D型體主被動結合流動控制研究

楊志剛，韓業愷，李啟良，單希壯

（1.同濟大學 上海地面交通工具風洞中心，上海 201804；2.同濟大學 上海市地面交通工具空氣動力與熱環境模擬重點實驗室，上海201804；3.北京民用飛機技術研究中心，北京 102211）

針對D型體的被動控制研究開始于20世紀60年代末。Bearman通過試驗對D型體尾部加板進行了流動控制方面的研究［1］。1981年，Zdravkovich將D型體尾部變為螺旋狀，降低了速度和力的波動［2］。Park等在D型體尾部加入豎直板的減阻研究，在尾部分離點增加垂直流向的鋸齒形狀隔板，給準三維流動中加入了三維流動效應，使得減阻效果提高，但是帶來了噪聲問題［3］。Choi等綜合了圓柱面、鈍后緣二維鈍體、球面等鈍體的控制方法；介紹了近幾年來鈍體流動控制的主要成果，如三維強迫控制、主動反饋控制、基于局部和全局不穩定性的控制以及合成射流控制；討論了一些如雷諾數依賴性、最小可能控制阻力和控制效率等問題［4］。

Pastoor在D型體上采用試驗手段和合成射流研究了D型體周圍湍流的減阻策略。利用一個降階渦模型描述了剪切層和尾流動力學之間的相互作用，并設計了一個有效的反饋控制設計方案。導出的反饋控制器使剪切層和尾流動力學產生相位差，從而推遲了渦流的形成［5］。Lorite等通過試驗和數值研究了在不同加速度和不同幾何構型下，D形鈍體從靜止開始，達到雷諾數Re=20 000的狀態所引起尾流的瞬態發展。評估了直腔和優化的彎曲腔在瞬態流動條件下的性能。由于加速運動產生的氣流吸力，氣流首先形成對稱的剪切層，初級渦流被吸引到機身底部。上、下剪切層之間的相互作用引起了流動的不穩定和尾流的對稱性破壞［6］。Krajnovi等采用大渦模擬（LES）方法，研究了主動流動控制應用于二維車輛幾何結構的影響及其產生流動結構的機理。根據現有粒子圖像測速（PIV）和力測量數據，對LES結果進行了驗證，分析流動驅動對近尾跡流動的影響以及由此產生的氣動力［7］。Han等研究D型體的主動流控制問題，采用了基于零質量射流器控制的近壁部分平均Navier-Stokes（PANS）方法。研究表明，PANS法預測的減阻率約為15%，這比之前的LES結果更接近試驗數據［8］。Martín等用改善分離渦模型（IDDES）對D型體主動控制裝置參數進行分析和優化［9］。Parkin就D型體的開環主動控制進行研究，利用大渦模擬對準三維簡化Ahmed body模型D型體進行主動控制，并分析了瞬態尾跡，關注了尾跡流的卡門渦模態和下游渦的發展。兩種模式在所有情況下都是共存的，其疊加恢復了在流中觀察到的大部分特征［10］。Parkin關注地面效應對D型體主動控制的影響。在雷諾數Re=23 000下，采用大渦模擬（LES）研究準三維D型體。一旦物體靠近移動地面，卡門渦控制方案的作用就基本消失。在自然來流時觀察到阻力系數比遠離地面的情況低。這可以解釋為尾流渦度在上、下剪切層中的失衡，以及地面邊界層存在干擾的結果［11］。

