AC-DBD等離子體激勵對L形截面鈍體風荷載減阻的實驗研究

2021-05-18 02:29:00蘭子奇史志偉孫琪杰

實驗流體力學 2021年2期

蘭子奇, 史志偉, 孫琪杰, 耿璽

南京航空航天大學航空學院非定常空氣動力學與流動控制工業和信息化部重點實驗室, 南京 210016

0 引言

鈍體是工業工程中普遍采用的結構形式，飛行器起落架、高層建筑物、大跨度橋梁等都是典型的鈍體結構[1-2]。在復雜多變的流場條件中，鈍體上的繞流、渦脫落現象會形成相當大的壓差阻力，引發鈍體本身強度問題，導致結構變形甚至破壞。隨著高新材料越來越廣泛的應用，鈍體的抗風減阻研究受到越來越多的關注。

針對鈍體繞流減阻問題，國內外開展了大量研究。在氣動方面，主要包括被動流動控制、主動流動控制兩種技術。被動流動控制技術通過改變結構形狀或其周圍流場邊界來實現減阻，不需施加額外能量，主要措施包括覆蓋整流罩、設置分流板、鈍體表面開孔、鈍體尾部布置小型繞流體、改善表面粗糙度、改變橫截面形狀或造型等[3-11]。被動流動控制技術需要改變鈍體整體構型或其所處流動環境，導致成本增加；當鈍體所處實際流場發生變化時，對周圍其他鈍體結構的流場也會產生嚴重影響，被動流動控制技術有可能達不到所需效果甚至產生反效果。因此，近年來主動流動控制技術得到了更多的關注[12]。

主動流動控制技術是將輔助能量施加于流場中，在不需改變鈍體幾何形狀結構的情況下，通過適當擾動與系統內的流動相互耦合來實現對流場的控制。目前，在鈍體構型上已進行了合成射流、壁面振動、聲激勵、行波壁控制等流動控制措施的研究[13-16]。關于吹吸氣的研究相對較為成熟[17-19]，具有減阻效果較好、調節簡便等優點，但也存在氣源規模大、能量損耗高等缺點。提高現有技術的控制效率以及研究新的主動流動控制技術是當前的研究熱點。

在主動流動控制技術中，等離子體流動控制技術較為新穎。該技術以局部小范圍動量控制流動、抑制分離，改變局部乃至整體受力狀態，具有響應迅速、維護方便、經濟性好、便于控制等優點。介質阻擋放電(Dielectric Barrier Discharge, DBD)是產生等離子體的主要方法，介質阻擋放電等離子體激勵器是其主要控制裝置。等離子體激勵器通常由覆蓋于絕緣材料上下的兩層電極組成，電極非對稱排列，上層電極裸露于空氣，下層電極以絕緣材料覆蓋。在兩電極間施加高壓電以電離空氣，產生的等離子體對上層電極附近的空氣形成擾動，從而實現主動流動控制[20-25]。

目前，對等離子體流動控制技術應用于圓柱、方形鈍體模型的研究較多，在航空航天領域已顯現出較高的應用價值，但將等離子體流動控制技術應用于不規則截面鈍體仍是一個較為新穎的課題[26-27]。本文以高層建筑為應用背景，選取土木工程中的L形截面高層建筑鈍體模型開展研究，進一步分析等離子體流動控制減阻機理，為改善鈍體結構抗風性能、拓展等離子體流動控制技術的實際應用提供參考。

1 風洞實驗概況

1.1 實驗風洞

實驗在南京航空航天大學0.8 m低速直流風洞中開展。風洞試驗段長2 m、寬0.8 m、高0.8 m。來流速度在0.1～40 m/s之間連續可調。對于拐角為90°的L形鈍體，分離點始終位于迎風面與側風面的拐角位置，不受雷諾數影響。

1.2 實驗模型

實驗模型采用ABS板制作。以未布置等離子激勵器的模型作為基準模型，模型橫截面為L形，拐角90°，幾何縮尺比1∶300，阻塞率小于5%。風向角如圖1所示，本文僅在0°風向角(模型窄面迎風)下開展實驗。迎風窄立面為面A，其余各面按順時針方向分別為面B、C、D、E和F。圖2(a)為模型尺寸標注示意圖，模型高度H=240 mm，凸角邊尺寸D=96 mm，凹角邊尺寸d=48 mm。模型沿高度平均分為6層，在每層1/2高度的水平線上布置20個測壓點(在各立面上均勻布置，如圖1所示)，共120個測壓點。如圖2(b)所示。

