任劉珍，李霖，張夢(mèng)卓，馮家興，胡海豹

(西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院，陜西 西安 710072)

0 引言

水下潛器、汽車(chē)、飛行器等運(yùn)動(dòng)體行進(jìn)時(shí)受到的阻力主要包括摩擦阻力和壓差阻力兩部分。其中，壓差阻力來(lái)源于繞流物體前、后部壓強(qiáng)分布的不對(duì)稱(chēng)性[1-2]。通過(guò)控制航行體繞流流場(chǎng)，來(lái)推遲邊界層分離現(xiàn)象，或者減小分離區(qū)范圍，是降低壓差阻力的主要方法[3-5]。因此，控制鈍體表面的流動(dòng)分離極其重要。

鈍體尾部流場(chǎng)控制方法分為被動(dòng)控制和主動(dòng)控制兩大類(lèi)，相較被動(dòng)控制技術(shù)[6-7]，主動(dòng)控制方法[8-10]需外界能量輸入，但對(duì)鈍體表面流動(dòng)分離的控制作用較強(qiáng)，更利于抑制物體尾部渦街脫落，同時(shí)可減小鈍體的壓差阻力。目前，常用的主動(dòng)流動(dòng)控制技術(shù)包括壁面抽吸、表面吹噴以及合成射流等方法[11-13]。其中，壁面抽吸法在推遲邊界層轉(zhuǎn)捩，抑制邊界層分離方面效果突出，已在航空領(lǐng)域得到廣泛的仿真及試驗(yàn)研究[14-15]。此外，國(guó)外學(xué)者將射流方法[16-17]引入了超聲速飛行器氣動(dòng)減阻領(lǐng)域，而趙剛等[18]將類(lèi)似射流方法也成功應(yīng)用于水下減阻。

與單一抽吸或吹噴對(duì)鈍體表面流動(dòng)分離的控制機(jī)理不同，合成射流方法[19-20]通過(guò)射流周期內(nèi)抽吸與吹噴的交替作用來(lái)實(shí)現(xiàn)流動(dòng)控制。馮立好等[11，21]長(zhǎng)期致力于該方法的試驗(yàn)研究，通過(guò)調(diào)節(jié)射流頻率，使得鈍體尾渦脫落模式發(fā)生轉(zhuǎn)變，并提高流動(dòng)控制程度。唐輝等[22-23]利用格子玻爾茲曼方法模擬了合成射流對(duì)圓柱渦激震蕩的控制效果，并發(fā)現(xiàn)當(dāng)射流頻率接近圓柱尾渦脫落的固有頻率、射流位置靠近圓柱分離點(diǎn)時(shí)，圓柱尾渦被顯著抑制，同時(shí)圓柱升力波動(dòng)也最小。

不同于上述合成射流中抽吸與吹噴的周期控制，有學(xué)者嘗試在鈍體表面或管道壁面同時(shí)設(shè)置連續(xù)的抽吸與吹噴作用，來(lái)控制流動(dòng)分離[10，24]。例如，Pantokratora等[24]計(jì)算了層流狀態(tài)時(shí)(雷諾數(shù)為0.001)，不同連續(xù)吹吸組合方式下，方柱繞流的阻力及流場(chǎng)特性。Sohankar等[10，25]則在研究單獨(dú)抽吸或吹噴對(duì)繞流方柱的影響基礎(chǔ)上，于2018年模擬了方柱前方連續(xù)抽吸與后方連續(xù)吹噴聯(lián)合的控制效果，結(jié)果表明該方法可有效抑制方柱的尾渦脫落，甚至能實(shí)現(xiàn)最高達(dá)95%的減阻效果。

上述數(shù)值模擬研究表明，連續(xù)吹噴- 抽吸結(jié)合是一項(xiàng)潛在的鈍體流動(dòng)控制新方法，但該方法的有效性還亟待試驗(yàn)驗(yàn)證。為此，本文以圓柱繞流為例，在小型低速風(fēng)洞中系統(tǒng)地研究了連續(xù)吹噴- 抽吸控制方法對(duì)圓柱尾流的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)條件與方法

