流道引流對風洞試驗段軸向靜壓因數的影響

杜開顏　楊志剛　李啟良

摘要： 為改善開口式汽車風洞試驗段軸向靜壓因數分布，應用數值仿真方法研究不同擴散角、收集口角度和流道引流方式對風洞試驗段軸向靜壓因數以及靜壓梯度的影響.數值仿真得到的軸向靜壓因數與風洞試驗結果一致，驗證該計算方法的正確性.研究結果表明：流道引流方法可提高收集口附近的速度，降低當地的靜壓因數，導致試驗段軸向靜壓因數的降低，從而改善流場品質.從收集口頂部或其兩側引入流道回流的方式都能降低試驗段軸向靜壓因數，且兩種方式降低效果相同.對于較大的擴散角，與15°收集口的引流相比，0°收集口的引流改善試驗段軸向靜壓因數的效果更好；對于較小的擴散角，結果相反.

關鍵詞： 開口式汽車風洞； 試驗段； 軸向靜壓因數； 擴散角； 數值仿真

中圖分類號： U467.1文獻標志碼： B

Effects of reinjection from airline on axial static

pressure factor of wind tunnel test section

DU Kaiyan， YANG Zhigang， LI Qiliang

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

Abstract： To improve the axial static pressure factor in openjet wind tunnel for automobile， the effect of collector angles， diffuser angles and different reinjection from airline methods on the axial static pressure factor and pressure gradient of wind tunnel test section is studied respectively by numerical simulation method. The agreement between numerical simulation result and wind tunnel experimental data verifies the accuracy of the calculation method. The results show that， the method of reinjection from airline to the test section could lead to a velocity increase around collector and a reduction in local static pressure fator， which can cause a decline of axial static pressure factor in the test section to obtain an improved flow field quality. No matter the flow is reinjected from the top or two sides of the collector， the improved effects are approximately the same. As for larger diffuser angle， compared with collector angle 15°， the effect on axial static pressure factor gets better at the collector angle of 0° with reinjection. Otherwise， the effect is opposite.

Key words： openjet wind tunnel for automobile； test section； axial static pressure factor； diffuser angle；numerical simulation

收稿日期： 2015[KG*9〗12[KG*9〗26修回日期： 2016[KG*9〗02[KG*9〗26

基金項目： 上海市地面交通工具風洞專業技術服務平臺項目（14DZ2291400）；國家自然科學基金青年科學基金（11302153）

作者簡介： 杜開顏（1991—），女，河北廊坊人，碩士研究生，研究方向為汽車空氣動力學，（Email）1538349053@qq.com；

楊志剛（1961—），男，遼寧鞍山人，教授，博導，博士，研究方向為汽車空氣動力學，（Email）zhigangyang@tongji.edu.cn0引言

汽車風洞試驗是汽車研發的重要環節.開口回流式風洞在氣動聲學測量方面的優勢使其成為現代汽車風洞的主要形式.[1]試驗段軸向靜壓因數的分布對試驗測量結果的準確性有一定的影響，開口回流式風洞的收集口面積大于噴口面積，因此試驗段軸向靜壓因數具有碗狀的變化規律.[2]為改善試驗段軸向靜壓因數分布，以往文獻主要研究收集口的形狀與角度對試驗段靜壓分布的影響.WALTER等[3]對戴姆勒克萊斯勒風洞不同試驗段高度、來流速度以及邊界層控制系統的開閉等情況進行試驗測量，認為切向吹氣和分布抽吸系統只對車輛的旋轉中心點前3.5～4.5 m范圍內有影響，對旋轉天平和車身尾跡內的靜壓因數影響不大，速度和高度對靜壓因數的影響不大，可以忽略.DUELL等[4]結合模型風洞試驗和數值仿真，嘗試采用翼型收集口得到平穩的軸向靜壓分布.李啟良等[5]通過比較不同擴散角發現：當擴散角大于1.7°時，收集口角度越大靜壓因數越小；當擴散角小于1.7°時，收集口角度越大，靜壓因數越大.李啟良等[6]還結合風洞試驗與數值仿真，提出2種改善汽車風洞軸向靜壓因數的方法：增加收集口角度或喉部間隙都能有效降低軸向靜壓因數.

同時，關于流道引流可以改善風洞流場品質也有一些相關研究[7]，但流道引流對軸向靜壓因數的影響規律尚未檢索到相關文獻.本文通過數值仿真和風洞試驗，在研究收集口形狀和角度等因素對試驗段軸向靜壓因數影響的基礎上，進一步分析流道引流對試驗段靜壓因數的影響.

1研究方法

1.1試驗方法

軸向靜壓因數試驗在1∶15模型風洞中進行，見圖1.試驗風速設定為30 m/s，分別測量收集口角度為0°和15°這2種工況.將試驗段對稱面上距地面50 mm高度的軸向線設為測量軸線，在軸線上以50 mm為間距創建20個測點，以噴口出口平面的為起點，沿流動方向距噴口300 mm的測點為參考0點.由于世界各大整車風洞及模型風洞試驗段長度不盡相同，為方便數值對比，本文以全尺寸風洞為基準，車長5 m，車輛前后中心放在參考點處.在1∶15模型風洞中，整車長度為0.333 m.在之后的作圖過程中，長度用x/L無量綱化，其具體數值為計算點與參考點相對距離x（負值表示在參考點前方）與車身長度L=0.333 m的比值.

