µ - Cerfacs
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MEMOIRE DE D.E.A. Ecole MATMECA UNIVERSITÉ DE BORDEAUX I Mise en oeuvre de lois de parois dans le code structuré elsA par D ELPHINE LIZARAZU Responsables : Responsable de l’encadrement scientifique : G. Puigt, CERFACS-CFD, 42 av. G. Coriolis, 31500 Toulouse Supervision : G. Chevalier, CERFACS-CFD, 42 av. G. Coriolis, 31500 Toulouse R. Houdeville, ONERA CERT, DMAE, BP4025, 2 av. E. Belin, 31055 Toulouse Cedex 4 Encadrement de l’école : Ch. Berthon, Université Bordeaux I, UFR Mathématiques et Informatique, 351 cours de la Libération, 33405 Talence cedex Remerciements Je tiens tout d’abord à remercier mon responsable de stage au sein du CERFACS, Guillaume Puigt, pour le temps qu’il m’a consacré, la patience dont il a fait preuve et les conseils qu’il m’a prodigués. Sa détermination quant à la reussite de ce projet a fait que ce stage s’est deroulé dans de très bonnes conditions. Je tiens également à remercier Guillhem Chevalier, responsable de l’équipe elsA au Cerfacs qui a toujours cru en ce projet malgré les difficultés rencontrées et qui m’a toujours soutenue. Je souhaite dire aussi un grand merci à toute l’équipe elsA du CERFACS auprès de laquelle j’ai toujours pu trouver conseil. Enfin, j’adresse également mes remerciements a Thierry Poinsot pour m’avoir accueilli au sein de l’équipe CFD dans laquelle j’ai trouvé une ambiance de travail très sympathique. J’exprime aussi ma reconnaissance envers Christophe Berthon pour m’avoir donné de bons conseils pour me préparer à ce stage. Il est vrai que l’encadrement au CERFACS a fait que je n’ai pas eu besoin de son aide mais je sais que, dans le cas contraire, j’aurai pu faire appel à lui. Table des matières Remerciements 2 Introduction 2 1 Les équations de Navier-Stokes 5 2 Présentation générale des lois de paroi 2.1 Aspect thermique . . . . . . . . . . . . 2.2 Profil de vitesse en incompressible . . . 2.3 Profil de vitesse en compressible . . . . 2.4 Domaine d’application - Discussion . . 2.5 Inversion de la loi de paroi . . . . . . . 2.5.1 Calculs préliminaires . . . . . . 2.5.2 Inversion . . . . . . . . . . . . 2.6 Grandeurs conservatives à la paroi réelle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6 6 7 7 9 9 9 10 10 3 Utilisation des flux issus des lois de paroi avec semi-glissement 10 3.1 Tenseur des contraintes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 3.2 Vecteur flux de chaleur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 4 Construction des conditions aux limites sur les variables conservatives à la paroi fictive 13 5 Construction des conditions aux limites sur les grandeurs turbulentes 14 6 Validation 14 6.1 La plaque plane . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15 6.2 Le cas RAE2822 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 Conclusion 24 1 Introduction La simulation de l’écoulement autour de machines volantes telles que les avions ou les missiles reste un challenge, malgré les progrés du matériel informatique. Les besoins actuels pour les industries et la recherche dépassent toujours la capacité des processeurs, si bien que des méthodes ont été développées pour accélerer les temps de simulation. Avec les hypothèses d’écoulement parallèle et d’auto-similitude, il est établi qu’au voisinage d’une plaque plane i.e. dans la couche limite, l’écoulement est 1D. En effet, les variations des variables suivant la direction de l’écoulement sont négligeables par rapport aux variations suivant la direction normale à la paroi. En conséquence, il est possible de coupler un code 1D pour la couche limite avec un code 3D pour la région hors de la couche limite : c’est le couplage 1D-3D (Fig. 1). Ecoulement 3D Euler z Couche limite 1D d / dx, d / dy << d / dz y Couche Limite x Solide Solide F IG . 1 – Changement de dimension : couplage 1D-3D ( à gauche) et multiphysique-multisolveur ( à droite). De plus, on peut remarquer que, pour les écoulements à grand nombre de Reynolds, les effets visqueux sont prépondérants dans la couche limite et pratiquement négligeables hors de la couche limite, si bien qu’on peut coupler deux types de solveur : solveur des équations de Navier-Stokes ou code couche-limite pour la simulation de cette couche limite et solveur des équations d’Euler pour le reste de l’écoulement : c’est ce que l’on appelle la technique multiphysique - multisolveur (Fig. 1). La technique des lois de paroi consiste à utiliser le savoir du couplage 1D-3D et l’astuce du multisolveur pour accélérer la vitesse de convergence des simulations. Le principe des lois de paroi est d’éviter le couplage des équations de Navier-Stokes avec un modèle de turbulence bas-Reynolds car le coût numérique lié à la finesse du maillage utilisé est très élevé. Ceci est réalisé en créant une paroi fictive qui est translatée de δn (δ est un paramètre des lois de paroi et n est le vecteur unitaire normal à la paroi réelle dirigé vers l’écoulement) et sur laquelle on impose de nouvelles conditions aux limites. On espère ainsi éviter le calcul des régions où les gradients des