连续吹喷- 抽吸控制方法对圆柱尾流的影响

任刘珍，李霖，张梦卓，冯家兴，胡海豹

(西北工业大学 航海学院，陕西 西安 710072)

0 引言

水下潜器、汽车、飞行器等运动体行进时受到的阻力主要包括摩擦阻力和压差阻力两部分。其中，压差阻力来源于绕流物体前、后部压强分布的不对称性[1-2]。通过控制航行体绕流流场，来推迟边界层分离现象，或者减小分离区范围，是降低压差阻力的主要方法[3-5]。因此，控制钝体表面的流动分离极其重要。

钝体尾部流场控制方法分为被动控制和主动控制两大类，相较被动控制技术[6-7]，主动控制方法[8-10]需外界能量输入，但对钝体表面流动分离的控制作用较强，更利于抑制物体尾部涡街脱落，同时可减小钝体的压差阻力。目前，常用的主动流动控制技术包括壁面抽吸、表面吹喷以及合成射流等方法[11-13]。其中，壁面抽吸法在推迟边界层转捩，抑制边界层分离方面效果突出，已在航空领域得到广泛的仿真及试验研究[14-15]。此外，国外学者将射流方法[16-17]引入了超声速飞行器气动减阻领域，而赵刚等[18]将类似射流方法也成功应用于水下减阻。

与单一抽吸或吹喷对钝体表面流动分离的控制机理不同，合成射流方法[19-20]通过射流周期内抽吸与吹喷的交替作用来实现流动控制。冯立好等[11，21]长期致力于该方法的试验研究，通过调节射流频率，使得钝体尾涡脱落模式发生转变，并提高流动控制程度。唐辉等[22-23]利用格子玻尔兹曼方法模拟了合成射流对圆柱涡激震荡的控制效果，并发现当射流频率接近圆柱尾涡脱落的固有频率、射流位置靠近圆柱分离点时，圆柱尾涡被显著抑制，同时圆柱升力波动也最小。

不同于上述合成射流中抽吸与吹喷的周期控制，有学者尝试在钝体表面或管道壁面同时设置连续的抽吸与吹喷作用，来控制流动分离[10，24]。例如，Pantokratora等[24]计算了层流状态时(雷诺数为0.001)，不同连续吹吸组合方式下，方柱绕流的阻力及流场特性。Sohankar等[10，25]则在研究单独抽吸或吹喷对绕流方柱的影响基础上，于2018年模拟了方柱前方连续抽吸与后方连续吹喷联合的控制效果，结果表明该方法可有效抑制方柱的尾涡脱落，甚至能实现最高达95%的减阻效果。

上述数值模拟研究表明，连续吹喷- 抽吸结合是一项潜在的钝体流动控制新方法，但该方法的有效性还亟待试验验证。为此，本文以圆柱绕流为例，在小型低速风洞中系统地研究了连续吹喷- 抽吸控制方法对圆柱尾流的影响规律。

1 试验条件与方法

1.1 试验装置

图1(a)展示了小型风洞试验系统，试验段长Lw=1 000 mm，截面尺寸为200 mm×200 mm，湍流度TI<3%，环境温度20 ℃.试验段中心风速u0为1.05 m/s，对应马赫数Ma(Ma=u0/c，c为声速)约为0.003，满足不可压流动条件。圆柱模型直径D=15 mm，以其为特征长度的雷诺数Re=1 050.试验前对美国TSI公司出厂IFA300恒温热线风速仪的1212-20型单丝热线探针进行校准，试验时将探针固定至x=2D、y=0、z=0处，并通过位移台沿z轴方向移动探针，由密至疏采集得到圆柱尾部36个位置处的速度，单点采集频率为50 kHz，采集时间为10 s，对采集得到的50万个速度数据进行平均可得到单点的速度。