1.1 試驗(yàn)裝置

圖1(a)展示了小型風(fēng)洞試驗(yàn)系統(tǒng)，試驗(yàn)段長(zhǎng)Lw=1 000 mm，截面尺寸為200 mm×200 mm，湍流度TI<3%，環(huán)境溫度20 ℃.試驗(yàn)段中心風(fēng)速u(mài)0為1.05 m/s，對(duì)應(yīng)馬赫數(shù)Ma(Ma=u0/c，c為聲速)約為0.003，滿(mǎn)足不可壓流動(dòng)條件。圓柱模型直徑D=15 mm，以其為特征長(zhǎng)度的雷諾數(shù)Re=1 050.試驗(yàn)前對(duì)美國(guó)TSI公司出廠IFA300恒溫?zé)峋€風(fēng)速儀的1212-20型單絲熱線探針進(jìn)行校準(zhǔn)，試驗(yàn)時(shí)將探針固定至x=2D、y=0、z=0處，并通過(guò)位移臺(tái)沿z軸方向移動(dòng)探針，由密至疏采集得到圓柱尾部36個(gè)位置處的速度，單點(diǎn)采集頻率為50 kHz，采集時(shí)間為10 s，對(duì)采集得到的50萬(wàn)個(gè)速度數(shù)據(jù)進(jìn)行平均可得到單點(diǎn)的速度。

圖1 測(cè)試系統(tǒng)簡(jiǎn)圖Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

試驗(yàn)共計(jì)用到5個(gè)圓柱模型，直徑D均為15 mm，長(zhǎng)Lc=140 mm.以試驗(yàn)圓柱中心平面為基準(zhǔn)，狹縫(寬w=0.66 mm，長(zhǎng)l=50 mm)中心線與x軸夾角α依次為0°、10°、30°、50°和70°.對(duì)于α≠0°的圓柱，其狹縫對(duì)稱(chēng)分布，共計(jì)4個(gè)狹縫，而α=0°只對(duì)應(yīng)有2個(gè)狹縫。為了實(shí)現(xiàn)同步的抽吸和吹噴，試驗(yàn)選用活塞型氣缸提供氣源，其兩個(gè)出口分別接至圓柱兩端開(kāi)孔(圓柱模型上開(kāi)孔的孔徑d=5 mm)，實(shí)現(xiàn)圓柱后緣狹縫處的連續(xù)吹噴和前緣狹縫處的連續(xù)抽吸。通過(guò)控制氣缸活塞的移動(dòng)速度，實(shí)現(xiàn)吹噴- 抽吸狹縫處的速度uc調(diào)節(jié)。

1.2 方法驗(yàn)證

試驗(yàn)固定α=0°的圓柱于試驗(yàn)段中，以3u0的速度對(duì)圓柱施加吹噴- 抽吸聯(lián)合的連續(xù)控制。圖2(a)為直接測(cè)試所得圓柱尾部的速度分布，橫坐標(biāo)表示測(cè)點(diǎn)z向位置，縱坐標(biāo)為對(duì)應(yīng)速度u.圖2(b)展示了湍流度TI的分布情況，其表示速度脈動(dòng)均方根值與來(lái)流速度的比值。

圖2 不同吹噴- 抽吸速度下圓柱尾部流場(chǎng)分布Fig.2 Wake flow profiles of a circular cylinder with or without blow-suction control

由圖2可知，圓柱未受到控制時(shí)，繞過(guò)圓柱的部分氣體流速會(huì)發(fā)生降低，該低流速區(qū)域大概持續(xù)至z=0.5D處，即為圓柱最高點(diǎn)所處平面，此時(shí)圓柱尾部湍流度也升至最大，約為60%。越過(guò)該位置后，圓柱影響降低，其尾部湍流度開(kāi)始下降，同時(shí)氣體速度開(kāi)始急劇增大，最高升至1.17u0.當(dāng)z>D后，氣體速度逐漸下降并恢復(fù)至u0，此時(shí)氣體受圓柱影響很小，同時(shí)湍流度降至最低，并穩(wěn)定至來(lái)流水平，約為3%。當(dāng)以3u0的速度對(duì)圓柱施加控制時(shí)，圓柱尾部低速區(qū)域范圍消失，最高速度降至1.03u0，同時(shí)湍流度也顯著降低，表明圓柱尾部流動(dòng)得到了改善，也證實(shí)了連續(xù)吹噴- 抽吸對(duì)圓柱表面流動(dòng)分離的控制作用。

2 結(jié)果與討論

2.1 吹噴- 抽吸角度α的影響

為了研究吹噴- 抽吸角度的影響規(guī)律，圖3(a)展示了uc=3u0時(shí)，不同圓柱尾部的速度分布，圖3(b)列出了速度分布中特征參數(shù)的變化規(guī)律。其中：■為最大速度，▲為第一個(gè)測(cè)點(diǎn)處的速度，分別對(duì)應(yīng)u′max和u′z=0；□表示u′max所處z軸方向位置，記為z′max.