variables sont les plus 2 forts et où les mailles sont les plus fines. La motivation est de prédire les flux à la paroi réelle en utilisant les informations connues sur cette paroi fictive sans calculer la région intermédiaire qui contient cependant une grande partie de la physique de l’écoulement. Dans ce cas, il n’y a plus de condition aux limites d’adhérence sur cette paroi fictive. Aussi, dans ce mémoire, nous qualifierons cette méthode de m éthode lois de paroi avec semi-glissement. Par le passé [1, 2], cette méthode a été utilisée et validée sur diverses configurations 2D et 3D et implémentée dans le solveur non structuré NSC2KE [3], utilisant une formulation mixte volumes finis-éléments finis (variables et flux aux sommets de la triangulation). L’intérêt de l’utilisation de lois de paroi apparaı̂t de manière évidente lorsqu’on s’intéresse à des phénomènes physiques complexes comme le couplage fluide-structure, les phénomènes instationnaires, le mouvement de maillage, l’optimisation de formes... En effet, l’avantage des lois de paroi est de prédire des écoulements comparables à ceux prédits par un modèle de turbulence bas-Reynolds, tout en autorisant l’emploi de maillages plus grossiers. Les gains en temps et en charge CPU concernant le remaillage, la prise en compte de maillage mobile sont importants. L’autre intérêt des lois de paroi est leur possiblilité de prendre en compte des phénomènes physiques difficiles à modéliser en maillant jusqu’à la paroi. Citons par exemple la prise en compte de rugosités, la transpiration qui permet de donner une vitesse au maillage (cas de petites déformations) et de le modifier sans remailler... L’objectif du stage de DEA est de mettre en place la formulation mathématique de lois de paroi avec semi-glissement dans le code elsA de l’ONERA. elsA, pour Ensemble Logiciel de Simulation en A érodynamique, est un code de résolution des équations de Navier-Stokes basé sur une approche volumes finis sur des maillages multi-blocs structurés et est écrit en C++ et fortran avec une méthodologie orientée objet. Le CERFACS participe au développememnt d’elsA dans le cadre d’un accord de coopération avec l’ONERA et ce code doit entrer prochainement en production chez Airbus France. Houdeville [4] a déjà mis en place dans elsA une formulation de lois de paroi pour laquelle la paroi de calcul est confondue avec la paroi réelle et qui est telle que la hauteur de première maille corresponde au domaine de validité de la loi logarithmique. Nous appelerons cette méthode m éthode lois de paroi avec adhérence. Comme nous l’avons expliqué, les lois de paroi que nous allons mettre en œuvre sont appliquées sur une paroi fictive. Les dessins suivants résument les deux approches. 3 Γc δ h0 Γw Lois de paroi avec semi-glissement maillage non-structuré (triangles) Lois de paroi avec adhérence maillage structuré (rectangles) Γc est la paroi fictive où on applique les conditions aux limites des lois de paroi, alors que Γ w est la paroi réelle. En pratique, on confond paroi réelle et paroi fictive et on utilise un maillage reposant sur la paroi. Cela permet de changer facilement le paramètre δ sans avoir à remailler ou le raffinement de maillage sans s’occuper de la translation de δ. De plus, le nombre de Reynolds doit être modifié pour l’utilisation des lois de paroi Re Re L L δ , mais en pratique, compte tenu de la faible valeur de δ, cette modification n’est pas active. 4 1 Les équations de Navier-Stokes Afin de clarifier le développement qui suit, nous rappelons les équations de Navier-Stokes en variables conservatives dimensionnées. On décompose les variables entre partie principale et fluctuante et on applique la moyenne de Reynolds pour la densité et la pression et la moyenne de Favre pour les autres variables. Cela conduit aux équations suivantes : ∂ρ ∂t ∂ρu ∂t ∂ρE ∂t où p u χ Cp µ Pr γ 1 4 0 ∇p ∇ µ ∇ ρu u ∇ ρE ∇ ρu ∇ µ µt S ∇ χ µt Su χt Pr 0 72 C p µt Prt et Prt (1) χt ∇T 0 9 µ et µt sont les inverses des nombres de Reynolds laminaire et turbulent respectivement. Dans ce qui suit, on les appelle viscosité laminaire et turbulente. Les valeurs de γ, Pr ET Pr t sont les constantes classiques de l’air. La loi de Sutherland permet de prendre en compte les variations de viscosité laminaire : µ µ∞ 1 5 T T∞ T∞ 110 4 T 110 4 (2) où ∞ représente des quantités de référence. Modélisation de la turbulence Pour fermer le système précédent, il faut connaı̂tre les variations de µ t dans la couche limite. Nous utiliserons dans ce mémoire le modèle de turbulence k ε de Jones-Launder dont nous rappelons les équations : ∂ρk ∂t ∇ ρuk ∇ µ µt ∇k Sk (3) et ∂ρε ∇ ρuε ∇ µ cε µt ∇ε Sε ∂t Les membres de droite de Eq. 3 et Eq. 4 contiennent la production et la dissipation pour ρk et ρε : Sk Sε µt P 2 ρk∇ u ρε 3 2c1 ε2 ρε∇ u c2 ρ 3cµ k c1 ρkP La viscocité turbulente est donnée par : µt cµ ρ 5 k2 ε (4) (5) (6) Les constantes cµ c1 c2 cε sont respectivement égales à 0 09 0 1296 11 6 1 1 4245 et P S : ∇u. Le modèle présenté est la version haut-Reynolds du modèle de turbulence k ε qui sera couplée avec les lois de paroi. Pour les simulations jusqu’à la paroi, nous utiliserons aussi le modèle de turbulence k ε de Jones-Launder équipé des fonctions d’amortissement [5] nécessaires pour prendre en compte les variations des grandeurs turbulentes dans la couche limite. Remarque : Nous qualifierons toujours de modèle de turbulence bas-Reynolds la version du modèle k ε de Jones-Launder disposant des fonctions d’amortissement. 