王靖宇，周申申，胡興軍，惠政

（吉林大學(xué)汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實驗室，吉林長春 130012）

隨著能源問題的日益嚴(yán)峻、燃油價格的不斷上漲，如何進(jìn)一步降低汽車的氣動阻力問題已成為研究熱點(diǎn)[1].廂式貨車車身流線型差，氣動阻力系數(shù)較大，一般為0.6～0.7；當(dāng)車速達(dá)到90 km/h 時，發(fā)動機(jī)功率的80%將用于克服空氣阻力[2].因此降低廂式貨車的氣動阻力對于節(jié)能減排具有重要意義.

王靖宇等人[3]采用數(shù)值模擬的方法，在廂式貨車前部加裝導(dǎo)流罩，將整車氣動阻力降低10%以上；楊小龍等人[4]通過采用尾部上翹角減小貨車尾部分離區(qū)強(qiáng)度，當(dāng)上翹角在10°時，整車氣動阻力系數(shù)降低約6%.

在過去的幾年中，主動流動控制概念已經(jīng)成為流體力學(xué)中越來越重要的課題.等離子體流動控制技術(shù)具有結(jié)構(gòu)簡單、能耗低、動態(tài)響應(yīng)快等優(yōu)點(diǎn)[5-6]，受到相關(guān)學(xué)者的關(guān)注與研究.

王靖宇等人[7]應(yīng)用等離子體對后臺階流動的尾流場進(jìn)行主動控制，將再附著位置提前45.27%；李正農(nóng)等人[8]采用數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗相結(jié)合的方法，對低矮房屋平屋面進(jìn)行等離子體流動控制，改善屋面的局部風(fēng)壓系數(shù)的大小及分布，提高建筑結(jié)構(gòu)抗風(fēng)能力.

目前對等離子體流動控制的研究多集中在航空領(lǐng)域[9-12]，而本文將等離子體應(yīng)用到汽車領(lǐng)域.首先對由美國Sandia 國家實驗室提出的類廂式貨車地面運(yùn)輸系統(tǒng)（GTS）模型進(jìn)行外流場仿真，分析整車氣動阻力系數(shù)較大的原因；然后以流場信息為指導(dǎo)布置等離子體的位置，揭示等離子體對流場控制的機(jī)理，并探究等離子體最佳布置角度與激勵電壓及其對應(yīng)的氣動減阻效果.本文研究結(jié)果可對等離子體在汽車上的應(yīng)用提供參考.

1 等離子體氣動激勵及能耗分析

1.1 等離子體氣動激勵

等離子體是除了液態(tài)、固態(tài)以及氣態(tài)之外的物質(zhì)存在第四態(tài).[13]介質(zhì)阻擋放電（Dielectric Barrier Discharge，DBD）是產(chǎn)生穩(wěn)定低溫等離子體的有效方法，其基本結(jié)構(gòu)如圖1 所示.

圖1 介質(zhì)阻擋放電基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of dielectric barrier discharge

一方面，在高壓電源的作用下，上電極附近空氣被電離成電子和離子共同存在的等離子體狀態(tài)，在電場的作用下，正離子向負(fù)極板（下電極）定向運(yùn)動，伴隨著與部分空氣分子發(fā)生碰撞，整體表現(xiàn)為誘導(dǎo)壁面附近氣體向右定向移動；另一方面，等離子體放電過程中也會產(chǎn)生局部溫度和壓力變化而引發(fā)溫升及脈沖效應(yīng).二者的共同作用實現(xiàn)等離子體對流場的主動干擾.

1.2 等離子體數(shù)值仿真驗證

對于介質(zhì)阻擋放電等離子體模型，采用由Shyy等人[14]提出的等離子體對流場作用方程的簡化模型，綜合考慮等離子體激勵電壓、頻率、極板幾何形狀等因素，將試驗工況時等離子體的流動控制效果寫成如下方程：

式中：? 為交流電頻率；α 為粒子間有效彈性碰撞系數(shù)；c 為電離出的離子濃度；e 為電子電荷量；Δt 為單位周期內(nèi)有效擊穿空氣時間；E 為電場強(qiáng)度；δ 為表達(dá)等離子體控制區(qū)域的常數(shù)；激勵電壓U 為2.262 7 kV.將公式（1）（2）以體積力的形式添加到N-S 方程中作為源項，通過編程寫為用戶自定義函數(shù)（User Defined Function，UDF）加載到Fluent 軟件中.