圖3 不同吹噴- 抽吸角度下圓柱尾部速度分布Fig.3 Wake velocity profiles of circular cylinders at various blow-suction angles

由圖3(b)可以發(fā)現(xiàn)，隨著α由0°升至70°時(shí)，圓柱尾部u′z=0增長(zhǎng)明顯，可由0.49u0最終升至0.99u0，u′max僅略有增加，由1.03u0變化到1.09u0.而z′max在α>10°后下降明顯，說(shuō)明圓柱尾部流場(chǎng)受圓柱的影響隨α增加逐漸減弱，因此達(dá)到最高速度對(duì)應(yīng)的范圍縮小。

為了更好地比較不同控制條件下圓柱尾渦的抑制程度，圖4(a)給出了uc=3u0時(shí)湍流度TI的分布情況，圖4(b)則為對(duì)應(yīng)特征參數(shù)的變化規(guī)律。其中：■表示最大湍流度TImax，▲表示第一個(gè)測(cè)點(diǎn)處的湍流度TIz=0；□為T(mén)Imax所處z軸方向位置，記為z′TImax.

圖4 不同吹噴- 抽吸角度下圓柱尾部湍流度分布Fig.4 Wake turbulent profiles of circular cylinders at various blow-suction angles

由圖4可知，圓柱尾部湍流度隨α的增大會(huì)逐漸降低。在圓柱未受到控制時(shí)，TImax=58.8%，TIz=0=47.3%；當(dāng)α由0°變化至10°時(shí)，TImax和TIz=0從20.5%分別降至17.5%和13.8%；相較α=10°的結(jié)果，α=30°對(duì)應(yīng)的變化較??；而當(dāng)α升至50°時(shí)，TImax和TIz=0大幅降低，均為2.4%；此時(shí)繼續(xù)增大α，TImax和TIz=0變化甚微，依舊保持極低湍流度，小于未施加控制時(shí)的5%。這是因?yàn)閳A柱的分離點(diǎn)大概在α=58°位置處[22]，當(dāng)α接近分離點(diǎn)時(shí)，圓柱表面的流動(dòng)可得到高效控制。這也與唐輝等[22]的計(jì)算結(jié)果一致，當(dāng)合成射流的角度大于30°且小于70°時(shí)，圓柱的升力波動(dòng)很小，其自身振動(dòng)也最弱。

2.2 吹噴- 抽吸速度uc的影響

固定α=70°的圓柱于試驗(yàn)段中，以不同吹噴- 抽吸速度對(duì)圓柱施加控制，圖5為對(duì)應(yīng)的速度分布情況。

圖5 不同吹噴- 抽吸速度下圓柱尾部速度分布Fig.5 Wake velocity profiles of a circular cylinder at various blow-suction velocities

從圖5中可以發(fā)現(xiàn)，圓柱受到吹噴- 抽吸結(jié)合的連續(xù)控制后，隨著uc的增加，圓柱尾部低速區(qū)域范圍逐漸縮小甚至消失，同時(shí)u′z=0逐漸增大，而u′max和z′max均有所減小。相較未施加控制的情況，當(dāng)uc=0.5u0時(shí)，圓柱尾部流場(chǎng)變化較弱；uc增至1u0后，圓柱尾部低速區(qū)基本消失，u從z=0處直接開(kāi)始增大，u′z=0急劇增加，u′max也發(fā)生下降，對(duì)應(yīng)發(fā)生在z=0.733D處；繼續(xù)增大uc，u′z=0、u′max及z′max變化減緩；當(dāng)uc提高至3u0時(shí)，u′z=0升至最高為0.99u0，u′max降至最低為1.09u0，對(duì)應(yīng)z′max最小為0.667D，此時(shí)尾部速度基本與遠(yuǎn)圓柱區(qū)域連續(xù)來(lái)流的分布一致，說(shuō)明圓柱表面的流動(dòng)分離得到了高效控制。