2 Présentation générale des lois de paroi Différentes formes de lois de paroi peuvent être obtenues suivant la nature des hypothèses faites sur la physique. Dans ce qui suit, nous présentons les hypothèses physiques utilisées par Houdeville [4],[6] dans elsA, hypothèses qui sont communes aux deux approches. On considère une couche limite tridimensionnelle, avec ou sans flux de chaleur, et on définit le repère local de frottement1 (s n) tel que : – n : vecteur normal à la paroi dirigé vers l’intérieur du domaine de calcul, – s : vecteur tangent à la paroi et dans le plan (n U), avec la vitesse relative U par rapport à la paroi prise au point de calcul adjacent à celle-ci : U U n n s U U n n (7) Puisqu’elle fait intervenir la vitesse relative par rapport à la paroi, Eq. 7 est valable en formulations “vitesse absolue dans repère absolu” et “vitesse relative dans repère relatif”. En particulier, les lois de paroi permettront de prendre en compte les mouvements de maillage (formulation ALE). Remarque : Pour toute la suite, on notera u s la norme de la projection du vecteur vitesse sur s : us U U n n (8) 2.1 Aspect thermique En écrivant l’équation de l’enthalpie totale dans le repère local (s n) et en négligeant la convection, on obtient : ∂ (9) us τsn φn 0 ∂n Ceci donne l’évolution de la composante normale du flux de chaleur en supposant que le frottement est constant près de la paroi : (10) φn φw us τw Le frottement et le flux de chaleur s’expriment simplement à partir du coefficient de viscosité et du nombre de Prandtl turbulents : τsn τw φn ∂us ∂n µ µt ∂T Cp Pr Prt ∂n µ µt (11) (12) 1 En toute rigueur, le repère de frottement est défini par la direction du frottement pariétal. On suppose ici que cette direction est proche de la direction du vecteur vitesse au premier point de calcul. 6 ce qui permet d’expliciter Eq. 9 : dT dus A φw τw Aus A µ Cp µt µ Pr µt Prt (13) (14) Pour intégrer simplement cette équation, il faut supposer que A est constant, ce qui en réalité n’est vrai que pour des nombres de Prandtl identiques Pr Prt . On obtient alors l’évolution de la température au voisinage de la paroi : u2 φw T Tw A s A us (15) 2 τw et, puisque la pression ne varie pas perpendiculairement à la paroi : ρ ρw Tw T (16) 2.2 Profil de vitesse en incompressible Avec les relations habituelles de couche limite [7], le profil de vitesse, pour une couche limite turbulente bidimensionnelle, peut être représenté par la loi logarithmique : u u u uτ 1 ln y κ C1 ; uτ ; C1 τw ρ 5 25 ; y ; (17) yuτ ν (18) Cette relation est valable dans la région d’équilibre, au delà de la région tampon (typiquement pour y 50) et s’étend plus ou moins loin vers l’extérieur, vers y δ 0 15, en fonction du nombre de Reynolds et du gradient de pression [7] (δ représentant ici l’épaisseur de couche limite et non la hauteur entre paroi réelle et fictive). Dans la région de proche paroi, le profil est donné par la loi linéaire : u y (19) En ce qui concerne l’utilisation d’une loi de paroi dans un code Navier-Stokes, il faut modéliser l’évolution de la vitesse et du frottement dans toute la région allant de la paroi jusqu’à des valeurs de y au moins égales à 300. Il est alors fondamental de prolonger la loi logarithmique vers le bas. Le modèle le plus simple qui puisse être mis en œuvre est le suivant : u u y 1 ln y κ si C1 si y y 11 13 11 13 (20) La constante 11,13 correspond à l’intersection des lois linéaire et logarithmique. 2.3 Profil de vitesse en compressible Van Driest [8] a montré que la loi logarithmique restait valable en compressible en introduisant une vitesse transformée u définie comme une moyenne pondérée par la masse volumique : 7 u u uτ ; uτ τw ρw u y ; yuτ νw (21) ρ du ρw u 0 (22) Pour intégrer, il suffit d’expliciter ρ ρ w à l’aide des Eq. 15 et Eq. 16 et on obtient : u 1 arcsin B B A 2Tw 2Bu C arcsin 4B C2 ; C 1 Cp C 4B C2 A ; (23) µ µt (24) µ µt Cp Pr Prt Dans le cas d’une paroi adiabatique, φ w est nul et donc C également. Dans le cas d’un décollement, τ w tend vers zéro et C vers l’infini, ce qui entraı̂ne u 0. On peut remarquer que Eq. 23 peut être très mal conditionnée. Les ordres de grandeur des différents coefficients sont les suivants : A Aφw τw Tw B ; 1 2C p Tw C 1 Tw (25) ce qui donne, en grandeurs physiques : C 0 B C en paroi adiabatique 1 en paroi isotherme (26) Le cas de la paroi adiabatique ne pose pas de problème car l’expression de u se simplifie : u 1B arcsin Bu (27) En paroi isotherme, les arguments des fonctions arcsin sont très proches de 1 et l’évaluation de la différence est très imprécise. En utilisant la relation arcsin a arcsin b on obtient : u arcsin a 1 2 B 2Bu arcsin 4B C2 B 1 b2 b C C 1 a2 1 u Bu C (28) (29) soit, après