選用三維長方體空腔模型進(jìn)行等離子體數(shù)值仿真的驗證，將地面作為等離子體布置位置，其幾何模型縱向中截面如圖2 所示.由于等離子體的產(chǎn)生及在電磁場作用下的運(yùn)動核心區(qū)域大小為3 mm×1.5 mm，因此在產(chǎn)生等離子體處需對網(wǎng)格進(jìn)行加密，本文在該處最小尺寸取0.1 mm，使該區(qū)域內(nèi)有足夠的網(wǎng)格數(shù)，以呈現(xiàn)等離子體誘導(dǎo)風(fēng)速隨遠(yuǎn)離電極板而衰減的趨勢.仿真邊界條件如表1 所示.

由于等離子體核心作用區(qū)域大部分處于邊界層內(nèi)部，故為準(zhǔn)確描述等離子體對近壁面流動的控制效果，選取湍流模型為SST k-ω.經(jīng)計算得到2 m/s來流風(fēng)速時縱向中截面仿真速度云圖如圖3 所示.

圖2 幾何模型縱向中截面Fig.2 Geometric model longitudinal middle section

表1 等離子體數(shù)值仿真邊界條件Tab.1 Boundary condition for simulation of plasma

圖3 縱向中截面仿真速度云圖Fig.3 Longitudinal mid-section simulation velocity cloud diagram

由圖3 可以看出，布置等離子體的效果為對近壁面附近空氣誘導(dǎo)出水平向右、具有一定速度的氣流，并且在等離子體布置位置處誘導(dǎo)速度最大；隨著流動向后發(fā)展，速度值逐漸衰減.為檢驗仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，在等離子體布置位置右側(cè)3.8 mm 處，作垂直于地面縱向中線的一條線，如圖2 所示虛線AB.監(jiān)測各來流風(fēng)速下此虛線上沿y 軸的速度分布，并將本文仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[14]仿真結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果如圖4 所示.

圖4 中，u 為虛線AB 上速度值；V∞為自由來流速度.由圖4 可以看出，本文的仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[14]仿真結(jié)果基本一致，且各來流風(fēng)速下誘導(dǎo)最大風(fēng)速的誤差小于3%，由此驗證本文對等離子體仿真的準(zhǔn)確性.

圖4 本文仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[14]仿真結(jié)果對比Fig.4 Comparation of the simulation results between this paper and literature[14]

1.3 能耗分析

等離子體是通過能量的輸入改變流動邊界層的特性來實現(xiàn)主動流動控制，因此，存在成本與收益問題，這就是等離子體是否具有實用價值的關(guān)鍵所在.傅鑫[15]以試驗研究為手段，探究等離子體消耗電功率與其各放電參數(shù)間的相互關(guān)系，并得到極板間水平距離為2 mm、激勵頻率為3 kHz、激勵電壓小于8 kV時（與文獻(xiàn)[14]一致），等離子體消耗功率不超過3 W.

由此可以看出，雖然為獲得低溫等離子體所需激勵電壓較高，但其電流值僅為電子撞擊上電極的累積效果，因此該值較小，故所消耗功率較小.消耗電能與氣動阻力系數(shù)減小量之間的關(guān)系為：

式中：P 為等離子體消耗功率，取3 W；ρ 為空氣密度，取1.225 kg/m3；v 為行駛速度，取20 m/s；A 為汽車正投影面積，取0.07 m2；計算得到氣動阻力系數(shù)減小量ΔCd為0.008 7.若實現(xiàn)將氣動阻力系數(shù)降低0.001 3，則足以彌補(bǔ)產(chǎn)生等離子體的電能消耗.

2 GTS 模型外流場仿真分析

本文所選廂式貨車模型為1/14 GTS 模型，根據(jù)其標(biāo)準(zhǔn)尺寸[16]，建立幾何模型如圖5 所示.

在ICEM-CFD 軟件中進(jìn)行計算域的選取及相應(yīng)網(wǎng)格的劃分.GTS 模型特征長度L=0.2 m，取GTS 頭部到計算域前端為4L，尾部距計算域出口為7L，車身左右距計算域兩側(cè)各5L，上部距計算域頂端為6L，由此得到GTS 的阻塞比小于1%，利于流動充分發(fā)展.