图1 测试系统简图Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

试验共计用到5个圆柱模型，直径D均为15 mm，长Lc=140 mm.以试验圆柱中心平面为基准，狭缝(宽w=0.66 mm，长l=50 mm)中心线与x轴夹角α依次为0°、10°、30°、50°和70°.对于α≠0°的圆柱，其狭缝对称分布，共计4个狭缝，而α=0°只对应有2个狭缝。为了实现同步的抽吸和吹喷，试验选用活塞型气缸提供气源，其两个出口分别接至圆柱两端开孔(圆柱模型上开孔的孔径d=5 mm)，实现圆柱后缘狭缝处的连续吹喷和前缘狭缝处的连续抽吸。通过控制气缸活塞的移动速度，实现吹喷- 抽吸狭缝处的速度uc调节。

1.2 方法验证

试验固定α=0°的圆柱于试验段中，以3u0的速度对圆柱施加吹喷- 抽吸联合的连续控制。图2(a)为直接测试所得圆柱尾部的速度分布，横坐标表示测点z向位置，纵坐标为对应速度u.图2(b)展示了湍流度TI的分布情况，其表示速度脉动均方根值与来流速度的比值。

图2 不同吹喷- 抽吸速度下圆柱尾部流场分布Fig.2 Wake flow profiles of a circular cylinder with or without blow-suction control

由图2可知，圆柱未受到控制时，绕过圆柱的部分气体流速会发生降低，该低流速区域大概持续至z=0.5D处，即为圆柱最高点所处平面，此时圆柱尾部湍流度也升至最大，约为60%。越过该位置后，圆柱影响降低，其尾部湍流度开始下降，同时气体速度开始急剧增大，最高升至1.17u0.当z>D后，气体速度逐渐下降并恢复至u0，此时气体受圆柱影响很小，同时湍流度降至最低，并稳定至来流水平，约为3%。当以3u0的速度对圆柱施加控制时，圆柱尾部低速区域范围消失，最高速度降至1.03u0，同时湍流度也显著降低，表明圆柱尾部流动得到了改善，也证实了连续吹喷- 抽吸对圆柱表面流动分离的控制作用。

2 结果与讨论

2.1 吹喷- 抽吸角度α的影响

为了研究吹喷- 抽吸角度的影响规律，图3(a)展示了uc=3u0时，不同圆柱尾部的速度分布，图3(b)列出了速度分布中特征参数的变化规律。其中：■为最大速度，▲为第一个测点处的速度，分别对应u′max和u′z=0；□表示u′max所处z轴方向位置，记为z′max.

图3 不同吹喷- 抽吸角度下圆柱尾部速度分布Fig.3 Wake velocity profiles of circular cylinders at various blow-suction angles

由图3(b)可以发现，随着α由0°升至70°时，圆柱尾部u′z=0增长明显，可由0.49u0最终升至0.99u0，u′max仅略有增加，由1.03u0变化到1.09u0.而z′max在α>10°后下降明显，说明圆柱尾部流场受圆柱的影响随α增加逐渐减弱，因此达到最高速度对应的范围缩小。

为了更好地比较不同控制条件下圆柱尾涡的抑制程度，图4(a)给出了uc=3u0时湍流度TI的分布情况，图4(b)则为对应特征参数的变化规律。其中：■表示最大湍流度TImax，▲表示第一个测点处的湍流度TIz=0；□为TImax所处z轴方向位置，记为z′TImax.

图4 不同吹喷- 抽吸角度下圆柱尾部湍流度分布Fig.4 Wake turbulent profiles of circular cylinders at various blow-suction angles

由图4可知，圆柱尾部湍流度随α的增大会逐渐降低。在圆柱未受到控制时，TImax=58.8%，TIz=0=47.3%；当α由0°变化至10°时，TImax和TIz=0从20.5%分别降至17.5%和13.8%；相较α=10°的结果，α=30°对应的变化较小；而当α升至50°时，TImax和TIz=0大幅降低，均为2.4%；此时继续增大α，TImax和TIz=0变化甚微，依旧保持极低湍流度，小于未施加控制时的5%。这是因为圆柱的分离点大概在α=58°位置处[22]，当α接近分离点时，圆柱表面的流动可得到高效控制。这也与唐辉等[22]的计算结果一致，当合成射流的角度大于30°且小于70°时，圆柱的升力波动很小，其自身振动也最弱。