quelques manipulations et compte tenu de Eq. 15 : u 1 arcsin B Tw T 2 B Tw T u Au2 2 8 Tw T Au2 2 T Tw (30) 2.4 Domaine d’application - Discussion La loi de paroi qui vient d’être décrite n’est valable qu’en écoulement bidimensionnel, pas trop près d’un décollement. Ces hypothèses semblent très restrictives mais il est important de bien voir que cette loi n’est pas utilisée sur toute l’étendue de son domaine, mais seulement au voisinage immédiat d’une paroi, dans la première maille de calcul pour la première méthode, ou sur la paroi fictive pour la seconde. Les hypoth èses réellement faites sont alors les suivantes : – En tridimensionnel, la vitesse dans la première maille est supposée rester alignée avec la direction du frottement pariétal. – Au voisinage d’un décollement, puisque τ w devient très petit, y yuτ νw est aussi très petit (inférieur à 11,13) et ce n’est pas la loi logarithmique qui est utilisée mais la relation u y . – Dans une région très fortement décollée, le frottement peut redevenir relativement important et c’est à nouveau la loi logarithmique qui peut être prise en compte. En aucun cas y ne devient négatif car on se place toujours dans la direction de la vitesse près de la paroi pour appliquer la loi donnée par Eq. 17. Il est clair que si toutes ces remarques indiquent que l’hypothèse utilisée est beaucoup moins restrictive qu’il n’y paraı̂t, cela ne constitue en aucun cas une justification rigoureuse de l’intérêt d’utiliser une loi de paroi. Ceci devra faire l’objet d’une validation aussi étendue que possible qui s’inscrira dans une étude complémentaire à celle-ci. 2.5 Inversion de la loi de paroi 2.5.1 Calculs préliminaires On suppose connues les variables conservatives en un point indicé 1 au voisinage d’une interface paroi fictive. En pratique, ce point correspond au centre de la cellule adjacente et la solution est prise à l’itération précédente (temps “n” ou “n+α” de l’itération Runge Kutta). La température, la masse volumique et la viscosité moléculaire à la paroi s’obtiennent par : T1 Tw T1 ρw ρ1 µw U2 1 E1 A 2 Cv u2s1 2 T1 Tw Tw 1 µ1 T1 1 (31) paroi adiabatique (32) (33) S T1 S Tw (34) Les coefficients B et C calculés par Eq. 23 sont alors connus : A B C C µ µ C p Pr µt au point 1 µt Prt A 2Tw Aφw 0 τw Tw 1 u2 Tw T1 A s1 Tw us1 2 9 (35) paroi adiabatique paroi isotherme La composante tangentielle us1 de la vitesse dans le repère local de frottement (s n) défini en Eq. 2 est donnée par : us1 U1 U1 n n (36) On peut faire deux remarques concernant l’expression de C. Premièrement, la formule en paroi isotherme est aussi applicable en paroi adiabatique, compte tenu de la valeur de la température de paroi en adiabatique. Ceci permet d’éviter d’avoir à distinguer les cas lors du codage. Deuxièmement, le calcul de C ne fait pas intervenir τw : on découple ainsi le calcul de la correction de compressibilité et l’inversion de la loi logarithmique. 2.5.2 Inversion Pour inverser la loi de paroi, c’est-à-dire calculer u τ , on commence par multiplier Eq. 20 par y pour faire intervenir la quantité u1 y1 , directement connue au point 1 : u1 y1 us1 uτ us1 uτ ρw us1 d1 µw y1 1 ρw uτ d1 ln κ µw R d1 si R d1 C1 si R d1 (37) 11 132 (38) 11 132 La relation logarithmique donne la valeur de u τ par la méthode du pivot qui converge toujours rapidement. Cette grandeur étant connue, toutes les autres quantités nécessaires au calcul des conditions limites s’en déduisent simplement. Par exemple, on calcule le flux de chaleur pariétal à partir de Eq. 15 : φw τw Aus1 Tw T1 A u2s1 2 (39) Cette relation est valable en paroi adiabatique ou isotherme, compte tenu de Eq. 32 définissant Tw . 2.6 Grandeurs conservatives à la paroi réelle A la paroi, la température est imposée ou donnée par Eq. 32. La masse volumique est connue à partir de Eq. 33. La condition de non-glissement impose une vitesse nulle. On a donc : ρwUw ρw Ew ρ1 T1 Tw 0 ρwCv Tw ρw (40) Le frottement et la composante normale du flux de chaleur à la paroi réelle sont donnés respectivement par Eq. 21 et Eq. 39 et calculés grâce aux lois de paroi. 3 Utilisation des flux issus des lois de paroi avec semi-glissement Comme nous venons de le voir, les lois de paroi permettent de connaı̂tre les variables et les flux à la paroi réelle, tout en utilisant les variables conservatives prises dans la première maille au dessus de la paroi fictive. Nous allons expliciter les relations et les conditions aux limites à imposer à la paroi fictive en fonction des résultats issus des lois de paroi. 