圖1 模型受風面編號、風向角定義及測壓點Fig.1 The number of each surface of the model and the definition of wind direction angle

圖2 模型尺寸與測壓點示意圖Fig.2 Model size and pressure tap

為便于表述測壓點及各立面位置，定義如圖1所示的坐標系：原點位于面A和F的拐角處；x軸垂直于來流，沿面A向右(面向來流方向)；y軸與來流方向平行，沿面F向后；z軸沿模型高度方向垂直向上。

1.3 等離子體激勵器及電源

實驗選用AC-DBD等離子體激勵器(如圖3所示)。由于激勵器布置位置離測壓點較近，為防止激勵器對測壓點放電，選擇裸露電極寬3 mm，覆蓋電極寬4 mm，電極厚0.035 mm；絕緣介質選用Kapton膠帶，寬10 mm，厚約0.15 mm，耐壓值15 kV。激勵器長220 mm，可完全忽略其厚度對模型繞流的影響。

圖3 介質阻擋放電等離子體激勵器示意圖Fig.3 Dielectric Barrier Discharge plasma actuator

在1.2節介紹的基準模型上，按照3種不同形式布置等離子體激勵器(如圖4所示)：布置于側風面F前緣處，誘導射流順來流方向；布置于側風面F前緣處，誘導射流逆來流方向；布置于迎風面A和側風面F之間拐角處。

圖4 不同布置形式的等離子體激勵器Fig.4 Plasma actuators with different configurations

選用CTP-2000K低溫等離子體實驗電源，電壓調節范圍為0～30 kV，中心頻率選擇范圍為1～100 kHz，輸出電壓波形為正弦波。在實驗中，電極電壓的頻率固定為8 kHz。綜合考慮模型、激勵器材質以及表面測壓點布置位置，將電壓固定為14 kV。

1.4 實驗工況

采用片光流動顯示技術及PIV系統選取實驗工況。在風洞試驗段上游注入示蹤粒子，以片光源垂直來流照射流場截面。不同布置形式的激勵器都能產生一定的抑制側風面F流動分離的效果，通過比較施加激勵前后側風面F的剪切流，初步選定能夠有效抑制流動分離、增強模型抗風性能的來流速度范圍，并通過PIV進行驗證。最終選定的實驗工況如表1所示。

表1 實驗工況表Table 1 Experimental conditions

1.5 測量系統

1.5.1 壓力測量系統

采用PSI公司的壓力掃描閥測量壓力，最大量程為2490 Pa。測量過程中，將掃描閥模塊置于金屬屏蔽盒內以避免電磁干擾影響。實驗過程中，壓力掃描閥的數據采集頻率保持為330 Hz，采集20 000個數據，平均處理后即可得到平均壓力值。

1.5.2 PIV系統

實驗中使用的測試系統為鐳寶公司生產的PIV激光器系統。該系統由激光器、電源系統和移動控制部件組成。其中，Vlite 200 PIV激光器的工作頻率為15 Hz，每個脈沖能量為200 mJ，脈寬8 ns。電荷耦合元件(CCD)分辨率為2048 pixel×2048 pixel，幀頻為14 幀/s，每2幀圖像的最小時間間隔約為120 ns。實驗中使用的示蹤粒子為丙三醇霧化粒子，以商業發煙器向風洞內注入。

所得的PIV結果由35幅瞬時速度矢量圖平均得到。為避免三維效應和測壓點反光等帶來的干擾，激光測量平面選擇在模型1/2高度處。

2 實驗數據分析

2.1 不同激勵器布置形式對減阻的影響

2.1.1 整體阻力的變化

為直觀比較不同激勵器布置形式下等離子體激勵對風荷載減阻的影響，將每個測壓點的風壓值對其控制面積加權積分，得到整體氣動力。其中，順來流方向氣動力為模型總體順流向氣動力，即阻力FD，定義為：

FD=∑pi×Ai×cosαi

(1)

式中，pi、Ai分別為第i號測壓點的風壓值及其控制面積，αi為測壓點的壓力方向與流向的夾角。通過比較施加激勵后的阻力FDa和未施加激勵時的阻力FDb，即可得到整體減阻率η：

(2)

圖5給出了不同激勵器布置形式下整體減阻率隨來流速度的變化規律。可以看到，不同來流速度下，拐角激勵的減阻效果最好，在低速下最大減阻率接近14%；隨著流速增大，減阻率基本穩定于10%左右；流速進一步增大至6 m/s后，減阻率迅速降低。順來流前緣激勵的減阻效果相對較差，在2 m/s流速下最大減阻率不超過8%；隨著流速增大，減阻率迅速降低，在流速4 m/s之后，減阻率下降至2%以下，對分離流的擾動趨近于0。逆來流前緣激勵的減阻效果介于前兩者之間，其變化規律與拐角激勵類似。