1 主動流動控制

1.1 仿真方法及試驗對比

本文數值仿真均采用軟件ANSYS FLUENT。特征長度為D型體高度H=0.072 m。計算域長度為30H，高度為7.71H。計算域頂部采用對稱性邊界條件，以消除其壁面影響；左、右邊界設置為周期性邊界條件，以模擬展向為無限長度準三維D型體模型；地面設置為無滑移地面。無控制對標D型體總體網格數為1 287萬，加入控制的D型體為1 589萬網格。由于D型體周圍流場有著大分離，并且其邊界層情況以及近地時地面邊界層較為復雜，采用大渦模擬能夠較準確地捕捉到這些流動特征。大渦模擬亞格子模型為WALE，時間步長為0.000 5 s，量綱一壁面網格厚度滿足y+=1。本文采用的網格布置方式與D型體經典試驗誤差較小，數據對比如表1所示。表中，Re為雷諾數，Cd，0為阻力系數，Cp，0為壓力系數，Sr為斯特勞哈爾數，θ為邊界層厚度。本文工況為近地工況，但是網格布置方式均與對標數值仿真數據相同。

表1 仿真數據與試驗對比Tab.1 Comparison of simulation and experiment

1.2 主動流動控制模型

針對D型體在近地工況，利用零質量射流器對D型體繞流問題進行主動流動控制研究。D型體的射流位置，如圖1所示。分別在D型體前端和尾部安裝4個射流器，射流器寬度均為5 mm。射流器S1和S2位于自由來流時D型體前端第一分離點的位置；射流器S3和S4位于尾部剪切層脫落位置。

圖1 主動流動控制射流口布置方式Fig.1 Layout of jet port for active flow control

1.3 方案與減阻效果

表2是D型體主動流動控制的仿真工況及其對應的減阻效果。工況1～4為針對D型體頭部第一分離點施加與來流速度相同的射流，頻率分別采用較低的60 Hz和較高的500 Hz。從表中可以看出，在頭部施加控制會對D型體整體增加阻力。低頻相較高頻，阻力增加較小，故在頭部進行控制難以取得較好的控制效果。為此在上部分離點和下部分離點單獨施加射流發現，在D型體頭部下端分離點施加射流對應的阻力變化不大，而在上部施加射流時卻增加較大阻力。工況5～8為在D型體尾部上、下剪切層分別施加射流，頻率分別采用60 Hz和500 Hz，射流速度為來流速度。此時可以看到，在尾部上、下剪切層同時施加500 Hz射流時會產生一定的減阻效果，60 Hz對應阻力增加較大。當上剪切層采用高頻射流時，其增阻1.96%；而當下剪切層單獨射流時，其阻力增加了4.01%。

表2 主動流動控制減阻效果Tab.2 Drag reduction effect of active flow control

1.4 平均流場

通過對平均速度場和流線的對比，進一步分析射流對D型體繞流流場的影響。圖2是針對D型體頭部第一分離點處射流的一組方案。圖中，X為模型流向長度，H為模型高度。從圖2a中可以看出，當采用低頻射流時，D型體尾跡流場的改變不大，只是尾跡的渦相對對稱性更好。另外，尾跡流線有明顯的下洗趨勢，比無控制時下洗作用增強，與地面作用增加造成其尾部壓力降低應該是其阻力增大的主要原因之一。當施加了高頻射流后，可以看到對頭部地面的分離依然沒有明顯的改善，但是尾跡下方渦明顯增強了，這是由于射流對下方剪切層的流量和能量進行補充導致下剪切層增強，上、下剪切層的不對稱性減小導致尾部耗散增大，壓差阻力上升。

從壓力系數圖3可以更明顯地看出，D型體在頭部施加射流后，頭部并沒有大的變化。相反，當施加低頻和高頻時在尾跡所產生的低壓區的分布產生了差異。低頻控制時，在D型體尾跡產生的低壓區較為對稱（如圖3a）；而高頻控制時，靠近上剪切層的壓力更低。這意味著當對頭部分離點同時補充能量時，會使耗散最大的點向中線以上偏離。由于下剪切層具有更強的動能，單流量有限，因此與上剪切層的作用位置產生了一定變化，使低壓區不對稱（如圖3b）。

