崔文詩, 楊志剛, 朱　暉

(同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心， 上海 201804)

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合成射流對(duì)類車體流動(dòng)控制的影響

崔文詩, 楊志剛, 朱暉

(同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心， 上海 201804)

摘要：基于大渦模擬對(duì)有無合成射流控制的三維類車體流場(chǎng)進(jìn)行仿真，與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證仿真方法有效.平均場(chǎng)結(jié)果表明，當(dāng)合成射流出口位于頂蓋和斜背交界處時(shí)，可減弱流動(dòng)分離, 縮小回流區(qū), 改變背壓，降低阻力.頻譜分析顯示，當(dāng)激勵(lì)動(dòng)量系數(shù)超過1.0×10-4時(shí)，斜背表面壓力、回流區(qū)速度和渦量以及阻力系數(shù)功率譜密度對(duì)應(yīng)的峰值頻率皆為激勵(lì)頻率.瞬態(tài)流場(chǎng)分析結(jié)果指出，合成射流與外流之間的交互作用導(dǎo)致了阻力系數(shù)曲線中出現(xiàn)周期性改變的波谷和波峰.

關(guān)鍵詞：大渦模擬； 類車體； 合成射流； 氣動(dòng)減阻

汽車氣動(dòng)阻力主要為壓差阻力，利用主動(dòng)流動(dòng)控制技術(shù)可控制汽車尾部背壓，降低壓差阻力，提高汽車燃油經(jīng)濟(jì)性，實(shí)現(xiàn)節(jié)能減排.2007年以來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者將等離子[1]、脈沖射流[2]、定常吹氣[3]、合成射流[4]等技術(shù)引入汽車主動(dòng)流動(dòng)控制研究.

目前，合成射流出口速度瞬態(tài)峰值已達(dá)到100 m·s-1[5]，因其具有結(jié)構(gòu)微型化、無需氣源、響應(yīng)頻帶寬等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于繞汽車的非定常外流場(chǎng)(外流)的主動(dòng)控制研究中.如文獻(xiàn)[4]利用聲激勵(lì)合成射流技術(shù)對(duì)二維類車體簡(jiǎn)化尾跡進(jìn)行瞬態(tài)控制；文獻(xiàn)[6-8]分別應(yīng)用合成射流激勵(lì)器(射流器)對(duì)三維類車體的平均場(chǎng)進(jìn)行流動(dòng)控制；文獻(xiàn)[9-12]基于數(shù)值仿真研究了合成射流對(duì)二維類車體剪切層和尾跡的控制.

高效的主動(dòng)控制研究關(guān)鍵在于對(duì)氣動(dòng)力隨時(shí)間變化的曲線及瞬態(tài)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，在此基礎(chǔ)上，在適當(dāng)?shù)臅r(shí)間和位置對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行反饋控制.目前，對(duì)合成射流控制類車體瞬態(tài)氣動(dòng)力系數(shù)及流場(chǎng)的認(rèn)識(shí)十分有限.由于試驗(yàn)和數(shù)值仿真條件有限[6-8,12]，以往研究多基于平均氣動(dòng)力系數(shù)和平均場(chǎng)流動(dòng)現(xiàn)象，雖指出合成射流對(duì)減阻有效，但尚未分析阻力系數(shù)出現(xiàn)周期性變化的原因.

本文在驗(yàn)證數(shù)值仿真有效的基礎(chǔ)上，對(duì)類車體進(jìn)行了有無合成射流控制的計(jì)算，首先比較平均場(chǎng)結(jié)果，然后結(jié)合頻譜和瞬態(tài)場(chǎng)結(jié)果，分析合成射流與外流之間的瞬態(tài)交互作用，指出氣動(dòng)力系數(shù)出現(xiàn)周期性變化的原因.

1數(shù)值仿真

1.1參考試驗(yàn)

以斜背與車頂夾角為25°的縮比為0.7倍的Ahmed body[13]模型為研究對(duì)象，縮比模型長(zhǎng)、寬、高分別為L(zhǎng)=0.761 m，W=0.272 m和H=0.212 m，后垂直背與斜背夾角為65°.

