導(dǎo)流板對(duì)25°傾角Ahmed 類車體尾流與氣動(dòng)阻力的影響

王漢封，張運(yùn)平，鄒 超

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410075； 2. 中南大學(xué) 高速鐵路建造技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室，長沙 410075)

0 引 言

汽車運(yùn)動(dòng)中所受的阻力可分為機(jī)械阻力與氣動(dòng)阻力兩部分，前者近似與車速成正比，后者近似與車速的平方成正比［1-2］。當(dāng)車速達(dá)到80km/h 時(shí)，氣動(dòng)阻力將超過機(jī)械阻力并占據(jù)總阻力的絕大部分。對(duì)于大型商用汽車，氣動(dòng)阻力的85%源自于壓差阻力，其余15%為表面摩擦阻力，而約90%的壓差阻力是由于車身尾部負(fù)壓造成的［3］。

與鈍體繞流問題類似，影響車輛氣動(dòng)阻力的主要原因是車輛尾部的流動(dòng)分離以及尾流結(jié)構(gòu)［4］。為避免不同車型的局部外形差異所帶來的影響，Ahmed等［5］提出了一種簡化的汽車模型( 如圖1a 所示) ，使得關(guān)于車輛尾流和氣動(dòng)力的研究得以簡化，并具有可比性。大量的研究發(fā)現(xiàn)［5-9］，Ahmed 模型尾部傾角α對(duì)其尾流結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)力特性有顯著的影響。當(dāng)α ＜12.5°時(shí)，流動(dòng)會(huì)附著在尾部斜面上，流動(dòng)分離發(fā)生在模型尾部，此時(shí)尾流中會(huì)形成一對(duì)旋向相反的流向拖曳渦( Tailing vortex) 。當(dāng)12.5° ＜α ＜30°時(shí)，流動(dòng)在斜面上邊緣分離后會(huì)在斜面上發(fā)生再附，此時(shí)模型斜面兩側(cè)仍然會(huì)形成對(duì)稱的拖曳渦，但其強(qiáng)度明顯大于第一種情況，此時(shí)尾流結(jié)構(gòu)如圖2 所示。當(dāng)α ＞30°時(shí)，流動(dòng)在上邊沿分離后不會(huì)發(fā)生再附，尾流中拖曳渦基本消失，模型尾部斜面和垂面上的壓力分布變得非常均勻［10］。Ahmed 模型的氣動(dòng)阻力與其尾部斜面上流動(dòng)分離特性以及其尾流中拖曳渦強(qiáng)度有直接關(guān)系，通過在模型尾部適當(dāng)位置安裝導(dǎo)流板、隔板或渦旋發(fā)生器等可以有效控制模型尾流并顯著降低其氣動(dòng)阻力［11-13］。對(duì)于30°傾角的Ahmed 模型，尾部斜面兩側(cè)的導(dǎo)流板減阻效果最為顯著，最高可達(dá)17.7%［13］。而對(duì)于尾部流動(dòng)更為復(fù)雜的25°傾角Ahmed 模型，不同位置導(dǎo)流板對(duì)尾流與氣動(dòng)阻力的影響規(guī)律仍未見到報(bào)道。

圖1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 Experimental facilities

圖2 25°傾角Ahmed 模型尾部流動(dòng)結(jié)構(gòu)［8］Fig.2 Flow structures in the near wake of a 25°slant angle Ahmed model［8］

本文以傾角為25°的Ahmed 模型為對(duì)象，研究了布置于斜面上邊緣和兩側(cè)邊緣的不同寬度的導(dǎo)流板對(duì)模型尾流與尾部壓力分布的影響，并在此基礎(chǔ)上討論了導(dǎo)流板寬度與其安裝位置對(duì)減阻效率的影響規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)方法與控制工況

實(shí)驗(yàn)在中南大學(xué)高速鐵路建造技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室的高速鐵路風(fēng)洞內(nèi)進(jìn)行。該風(fēng)洞為閉式單循環(huán)結(jié)構(gòu)，具有兩個(gè)實(shí)驗(yàn)段，其中低速實(shí)驗(yàn)段寬12m，高3.5m，長18m，風(fēng)速范圍為2 ～18m/s； 高速實(shí)驗(yàn)段寬3m，高3m，長15m，風(fēng)速范圍為5 ～90m/s。實(shí)驗(yàn)在高速段內(nèi)進(jìn)行，來流風(fēng)速U∞為25m/s，對(duì)應(yīng)的湍流度和氣流不均勻度都小于0.5%。實(shí)驗(yàn)對(duì)象是縮尺比1∶2，尾部傾角25°的Ahmed 類車體( 如圖1( a) 所示)［5］。模型長、寬、高分別為522mm、194. 5mm 和144mm，基于車長L 的雷諾數(shù)為8.7 ×105。為避免風(fēng)洞下壁面邊界層的影響，模型安裝在一個(gè)距離風(fēng)洞底面約0.5m 的水平板上，模型距平板前緣約550mm。坐標(biāo)原點(diǎn)定義在與模型尾部處于同一流向位置的底面中心線上，主流方向?yàn)閤，寬度方向?yàn)閥，高度方向?yàn)閦，如圖1( b) 所示。