從圖4a可以看到，當對尾跡施加低頻射流時，流場整體變化較小，但是尾跡區域變短；同時下洗作用變弱，尾跡流線沒有明顯向下的趨勢，而是向后發展。除此以外，尾跡的曲率半徑減小預示著阻力的增加。當施加高頻射流時（如圖4b），上剪切層脫落后與沿流向方向的射流合成，增加了上剪切層的能量。從流線圖可以較明顯地看出尾跡上方渦的增大。這種補充使上、下剪切層的不對稱性增加，導致上剪切層耗散減小，較容易向后發展，減小了垂直流線方向的耗散，形成了向后發展的趨勢，曲率半徑增大、尾跡延長。

圖2 第一分離點控制速度流線圖Fig.2 Streamline of control speed at the first separation point

從壓力系數圖5a可以發現，當直接對尾部上下剪切層施加低頻射流時，射流孔周圍會產生較小的低壓區。同時，射流直接補充了上、下剪切層的動能和流量，使得下剪切層又被加速，上剪切層的角度發生了變化，導致其低壓區不對稱，向上偏移。而當施加高頻控制時，射流孔周圍依然產生了較小的低壓區，但是由于高頻射流沒有帶來明顯的尾跡壓力的不對稱，使D型體底部低壓區增加。

圖3 第一分離點主動流動控制壓力系數Fig.3 Pressure coefficient of active flow control at the first separation point

圖4 尾部剪切層控制速度與流線圖Fig.4 Control velocity and streamline of tail shear layer

圖5 尾部剪切層控制壓力系數Fig.5 Control pressure coefficient of tail shear layer

當對剪切層的單側射流進行控制時，平均流場及流線結果，如圖6所示。當對D型體尾跡上剪切層施加高頻射流時，增加了上剪切層的能量，而此時新的合成流與下剪切層產生了相互作用，在尾部產生了更大的渦，造成了其尾跡變短且渦量增加。

圖6 尾部上剪切層單側射流控制速度流線圖（500 Hz）Fig.6 Streamline of velocity control of single side jet in upper shear layer of tail(500 Hz)

從圖7的壓力系數圖中可以看到，由于上剪切層的能量和角度發生了改變，造成了尾跡不對稱，而且由于與下剪切層的耗散進一步增加，導致尾跡壓力降低且低壓區域進一步加大，因而壓差阻力增加。

圖7 尾部上剪切層單側射流控制壓力系數（500 Hz）Fig.7 Control pressure coefficient of single side jet in upper shear layer of tail(500 Hz)

1.5 雷諾應力

從雷諾應力可以看出流場在傳遞動能上的差異。當D型體頭部分離點存在低頻射流時可以看到，其頭部上方的雷諾應力降低，但尾跡的雷諾應力有一個較明顯的提高，尾跡上剪切層動能傳遞量增加，如圖8a所示。當頭部采用高頻射流時可以看到，頭部分離點雷諾應力有所加強，且尾跡上、下剪切層雷諾應力都有所加強，因而傳遞的動能均有所增加，這導致尾部的耗散增加，阻力上升。

當采用尾跡低頻射流時，可以看到圖9a所顯示的下剪切層明顯被增強，其傳遞動能有較大的增加。由于這個效應導致上剪切層也有了較大變化，即雷諾應力影響范圍在流向上增長。采用尾部高頻射流可以看到，如圖9b中頭部分離的動能被增加，且上、下剪切層傳遞動能的位置向后推遲，這導致背部壓力損失較小，低壓區壓力恢復，阻力升高。

當尾部采用單側高頻射流時，可以看到如圖10所示的頭部分離變化不大，尾跡上剪切層的動能傳遞明顯加強，而下剪切層由于上剪切層的增加導致動能傳遞量變大，使得上、下剪切層的作用反而有所增加，在尾跡產生了較強的雷諾應力區，這對于背壓的升高明顯不利，因而導致了阻力值的增大。