如圖1a所示，合成射流激勵(lì)器由腔體、出口喉部和激勵(lì)源組成.對(duì)激勵(lì)源發(fā)出周期性驅(qū)動(dòng)信號(hào)，腔體內(nèi)的氣流在激勵(lì)源和外界氣流的共同作用下進(jìn)行有規(guī)律的壓縮和擴(kuò)張，實(shí)現(xiàn)向外吹氣和向內(nèi)抽吸作用[14].

a Ahmed body模型及射流器結(jié)構(gòu)

b 射流器布置位置

為驗(yàn)證數(shù)值仿真方法的有效性，依托上海地面交通工具風(fēng)洞中心1/15整車縮比模型風(fēng)洞，首先應(yīng)用熱線風(fēng)速儀，對(duì)無控制下的Ahmed body模型斜背附近和尾跡內(nèi)147個(gè)點(diǎn)的速度進(jìn)行測(cè)量，熱線風(fēng)速儀探頭型號(hào)為55P01.由于模型風(fēng)洞最大風(fēng)速為48 m·s-1，噴口面積為0.123 m2，為滿足阻塞比，本次試驗(yàn)雷諾數(shù)ReL=1.1×106，與文獻(xiàn)[7-8]中的雷諾數(shù)ReL=1.2×106有差距，但已處于同一自模區(qū)內(nèi)，將每個(gè)點(diǎn)監(jiān)控的時(shí)域信號(hào)轉(zhuǎn)換為頻域信號(hào)，得到的斯特勞哈爾數(shù)St0=A1/2·f0·V0-1應(yīng)相等或相近，其中，A為Ahmed body模型的迎風(fēng)面積；f0為速度的功率譜密度，即渦脫落頻率；V0為當(dāng)?shù)貧饬魉俣?本文還參考了文獻(xiàn)[7-8]基于合成射流技術(shù)對(duì)Ahmed body模型進(jìn)行流動(dòng)控制的阻力、壓力、油流和速度場(chǎng)的試驗(yàn)結(jié)果.如圖1所示，射流器安裝在類車體頂部和斜背交界處.射流器出口為長(zhǎng)槽型，其寬度和長(zhǎng)度分別為d=0.000 5 m和l=0.234 m，出口位于車頂，到斜背距離為e=0.000 5 m.

1.2數(shù)值仿真方法

依據(jù)車體尺寸，如圖2所示，確定計(jì)算域長(zhǎng)、寬、高分別為8倍車長(zhǎng)、7倍車寬、4倍車高；流場(chǎng)空間采用六面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，保證近壁面第1層網(wǎng)格法向高度對(duì)應(yīng)的量綱一化值y+小于1.如圖3a，對(duì)車體斜背和近尾跡區(qū)進(jìn)行加密，表面網(wǎng)格邊長(zhǎng)為0.1～2 mm，在無控制下體網(wǎng)格總數(shù)為2 445萬.

圖2　計(jì)算域

已知合成射流出口尺寸、激勵(lì)頻率和動(dòng)量系數(shù)等條件，根據(jù)文獻(xiàn)[14]總結(jié)的合成射流仿真控制模型，得到腔體簡(jiǎn)化幾何參數(shù).如圖3b，h/d=2.6，s/D=2，D/d=2.45，其中,D為腔體寬度，h為出口喉部高度，s為腔體高度，對(duì)合成射流的腔體和出口喉部網(wǎng)格加密，有控制下的網(wǎng)格總數(shù)達(dá)2 498萬.

a 車體表面網(wǎng)格

b 在面y=0上的射流器內(nèi)部和車體周圍網(wǎng)格

激勵(lì)動(dòng)量系數(shù)Cμ表征了合成射流強(qiáng)度[7-8].

(1)

(2)

使用商業(yè)軟件Fluent16進(jìn)行計(jì)算，采用WALE亞格子模型，迭代方法為SIMPLEC算法，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為0.000 1 s.地面和車身采用無滑移邊界條件.來流速度U0為25 m·s-1，對(duì)應(yīng)雷諾數(shù)ReL=1.2×106.將激勵(lì)作為速度入口條件，引入計(jì)算.以正弦波為激勵(lì)的輸入信號(hào)，定義射流器等效速度Va[14]為

(3)

2仿真結(jié)果驗(yàn)證及分析

2.1氣動(dòng)力比較

a無控制b有控制

文獻(xiàn)[13]通過試驗(yàn)總結(jié)：阻力主要源于斜背壓力，后垂直背貢獻(xiàn)較小.如圖5所示，有無控制下的壓力差異也主要體現(xiàn)在斜背上，因此下文主要從斜背壓力變化分析阻力系數(shù).