圖5 GTS 模型三視圖Fig.5 Three views of the GTS model

對模型進(jìn)行相應(yīng)的網(wǎng)格劃分，整體采用三棱柱加四面體的混合網(wǎng)格方案.經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證后發(fā)現(xiàn)，GTS 車身表面最大網(wǎng)格尺寸取10 mm 即可達(dá)到仿真精度要求.為準(zhǔn)確計算邊界層內(nèi)部的流動，取第1 層網(wǎng)格到圓柱表面量綱化的距離y+=1，在邊界層網(wǎng)格劃分時，基層厚度取0.015 mm，共15 層，由此得到總厚度為0.72 mm 的邊界層.整體網(wǎng)格情況如圖6所示.

圖6 GTS 模型網(wǎng)格方案Fig.6 Grid solution of GTS model

在上述網(wǎng)格方案的基礎(chǔ)上，采用雙精度的計算方法在Fluent 軟件中迭代計算.仿真邊界條件如表2 所示.

表2 GTS 模型仿真邊界條件Tab.2 Boundary condition for simulation of GTS model

為準(zhǔn)確計算邊界層內(nèi)部的流動狀態(tài)，湍流模型選擇SST k-ω.經(jīng)迭代后計算結(jié)果顯示，GTS 整車氣動阻力系數(shù)為0.492 5，與現(xiàn)有試驗值[17]誤差小于2%，由此驗證本文對GTS 模型仿真的準(zhǔn)確性.作沿x 方向縱向中截面速度矢量圖及GTS 模型頭部壓力云圖如圖7 所示.

圖7 GTS 模型外流場仿真結(jié)果Fig.7 Simulation results of GTS model

由圖7 可以看出，GTS 頭部兩側(cè)出現(xiàn)流動的分離、其尾部后方存在較大面積的負(fù)壓區(qū)，這導(dǎo)致GTS前后壓差阻力較大，從而整車氣動阻力較大.因此考慮在GTS 頭部和尾部流動分離區(qū)域布置等離子體來降低整車氣動阻力系數(shù).等離子體具體待布置位置如圖8 所示，位置1 為GTS 尾部上方，位置2 為尾部左右兩側(cè)，位置3 為頭部豎向兩側(cè).

圖8 等離子體待布置位置Fig.8 Positions of plasma to be applied

3 等離子體對GTS 模型減阻效果研究

為方便等離子體的布置及改變等離子體流動控制方向，同時盡可能多位置布置等離子體以及考慮到廂式貨車裝卸貨的方便性，對GTS 模型尾部上方及左右兩側(cè)進(jìn)行倒圓改型，倒圓半徑r=30 mm，下部保持其原有的形狀.改型后的GTS 尾部形狀如圖9所示.

圖9 GTS 尾部改型前后對比Fig.9 Comparision after modified of the tail of GTS

采用與改型前相同的網(wǎng)格策略及數(shù)值模擬設(shè)置方案對改型后的GTS 模型進(jìn)行仿真，并將此狀態(tài)作為基礎(chǔ)工況.經(jīng)迭代計算后得到改型后GTS 整車氣動阻力系數(shù)Cd為0.445 8.這與改型前的0.492 5 相比降低了9.48%.

改型后沿x 方向基礎(chǔ)工況尾部上方速度矢量圖和基礎(chǔ)工況GTS 模型尾部上方剪切應(yīng)力圖分別如圖10 和圖11 所示.由此計算得到基礎(chǔ)工況時GTS 模型尾部上方流動分離點(diǎn)為a0=9.92°.