采用皮托管測量測點處的靜壓與總壓.皮托管安裝在移測架上進行坐標定位.靜壓因數定義為Cp（x）=Pi-P∞Pt-P∞ （1）式中：Pi為測點的靜壓值，Pa；P∞為參考點的靜壓，Pa；Pt為參考點的總壓，Pa.

1.2數值仿真方法

根據模型風洞的具體結構和尺寸，選取模型風洞兩拐角模型進行數值仿真，計算區域包括入口、收縮段、噴口、試驗段、收集口、擴散段、第一拐角、第二拐角以及出口，見圖2.

洞壁表面的面網格最小為2 mm，最大為15 mm.為更好地求解洞壁邊界層，在洞壁表面以及連接噴口與收集口的平面創建8層邊界層網格，使之滿足非平衡壁面函數要求.[8]在整個計算區域創建非結構四面體網格，體網格總數約為1 240萬個.

利用基于有限體積法的商業軟件FLUENT進行求解.由于噴口的來流速度為30 m/s，馬赫數Ma=u/a<0.3，因此可以認為是不可壓流動.采用基于RANS方程框架中的可實現kε兩方程渦黏性傳輸模型和非平衡壁面函數對計算域內湍流進行求解.[9]進出口邊界條件分別設為速度入口和自由出口，收縮段入口設定速度為5 m/s.計算時，先選用穩定的1階格式，迭代1 000步后，殘差收斂至10-5數量級，再選用精度更高的2階格式繼續迭代9 000步，最終滿足設定殘差且監控物理量為常量后，檢查表征近壁面無量綱距離的y+，保證y+處在壁面函數30～200的有效區域，且殘差和監控物理量也保持不變.

1.3數值結果驗證

2種收集口角度的試驗與數值仿真結果對比見圖3.在2種收集口角度下，數值仿真與試驗測得數據無論從趨勢還是數值上都基本一致.測量結果與數值仿真均顯示靜壓因數隨x/L增大先保持平穩略有下降，到x/L=0.60以后開始大幅上升.在x/L=1.95時，0°收集口靜壓因數計算值和試驗值分別為0.140和0.142，15°收集口靜壓因數計算值和試驗值分別為0.089和0.100.分析靜壓因數上升的原因，主要是氣流從噴口到收集口存在速度損失，導致收集口附近的速度較噴口低，從而使其上升.由此可見，數值仿真結果能夠反映真實情況，在后續研究中均采用該數值仿真方法進行分析.

2流道引流數值仿真

試驗段靜壓因數曲線呈碗狀分布影響試驗測量結果的準確性.為降低靠近收集口的靜壓，可通過將收集口之后的流道氣流引回到試驗段，從而增加收集口附近流速，降低其靜壓.引流位置見圖4.為探究駐室內引入回流方式對不同尺寸風洞的影響，分別研究擴散角為3.28°和1.38°時試驗段靜壓因數的變化.擴散角的定義見圖5.方案1為大擴散角3.28°的模型，方案2為小擴散角1.38°的模型.2個模型收集口尺寸不同，其他部分尺寸相同.在數值仿真中，引流位置給定為速度入口，大小見表1，其中slot 1和slot 2為2種不同的引流方式.

2.1方案1，擴散角3.28°

方案1的2種收集口角度靜壓因數值仿真結果見圖6.對比2種引流方式與不引流的試驗段靜壓因數分布可以看出：壓因數曲線均是從噴口處先降低后升高，拐點出現在x/L=0.60處，隨后3條曲線開始上升，但引入回流后的曲線上升幅度明顯小于沒有引入回流的曲線，例如x/L=1.95時不引流靜壓因數為0.141，引流后靜壓因數都在0.050左右，引入回流明顯降低試驗段后面部分的靜壓，改善試驗段軸向靜壓分布；0°收集口的降低效果比較明顯，但15°收集口降低后的靜壓因數更低；2種引流方式的靜壓因數曲線變化規律相同，數值相差不超過0.004，可以認為對靜壓因數的影響相同.由圖6a相同條件下slot 1和slot 2同時引流與單獨引流的靜壓分布對比可以看出：2種引流方式同時工作時靜壓因數降得更低，甚至為負值，從而驗證增加引流面積能夠進一步改善流場品質.仿真計算得到不引流的噴口截面的速度不均勻度為4.3%，引流后不均勻度為3.9%，說明噴口截面流場品質得到改善.

a）0°收集口

b）15°收集口

在風洞試驗段中，車輛所在的位置需要保證靜壓梯度dCp/dx≤0.001 m-1.處在該范圍內的距離越長，風洞的流場品質越好，即能容下更大尺寸的車輛進行試驗.方案1的2種收集口角度靜壓梯度仿真結果見圖7，括號表示靜壓梯度處在±0.001 m-1范圍內的軸向距離.在2種收集口角度下，開槽引流后靜壓梯度處在±0.001 m-1范圍內的距離明顯變長，也就是說可用于測量的空間更長，滿足風洞試驗段對靜壓梯度的要求.2種開口的效果仍一致.

a）0°收集口

b）15°收集口

為驗證增加入口速度存在相同的變化規律，補充計算擴散角3.28°和收集口0°條件下，噴口速度為70 m/s同時線性增加引流速度為后軸向靜壓因數的3個不同引流工況，仿真結果見圖8.