2.2平均場(chǎng)比較

有無控制下的數(shù)值仿真與油流試驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)一致.在斜背上，受流向渦和C柱拖曳渦共同作用，無控制下附著線呈“人”字型(如圖6所示).由于試驗(yàn)安裝射流器的需要，在C柱沒有布置射流器出口，故合成射流未顯著影響C柱拖曳渦的形成，而流向上布置的合成射流使得流體動(dòng)量得到補(bǔ)充，增強(qiáng)了邊界層抵抗逆壓梯度的能力，減弱了流動(dòng)分離，附著線更靠近并平行于頂部分離線，回流區(qū)減小，斜背壓力升高，阻力系數(shù)降低.

a無控制b有控制

圖5　車身表面的平均壓力

圖6斜背表面油流

Fig.6Oil-streamline on the slant

2.3頻譜比較

有無控制下的數(shù)值仿真分別監(jiān)控了流場(chǎng)中147個(gè)點(diǎn)的瞬態(tài)速度與渦量、車體表面10個(gè)監(jiān)控點(diǎn)的瞬態(tài)壓力，監(jiān)控點(diǎn)位置如圖7所示.圖中，ni為監(jiān)控點(diǎn)編號(hào)，i=1,2,3，…，12.

無控制下，風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果表明尾跡區(qū)各監(jiān)控點(diǎn)頻率值皆為自然渦脫落頻率f0，數(shù)值仿真與試驗(yàn)得到的St0皆在0.44～0.48范圍內(nèi).如圖8所示，PSD為功率譜密度.施加激勵(lì)動(dòng)量系數(shù)Cμ2時(shí)，對(duì)于點(diǎn)n1的渦脫落頻率、點(diǎn)n10和n11的壓力功率譜密度，仿真預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)結(jié)果[7-8]一致，皆為520 Hz.

合成射流對(duì)距離射流器出口較近的外流誘導(dǎo)作用較強(qiáng)，如圖8a,8b,8c,8d,8e和8f，點(diǎn)n1,n2和n3的速度和渦量皆按fa改變.斜背回流區(qū)內(nèi)速度和渦量的改變導(dǎo)致了斜背表面上點(diǎn)n10,n11和n12的壓力隨fa變化，如圖8m,8n和8o所示，這些點(diǎn)的頻譜峰值皆對(duì)應(yīng)了fa，故瞬態(tài)壓力系數(shù)Cp(t)可修正為

圖7　壓力和速度監(jiān)控點(diǎn)

(4)

由于繞過類車體流動(dòng)的非定常特點(diǎn)，其無控制下的阻力系數(shù)頻譜含有自然峰值(如圖8p，8q和8r所示).施加Cμ3的激勵(lì)，如圖8p和圖9所示，瞬態(tài)阻力系數(shù)Cd(t)周期性震蕩，阻力系數(shù)的頻譜中僅含有激勵(lì)峰值.如圖9所示，隨著Cμ的減小,Cd增大.當(dāng)Cμ=Cμ2時(shí)，如圖8q所示，頻譜中已出現(xiàn)較弱的自然峰值，激勵(lì)峰值減弱但仍占主導(dǎo)，且激勵(lì)峰值高于無控制下的自然峰值；當(dāng)Cμ=Cμ1時(shí)，如圖8r所示，其激勵(lì)峰值已小于自然峰值，繼續(xù)減小Cμ，自然峰值突出，激勵(lì)峰值更加微弱.故當(dāng)Cμ≥Cμ2時(shí)，瞬態(tài)阻力系數(shù)Cd(t)可修正為

(5)

3瞬態(tài)流動(dòng)分析

外流的發(fā)展歷程包含多個(gè)合成射流工作周期，提取任意一個(gè)周期，如0.300 1 s到0.302 0 s，分解為4個(gè)工作相位：吹開始、吹最大、吸開始、吸最大，分別對(duì)應(yīng)t1,t2,t3,t4時(shí)刻.

3.1有無控制比較

無控制下，外流沿著車頂向下游運(yùn)動(dòng)，如圖10a和11a所示，瞬態(tài)速度始終較小，在斜背產(chǎn)生較大回流區(qū)，渦量較高.合成射流的吹氣和抽吸作用都為邊界層注入了動(dòng)量，如圖10b、圖10c和圖11所示，速度增大，提高了抵抗逆壓梯度的能力，減弱流動(dòng)分離，斜背回流區(qū)減小，渦量減小，能量耗散得以補(bǔ)償，背壓升高，阻力系數(shù)減小.