10 Le schéma ci-dessous va nous être utile pour comprendre les règles à appliquer. En effet, les programmes de l’INRIA se basent sur une formulation mixte volumes-finis et éléments-finis qui permet de considérer les variables et leurs flux aux sommets de la discrétisation (triangulaire). Dans notre cas, les variables sont stockées aux centres des mailles et les flux imposés sur les frontières des mailles. Centre C1 du volume V1 Volume V1 2 h1 Γc δ Γw Mise en œuvre des lois de paroi Ecrivons à nouveau l’équation de conservation de la quantité de mouvement dans la couche limite (repère local (s n)) avec l’hypothèse que les variables varient essentiellement dans la direction normale à la paroi et que le gradient de pression est nul dans la couche limite 2 : ∂τsn ∂n 0 (41) En intégrant Eq. 41 entre la paroi réelle Γ w et la paroi fictive Γc , on en déduit : τsn Γc τsn Γw (42) En intégrant Eq. 41 entre la paroi fictive (Γ c ) et le centre C1 de la maille V1 , on obtient : τsn Γc τsn C1 (43) Hors, les lois de paroi ont pour variables d’entrée les champs au centre du volume V1 (c’est-à-dire en C1 ). En conséquence, le flux diffusif de l’équation de conservation de la quantité de mouvement estdonné par les lois de paroi prenant comme variables d’entrée les champs en C 1 . Ce flux est aussi lié au frottement pariétal sur la paroi réelle car τns Γw τw sur Γw d’où τns Γc τw sur Γc du fait de Eq. 42 et Eq. 43. Ecrivons maintenant l’équation de l’énergie simplifiée avec les hypothèses de couche limite et de variations suivant la normale à la paroi : ∂ Cp ∂n 2 Dans µ Pr ∂ us µ ∂n µt dT Prt dn µt dus dn 0 un second temps, il sera possible de prendre en compte le gradient de pression dans la couche limite. 11 (44) En intégrant Eq. 44 entre la paroi réelle Γ w et la paroi fictive Γc et en utilisant la relation d’adhérence à la paroi, il vient : Cp µ Pr µt dT Prt dn dus µt dn us µ Γc Γc Cp µ Pr µt dT Prt dn Γw (45) Compte tenu de Eq. 12 de définition du flux de chaleur, cela conduit à : φ Γw φ Γc usc τ Γc En effectuant la même analyse entre la paroi fictive Γ c et le centre C1 du volume V1 , on obtient : φ Γc usc τ Γc Puisque τw τ Γw τ Γc φ C1 us1 τ C1 τ C1 , il résulte des deux relations précédentes : φ C1 us1 τw φ Γw φw φ Γc usc τw (46) Ainsi, à partir du flux thermique sur la paroi réelle, nous pouvons évaluer le flux diffusif à imposer pour l’équation de l’é Remarque : Si on désire des conditions aux limites pour la température à la paroi fictive, il faut prendre en compte les variations du champ de vitesse entre la paroi fictive Γ c et le centre de la cellule C1 , ce qui implique que φ1 φc . Nous renvoyons à la section 4 pour plus de détails. Remarque : Dans le cas de parois réelles athermanes, il ne faut pas croire que le flux thermique à la paroi fictive est nul. En effet, Eq. 46 donne le flux thermique à la paroi fictive : φc usc τw (47) Remarque : A la paroi fictive Γc , il n’y a pas de condition d’adhérence du fluide. En effet, la vitesse sur la paroi fictive est usc 0. 3.1 Tenseur des contraintes Pour reconstituer le tenseur des contraintes sur la paroi et au centre des cellules adjacentes, il faut supposer que le vecteur force de cisaillement est égal à τ w s, c’est-à-dire que seules les composantes τ sn τns du tenseur dans le repère local sont non nulles 3 . On obtient ainsi, par changement de base, et en appelant (s1 s2 s3 ) et (n1 n2 n3 ) les composantes des vecteurs de la base locale : τxxw τyyw τzzw τxyw τxzw τyzw τw s1 n1 τw s2 n2 τw s3 n3 τw s1 n2 τw s1 n3 τw s2 n3 s2 n1 s3 n1 s3 n2 (48) 3 Il est clair que cette hypothèse est fausse en ce qui concerne le tenseur de Reynolds mais elle est suffisante pour calculer le bilan des flux diffusifs sur les interfaces des cellules adjacentes à une paroi. 12 3.2 Vecteur flux de chaleur Le vecteur flux de chaleur à la paroi fictive sert au calcul des flux diffusifs. En supposant qu’il est porté par la normale à la paroi, on a simplement : φ φn n (49) Le traitement complet dépend de la nature de la paroi. – paroi adiabatique : le flux de chaleur est non nul à la paroi fictive et calculé par Eq. 47, alors qu’il est nul à la paroi réelle : φnw 0 (50) φnc usc τw – paroi isotherme : Eq. 15 appliquée à la cellule adjacente à la paroi fictive donne le flux de chaleur pariétal et Eq. 10 donne le flux de chaleur dans cette cellule à partir de φ nw et le flux de chaleur à la paroi fictive : τw u2 φnw Tw T1 A s1 2 Aus1 (51) φn1 us1 τw φnw φnc usc τw φnw 4 Construction des conditions aux limites sur les variables conservatives à la paroi fictive Il est maintenant nécessaire de connaı̂tre les grandeurs ρ c , u c et Ec sur la paroi fictive connaissant les valeurs de ces champs au centre de la première maille au-dessus de la paroi fictive. On a : τc φc φw ρw u2τ us τw µ µt Cp µ Pr ∂us ∂n µt ∂T Prt ∂n (52) (53) On suppose que le gradient de pression est nul dans la direction normale à la paroi. La loi des gaz parfaits permet de déduire : ρ1 T1 ρc (54) Tc Les changements les plus importants entre les deux approches de loi de paroi interviennent au niveau de la condition aux limites sur la vitesse. En effet, pour l’approche existant dans elsA, la vitesse était nulle à la paroi ce qui n’est pas le cas ici. Soit n le vecteur normal à la paroi. Le vecteur vitesse tangent à la paroi u S est défini par Eq. 8. Notons us la composante tangentielle de la vitesse. On a : µ µt ∂us ∂n d’où : usc ρw u2τ us1 τc h1 τw µ µt τw (55) (56) Il faut aussi prendre en compte la composante normale du vecteur vitesse. Nous supposons que cette composante se conserve entre la paroi fictive et le centre de la première maille au dessus de cette dernière : unc n un1 n u1 us1 s 13 (57) Comme