圖10 基礎(chǔ)工況尾部上方速度矢量圖Fig.10 Velocity vector diagram above the tail in basic condition

圖11 基礎(chǔ)工況GTS 尾部上方剪切應(yīng)力圖Fig.11 Shear diagram above the tail of GTS in basic condition

3.1 位置1 處等離子體不同布置角度對GTS 模型氣動減阻效果

在分離點(diǎn)后部選取a 分別為10°、15°、20°、25°、30°5 個等離子體待布置角度，具體位置如圖12 所示.由于等離子體的產(chǎn)生及在電磁場作用下運(yùn)動的核心區(qū)域大小為3 mm×1.5 mm，因此在產(chǎn)生等離子體處需對網(wǎng)格進(jìn)行加密，本文在該處最小尺寸取0.1 mm，使該區(qū)域內(nèi)有足夠的網(wǎng)格數(shù)，以呈現(xiàn)離子與空氣分子作用的體積力隨遠(yuǎn)離電極板而衰減的趨勢，其余網(wǎng)格方案與基礎(chǔ)工況保持一致.由此得到的尾部網(wǎng)格方案如圖13 所示.在上述網(wǎng)格方案的基礎(chǔ)上，采用雙精度的計算方法在Fluent 軟件中迭代計算.邊界條件的設(shè)置與基礎(chǔ)工況保持一致，將等離子體激勵電壓改為5 kV，其余與文獻(xiàn)[14]保持一致.計算得到等離子體布置角度與GTS 整車氣動阻力系數(shù)關(guān)系如圖14 所示.

圖12 等離子體待布置角度Fig.12 Angles of plasma to be applied

圖13 GTS 尾部上方網(wǎng)格加密方案Fig.13 Encrypted grid scheme on the top of GTS tail

圖14 位置1 處等離子體布置角度與整車Cd 值關(guān)系Fig.14 Relationship between plasma applied angle and the Cd value of the vehicle at position 1

由圖14 可以看出，隨著等離子體布置角度的增大，GTS 模型氣動阻力系數(shù)先減小后增大；并且當(dāng)在15°處布置等離子體時，整車氣動阻力系數(shù)最小，僅為0.428 0，與將尾部倒圓時的基礎(chǔ)工況0.445 8 相比，氣動阻力系數(shù)降低了3.99%.在各角度布置等離子體激勵時，GTS 模型氣動阻力系數(shù)減小量ΔCd大于0.008 7，可以看出等離子體氣動減阻效果遠(yuǎn)大于其電能消耗.

對比基礎(chǔ)工況與在15°布置等離子體時，沿x 方向GTS 尾部上方基礎(chǔ)工況與等離子體激勵最佳工況局部速度矢量對比圖和GTS 尾部上方最佳工況與基礎(chǔ)工況剪切應(yīng)力對比圖分別如圖15 和圖16 所示.

圖15 GTS 尾部上方基礎(chǔ)工況與等離子體15°激勵時局部速度矢量圖對比Fig.15 Comparison of local velocity vector diagram between base condition and plasma excitation at 15°at the top of GTS

圖16 GTS 尾部上方基礎(chǔ)工況與等離子體15°激勵時剪切應(yīng)力對比Fig.16 Comparison of shear stress between base condition and plasma excitation at 15°at the top of GTS

由圖15 可以看出，布置等離子體激勵后，等離子體誘導(dǎo)近壁面氣體定向移動，與初始流動進(jìn)行耦合，使GTS 尾部上方氣體流動速度明顯增大，且流動分離角度由a0增加至a1；結(jié)合剪切應(yīng)力圖計算得出，布置等離子體后流動分離點(diǎn)為a1=17.95°，與基礎(chǔ)工況的a0=9.92°相比后移8.03°.由此可見，等離子體對GTS 模型流動控制機(jī)理為通過誘導(dǎo)近壁面氣體定向移動來推遲GTS 尾部上方流動的分離，使流動分離點(diǎn)后移，從而降低車身尾部負(fù)壓區(qū)大小，降低車身前后壓差阻力，降低整車氣動阻力系數(shù).

但隨著等離子體布置角度的進(jìn)一步增加，整車氣動阻力系數(shù)反而升高.a=30°與基礎(chǔ)工況沿x 方向GTS 尾部中截面剪切應(yīng)力對比如圖17 所示.

圖17 GTS 尾部上方基礎(chǔ)工況與等離子體30°激勵時剪切應(yīng)力對比Fig.17 Comparison of shear stress between base condition and plasma excitation at 30°at the top of GTS

由圖17 可以看出，在30°布置等離子體時，盡管等離子體作用區(qū)域部分剪切應(yīng)力為正，但在等離子體作用位置前部仍有較大范圍的負(fù)壓區(qū)，說明此時等離子體作用區(qū)域完全處于GTS 尾部的湍流核心區(qū)內(nèi)部；該工況雖然也可將流動分離點(diǎn)a0向后推移，但與在15°布置等離子體相比減阻效果降低.由此可見，等離子體的布置位置要在流動分離點(diǎn)后方附近而不能過于遠(yuǎn)離分離點(diǎn)，使布置等離子體激勵后負(fù)壓區(qū)均在等離子體作用區(qū)域的后部，這樣才能產(chǎn)生最佳氣動減阻效果.