圖5 不同布置形式的激勵器施加激勵后的整體減阻率Fig.5 Drag reduction rate after actuation of different layout actuators

2.1.2 測壓點阻力的變化

基于上述對整體阻力的分析，進而采用風壓折減系數Cpr[28]表征測壓點的阻力變化規律：

Cpr=1-Cpa/Cpb

(3)

式中，Cpa、Cpb分別為施加激勵后、未施加激勵時的測壓點風壓系數。Cpr數值越大，說明減阻效果越好；Cpr<0表示風壓系數絕對值不減反增。

由于數據量較大，僅選擇來流速度6 m/s、高度z=100 mm處的測壓點進行分析。施加激勵后，分析背風面E、側風面F的測壓點13～20的風壓系數，得到如圖6所示的風壓折減系數。可以看出：1)在拐角激勵下，背風面E的測壓點13～16的Cpr變化趨勢與逆來流前緣激勵下基本一致，數值差距較小，且都遠高于順來流前緣激勵；側風面F的Cpr較高，說明拐角激勵有效抑制了側風面流動分離，減阻效果較為明顯。2)在逆來流前緣激勵下，側風面F的Cpr略小，說明激勵對側風面流動分離的抑制效果較弱。3)順來流前緣激勵下，在背風面E靠近側風面F的位置(測壓點16)產生了一定減阻效果，其他位置減阻效果較低；在側風面F前緣處(測壓點20)Cpr為負值，風壓系數絕對值有所增大。在3種激勵情況下，風壓折減系數波動都較大，一方面與激勵器放電的不均勻性有關，另一方面則與脫落渦的擾動有關。

圖6 不同布置形式的激勵器施加激勵后各測壓點的風壓折減系數Fig.6 The pressure reduction coefficient of each pressure tap after actuation

2.2 施加激勵前后的平均風壓分布

通過風壓系數加權積分對整體阻力進行分析可知：拐角激勵的減阻效果最佳，逆來流前緣激勵次之，順來流前緣激勵的效果最差。下面對各立面的風壓系數變化作進一步研究。

第一，要在水資源配置中充分考慮農業用水和保障糧食安全的用水需求。水利部會同發改委等部門編制了全國水資源綜合規劃，明確了水資源配置方案，其中充分考慮了近期、中期和遠期農業用水需求。

在3種激勵器布置形式下，激勵器均布置于迎風面A和側風面F之間，施加激勵后，流經側風面F和背風面E的流場受到較大影響，因此，重點對側風面F和背風面E進行分析。以圖1所示坐標系定義模型立面，其中面F位于平面oyz內(x=0 mm)，面E平行于平面oxz(y=96 mm)。

2.2.1 施加拐角激勵前后的平均風壓分布

將施加激勵前后側風面F和背風面E的平均風壓系數Cp繪制于圖7和8中。可以看出：未施加激勵時，與來流方向平行的側風面F的平均風壓系數為負值，在2 m/s流速下，風壓系數在-0.8～-0.6之間變化，隨著流速增大，風壓系數絕對值和壓差不斷減小；背風面E全為負壓，總體分布比較均勻，風壓系數的變化規律與側風面F相似，絕對值由左下方向右上方遞減。

圖7 施加激勵前后不同流速下側風面F平均風壓系數云圖(x=0 mm)Fig.7 The mean pressure coefficient contour maps of surface F under different wind speeds conditions before and after applying actuation(x=0 mm)

圖8 施加激勵前后不同流速下背風面E平均風壓系數云圖(y=96 mm)Fig.8 The mean pressure coefficient contour maps of surface E under different wind speed conditions before and after applying actuation(y=96 mm)

施加激勵后，側風面F的風壓系數絕對值顯著減小，隨流速增大，其變化趨勢為由前緣向后緣逐漸降低，在部分位置出現風壓突變；背風面E始終為負風壓，與未施加激勵時相比，背風面的風壓變化非常劇烈，且遠小于未施加激勵時，隨流速增加，風壓波動逐漸平緩。背風面E的風壓系數變化規律與圖5的減阻率變化規律是一致的。