uc usc s unc n, on en déduit : u c τc h1 t µ µt u 1 (58) Pour la condition sur l’énergie totale, si on désigne par E c l’énergie totale à la frontière Γ c et Tc la température associée, on a : – En adiabatique : φw 0 φc uSc τw . De plus, nous utilisons une relation analogue à celle de Eq. 39 : φc τw us 2 Tc T1 A c Ausc 2 usc τw (59) et on accède facilement à la température Tc : Tc – En isotherme : φc φw 3 Aus 2c 2 T1 (60) uSc τw et on dispose aussi de Eq. 59, d’où on déduit : Tc T1 3 Aus 2c 2 Aφw usc τw (61) On déduit finalement des Eq. 58, Eq. 60 et Eq. 61 l’énergie totale : ρc Ec ρc Cv Tc 1 uc 2 2 (62) 5 Construction des conditions aux limites sur les grandeurs turbulentes Dans un premier temps, seul le modèle k ε de Jones-Launder sera considéré. Les grandeurs turbulentes sont reconstruites à la paroi fictive avec les relations : k ε avec : lε τw ρc Cµ (63) k3 2 lε (64) Cµ δ δ 1 exp 3 4 2κ Cµ κ 3 4 et δ ρc τw δ µ ρw (65) 6 Validation L’implémentation de la nouvelle version des lois de paroi n’a pas été facile. Actuellement, deux cas-test ont permis de valider la mise en œuvre proposée : la plaque plane adiabatique et le profil 2D RAE2822. 14 6.1 La plaque plane Pour les simulations avec nos lois de paroi et avec un modèle de turbulence valide jusqu’à la paroi, nous avons considéré le maillage dont les caractéristiques sont rappelées ci-après. xmin ymin zmin 0 0 0 0 1 0 xmax ymax zmax 1 0 0 125 à 0 5 2 0 Le maillage est donc de forme trapézoı̈dale et dispose de 81 mailles dans la direction y (normale à la paroi), de 45 mailles dans la direction x et d’une maille dans la direction z. Les hauteurs de première maille varient ainsi entre 2 10 6 et 8 10 6. Pour comparaison, nous avons aussi considéré un maillage adapté pour les lois de paroi développées par l’ONERA. Ce dernier dispose alors de 50 mailles dans la direction y et la hauteur de première maille varie entre 2 2 10 4 et 9 10 4 . L’écoulement considéré est transsonique stationnaire. Le nombre de Mach à l’entrée est de 0.7 et le nombre de Reynolds est de 7 564 304. La température du fluide est fixée à 300K à l’infini amont et permet de prendre en compte les variations de viscosité (Eq. 2. La paroi solide est adiabatique. Le paramètre δ des 22. lois de paroi est fixé à 10 4 , ce qui correspond à 11 y Pour toutes les simulations, un schéma Runge-Kutta d’ordre 4 a été utilisé pour la discrétisation temporelle et un schéma centré de Jameson pour la discrétisation en espace. Les coefficients de viscosité artificielle ont été pris tels que : k2 0 5 k4 σ 1 0 0 016 Le CFL a été fixé a 2 pour toutes les simulations. La modélisation de la turbulence se base sur les versions haut-Reynolds ou bas-Reynolds du modèle de turbulence k ε. L’initialisation des calculs se base sur un écoulement à l’infini amont défini par les relations suivantes sur les variables sans-dimension : ρ 0 79157879 ρu ρE 1 4639985 ρk 0 52879948 1 0 10 ρv 8 ρε 0 0 ρw 1 0 10 0 0 6 Nous présentons en Fig. 2 le coefficient de frottement pariétal obtenu avec les différentes méthodes. Les différences apparaissent au bord d’attaque mais ne sont pas caractéristiques d’une mauvaise implémentation. A partir de l’abscisse x 0 15, lorsque la couche limite est bien établie, les différences sont complètement négligeables. On déduit de Fig. 2 que le flux diffusif de l’équation de conservation de la quantité de mouvement est bien évalué par les lois de paroi. Il reste à vérifier que l’écoulement dans son ensemble est bien calculé. Pour cela, 3 coupes dans l’écoulement ont été réalisées aux abscisses x 0 15, x 0 46 et x 0 82. Si l’on se concentre sur la variable conservative ρu, on ne voit des différences que dans la région proche paroi et nos résultats sont d’avantage en accord avec ceux obtenus par le modèle bas-Reynolds que ceux obtenus avec la version initiale des lois de paroi. Si on s’intéresse à la variation de la vitesse normale (Fig. 4), près du bord d’attaque de la plaque, les valeurs que nous obtenons sont bien meilleures. Cependant, plus on s’éloigne (donc plus la valeur de i augmente), meilleurs sont les résultats obtenus avec les lois déjà existantes même si les résultats de la nouvelle implémentation sont tout à fait cohérents. Pour la variation de l’énergie dans la couche limite (Fig. 5), quelle que soit l’abscisse choisie, le profil obtenu est très proche du profil obtenu sans lois de paroi et, quoi qu’il en soit, plus proche que celui qu’on pouvait obtenir en utilisant les lois existantes. 15 0.014 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.013 0.012 Frottement 0.011 0.01 0.009 0.008 0.007 0.006 0.005 0.004 0.003 0.25 0.5 0.75 x F IG . 2 – Comparaison du frottement pariétal sur la plaque pour les deux approches Nous présentons aux Fig. 6 et Fig.7 les profils de ρk et ρε pour les 3 abscises considérées. A nouveau, les différences apparaissent essentiellement tant que la couche limite n’est pas complètement établie. Les résultats avec notre approche sont meilleurs que ceux avec les lois de paroi avec adhérence. Enfin, sur Fig. 8, nous dessinons les résidus de convergence en lois de paroi pour les variables conservatives et turbulentes. La convergence est rapide. Le nombre d’itérations très élevé (20000) est expliqué par le fait que nous n’appliquons pas de lois d’augmentation en CFL au fur et à mesure de la convergence. 