3.2 位置1 處不同激勵電壓對GTS 模型氣動減阻效果

改變等離子體激勵電壓，進(jìn)一步研究在位置1處不同激勵電壓對GTS 的減阻效果的影響.等離子體激勵電壓分別調(diào)整為3、4、5、6、7 kV，網(wǎng)格方案及數(shù)值模擬仿真方案均與3.1 節(jié)相同，并在各激勵電壓下研究等離子體布置角度與GTS 整車氣動阻力系數(shù)的關(guān)系.限于篇幅，這里僅列出各激勵電壓下，等離子體最佳布置角度時整車氣動阻力系數(shù)，如表3 所示.

由表3 整理得到在各激勵電壓、最佳布置角度時，GTS 整車氣動阻力系數(shù)如圖18 所示.

由圖18 可以看出，當(dāng)來流風(fēng)速為20 m/s，等離子體激勵電壓在5 kV 左右時，等離子體對GTS 整車氣動阻力系數(shù)均有一定程度的減??；當(dāng)激勵電壓小于5 kV 時，隨著激勵電壓的升高，等離子體對GTS氣動減阻效果增強(qiáng)；但激勵電壓超過5 kV 時，等離子體的減阻效果減弱.激勵電壓分別為5 kV 和7 kV時GTS 尾部湍流動能云圖如圖19 所示.

表3 位置1 處各激勵電壓下等離子體最佳布置角度及與Cd 值關(guān)系Tab.3 Optimal angle of plasma under each excitation voltage and its relation to Cd value at position 1

圖18 位置1 處各激勵電壓下、最佳布置角度時整車Cd 值Fig.18 Cd value of the vehicle at the optimal angle under various excitation voltages at position 1

圖19 激勵電壓分別為5 kV 和7 kV 時GTS 尾部湍流動能云圖Fig.19 Comparison of turbulent kinetic energy cloud of GTS tail when the excitation voltage is 5 kV and 7 kV

由圖19 可以看出，隨著激勵電壓的進(jìn)一步增加，等離子體誘導(dǎo)空氣定向移動的速度增加，使GTS尾部湍流強(qiáng)度增強(qiáng)，從而整車氣動阻力系數(shù)略微增高.由此可見，當(dāng)來流風(fēng)速一定時，等離子體對GTS模型氣動阻力系數(shù)的降低存在最佳激勵電壓.

3.3 位置2 處等離子體不同布置角度對GTS 模型氣動減阻效果

與在GTS 尾部上方布置等離子體激勵的方法類似，在其尾部兩側(cè)、分離點(diǎn)后部選取a 分別為10°、15°、20°、25°、30°5 個等離子體待布置位置.GTS 尾部兩側(cè)加密后網(wǎng)格方案如圖20 所示.采用雙精度的計算方法在Fluent 軟件中迭代計算.邊界條件的設(shè)置與基礎(chǔ)工況保持一致，等離子體激勵電壓取5 kV，通過計算得到等離子體布置角度與GTS 整車氣動阻力系數(shù)關(guān)系如圖21 所示.

圖20 GTS 尾部兩側(cè)網(wǎng)格加密方案Fig.20 Encrypted grid scheme of both sides of GTS tail

圖21 位置2 處等離子體布置角度與整車Cd 值關(guān)系Fig.21 Relationship between plasma applied angle and the Cd value of the vehicle at position 2

由圖21 可以看出，當(dāng)在GTS 尾部兩側(cè)15°處布置等離子體時為最佳工況，整車氣動阻力系數(shù)僅為0.423 3，與基礎(chǔ)工況的0.445 8 相比，降低了5.09%.且當(dāng)?shù)入x子體布置在最佳激勵位置15°附近時，均有較好的減阻效果.對比基礎(chǔ)工況與在15°布置等離子體時，GTS 模型尾部兩側(cè)基礎(chǔ)工況與最佳工況x 方向速度云圖如圖22 所示.

