任劉珍，李霖，張夢卓，馮家興，胡海豹

(西北工業(yè)大學 航海學院，陜西 西安 710072)

0 引言

水下潛器、汽車、飛行器等運動體行進時受到的阻力主要包括摩擦阻力和壓差阻力兩部分。其中，壓差阻力來源于繞流物體前、后部壓強分布的不對稱性[1-2]。通過控制航行體繞流流場，來推遲邊界層分離現象，或者減小分離區(qū)范圍，是降低壓差阻力的主要方法[3-5]。因此，控制鈍體表面的流動分離極其重要。

鈍體尾部流場控制方法分為被動控制和主動控制兩大類，相較被動控制技術[6-7]，主動控制方法[8-10]需外界能量輸入，但對鈍體表面流動分離的控制作用較強，更利于抑制物體尾部渦街脫落，同時可減小鈍體的壓差阻力。目前，常用的主動流動控制技術包括壁面抽吸、表面吹噴以及合成射流等方法[11-13]。其中，壁面抽吸法在推遲邊界層轉捩，抑制邊界層分離方面效果突出，已在航空領域得到廣泛的仿真及試驗研究[14-15]。此外，國外學者將射流方法[16-17]引入了超聲速飛行器氣動減阻領域，而趙剛等[18]將類似射流方法也成功應用于水下減阻。

與單一抽吸或吹噴對鈍體表面流動分離的控制機理不同，合成射流方法[19-20]通過射流周期內抽吸與吹噴的交替作用來實現流動控制。馮立好等[11，21]長期致力于該方法的試驗研究，通過調節(jié)射流頻率，使得鈍體尾渦脫落模式發(fā)生轉變，并提高流動控制程度。唐輝等[22-23]利用格子玻爾茲曼方法模擬了合成射流對圓柱渦激震蕩的控制效果，并發(fā)現當射流頻率接近圓柱尾渦脫落的固有頻率、射流位置靠近圓柱分離點時，圓柱尾渦被顯著抑制，同時圓柱升力波動也最小。

不同于上述合成射流中抽吸與吹噴的周期控制，有學者嘗試在鈍體表面或管道壁面同時設置連續(xù)的抽吸與吹噴作用，來控制流動分離[10，24]。例如，Pantokratora等[24]計算了層流狀態(tài)時(雷諾數為0.001)，不同連續(xù)吹吸組合方式下，方柱繞流的阻力及流場特性。Sohankar等[10，25]則在研究單獨抽吸或吹噴對繞流方柱的影響基礎上，于2018年模擬了方柱前方連續(xù)抽吸與后方連續(xù)吹噴聯(lián)合的控制效果，結果表明該方法可有效抑制方柱的尾渦脫落，甚至能實現最高達95%的減阻效果。

上述數值模擬研究表明，連續(xù)吹噴- 抽吸結合是一項潛在的鈍體流動控制新方法，但該方法的有效性還亟待試驗驗證。為此，本文以圓柱繞流為例，在小型低速風洞中系統(tǒng)地研究了連續(xù)吹噴- 抽吸控制方法對圓柱尾流的影響規(guī)律。

1 試驗條件與方法

1.1 試驗裝置

圖1(a)展示了小型風洞試驗系統(tǒng)，試驗段長Lw=1 000 mm，截面尺寸為200 mm×200 mm，湍流度TI<3%，環(huán)境溫度20 ℃.試驗段中心風速u0為1.05 m/s，對應馬赫數Ma(Ma=u0/c，c為聲速)約為0.003，滿足不可壓流動條件。圓柱模型直徑D=15 mm，以其為特征長度的雷諾數Re=1 050.試驗前對美國TSI公司出廠IFA300恒溫熱線風速儀的1212-20型單絲熱線探針進行校準，試驗時將探針固定至x=2D、y=0、z=0處，并通過位移臺沿z軸方向移動探針，由密至疏采集得到圓柱尾部36個位置處的速度，單點采集頻率為50 kHz，采集時間為10 s，對采集得到的50萬個速度數據進行平均可得到單點的速度。

圖1 測試系統(tǒng)簡圖Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

試驗共計用到5個圓柱模型，直徑D均為15 mm，長Lc=140 mm.以試驗圓柱中心平面為基準，狹縫(寬w=0.66 mm，長l=50 mm)中心線與x軸夾角α依次為0°、10°、30°、50°和70°.對于α≠0°的圓柱，其狹縫對稱分布，共計4個狹縫，而α=0°只對應有2個狹縫。為了實現同步的抽吸和吹噴，試驗選用活塞型氣缸提供氣源，其兩個出口分別接至圓柱兩端開孔(圓柱模型上開孔的孔徑d=5 mm)，實現圓柱后緣狹縫處的連續(xù)吹噴和前緣狹縫處的連續(xù)抽吸。通過控制氣缸活塞的移動速度，實現吹噴- 抽吸狹縫處的速度uc調節(jié)。