實(shí)驗(yàn)共研究了7 種工況，其中無導(dǎo)流板的情況為Case 1，作為評(píng)價(jià)減阻效果的參照。導(dǎo)流板安裝位置分為兩類：第一類Case 2 ～Case 4 中，導(dǎo)流板布置在斜面兩側(cè)( 如圖1( c) 所示) ，寬度分別為5mm，10mm和15mm，約為模型長度的1%，2% 和3%； 第二類Case 5 ～Case 7 中，導(dǎo)流板布置在斜面上邊緣( 如圖1( d) 所示) ，寬度與Case 2 ～Case 4 相同。各工況中導(dǎo)流板厚度均為1mm。

為監(jiān)測模型尾部壓力分布情況，在尾部斜面與垂面上共布置了110 個(gè)壓力測點(diǎn)，測點(diǎn)分布如圖3 所示，與文獻(xiàn)［14］中的測點(diǎn)布置方式類似。各壓力測點(diǎn)用內(nèi)徑1mm、長度30cm 左右的尼龍管與Scanivalve 公司的微型壓力掃描閥( ZOC33/64PxX2-1PSI)連接。每個(gè)測點(diǎn)掃描12000 次以獲得各點(diǎn)平均壓力系數(shù)Cp，其定義為Cp=2( ˉP-P∞) /ρU2∞，其中ˉP 為各測點(diǎn)平均壓力，P∞為風(fēng)洞靜壓，ρ 為空氣密度。

運(yùn)用眼鏡蛇探針( Cobra Probe) 對(duì)模型下游0.5L和1L 的流向截面內(nèi)的流場進(jìn)行測量。該眼鏡蛇探針的頻響可達(dá)2500Hz，并已經(jīng)成功用于多種湍流場的測量［15-16］。實(shí)驗(yàn)中，探針采樣頻率設(shè)為2000Hz，每測點(diǎn)采樣時(shí)間為15s。考慮到實(shí)驗(yàn)中流動(dòng)的對(duì)稱性，壓力和流速的測量均只在尾流中心線的一側(cè)進(jìn)行。

運(yùn)用表面油膜法研究了各工況尾部斜面上的流動(dòng)分離情況。油膜以鈦白粉、煤油和二甲基硅油按一定配比混合，均勻涂在模型尾部斜面上。經(jīng)過一定時(shí)間表面油膜達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，可清晰反映模型尾部斜面氣流分離情況。

圖3 Ahmed 模型尾部測壓孔布置Fig.3 Distribution of pressure taps on the rear end of Ahmed model

2 結(jié)果與討論

2.1 導(dǎo)流板對(duì)尾流場的影響

圖4 給出了各工況下流向截面內(nèi)的以無量綱時(shí)均流向速度為背景的速度矢量圖。本文中上標(biāo)“* ”表示以U∞和L 無量綱化，上橫線“-”表示時(shí)間平均量。Case 4 的結(jié)果與Case 3 非常類似，Case 7 的結(jié)果與Case 6 也非常類似，由于篇幅限制，圖4 中未給出。對(duì)于無導(dǎo)流板工況Case 1，模型尾流中可觀察到一對(duì)對(duì)稱的拖曳渦，其中心附近的相對(duì)較小。在下掃流的作用下，拖曳渦中心隨著流向距離的增加會(huì)逐漸靠近地面，并向兩側(cè)移動(dòng)，這與文獻(xiàn)［9］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果是一致的。如圖4 所示，Case 2 對(duì)應(yīng)的拖曳渦結(jié)構(gòu)以及分布均與Case 1 幾乎相同，即斜面兩側(cè)5mm 寬的導(dǎo)流板對(duì)模型時(shí)均尾流結(jié)構(gòu)沒有明顯的影響。對(duì)于Case 3，其尾流結(jié)構(gòu)與Case 1 有了較明顯的區(qū)別。首先，在x =0.5L 處，尾流中的下掃流明顯減弱，這使得尾流中心線附近的流速顯著低于Case 1的對(duì)應(yīng)結(jié)果。其次，拖曳渦中心更加接近尾流中心線，即尾流中拖曳渦的影響范圍有所減小。此外，從速度矢量圖可看出，Case 3 的拖曳渦強(qiáng)度要明顯弱于Case 1。對(duì)于斜面上邊緣導(dǎo)流板的工況Case 5 和Case 6，下掃流和拖曳渦都被明顯地削弱了，尾流中心線附近的要明顯小于Case 1 的對(duì)應(yīng)結(jié)果。這說明斜面上邊緣導(dǎo)流板對(duì)尾流拖曳渦以及下掃流的抑制作用要明顯強(qiáng)于兩側(cè)導(dǎo)流板，這與30°傾角Ahmed模型的實(shí)驗(yàn)結(jié)果是完全不同的［13］。