圖22 尾部兩側(cè)基礎(chǔ)工況與最佳工況x 方向速度云圖Fig.22 Comparison of the x direction velocity cloud map between the base condition and the optimal condition on both sides of the tail

由圖22 可見，在15°位置布置等離子體激勵時，GTS 模型尾部負(fù)壓區(qū)大小及強(qiáng)度明顯減小，從而整車前后壓差阻力較小，整車氣動阻力系數(shù)較低.

與在GTS 尾部上方布置等離子體激勵相似的是，當(dāng)?shù)入x子體布置在30°位置時，整車氣動阻力為0.463 7，這與基礎(chǔ)工況相比反而增加了4.02%.對比基礎(chǔ)工況與激勵角度為30°時，沿x 方向GTS 尾部橫向中截面剪切應(yīng)力對比如圖23 所示.

圖23 GTS 尾部橫向中截面基礎(chǔ)工況與a=30°剪切應(yīng)力對比Fig.23 Comparison of shear stress between basic and a=30°condition of GTS tail transverse middle section

由圖23 可以看出，等離子體作用區(qū)域之前也出現(xiàn)了部分負(fù)壓區(qū)，此時等離子體作用區(qū)域整體處于尾部湍流核心區(qū)內(nèi)部.并且由圖20 所示工況計算得出：基礎(chǔ)工況時，GTS 尾部左右兩側(cè)流動分離點(diǎn)為a0=9.92°；在30°布置5 kV 激勵時，流動分離點(diǎn)為a1=8.96°；說明此時由于等離子體處于湍流核心區(qū)內(nèi)部，其作用效果反而使流動分離點(diǎn)進(jìn)一步前移，GTS 尾部湍流區(qū)域進(jìn)一步增大，從而整車氣動阻力系數(shù)升高.

進(jìn)一步說明等離子體的位置需要布置在流動分離點(diǎn)后方附近，從而推遲流動的分離，降低整車氣動阻力；但不能過于遠(yuǎn)離流動分離點(diǎn)，這樣會使等離子體的作用區(qū)域整體處于分離區(qū)內(nèi)部，降低等離子體氣動減阻能力，甚至增加整車氣動阻力系數(shù).

3.4 位置2 處不同激勵電壓對GTS 模型氣動減阻效果

調(diào)整等離子體激勵電壓U 分別為3、4、5、6 kV，分別在各激勵電壓下研究等離子體布置角度與GTS整車氣動阻力系數(shù)的關(guān)系.這里也僅列出各激勵電壓下，等離子體最佳布置角度時整車氣動阻力系數(shù)，結(jié)果如表4 所示.由表4 整理得到各激勵電壓下、最佳作用角度時激勵電壓與GTS 整車氣動阻力系數(shù)關(guān)系，如圖24 所示.由圖24 可以看出，當(dāng)來流風(fēng)速為20 m/s，等離子體激勵電壓為4 kV 時，等離子體對GTS 整車氣動減阻效果最好，對應(yīng)的減阻率為5.18%；激勵電壓在4 kV 附近時，等離子體對GTS 均有較好的減阻效果；但激勵電壓超過5 kV 時，GTS模型氣動阻力系數(shù)增加.

表4 位置2 處各激勵電壓下等離子體最佳布置角度及與Cd 值關(guān)系Tab.4 Optimal angle of plasma under each excitation voltage and its relation to Cd value at position 2

圖24 位置2 處各激勵電壓下、最佳布置角度時整車Cd 值Fig.24 Cd value of the vehicle at the optimal angle under various excitation voltages at position 2

3.5 位置3 處不同激勵電壓對GTS 模型氣動減阻效果

在GTS 頭部等離子體待布置位置進(jìn)行網(wǎng)格的加密，最小網(wǎng)格尺寸取0.1 mm，其余網(wǎng)格方案不變.加密后GTS 頭部網(wǎng)格方案如圖25 所示.與前文計算方法一致，經(jīng)過計算得到在位置3 處等離子體激勵電壓與GTS 整車氣動阻力系數(shù)Cd關(guān)系如圖26 所示.