16 x = 0.15 x = 0.46 0.5 0.5 0.45 0.4 0.4 rovx Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.3 0.25 0.2 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.3 0.2 0.15 0.1 0.1 0.05 0 0.001 0.002 0 0.002 y 0.004 y x = 0.82 0.5 0.4 rovx rovx 0.35 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.3 0.2 0.1 0 0.005 0.01 y F IG . 3 – Profil de ρu en différentes abscisses de la plaque (pour x=0.15, x=0.46 et x=0.82) 17 x = 0.15 x = 0.46 0.0014 0.002 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.0012 0.001 rovy rovy 0.0015 0.001 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.0008 0.0006 0.0004 0.0005 0.0002 0 1.07658E-06 0.0500011 0 1.5023E-06 0.100001 0.0500015 y 0.100002 0.150002 y x = 0.82 0.0012 0.0011 0.001 0.0009 0.0008 rovy 0.0007 0.0006 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.0005 0.0004 0.0003 0.0002 0.0001 0 2.93892E-06 0.100003 0.200003 0.300003 y F IG . 4 – Profil de ρv en différentes abscisses de la plaque (pour x=0.15, x=0.46 et x=0.82) 18 x = 0.15 1.44 1.44 1.42 1.42 1.4 roE 1.4 1.38 1.38 1.36 1.36 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 1.34 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 1.34 1.32 1.32 1.3 1.3 0 0.001 0.002 0 0.001 0.002 y 0.003 0.004 0.005 y x = 0.82 1.46 1.44 1.42 1.4 roE roE x = 0.46 1.46 1.46 1.38 1.36 1.34 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 1.32 1.3 0 0.005 0.01 y F IG . 5 – Profil de ρE en différentes abscisses de la plaque (pour x=0.15, x=0.46 et x=0.82) 19 x = 0.15 x = 0.46 0.003 0.002 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.0025 0.0015 rok rok 0.002 0.0015 0.001 0.001 0.0005 0.0005 0 0 0 0.0005 0.001 0.0015 0 0.002 y 0.004 0.006 y x = 0.82 0.0018 0.0016 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.0014 rok 0.0012 0.001 0.0008 0.0006 0.0004 0.0002 0 0 0.005 0.01 0.015 y F IG . 6 – Profil de ρk en différentes abscisses de la plaque (pour x=0.15, x=0.46 et x=0.82) 20 1.4 x = 0.15 x = 0.46 1.3 0.4 1.2 1.1 1 0.8 0.7 0.6 roeps Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.2 0.5 0.4 0.1 0.3 0.2 0.1 0 0 0 0.0005 0.001 0.001 0.002 y 0.003 0.004 y x = 0.82 0.25 Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.2 roeps roeps Sans lois de paroi Lois avec condition d’adherence Lois avec condition de semi-glissement 0.3 0.9 0.15 0.1 0.05 0 0.002 0.004 0.006 y F IG . 7 – Profil de ρε en différentes abscisses de la plaque (pour x=0.15, x=0.46 et x=0.82) 21 Residus Residus 15 Echelle logarithmique Echelle logarithmique 15 10 rho rho U rho E 5 0 -5 -10 10 rho k rho epsilon 5 0 -5 -10 5000 10000 15000 20000 5000 iteration 10000 15000 20000 iteration F IG . 8 – Résidus de convergence en échelle logarithmique pour les variables conservatives et le mod èle de turbulence en utilisant la formulation semi-glissement des lois de paroi. 6.2 Le cas RAE2822 Nous considérons le cas-test rae2822 [9]. Le maillage est mono domaine et dispose de 257x65x2 mailles. L’écoulement est caractérisé par un nombre de Mach de 0.73, un nombre de Reynolds de 6 5 10 7 et une incidence de 2.79 deg. On impose en données à l’infini amont le jeu de valeurs suivant : ρ 1 0 ρw ρk ρu 0 99881465 0 0 ρE ρε 1 0 10 8 ρv 0 048675444 3 8509369 1 0 10 6 La température du fluide est fixée à 271.1K à l’infini amont, tandis que la paroi solide est adiabatique. Pour toutes les simulations, un schéma Runge-Kutta d’ordre 4 a été utilisé pour la discrétisation temporelle et un schéma centré de Jameson pour la discrétisation en espace. Les coefficients de viscosité artificielle ont été pris tels que : k2 0 5 k4 0 032 σ 1 0 Le CFL a été fixé à 1.7 pour la simulation avec lois de paroi et à 0.3 pour la simulation bas-Reynolds. 36 5 Pour la simulation avec lois de paroi, nous avons fixé δ 1 10 4 , ce qui correspond à 11 4 y Nous montrons en Fig. 9 une comparaison de la distribution du nombre de Mach au voisinage de l’aile. Les deux écoulements sont comparables. Enfin, en Fig. 10, nous comparons le coefficient de pression pariétal obtenu par les lois de paroi ou par une simulation avec un modèle de turbulence bas-Reynolds avec les données expérimentales. Les résultats obtenus avec les lois de paroi sont en accord avec les données expérimentales. La simulation bas-Reynolds donne une bonne idée des résultats que l’on pouvait attendre, même si le C p est plus éloigné des données expérimentales dans ce cas qu’avec les lois de paroi. Ceci peut s’expliquer par des difficultés à faire converger l’écoulement en bas-Reynolds sans utiliser une implicitation robuste et efficace des équations. De plus, ce cas-test démontre que les lois de paroi permettent une convergence rapide qui est plus difficile à atteindre avec un modèle de turbulence bas-Reynods. 