圖4 時(shí)均流向速度U* 與速度矢量Fig.4 Time-averaged streawise velocityand velocity vectors

圖5 時(shí)均流向渦量Fig.5 Time-ave raged streamwise vorticity

為定量比較拖曳渦的變化規(guī)律，圖5 給出了不同工況尾流中無量綱的時(shí)均流向拖曳渦的分布。對(duì)于Case1和Case2在定性與定量上都是類似的，這再次說明了斜面兩側(cè)5mm 寬導(dǎo)流板對(duì)模型尾流沒有明顯影響。而對(duì)于Case 3，x = 0.5L 處的最大值約為9.0，相當(dāng)于Case 1 對(duì)應(yīng)值( 約12.0) 的75%左右，且等值線的范圍也顯著地縮小了，表明此時(shí)拖曳渦已被明顯削弱。斜面上邊緣導(dǎo)流板對(duì)應(yīng)工況Case 5 和Case 6 對(duì)拖曳渦的抑制作用更為顯著。當(dāng)x = 0.5L時(shí)，Case 5 和Case 6 中的最大值均為Case 1 對(duì)應(yīng)結(jié)果75%左右，且拖曳渦尺寸明顯減小。而當(dāng)x = 1L時(shí)，Case 5 和Case 6 中的最大值僅為Case 1 對(duì)應(yīng)結(jié)果的50%左右，這說明上邊緣導(dǎo)流板不僅可以明顯抑制拖曳渦強(qiáng)度，而且提高了其衰減速率。

2.2 導(dǎo)流板對(duì)斜面分離流的影響

圖6 給出了各工況中模型尾部斜面上表面油膜流動(dòng)顯示的結(jié)果，可以清楚地看出尾部導(dǎo)流板對(duì)斜面上的流動(dòng)分離情況有顯著的影響。對(duì)于Case 1，流動(dòng)分離并非發(fā)生在斜面的上邊緣，而是在上邊緣稍下游的位置上。分離流在斜面上會(huì)發(fā)生再附，并在斜面上形成一個(gè)D 形分離泡。這些現(xiàn)象與文獻(xiàn)中報(bào)道的25°Ahmed 模型尾部分離流的結(jié)果是完全一致的［5，8］。對(duì)比Case 1 與Case 2 的結(jié)果，可發(fā)現(xiàn)斜面上流動(dòng)分離情況無明顯變化，說明斜面兩側(cè)5mm 導(dǎo)流板對(duì)尾部分離流無明顯影響，這與2.1 節(jié)中所述尾流變化規(guī)律是一致的。對(duì)于Case 3，斜面流動(dòng)分離情況定性上仍與Case 1 類似，但分離泡有明顯減小。Case 4 工況中分離泡也仍然存在，但其尺寸會(huì)進(jìn)一步減小，由于篇幅限制，圖6 中未給出。

圖6 模型尾部斜面上表面油膜流動(dòng)顯示結(jié)果Fig.6 Oil film flow visualization on the slant of model