3.2抽吸和吹氣相位流動(dòng)和減阻機(jī)理

任意時(shí)刻流動(dòng)均受前一時(shí)刻流動(dòng)影響，在描述t1時(shí)刻流動(dòng)前，首先描述前一周期最后時(shí)刻t0的流動(dòng)，此刻激勵(lì)源抽吸強(qiáng)度達(dá)到最小，如圖12所示，局部流速差導(dǎo)致了腔體和出口喉部?jī)?nèi)有多對(duì)漩渦，外流向下游運(yùn)動(dòng).

在t1時(shí)刻，合成射流抽吸作用結(jié)束，開始進(jìn)入吹氣工作階段.在較低強(qiáng)度的吹氣作用下，前一時(shí)刻腔體內(nèi)的漩渦減弱，少量氣流注入外流.在t2時(shí)刻，激勵(lì)源的吹氣強(qiáng)度達(dá)到最大，腔體內(nèi)漩渦被打碎，出口喉部?jī)?nèi)漩渦減弱，大量氣流從出口流出.在t3時(shí)刻，合成射流開始抽吸作用，腔體的兩側(cè)氣流受抽吸作用，中心氣流受之前吹氣作用影響，不同流速的氣流間產(chǎn)生剪切作用，形成1對(duì)漩渦；在出口喉部?jī)?nèi)，中心氣流仍受吹氣影響，少量外流流入出口喉部，氣流間的速度差導(dǎo)致了較強(qiáng)漩渦.在t4時(shí)刻，激勵(lì)源抽吸強(qiáng)度達(dá)到最大，使得更多的外流流入出口喉部，前一刻射流器內(nèi)形成的多對(duì)漩渦減弱或被打碎；外流在遇到出口喉部和腔體后，因分離形成漩渦，解釋了前一周期最后時(shí)刻射流器內(nèi)漩渦的來源.隨著時(shí)間的推移，合成射流不斷影響外流.

在合成射流一個(gè)工作周期內(nèi)，t4時(shí)刻的抽吸相位將低速氣流吸入射流器內(nèi)，如圖10，出口速度達(dá)最大，邊界層抵抗逆壓梯度的能力最強(qiáng)，對(duì)流動(dòng)分離的抑制能力最強(qiáng)，如圖13和14，斜背回流區(qū)范圍和渦量最小，背壓最高，阻力系數(shù)達(dá)最小值0.310 1.

在t2時(shí)刻，吹氣帶來的高速氣流與外流相互摻混，如圖10所示，與無控制下相比，出口速度增大，邊界層提高了抵抗逆壓梯度的能力，減弱了氣流的分離作用，提高了背壓，實(shí)現(xiàn)了減阻.但是，在合成射流一個(gè)工作周期內(nèi)，t2時(shí)刻阻力系數(shù)皆高于其他時(shí)刻對(duì)應(yīng)值.這一方面是由于t2時(shí)刻出口速度達(dá)到工作周期內(nèi)最小值，對(duì)流動(dòng)分離的抑制能力最弱；另一方面，腔體內(nèi)的渦量隨著吹氣作用向外流輸運(yùn)，裹挾著渦量的外流與自由剪切層相互耦合(如圖13和14所示)使得斜背回流區(qū)范圍和渦量達(dá)到最大，背壓最低，阻力系數(shù)達(dá)最大值0.322 5.

a Cμ2控制下點(diǎn)n1的渦量

b Cμ2控制下點(diǎn)n2的渦量

c Cμ2控制下點(diǎn)n3的渦量

d Cμ2控制下點(diǎn)n1的速度

e Cμ2控制下點(diǎn)n2的速度

f Cμ2控制下點(diǎn)n3的速度

g 點(diǎn)n4的速度

h 點(diǎn)n5的速度

i 點(diǎn)n6的速度

j 點(diǎn)n7的速度

k 點(diǎn)n8的速度

l 點(diǎn)n9的速度

m Cμ2控制下的n10的壓力

n Cμ2控制下點(diǎn)n11的壓力

o Cμ2控制下點(diǎn)n12的壓力

p 無控制和Cμ3控制下的阻力系數(shù)

q 無控制和Cμ2控制下的阻力系數(shù)

r 無控制和Cμ1控制下的阻力系數(shù)