1.6 瞬態流場

從瞬態流場可以進一步看出，射流對兩個分離點處流場的相互影響。如圖11a中，當頭部采用低頻射流時，可以看到頭部的分離泡由于射流補充而增大，尾部的上、下剪切層由于能量增加，配對時呈不對稱性下降，導致其向內有較明顯的彎曲，意味著其相互作用的增強。頭部施加高頻射流時，頭部的高頻射流使得頭部分離泡變小，附著性增強，這也導致尾跡剪切層能量的增加，使得相互作用增加，耗散進一步加大。

圖8 第一分離點射流控制雷諾應力Fig.8 Reynolds stress controlled by jet at the first separation point

圖9 尾部剪切層控制雷諾應力Fig.9 Reynolds stress controlled by tail shear layer

圖10 尾部上剪切層單側射流控制雷諾應力（500 Hz）Fig.10 Reynolds stress controlled by a single jet in upper shear layer of the tail(500 Hz）

圖11 第一分離點射流控制的瞬態渦量Fig.11 Transient vorticity controlled by jet at the first separation point

當在尾跡施加低頻射流時，如圖12a所示，尾跡的低頻射流引起了D型體表面的邊界層不穩定，逆壓梯度加大，使得頭部分離增加。從尾跡渦量圖可以看出，剪切層長度減小，相互作用位置靠近背部。當采用尾跡高頻射流時，反而抑制了頭部第一分離點的流體分離，并且由于動能大幅提升，尾跡上剪切層的長度被延長，下剪切層長度也相應增加，作用位置向延后，如圖12b所示。

當在尾跡施加單邊的高頻射流時，如圖13所示，上剪切層附近的射流使得其渦量增加，頭部產生了較大的分離。這意味著在尾跡施加單邊高頻射流時會引起D型體單邊邊界層的不穩定性，導致其頭部分離進一步加大。這樣的耗散會使尾跡的上剪切層能量降低，不對稱性下降，造成形成能量相當的配對，使得尾部耗散上升。

圖12 尾部剪切層射流控制的瞬態渦量Fig.12 Transient vorticity controlled by jet in tail shear layer

圖13 尾部上剪切層單側射流控制瞬態渦量（500 Hz）Fig.13 Transient vorticity controlled by a single jet in upper shear layer of tail(500 Hz)

2 主被動流動控制

2.1 主被動流動控制模型

為了進一步D型體減阻探索，本節開展了主被動流動控制相結合的研究。選取了近地減阻效果較好的被動控制措施：加鋸齒板。在其尾部增加射流器從而形成主動和被動流動控制結合控制模型，如圖14a所示，尾部鋸齒射流器尺寸如圖14b所示。

2.2 方案與減阻效果

從表3中可以明顯看到主被動流動控制結合的優勢。當在尾部加鋸齒基礎上，采用流向與來流速度相同的低頻射流時，其減阻達到20.86%；當采用高頻射流時，其減阻效果進一步增加到21.20%。可見主被動結合流動控制方案具有較大的減阻潛力。

圖14 主被動流動控制模型Fig.14 Model for active and passive flow control

圖15 主被動結合尾跡射流控制平均速度及流線Fig.15 Control of average velocity and streamline by combining active and passive wake jet

2.3 平均流場

通過圖15的平均速度及流線圖可以看到，當采用主被動結合的控制方案時，尾跡的長度增加，渦對出現的位置后移，這是板對邊界層分離延后和射流的共同作用。更重要的是，頭部分離因被動控制裝置的加入而消失，D型體上表面的邊界層不再產生較大的分離。尾跡下洗作用減弱，流線方向比較水平。通過圖15a和15b對比可以看出，高頻射流可以延長尾跡的長度，增大曲率半徑，這都是有利于阻力減小的平均場流動結構特征。

由于主被動流動控制結合方式的加入，使得D型體背部壓力大幅下降。低壓區大幅度后移，且低壓區產生的低壓也有明顯的恢復，而且D型體頭部的地面邊界層分離不再存在，這是被動控制所帶來的，如圖16所示。