Case 5 中，即斜面上邊緣安裝5mm 導(dǎo)流板工況，斜面上流動(dòng)結(jié)構(gòu)發(fā)生了顯著的變化。在水平導(dǎo)流板的作用下，斜面上邊緣附近的流動(dòng)分離線消失了，且分離流在斜面上不會(huì)發(fā)生再附，因而分離泡也不再存在。圖7 給出了Case 1 與Case 5 對(duì)應(yīng)的尾流結(jié)構(gòu)示意圖。其中，Case 1 中斜面上邊緣附近的分離流在斜面上再附并形成分離泡；而在Case 5 中水平導(dǎo)流板作用下，模型上表面分離流不會(huì)在斜面上發(fā)生再附，而是直接跨過尾部斜面( 在模型對(duì)稱截面內(nèi)) ，與下表面分離流相互作用并在尾部形成回流區(qū)。Case5所對(duì)應(yīng)的流動(dòng)狀態(tài)，非常類似于文獻(xiàn)［8，21-22］中所給出的30°或35°傾角Ahmed 模型的尾流結(jié)構(gòu)。盡管Case 5中分離泡消失了，但其斜面兩側(cè)的流動(dòng)情況仍與Case 1 相似。在Case 6 中，即上邊緣導(dǎo)流板寬度增加到10mm 時(shí)，導(dǎo)流板將上邊緣分離流向后延遲。除斜面下方兩個(gè)角部區(qū)域外，整個(gè)斜面都處于流動(dòng)分離區(qū)內(nèi)了。Case 7 的結(jié)果類似于Case 6，且斜面下方兩個(gè)角部區(qū)域的流動(dòng)再附也已消失了，整個(gè)斜面都處于流動(dòng)分離區(qū)內(nèi)。由上述討論可知，對(duì)于25°傾角Ahmed模型，斜面上邊緣導(dǎo)流板對(duì)削弱分離泡和改變流動(dòng)分離情況的效果更顯著。由于流動(dòng)分離泡附近存在強(qiáng)烈的負(fù)壓，是模型氣動(dòng)阻力的主要來源［3］，因此有必要進(jìn)一步研究各工況中導(dǎo)流板對(duì)模型尾部壓力分布以及氣動(dòng)阻力的影響規(guī)律。

圖7 尾流結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 Sketch of near wake flow structure

2.3 導(dǎo)流板對(duì)模型氣動(dòng)阻力的影響

圖8 給出了不同工況模型尾部斜面與垂面上的壓力分布。所有工況中，垂面上Cp的分布相對(duì)較為均勻，都介于-0.25 ～-0.35 之間。而不同工況中斜面上壓力分布則有著顯著的差異。這是因?yàn)樾泵嫔狭鲃?dòng)分離與再附情況在不同工況中有明顯的區(qū)別( 如圖6所示) ，而尾部垂面則始終完全處于流動(dòng)分離區(qū)內(nèi)。Case 1 中，斜面上邊緣和側(cè)邊緣附近出現(xiàn)的極小值，該分布規(guī)律與文獻(xiàn)［14，17］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果是一致的。斜面?zhèn)冗吘壋霈F(xiàn)的極小值是因?yàn)樾泵鎮(zhèn)冗吘壧幜鲃?dòng)發(fā)生分離并形成一對(duì)大尺度渦旋，該渦旋向下游發(fā)展成為尾流中的拖曳渦［7，18］。類似的，上邊緣出現(xiàn)的極小值也是因?yàn)槠涓浇l(fā)生的流動(dòng)分離，且該分離流會(huì)再附著于斜面上。正是因?yàn)樾泵嫔系纳鲜隽鲃?dòng)分離的存在，形成了較強(qiáng)的負(fù)壓區(qū)，對(duì)氣動(dòng)阻力有較大的貢獻(xiàn)。對(duì)于Case 2，其壓力分布與Case 1 非常類似。這表明斜面兩側(cè)導(dǎo)流板寬度為5mm 時(shí)，并不能有效地抑制上述分離流的產(chǎn)生，這與圖4 ～6 所示結(jié)果是吻合的。Case 3 中，斜面壓力分布發(fā)生了顯著變化，兩側(cè)與上邊緣附近壓力值明顯增大的極小值為-0.5 左右，僅相當(dāng)于Case 1 和Case 2 對(duì)應(yīng)值的一半。而且極值附近密集的壓力等值線( 對(duì)應(yīng)較大的壓力梯度) 基本消失，說明10mm 寬導(dǎo)流板可以顯著削弱斜面兩側(cè)的分離流強(qiáng)度。Case 4 與Case 3 對(duì)應(yīng)結(jié)果定性上是類似的，這里沒有給出。

圖8 尾部斜面與垂面壓力分布Fig.8 Pressure distribution on the slant and vertical faces of the rear end

對(duì)于Case5，即斜面上邊緣導(dǎo)流板寬度為5mm時(shí)，整個(gè)斜面壓力分布非常均勻介于-0.3 ～-0.4之間，顯著高于Case 1 對(duì)應(yīng)的負(fù)壓極值。Case 6 與Case 7 對(duì)應(yīng)的壓力分布與Case 5 是類似的，即壓力分布較為均勻且對(duì)應(yīng)負(fù)壓極值相對(duì)于Case 1 有明顯升高，這里不再贅述。