2.2.2 不同布置形式激勵器施加激勵前后的平均風壓分布

為比較不同布置形式激勵器的流動控制效果，選取2、4和6 m/s三個典型風速，將平均風壓系數云圖繪制于圖9和10中。與未施加激勵時相比，施加逆來流前緣激勵后，側風面F、背風面E的風壓系數絕對值都有所降低。側風面F的平均風壓系數絕對值在四周邊緣處略小，背風面E的邊緣處風壓變化劇烈，中部的風壓系數逐漸趨于均勻變化。隨著流速增大，側風面F的風壓系數在-0.3～-0.5之間變化，背風面E大部分的風壓系數維持在-0.3～-0.4之間。流速增大至6 m/s時，施加激勵后兩個面的風壓系數值相比于未施加激勵仍有所增大。

圖10 不同流速下、不同布置形式激勵器施加激勵前后的背風面E平均風壓系數云圖(y=96 mm)Fig.10 The mean pressure coefficient contour maps of surface E under different wind speed conditions before and after applying actuation(y=96 mm)

施加順來流前緣激勵后，不同流速下側風面F和背風面E的風壓分布都具有比較一致的規律。側風面F前緣處(x=0 mm)風壓系數出現最小值，且沿來流方向呈增大趨勢，后緣處的風壓系數大于同一流速下未施加激勵時的風壓系數，且變化非常劇烈。背風面E的風壓系數為負值，幅值分布比較均勻，與未施加激勵相比，風壓變化更為平緩，平均風壓絕對值也小于未施加激勵。隨著流速增大，激勵器對側風面繞流的控制能力減弱，施加激勵前后的側風面F、背風面E的風壓系數變化規律趨于一致。

由實驗結果可知：在低速下，等離子體激勵能夠有效改善背風面流動分離情況，降低背風面E的風壓系數絕對值；在實驗狀態下，拐角激勵抑制流動分離效果顯著，側風面F和背風面E的風壓系數絕對值都小于未施加激勵時；逆來流前緣激勵抑制流動分離效果偏弱，側風面F的風壓系數絕對值有一定程度減小；順來流前緣激勵抑制流動分離的效果隨流速增大迅速降低，側風面F的負壓絕對值順流向呈減小趨勢，背風面風壓系數絕對值有所減小。

2.3 不同布置形式激勵器減阻機理研究

由圖11(a)和12(a)可知，未施加激勵時，氣流在迎風面A和側風面F的拐角處發生大尺度流動分離并產生回流渦，施加拐角激勵后，都產生了顯著的抑制效果。由于激勵器恰好作用于分離點上，施加激勵后，通過向邊界層注入能量抑制了側風面F的流動分離，流動能夠重附于側風面F表面。分離流被完全抑制，回流渦不再對側風面F形成擾動，背風面E流速增強。側風面F流動再附后，尾流寬度變窄，尾跡縮短，尾流兩側氣流流動加快，尾渦結構的大小和位置相較于未施加激勵時都發生了明顯變化，尾流的能量耗散顯著降低。激勵有效改善了側風面F和背風面E分離區的氣流分離狀況，使風壓系數絕對值降低，整體阻力進一步減小。

圖11(c)顯示逆來流方向的誘導射流運動至側風面F前緣處時，進一步將分離點處的繞流外推，側風面F的分離流未得到明顯抑制。與圖11(a)未施加激勵時相比，雖然激勵誘導動量方向與來流方向相反，但也對來流形成了一定的逆向擾動，剪切層厚度順來流方向逐漸增大，并在下游位置向側風面F內偏。激勵器兩側電極形成離子層后，側風面F和背風面E的分離區氣流受到誘導，雜亂無章的流動產生規律性變化，回流速度明顯增強，回流區氣流順電場方向流動，形成近壁射流。脫落渦渦核在流動分離區氣流的誘導下逆來流方向運動，與未施加激勵時相比，進一步貼近背風面E，旋渦強度有所減弱，渦結構得到明顯改善。

圖11 不同布置形式激勵器施加激勵前后的速度標量圖Fig.11 Speed scalar quantity of the plasma actuator with different configurations before and after applying actuation

施加順來流前緣激勵時，向邊界層注入能量，分離剪切層向側風面F附體，如圖11(d)所示。分析渦量圖12(d)可知，激勵產生的近壁射流促進了旋渦發展，旋渦強度增強，隨剪切層向側壁面貼附，引起側風面F前緣產生較大的負風壓系數峰值。結合圖9可知，激勵器布置于流動分離點時，施加激勵后，誘導產生的低速近壁射流沿側風面F流動，壁面附近的回流區得到抑制，負壓絕對值順來流方向呈減小趨勢。順來流前緣激勵整體上抑制了側風面F的氣流分離，降低了側風面F后緣和背風面E的風壓系數絕對值。