圖 8方案1中0°收集口軸向靜壓因數的數值仿真結果

Fig.8Numerical results of axial static pressure factor while

collector angle is 0° in case 1

從圖8可知改變噴口速度與引流速度與前文所述規律相同，即引入回流可降低試驗段后面部分的靜壓，2種引流位置效果相同.

由于2種引入回流方式效果相同，因此僅給出方案1引入回流與不引入回流y=0截面速度云圖以及流線的對比，見圖9.圖9a顯示：未引入回流的情況在試驗段上方形成較大的渦，渦幾乎充滿試驗段上部整個空間，氣流從剪切層耗散到試驗段上方存在一定的速度損失[10]；后面2個測點處的速度下降明顯，從而造成試驗段后部的軸向靜壓因數升高.圖9b顯示：在駐室內引入回流后，引入的氣流在試驗段上方形成渦，一部分氣流順著剪切層又進入到收集口，減小噴口到收集口之間的速度損失；測點處的速度變化很小，因而保證試驗段軸向靜壓因數平穩分布. a）未引入回流

b）引入回流方式 slot 1

2.2方案2，擴散角1.38°

方案2靜壓因數仿真結果見圖10.收集口0°時引入回流后的靜壓因數曲線不同于通常的碗形曲線形狀，而是從x/L=0.9后開始大幅降低，slot 1比slot 2靜壓因數降得更低，如x/L=1.95點，slot 1靜壓因數為-0.089，而slot 2為-0.053，相差0.036.不引入回流的靜壓因數約為0.08，引入回流后曲線變化很明顯.收集口15°的仿真結果顯示引入回流后的靜壓曲線相對下降但仍為正值，同時slot 1比slot 2靜壓因數略高，相差小于0.005，仍可認為重合.在x/L=0.9處，未引入回流的靜壓因數約為0.187，而引入回流后靜壓因數約降為0.023.

a）0°收集口

b）15°收集口

方案2的靜壓梯度對比見圖11.0°收集口slot 1時靜壓梯度處在±0.001 m-1范圍內的距離增大，而slot 2的靜壓梯度從-0.15起就不斷減小，處在±0.001 m-1范圍內的距離也減小.15°收集口時2種引流方式均使靜壓梯度處在±0.001 m-1范圍內的距離增大，而且slot 2的距離更大.

a）0°收集口

b）15°收集口

方案2中0°收集口3種仿真結果的y=0截面速度與流線云圖見圖12.由于擴散角減小，收集口面積較小，使得渦的中心距離收集口較遠，速度損失較方案1小.slot 1氣流從噴口到收集口基本未向核心射流區以外的空間耗散，從而速度損失極小，引入駐室內的回流反而流向收集口使得收集口附近的速度不降反增.測點處的速度有增高趨勢，因而slot 1試驗段后部的軸向靜壓因數為負值，這也導致收集口附近靜壓梯度小于-0.001 m-1.slot 2與slot 1效果類似，但回流從側面補充核心區的氣流，同時試驗段上方不再形成渦，從噴口到收集口速度基本保持不變.

a）未引入回流

b）引入回流方式slot1

c） 引入回流方式slot2

15°收集口y=0截面的速度云圖見圖13.由于收集口角度大，速度損失很小，靜壓變化規律與方案1類似.

a）未引入回流

b） 引入回流方式slot 1

3結論

對比試驗結果與數值仿真結果，并采用相同的數值仿真方法研究3.28°和1.38°這2種擴散角與0°和15°這2種收集口角度組合下，駐室內引入回流對軸向靜壓因數的影響規律，得出以下結論.

（1）使用包含2個拐角的計算模型，采用基于RANS方程框架中的可實現kε兩方程渦黏性傳輸模型和非平衡壁面函數對計算域內湍流進行求解的方法能夠得到與試驗一致的靜壓因數結果.

（2）駐室內引入回流后可以明顯降低試驗段后部分軸向靜壓，對于擴散角為3.28°的情況，slot 1與slot 2引入方式對靜壓因數產生的效果相同.

（3）對于小擴散角的情況，2種開口方式均能降低試驗段軸向靜壓因數，但0°收集口模型引入回流后，由于收集口面積小，收集口上方形成較大的渦使得射流核心區的速度來不及向周圍擴散，收集口處速度較噴口處略有增加，導致試驗段靠近收集口部分靜壓因數變為負值.15°收集口時，擴散角1.38°與3.28°的規律相同.

4）對比分析結果認為在收集口附近向駐室引入回流可以降低試驗段近收集口部分的軸向靜壓因數，對風洞的建設與改造有一定的指導作用.

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（編輯于杰）