2.4 雷諾應力

通過雷諾應力（圖17）可以看到，當加入主被動結合裝置時，D型體頭部分離基本消失，雷諾應力區變得很小。在低頻射流時（圖17a），由于頻率較低導致尾部形成了不太光滑的雷諾應力的區域。加入高頻射流后（圖17b），其尾跡雷諾應力區在流向上有較小的延后，這說明高頻可以更加延后渦的作用位置。

2.5 瞬態流場

表3 主被動結合控制減阻效果Tab.3 Active and passive control of drag reduction

由瞬態的渦量圖可以較清晰地看到尾跡射流對瞬態流場的影響。圖18是低頻和高頻射流的瞬態渦量圖。通過對比可以看到，當采用高頻射流時，D型體上表面的分離減弱，邊界層較為穩定。低頻時能看到在頭部有較小的分離趨勢。其次，低頻時尾跡的渦量較大，下剪切層較長；而高頻時上剪切層下洗作用明顯，尾跡渦量比較大，但是位置相對靠后。

從三維渦量圖19中可以更明顯地看出，主被動流動控制結合帶來的流動變化。由于有鋸齒板對流體的黏滯作用，導致在鋸齒板周圍形成了許多流向渦柱，這些渦柱導致以展向渦為主的準三維模型的流動結構被撕扯。渦柱形成后在尾跡可以看到許多U型渦結構，且上剪切層的展向渦結構基本被完全破壞，流動結構更趨向于以流向渦為主的流動。當施加高頻射流時該現象更為明顯，在尾跡基本為流向的渦柱，展向渦破碎形成較多小的流向渦結構，此舉減小了上剪切層在尾部配對時的能量，流動結構增加。因而展向渦的破壞是此控制方法比較重要的減阻原因之一。

圖16 主被動結合尾跡射流控制壓力系數Fig.16 Control pressure coefficient of active and passive combined wake jet

圖17 主被動結合尾跡射流控制雷諾應力Fig.17 Control of Reynolds stress with active and passive wake jet

圖18 主被動結合尾跡射流控制瞬態渦量Fig.18 Control of transient vorticity with active and passive wake jet

圖19 主被動結合尾跡射流控制瞬態三維渦量Fig.19 Control of transient three-dimensional vorticity with active and passive wake jet

3 結論

本文探討了D形鈍體的主動流動控制和主被動流動控制結合的減阻效果，其目的是進一步研究D形鈍體在近地條件下不同流動控制裝置下的流動控制效果，并由此給出控制機理。為了更好地識別近地流動結構的物理機制和流動不穩定性的差異，通過數值仿真分析了雷諾數Re=72 000，離地間隙為G/H=0.17的平均和瞬時流場，結論如下：

（1）D型鈍體的主動流動控制主要以控制其兩次分離為主。在頭部的第一分離點施加射流會使其尾部流場結構得到改變。低頻時頭部分離泡會增大，導致尾跡下剪切層動能交換增加，耗散增加；高頻時頭部分離泡變化不大，而尾跡向后延伸，但總體阻力變化不大。在尾部分離點對上、下剪切層進行射流控制發現高頻射流增加了上、下剪切層的夾帶效果，有助于鈍體減阻，最大減阻可以達到1.78%。

（2）在尾跡采用高頻射流控制剪切層時，發現由于射流增加，導致上剪切層下洗作用被抑制，射流阻礙了上剪切層的發展，形成了較大的雷諾應力，使得其耗散有所上升。同時下剪切層彎曲程度加大，渦形成位置和壓力下降區域進一步靠近背部，壓差阻力增大。

（3）利用被動控制可以減小頭部分離和頭部地面邊界層分離的特點，同時利用鋸齒和射流同時增加三維流動結構，很大程度上破壞了準三維模型的展向流動結構，對于減阻的效果提升較大。采用主被動結合控制時，射流為低頻和高頻對應減阻效果分別為20.86%和21.20%，減阻效果相差不大。從節省能源的角度來講，選擇低頻射流可能更好。