實際應(yīng)用中還不能夠由函數(shù)關(guān)系來對摩擦系數(shù)做出確定，往往還需要用試驗來確定，有

27、時英至不直接考慮摩擦系數(shù)的影響.因此，怎樣實現(xiàn)和評估試驗環(huán)境中的摩擦系數(shù)與實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，當把室內(nèi)試驗所獲得的結(jié)論向?qū)嶋H情況轉(zhuǎn)化的過程中就會存在較大的差別，從而使室內(nèi)試驗失去了其指導實際工程的作用.4數(shù)值模擬及分析用傳統(tǒng)試驗手段很難對精細流場結(jié)構(gòu)進行清晰的觀察，并且任何接觸性測量都不能對反映流場性質(zhì)的物理量:進行無干擾地測量，所以本文以發(fā)展較快的CFD技術(shù)為研究手段，建立了一個透水性方鈍體繞流模型，以更好地觀察鋼筋石籠周圍流場的特性，繼而從另一個角度來幫助理解透水性對鋼筋石籠穩(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，周圍流場結(jié)構(gòu)相當復雜，其中涉及到碰撞、分離、回流以及非定常渦體脫落等復雜的湍流現(xiàn)象，具有高度的三維特性.目前，在計算流體力學領(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在計算復雜的湍流時，必須采用很小的時間和空間步長，網(wǎng)格劃分需要達到科爾莫戈洛夫微尺度(Kolmogorovmicroscale)的精度.據(jù)計算叫當雷諾數(shù)達到1x106時，應(yīng)用DNS計算三維問題需要的網(wǎng)格節(jié)點數(shù)約為1x10”，所以，用DNS模擬湍流汁算代價過高，很難實現(xiàn).RANS模型中，主要包括標準k-e模型、修正

29、Ay模型以及雷諾應(yīng)力(RSM)模型.20世紀80年代,Mochida等°】首次發(fā)現(xiàn)了標準卜£模型在模擬像方鈍體繞流這樣帶有碰撞現(xiàn)象的三維流動時，在碰撞區(qū)域會產(chǎn)生湍動能&過大的失真現(xiàn)象，如圖4所示.之后,Rodi(m通過與試驗對比,發(fā)現(xiàn)標準k-E模型對方鈍體頂部流動的模擬與試驗結(jié)果有較大的出入；之后，經(jīng)過修正的*七模型，例如Kato等提出的lkA-e模型，由于較好地克服了湍動能過大現(xiàn)象,其模擬結(jié)果相對于標準k-e模型來講，與試驗結(jié)果符合得較好.然而，對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)長度過長而失真的現(xiàn)象，而大渦模擬則能夠更好地處理以上問

30、題.所以本文以大渦模擬方法為研究手段(并不對大渦模擬數(shù)值方法本身進行討論)對問題展開研究.(a)風洞試驗(b)標準農(nóng)£模型圖4標準A-e模型模擬時產(chǎn)生的湍動能過大現(xiàn)象(取中垂面)Fig.4Over-productionofturbulentenergybythestandardk-emodel(centersectionofcube)4.1.2計算條件本文來流雷諾數(shù)屁=2.2x10。(依據(jù)方鈍體邊長和進口平均流速得到)，參考前人計算經(jīng)驗，規(guī)定本文模擬的計算條件，見表4.文中采用標準Smagorinsky亞格子格式，G取條件設(shè)定值計算區(qū)域進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）采用均勻來流.速度進11邊界條件滿足零梯度條件采用周期邊界條件栗用無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）個緇元體（見圖6）表4計算條件Tab.4Computationalconditions0.12,用二階中心差分離散空間導數(shù)，用Adams-Bashfbrth格式離散對流項,Crank-Nicolson格式離散擴散項.采用變時間步長，'，迭代收斂性較好且趨于密定時，采用的時間步長&=0.0002s.文中進行了5x105個時間步的計算，以達到穩(wěn)定的周期條件，隨后又進一步進行了5x1