22 Simulation avec modele de turbulence bas-Reynolds Simulation avec lois de paroi 1.25 0.75 0.5 0.25 M 1.2293 1.1427 1.0561 0.969499 0.882898 0.796296 0.709695 0.623093 0.536491 0.44989 0.363288 0.276687 0.190085 0.103484 1 0.75 z 1 z 1.25 M 1.2293 1.1427 1.0561 0.969499 0.882898 0.796296 0.709695 0.623093 0.536491 0.44989 0.363288 0.276687 0.190085 0.103484 0.5 0.25 0 0 -0.25 -0.25 -0.5 -0.5 0 0.5 1 1.5 0 0.5 x 1 1.5 x F IG . 9 – Comparaison de la distribution du nombre de Mach au voisinage du profil. Coefficient de pression parietal 1.5 Lois de paroi Modele Bas-Reynolds Donnees experimentales 1 C_p 0.5 0 -0.5 -1 -1.5 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 X(m) F IG . 10 – Coefficient de pression pariétal obtenu avec les lois de paroi ou avec le modèle de turbulence k ε bas-Reynolds. Comparaison avec les données expérimentales. 23 Conclusion La première partie du stage a permis l’implémentation des lois de paroi dans le code elsA et la validation de ces lois sur deux cas en 2 D : une plaque plane et un profil RAE. Les résultats obtenus sont comparables à ceux obtenus avec une simulation bas-Reynolds. Ainsi, les premiers résultats sont très encourageants. Cependant, on ne peut parler que de ”premiers résultats” car les cas étudiés sont d’un niveau de difficulté faible. Les objectifs actuels sont de passer à des cas-tests plus réalistes 2D et 3D, notamment en augmentant la complexité de l’écoulement (écoulements décollés, instationnaires,...). De plus, du point de vue utilisateur, il faut aussi mettre en relief l’impact du raffinement de maillage et du choix de δ sur la solution. Avec la formulation lois de paroi avec semi-glissement, les résultats doivent être pratiquement indépendants du raffinement de maillage et le choix du paramètre δ ne doit pas influencer notablement la solution, dans la 300. Enfin, du point de vue purement numérique, nous regarderons aussi mesure où l’on respecte 0 δ le couplage des lois de paroi avec des techniques de maillages AMR ou multigrilles. Ainsi, nous pourrons combiner l’accélération de la convergence des écoulements par modification de la physique (lois de paroi) avec les techniques d’accélération numérique de la convergence. Enfin, une note sera rédigée et insérée dans [10, 5, 11] afin de permettre aux utilisateurs et aux personnes en charge du développement d’elsA un bonne compréhension du traı̂tement effectué. 24 Références [1] B. Mohammadi and G. Medić (1998), A Critical Evaluation of the Classical k ε Model and WallLaws for Unsteady Flows over Bluff Bodies, IJCFD, 10, Number 1, pp. 1-12. [2] G. Puigt (2001), Modélisation, étude mathématique et numérique des lois de paroi pour les écoulements à grande vitesse sur parois lisses et rugueuses, thèse de doctorat de l’Université Montpellier II. [3] B. Mohammadi (1994), CFD with NSC2KE : an User Guide, INRIA Technical Report RT-164. [4] R. Houdeville, E. Goncalves, A. Jolles (1999) Spécification et implémentation d’une loi de paroi avec conditions limites de non-glissement, Note Technique elsA. [5] ONERA (1999), Manuel théorique elsA. [6] E. Goncalves (2001), Implantation et validation de lois de paroi dans un code Navier-Stockes, thèse de Doctorat de l’Ecole Nationale Supérieure de l’Aéronautique et de l’Espace. [7] J. Cousteix (1990), Turbulence et couche limite, Cepadues Ed. [8] E.R. Van Driest (1951), Turbulent Boundary Layers in Compressible Fluids, J. of Aeronautics Science, 18, No. 145. [9] P.H. Cook, M.A. McDonald, M.C.P. Firmin, AGARD Advisory Report No. 138, (1979 unpublished). [10] ONERA (2000), Developper’s guide elsA. [11] ONERA (2001), Manuel utilisateur elsA. 25 Résumé Le code elsA de résolutions des équations de Navier-Stokes de l’ONERA est basé sur une approche de type volumes finis sur des maillages structurés et est écrit en C++ et fortran avec une méthodologie Orientée Objet. Le CERFACS participe au développement d’elsA, dans le cadre d’un accord de coopération avec l’ONERA. Ce code doit entrer en production chez Airbus France prochainement. L’objectif du stage est de mettre en œuvre une technique d’accélération de la convergence des calculs : les lois de paroi. Le principe des lois de paroi est de remplacer la condition aux limites d’adhérence à la paroi par des relations plus sophistiquées entre les variables et leurs dérivées. Les nouvelles conditions aux limites trouvées ne sont plus appliquées directement à la paroi, mais sur une paroi fictive située près du haut de la couche limite. Ainsi, on ne calcule pas la région intermédiaire qui contient cependant la plus grande partie de la physique. Il a d’abord été question d’étudier la théorie des lois de paroi. Nous nous sommes aussi intéressés à la mise en œuvre des lois déjà implantées dans elsA, lois qui utilisent un principe de concaténation des mailles proche-paroi et conservent la condition d’adhérence. Nous avons ainsi mis en relief les modifications à apporter pour implémenter la méthode de la paroi fictive. En parallèle, il était indispensable de comprendre la structure du code et en particulier, les différentes classes. Ensuite a suivi la phase de codage de la nouvelle technique des lois de paroi. Plusieurs simulations d’écoulements transsoniques stationnaires permettront de valider les lois.