1.2 方法驗證

試驗固定α=0°的圓柱于試驗段中，以3u0的速度對圓柱施加吹噴- 抽吸聯(lián)合的連續(xù)控制。圖2(a)為直接測試所得圓柱尾部的速度分布，橫坐標表示測點z向位置，縱坐標為對應速度u.圖2(b)展示了湍流度TI的分布情況，其表示速度脈動均方根值與來流速度的比值。

圖2 不同吹噴- 抽吸速度下圓柱尾部流場分布Fig.2 Wake flow profiles of a circular cylinder with or without blow-suction control

由圖2可知，圓柱未受到控制時，繞過圓柱的部分氣體流速會發(fā)生降低，該低流速區(qū)域大概持續(xù)至z=0.5D處，即為圓柱最高點所處平面，此時圓柱尾部湍流度也升至最大，約為60%。越過該位置后，圓柱影響降低，其尾部湍流度開始下降，同時氣體速度開始急劇增大，最高升至1.17u0.當z>D后，氣體速度逐漸下降并恢復至u0，此時氣體受圓柱影響很小，同時湍流度降至最低，并穩(wěn)定至來流水平，約為3%。當以3u0的速度對圓柱施加控制時，圓柱尾部低速區(qū)域范圍消失，最高速度降至1.03u0，同時湍流度也顯著降低，表明圓柱尾部流動得到了改善，也證實了連續(xù)吹噴- 抽吸對圓柱表面流動分離的控制作用。

2 結果與討論

2.1 吹噴- 抽吸角度α的影響

為了研究吹噴- 抽吸角度的影響規(guī)律，圖3(a)展示了uc=3u0時，不同圓柱尾部的速度分布，圖3(b)列出了速度分布中特征參數的變化規(guī)律。其中：■為最大速度，▲為第一個測點處的速度，分別對應u′max和u′z=0；□表示u′max所處z軸方向位置，記為z′max.

圖3 不同吹噴- 抽吸角度下圓柱尾部速度分布Fig.3 Wake velocity profiles of circular cylinders at various blow-suction angles

由圖3(b)可以發(fā)現，隨著α由0°升至70°時，圓柱尾部u′z=0增長明顯，可由0.49u0最終升至0.99u0，u′max僅略有增加，由1.03u0變化到1.09u0.而z′max在α>10°后下降明顯，說明圓柱尾部流場受圓柱的影響隨α增加逐漸減弱，因此達到最高速度對應的范圍縮小。

為了更好地比較不同控制條件下圓柱尾渦的抑制程度，圖4(a)給出了uc=3u0時湍流度TI的分布情況，圖4(b)則為對應特征參數的變化規(guī)律。其中：■表示最大湍流度TImax，▲表示第一個測點處的湍流度TIz=0；□為TImax所處z軸方向位置，記為z′TImax.

圖4 不同吹噴- 抽吸角度下圓柱尾部湍流度分布Fig.4 Wake turbulent profiles of circular cylinders at various blow-suction angles

由圖4可知，圓柱尾部湍流度隨α的增大會逐漸降低。在圓柱未受到控制時，TImax=58.8%，TIz=0=47.3%；當α由0°變化至10°時，TImax和TIz=0從20.5%分別降至17.5%和13.8%；相較α=10°的結果，α=30°對應的變化較?。欢敠辽?0°時，TImax和TIz=0大幅降低，均為2.4%；此時繼續(xù)增大α，TImax和TIz=0變化甚微，依舊保持極低湍流度，小于未施加控制時的5%。這是因為圓柱的分離點大概在α=58°位置處[22]，當α接近分離點時，圓柱表面的流動可得到高效控制。這也與唐輝等[22]的計算結果一致，當合成射流的角度大于30°且小于70°時，圓柱的升力波動很小，其自身振動也最弱。

2.2 吹噴- 抽吸速度uc的影響

固定α=70°的圓柱于試驗段中，以不同吹噴- 抽吸速度對圓柱施加控制，圖5為對應的速度分布情況。

圖5 不同吹噴- 抽吸速度下圓柱尾部速度分布Fig.5 Wake velocity profiles of a circular cylinder at various blow-suction velocities