32、05個時間步的計算以便在做數(shù)理統(tǒng)計處理時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,計算域網(wǎng)格如圖6所示.圖5計算模型示意Fig.5Aschematicdiagramofcomputationalmodel圖6計算域網(wǎng)格劃分Fig.6Meshesofcomputationaldomain4.2計算結(jié)果及分析4.2.1流場結(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刻的速度場云圖.從圖中可以看出，無論是透水性還是非透水性繞流.在方鈍體后都會產(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、水性繞流場主要有4個方面的不同：方鈍體后部渦體產(chǎn)生能力強,渦體形態(tài)更加豐富，流態(tài)更加發(fā)雜；透水體頂部沒有產(chǎn)生明顯的回流;繞流場最大流速較非透水性繞流下降r約12.5%;渦體脫落過程沒有明顯的周期性.（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截面各時刻非透水性和透水性繞流速度場云圖Fig.7Co

34、ntoursofvelocityonthex=6.5A/planeofflowpassinganon-perviousbodyandaperviousbodyatdifferenttimes以上特性是基于對x=6.5H截面上各時刻的速度場云圖進行觀察而得出的，但繞流場具有高度的三維特性，進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時刻各截面的速度場云圖.從圖中凹以發(fā)現(xiàn)，以x=6.5/7截面為界，方體兩側(cè)流場結(jié)構(gòu)各自相似.渦體的產(chǎn)生能力，在/=60.5s時刻，從x=7.0/7截面至x=6.0H截面呈遞增趨勢，而在/=61.0s時刻呈遞減趨勢.在其他時刻，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，很可能是由于當流體經(jīng)過透水體兩側(cè)時產(chǎn)生的渦體不對稱脫落所造成的（類似于卡口渦街）.4.2.2靜壓強分布從方.鈍體周圍的靜壓強方面，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，靜壓強較非透水體相同部位要小得多；在頂部，透水體凈壓強分布比較平穩(wěn)，兒乎沒有波動，且其絕對值也要小于非透水體相應(yīng)部位的靜壓強值；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，除了從過渡到CQ時，在C點至透水部位有一個較大的波動外，其余部位壓強分布較為平穩(wěn)，同時，從圖7和圖9口J以發(fā)現(xiàn)，。點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縱向各截面速度場云圖Fig.8Contoursofvelocityinseveralsections通過以上對方鈍體邊壁t：靜壓強分布的分析，可以推斷出透水體受力，無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分布曲線Fig.9Distributionoftime-averagedvalueofstaticpressurealongtheoutlineofx=6.5Hplane4.2.3拖拽力系數(shù)計算拖拽力系數(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)與試驗部分相同情況下所測得的拖拽力系數(shù)值0.68(見表3)符合得較好.5結(jié)論本文用石籠實際邊長代替化引直徑，提出了鋼筋石籠起動流速簡化公式(式(7).式中以拖拽力系數(shù)為主要待定參數(shù)，相對于穩(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).通過將公式應(yīng)用于不同工況，驗證了公式的準確性和適用性.通過對xaxc形石籠進行水槽試驗，以及對透水性繞流場的三維數(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時達到最穩(wěn)狀態(tài)；(2) 透水體頂部沒有明顯回流，流場最大流速較非透水性繞流流場F降了約

39、12.5%;渦體主要在下游網(wǎng)流區(qū)尾部產(chǎn)生且脫落過程隨機性較強,沒有明顯的周期性，而兩側(cè)的渦體交替產(chǎn)生，呈現(xiàn)出一定的周期性；(3) 通過壓強分析.發(fā)現(xiàn)透水體所受壓差阻力和上舉力都要遠小于非透水體；(4) 由數(shù)值模擬計算出透水體的拖拽力系數(shù)為0.63,與試驗結(jié)果相差不大.限于試驗條件，本文沒有將上舉力系數(shù)分離出來進行研究，并且部分結(jié)論也只適用于單個石籠的特定形狀，更夏雜的情況可做進一步研究.另外，摩擦系數(shù)對截流塊體穩(wěn)定性的研究影響顯著，值得引起注意.參考文獻：1 肖煥椎.施工水力學M.北京：水利電力出版社，1992.XiaoHuanxiong.HydraulicsinConstruction.Be

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