圖25 GTS 頭部網(wǎng)格加密方案Fig.25 Encrypted grid scheme on the head of GTS

圖26 位置3 處激勵電壓與整車Cd 值關(guān)系Fig.26 Relationship of excitation voltage and vehicle Cd value at position 3

由圖26 可以看出，當(dāng)激勵電壓U=3 kV 時，整車氣動阻力系數(shù)最低，為0.425 5，與基礎(chǔ)工況相比減阻4.55%.基礎(chǔ)工況與等離子體最佳激勵電壓時GTS 頭部壓力云圖如圖27 所示.

圖27 位置3 處基礎(chǔ)工況與U=3 kV 時GTS 頭部壓力云圖Fig.27 Comparison of GTS head pressure cloud map under the base and U=3 kV condition at position 3

由圖27 可以看出，等離子體在GTS 頭部兩側(cè)推遲流動的分離，減小頭部兩側(cè)負(fù)壓區(qū)大小，進(jìn)而降低整車氣動阻力系數(shù).當(dāng)激勵電壓略大于3 kV 時，均有不同程度的減阻效果；但當(dāng)激勵電壓小于3 kV時，由于等離子體激勵能量較小，其控制結(jié)果并沒有將流動分離點(diǎn)推遲至控制區(qū)域后方，而是其作用區(qū)域整體處于流動分離區(qū)內(nèi)部，這樣反而增大分離區(qū)大小，增加整車氣動阻力系數(shù).

4 組合工況時等離子體對GTS 模型的減阻效果

由于GTS 頭部離尾部較遠(yuǎn)，對尾部流動情況影響較?。晃膊可戏脚c左右兩側(cè)流動方向相互垂直，經(jīng)預(yù)試驗發(fā)現(xiàn)二者相互干擾也較小.那么在20 m/s 的來流風(fēng)速下，分別取上文所述3 個位置的最佳減阻工況進(jìn)行組合計算，即對于位置1，在a=15°處布置等離子體，激勵電壓U=5 kV；對于位置2，在a=15°處布置等離子體，激勵電壓U=4 kV；位置3 處等離子體激勵電壓取U=3 kV.由此仿真得到等離子體對GTS 組合工況的減阻效果，結(jié)果如表5 所示.由表5 可以看出，各位置組合工況均有較好的減阻效果；對于在兩個位置布置等離子體激勵來講，在各來流風(fēng)速下，位置1 與位置3 的組合方案比另兩種組合方案氣動減阻效果更優(yōu)；且當(dāng)3 個位置的最優(yōu)工況進(jìn)行組合時，整車氣動阻力系數(shù)為0.419 0，與基礎(chǔ)工況相比減阻率達(dá)6.01%.

表5 各組合工況下最佳作用位置處整車Cd 值Tab.5 Cd value of the vehicle at the optimal position under each combination condition

5 結(jié)論

本文應(yīng)用Fluent 軟件，探究等離子體對類廂式貨車GTS 模型的氣動減阻效果.首先探究單獨(dú)位置處、不同激勵電壓下等離子體的最佳布置位置及其氣動減阻效果，并揭示等離子體對流場控制的機(jī)理；然后探究組合工況時等離子體的氣動減阻效果.通過研究得到以下結(jié)論：

1）等離子體對GTS 模型流動控制機(jī)理是通過誘導(dǎo)近壁面氣體定向流動來推遲流動的分離、使流動分離點(diǎn)后移，降低車身尾部負(fù)壓區(qū)大小，降低車身前后壓差阻力從而降低整車氣動阻力系數(shù).

2）等離子體的布置位置應(yīng)在流動分離點(diǎn)后部并且靠近流動分離點(diǎn)，這樣等離子體才能起到推遲流動分離的作用，進(jìn)而降低整車氣動阻力系數(shù)；如果過于遠(yuǎn)離流動分離點(diǎn)，會降低等離子體流動控制的效果，甚至增大整車氣動阻力系數(shù).

3）隨著等離子體激勵電壓的增加，等離子體對流場控制效果增強(qiáng)；但激勵電壓過大，會使激勵位置后部湍流強(qiáng)度增加，使等離子體的氣動減阻效果減弱.

4）當(dāng)來流風(fēng)速一定時，等離子體存在最佳激勵電壓與作用角度；且單個位置激勵時，等離子體布置在GTS 尾部兩側(cè)時氣動減阻效果最好，最大減阻率為5.09%；組合工況時最大減阻率可達(dá)6.01%.