從圖5中可以發(fā)現，圓柱受到吹噴- 抽吸結合的連續(xù)控制后，隨著uc的增加，圓柱尾部低速區(qū)域范圍逐漸縮小甚至消失，同時u′z=0逐漸增大，而u′max和z′max均有所減小。相較未施加控制的情況，當uc=0.5u0時，圓柱尾部流場變化較弱；uc增至1u0后，圓柱尾部低速區(qū)基本消失，u從z=0處直接開始增大，u′z=0急劇增加，u′max也發(fā)生下降，對應發(fā)生在z=0.733D處；繼續(xù)增大uc，u′z=0、u′max及z′max變化減緩；當uc提高至3u0時，u′z=0升至最高為0.99u0，u′max降至最低為1.09u0，對應z′max最小為0.667D，此時尾部速度基本與遠圓柱區(qū)域連續(xù)來流的分布一致，說明圓柱表面的流動分離得到了高效控制。

圖6展示了湍流度分布特性。由圖6對比可知，圓柱受到控制后，TImax、TIz=0及均隨uc增大而減小。相較未施加控制的情況，當uc=0.5u0時，TIz=0=28.8%，TImax=32.3%，z′TImax=0.267D；uc增至1u0后，TImax和TIz=0繼續(xù)減弱；繼續(xù)增大uc，TImax和TIz=0減小幅度變??；當uc升至最高時，圓柱尾部湍流度極低，TImax和TIz=0僅為未施加控制時的4.68%和4.76%，基本與遠圓柱區(qū)域連續(xù)來流的分布一致，說明該種情況下吹噴- 抽吸作用極大程度地抑制了圓柱尾部的渦街脫落。這是因為uc的增大使得輸入- 輸出動量增加，與Wang等[22]、Sohankar等[10]在模擬中通過提高合成射流動量系數或吹噴- 抽吸速度的效果一致，因此圓柱尾流發(fā)生最大程度改變，甚至接近來流分布。

圖6 不同吹噴- 抽吸速度下圓柱尾部湍流度分布Fig.6 Wake turbulent profiles of a circular cylinder at various blow-suction velocities

2.3 控制方式的影響

固定uc=3u0，針對α=70°的圓柱單獨進行了后緣連續(xù)吹噴和前緣連續(xù)抽吸的試驗，并對比了不同控制方式下圓柱的尾流特性。不同控制方式下圓柱尾部流的分布如圖7所示。

圖7 不同控制方式下圓柱尾部流場分布Fig.7 Wake flow profiles of a circular cylinder by various control methods

由圖7(a)可知，對圓柱進行前緣抽吸、后緣吹噴及吹噴- 抽吸聯(lián)合的主動控制時，后兩種方式的效果明顯且相當。此時，圓柱尾部低速區(qū)域消失，并接近來流分布。而與未施加控制的圓柱尾流速度相比，受到單一抽吸作用圓柱的umax和z′max僅略有縮小，u′z=0并未改變。

與圖7(a)結果一致，后緣吹噴和吹噴- 抽吸聯(lián)合的作用對圓柱尾部湍流度的抑制更強，且抑制程度相當，而受到單一抽吸作用圓柱的湍流強度僅發(fā)生微降。由此可見，在對圓柱施加吹噴- 抽吸聯(lián)合控制時，圓柱后緣吹噴發(fā)揮主要作用，而前緣抽吸的效果很弱，僅能略微縮小TImax及z′TImax，TIz=0并未發(fā)生變化。在Sohankar等[25]的模擬中，通過對比方柱前緣單獨抽吸、單獨吹噴以及后緣單獨抽吸、單獨吹噴的尾流分布指出，后緣吹噴能明顯抑制方柱尾流速度分布，減小升力波動。因此，在連續(xù)吹噴- 抽吸控制方法中，后緣吹噴的貢獻大于前緣抽吸，是實現圓柱尾部流場高效控制的關鍵。

3 結論

本文通過研究連續(xù)吹噴- 抽吸方法對圓柱尾流特性的影響規(guī)律，得出以下結論：

1) 圓柱前緣連續(xù)抽吸與后緣連續(xù)吹噴結合的方法可高效控制流動分離，而且操作簡單，僅需一臺氣泵就能實現同步抽吸與吹噴。

2) 吹噴- 抽吸速度和角度的增加均可提高流動控制程度，試驗圓柱在吹噴- 抽吸速度為3倍來流速度，吹噴- 抽吸角度分別為50°和70°時，其尾部低速區(qū)域基本消失，湍流度大幅降低，甚至小于未施加控制的5%。

3) 在吹噴- 抽吸聯(lián)合控制中，圓柱后緣吹噴的貢獻遠大于前緣抽吸。

本文證實了連續(xù)吹噴- 抽吸方法對圓柱尾流的高效控制效果，并發(fā)現圓柱后緣吹噴發(fā)揮關鍵作用。但文中重點關注了風洞中圓柱尾部的速度分布規(guī)律，有關阻力特性及其在更寬雷諾數范圍的控制效果有待進一步拓展分析。

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