圖9　阻力系數(shù)曲線

從吹氣到抽吸過程，出口速度增大，分離減弱，回流區(qū)減小，渦量減小，背壓增大，阻力升高.故當(dāng)抽吸和吹氣分別達(dá)到最大時(shí)，阻力系數(shù)分別達(dá)到波谷和波峰.

a 無控制

圖10　在面y=0上的射流器出口瞬態(tài)速度

a無控制b有控制

4結(jié)論

通過與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了數(shù)值仿真方法的有效性，進(jìn)一步分析得到以下結(jié)論：

a t0時(shí)刻

b t1時(shí)刻

c t2時(shí)刻

d t3時(shí)刻

e t4時(shí)刻

(1) 合成射流激勵(lì)器布置在類車體頂部和斜背交界處，可降低阻力系數(shù).抽吸相位將低速氣流吸入射流器內(nèi)，吹氣帶來的高速氣流與外流相互摻混，吹吸氣的作用皆使得出口速度增大，邊界層抵抗逆壓梯度的能力增強(qiáng)，流動(dòng)分離減弱，斜背回流區(qū)減小，渦量減小，背壓升高，實(shí)現(xiàn)減阻.

at1時(shí)刻bt2時(shí)刻

ct3時(shí)刻dt4時(shí)刻

圖13　在面y=0上的合成射流不同相位下的渦量

at1時(shí)刻bt2時(shí)刻

ct3時(shí)刻dt4時(shí)刻

圖14　在合成射流不同相位下的車身表面壓力

(2) 合成射流的吹氣和抽吸工作相位使出口速度、渦的來源與輸運(yùn)、斜背回流區(qū)分離作用等產(chǎn)生差異，工作相位的交替變換導(dǎo)致斜背回流區(qū)覆蓋范圍、渦量和速度等流場(chǎng)參數(shù)按激勵(lì)頻率變化.流場(chǎng)的變化使得壓力周期性改變，進(jìn)而導(dǎo)致了阻力系數(shù)隨之周期性震蕩，產(chǎn)生波峰和波谷.

(3) 隨著動(dòng)量系數(shù)的減小，合成射流對(duì)外流輸入動(dòng)量減少，流動(dòng)分離的控制作用減弱，這一方面導(dǎo)致了斜背回流區(qū)增大，阻力系數(shù)隨之增大；另一方面，阻力系數(shù)的激勵(lì)峰值不斷降低至消失，自然峰值增高.

(4) 合成射流可使車輛斜背壓力和阻力系數(shù)按自定義的激勵(lì)頻率和動(dòng)量系數(shù)信號(hào)進(jìn)行周期性變化，為實(shí)現(xiàn)反饋控制奠定了基礎(chǔ)，但選取模型表面哪些點(diǎn)的壓力作為反饋，以提高魯棒性，需繼續(xù)研究.

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收稿日期：2015-08-07

基金項(xiàng)目：國(guó)家“九七三”重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(2011CB711203)

通訊作者：楊志剛(1961—),男，教授，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)槠嚳諝鈩?dòng)力學(xué)．E-mail：zhigangyang@#edu.cn

中圖分類號(hào)：U270.1； O357.5+2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Influences of a Synthetic Jet Actuator on the Flow Around Ahmed Body

CUI Wenshi, YANG Zhigang, ZHU Hui

(Shanghai Automotive Wind Tunnel Center, Tongji University, Shanghai 201804,China)

Abstract：Large-eddy simulation (LES) was used to study the unsteady flow around Ahmed body in both natural and controlled flow. The simulation results were validated against the experimental data. The mean-time results indicated that flow separation could be suppressed when a synthetic jet actuator was located at the junction of the roof and the slant, which could result in a smaller separation zone and aerodynamic drag reduction. Spectrum analyses revealed that with the momentum coefficient of excitation is more than 1.0×10-4，the peak frequency of power spectral density surface pressure on the slant，velocity and vortices in the recirculation zone, as well as drag coefficient is related to driving frequency. The transient flow results suggest that the interaction between the jet and the flow lead to periodical changes of the peak and trough of drag coefficient.

Key words：large-eddy simulation; Ahmed body; synthetic jet; aerodynamic drag reduction

第一作者： 崔文詩(1986—),男，博士生，主要研究方向?yàn)槠嚳諝鈩?dòng)力學(xué)．E-mail：1210765@#edu.cn