圖6展示了湍流度分布特性。由圖6對(duì)比可知，圓柱受到控制后，TImax、TIz=0及均隨uc增大而減小。相較未施加控制的情況，當(dāng)uc=0.5u0時(shí)，TIz=0=28.8%，TImax=32.3%，z′TImax=0.267D；uc增至1u0后，TImax和TIz=0繼續(xù)減弱；繼續(xù)增大uc，TImax和TIz=0減小幅度變??；當(dāng)uc升至最高時(shí)，圓柱尾部湍流度極低，TImax和TIz=0僅為未施加控制時(shí)的4.68%和4.76%，基本與遠(yuǎn)圓柱區(qū)域連續(xù)來(lái)流的分布一致，說(shuō)明該種情況下吹噴- 抽吸作用極大程度地抑制了圓柱尾部的渦街脫落。這是因?yàn)閡c的增大使得輸入- 輸出動(dòng)量增加，與Wang等[22]、Sohankar等[10]在模擬中通過(guò)提高合成射流動(dòng)量系數(shù)或吹噴- 抽吸速度的效果一致，因此圓柱尾流發(fā)生最大程度改變，甚至接近來(lái)流分布。

圖6 不同吹噴- 抽吸速度下圓柱尾部湍流度分布Fig.6 Wake turbulent profiles of a circular cylinder at various blow-suction velocities

2.3 控制方式的影響

固定uc=3u0，針對(duì)α=70°的圓柱單獨(dú)進(jìn)行了后緣連續(xù)吹噴和前緣連續(xù)抽吸的試驗(yàn)，并對(duì)比了不同控制方式下圓柱的尾流特性。不同控制方式下圓柱尾部流的分布如圖7所示。

圖7 不同控制方式下圓柱尾部流場(chǎng)分布Fig.7 Wake flow profiles of a circular cylinder by various control methods

由圖7(a)可知，對(duì)圓柱進(jìn)行前緣抽吸、后緣吹噴及吹噴- 抽吸聯(lián)合的主動(dòng)控制時(shí)，后兩種方式的效果明顯且相當(dāng)。此時(shí)，圓柱尾部低速區(qū)域消失，并接近來(lái)流分布。而與未施加控制的圓柱尾流速度相比，受到單一抽吸作用圓柱的umax和z′max僅略有縮小，u′z=0并未改變。

與圖7(a)結(jié)果一致，后緣吹噴和吹噴- 抽吸聯(lián)合的作用對(duì)圓柱尾部湍流度的抑制更強(qiáng)，且抑制程度相當(dāng)，而受到單一抽吸作用圓柱的湍流強(qiáng)度僅發(fā)生微降。由此可見(jiàn)，在對(duì)圓柱施加吹噴- 抽吸聯(lián)合控制時(shí)，圓柱后緣吹噴發(fā)揮主要作用，而前緣抽吸的效果很弱，僅能略微縮小TImax及z′TImax，TIz=0并未發(fā)生變化。在Sohankar等[25]的模擬中，通過(guò)對(duì)比方柱前緣單獨(dú)抽吸、單獨(dú)吹噴以及后緣單獨(dú)抽吸、單獨(dú)吹噴的尾流分布指出，后緣吹噴能明顯抑制方柱尾流速度分布，減小升力波動(dòng)。因此，在連續(xù)吹噴- 抽吸控制方法中，后緣吹噴的貢獻(xiàn)大于前緣抽吸，是實(shí)現(xiàn)圓柱尾部流場(chǎng)高效控制的關(guān)鍵。

3 結(jié)論

本文通過(guò)研究連續(xù)吹噴- 抽吸方法對(duì)圓柱尾流特性的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論：

1) 圓柱前緣連續(xù)抽吸與后緣連續(xù)吹噴結(jié)合的方法可高效控制流動(dòng)分離，而且操作簡(jiǎn)單，僅需一臺(tái)氣泵就能實(shí)現(xiàn)同步抽吸與吹噴。

2) 吹噴- 抽吸速度和角度的增加均可提高流動(dòng)控制程度，試驗(yàn)圓柱在吹噴- 抽吸速度為3倍來(lái)流速度，吹噴- 抽吸角度分別為50°和70°時(shí)，其尾部低速區(qū)域基本消失，湍流度大幅降低，甚至小于未施加控制的5%。

3) 在吹噴- 抽吸聯(lián)合控制中，圓柱后緣吹噴的貢獻(xiàn)遠(yuǎn)大于前緣抽吸。

本文證實(shí)了連續(xù)吹噴- 抽吸方法對(duì)圓柱尾流的高效控制效果，并發(fā)現(xiàn)圓柱后緣吹噴發(fā)揮關(guān)鍵作用。但文中重點(diǎn)關(guān)注了風(fēng)洞中圓柱尾部的速度分布規(guī)律，有關(guān)阻力特性及其在更寬雷諾數(shù)范圍的控制效果有待進(jìn)一步拓展分析。

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