如前所述，Ahmed 模型的氣動(dòng)阻力由迎風(fēng)面正壓、尾部斜面與垂面負(fù)壓、以及其它各面的摩擦阻力構(gòu)成，其中尾部負(fù)壓占總氣動(dòng)阻力的絕大部分。將圖8 所示斜面和垂面上壓力積分并取其x 方向分量，可獲得對(duì)應(yīng)面的阻力系數(shù)。雷諾數(shù)為7.0 ×105時(shí)，25°Ahmed 模型尾部斜面與垂面負(fù)壓對(duì)總氣動(dòng)阻力的貢獻(xiàn)約為80%［19-20］。由此可估算出Case 1 的總氣動(dòng)阻力系數(shù)為0.431，與文獻(xiàn)［19-20］所報(bào)道的結(jié)果非常接近。假設(shè)本實(shí)驗(yàn)所有工況中導(dǎo)流板僅影響斜面與垂面負(fù)壓分布，而對(duì)模型迎風(fēng)面正壓以及其它各面摩擦阻力的影響忽略不計(jì)，則可計(jì)算出各工況對(duì)應(yīng)的模型總氣動(dòng)阻力系數(shù)。以Case 1 的總阻力系數(shù)為參考，則可計(jì)算出各工況的減阻率。

表1 尾部阻力系數(shù)、總阻力系數(shù)與減阻率Table 1 Drag coefficients of the rear end，total drag coefficient and its reduction rate

表1 列出了各工況尾部斜面和垂面的阻力系數(shù)，以及估算的模型總阻力系數(shù)。Case 2 中，總阻力系數(shù)不僅未減小，反而略為增大了3.0%。這是由于Case 2 中尾部導(dǎo)流板不僅沒有削弱斜面兩側(cè)的負(fù)壓分布，反而使斜面上邊緣附近的負(fù)壓更為顯著( 如圖8 所示) 。Case 3 與Case 4 的減阻效率分別為3.5%和7.2%，這一減阻效果完全是因?yàn)樾泵孀枇ο禂?shù)減小所帶來的。由表1 可以看出，水平導(dǎo)流板對(duì)應(yīng)工況Case 5 ～Case 7 的減阻效果更為明顯，分別達(dá)到了9.3%，10.7%和10.9%，遠(yuǎn)高于同等寬度的斜面兩側(cè)面導(dǎo)流板的減阻效果。對(duì)比斜面和垂面阻力系數(shù)變化情況可知，所有工況中垂面阻力系數(shù)均有所增加，各工況減阻效果都來源于斜面阻力系數(shù)的減小。

3 結(jié) 論

通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)，研究了導(dǎo)流板對(duì)25°傾角Ahmed類車體尾流與氣動(dòng)阻力的影響規(guī)律。導(dǎo)流板寬度為5mm，10mm 和15mm，分別對(duì)稱布置于斜面兩側(cè)( Case 2，Case 3 和Case 4) 、或水平布置于斜面上邊緣( Case 5，Case 6 和Case 7) 。通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果可得到如下結(jié)論：

(1) 對(duì)于所有工況，模型尾流中都存在一對(duì)對(duì)稱的拖曳渦。隨流向距離的增加，拖曳渦強(qiáng)度明顯減弱。在下掃流作用下，拖曳渦中心逐漸靠近地面，并遠(yuǎn)離尾流中心線。拖曳渦強(qiáng)度與模型尾部壓力分布和氣動(dòng)阻力直接相關(guān)，較強(qiáng)的拖曳渦對(duì)應(yīng)了斜面邊緣附近更大的負(fù)壓極值和更高的阻力系數(shù)。

(2) 斜面兩側(cè)導(dǎo)流板的寬度對(duì)模型尾流與尾部壓力分布有顯著影響。當(dāng)導(dǎo)流板寬度為5mm( Case 2) 時(shí)，尾流中拖曳渦強(qiáng)度和尾部壓力分布均無明顯的變化，此時(shí)不僅無減阻效果，阻力系數(shù)反而增大3.0%。當(dāng)導(dǎo)流板寬度為10mm( Case 3) 和15mm( Case 4) 時(shí)，拖曳渦強(qiáng)度明顯減弱，斜面壓力分布更為均勻且負(fù)壓極值明顯減小，減阻效果分別為3.5%和7.2%。

(3) 斜面上邊緣水平導(dǎo)流板能有效抑制斜面分離泡并削弱拖曳渦強(qiáng)度，使得斜面壓力分布更為均勻。寬度為5mm ( Case 5) 、10mm ( Case 6) 和15mm ( Case 7) 導(dǎo)流板的減阻效率分別為9.3%，10.7%和10.9%，遠(yuǎn)高于相同寬度斜面兩側(cè)導(dǎo)流板對(duì)應(yīng)的減阻效率。

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