2.2 吹喷- 抽吸速度uc的影响

固定α=70°的圆柱于试验段中，以不同吹喷- 抽吸速度对圆柱施加控制，图5为对应的速度分布情况。

图5 不同吹喷- 抽吸速度下圆柱尾部速度分布Fig.5 Wake velocity profiles of a circular cylinder at various blow-suction velocities

从图5中可以发现，圆柱受到吹喷- 抽吸结合的连续控制后，随着uc的增加，圆柱尾部低速区域范围逐渐缩小甚至消失，同时u′z=0逐渐增大，而u′max和z′max均有所减小。相较未施加控制的情况，当uc=0.5u0时，圆柱尾部流场变化较弱；uc增至1u0后，圆柱尾部低速区基本消失，u从z=0处直接开始增大，u′z=0急剧增加，u′max也发生下降，对应发生在z=0.733D处；继续增大uc，u′z=0、u′max及z′max变化减缓；当uc提高至3u0时，u′z=0升至最高为0.99u0，u′max降至最低为1.09u0，对应z′max最小为0.667D，此时尾部速度基本与远圆柱区域连续来流的分布一致，说明圆柱表面的流动分离得到了高效控制。

图6展示了湍流度分布特性。由图6对比可知，圆柱受到控制后，TImax、TIz=0及均随uc增大而减小。相较未施加控制的情况，当uc=0.5u0时，TIz=0=28.8%，TImax=32.3%，z′TImax=0.267D；uc增至1u0后，TImax和TIz=0继续减弱；继续增大uc，TImax和TIz=0减小幅度变小；当uc升至最高时，圆柱尾部湍流度极低，TImax和TIz=0仅为未施加控制时的4.68%和4.76%，基本与远圆柱区域连续来流的分布一致，说明该种情况下吹喷- 抽吸作用极大程度地抑制了圆柱尾部的涡街脱落。这是因为uc的增大使得输入- 输出动量增加，与Wang等[22]、Sohankar等[10]在模拟中通过提高合成射流动量系数或吹喷- 抽吸速度的效果一致，因此圆柱尾流发生最大程度改变，甚至接近来流分布。

图6 不同吹喷- 抽吸速度下圆柱尾部湍流度分布Fig.6 Wake turbulent profiles of a circular cylinder at various blow-suction velocities

2.3 控制方式的影响

固定uc=3u0，针对α=70°的圆柱单独进行了后缘连续吹喷和前缘连续抽吸的试验，并对比了不同控制方式下圆柱的尾流特性。不同控制方式下圆柱尾部流的分布如图7所示。

图7 不同控制方式下圆柱尾部流场分布Fig.7 Wake flow profiles of a circular cylinder by various control methods

由图7(a)可知，对圆柱进行前缘抽吸、后缘吹喷及吹喷- 抽吸联合的主动控制时，后两种方式的效果明显且相当。此时，圆柱尾部低速区域消失，并接近来流分布。而与未施加控制的圆柱尾流速度相比，受到单一抽吸作用圆柱的umax和z′max仅略有缩小，u′z=0并未改变。

与图7(a)结果一致，后缘吹喷和吹喷- 抽吸联合的作用对圆柱尾部湍流度的抑制更强，且抑制程度相当，而受到单一抽吸作用圆柱的湍流强度仅发生微降。由此可见，在对圆柱施加吹喷- 抽吸联合控制时，圆柱后缘吹喷发挥主要作用，而前缘抽吸的效果很弱，仅能略微缩小TImax及z′TImax，TIz=0并未发生变化。在Sohankar等[25]的模拟中，通过对比方柱前缘单独抽吸、单独吹喷以及后缘单独抽吸、单独吹喷的尾流分布指出，后缘吹喷能明显抑制方柱尾流速度分布，减小升力波动。因此，在连续吹喷- 抽吸控制方法中，后缘吹喷的贡献大于前缘抽吸，是实现圆柱尾部流场高效控制的关键。

3 结论

本文通过研究连续吹喷- 抽吸方法对圆柱尾流特性的影响规律，得出以下结论：

1) 圆柱前缘连续抽吸与后缘连续吹喷结合的方法可高效控制流动分离，而且操作简单，仅需一台气泵就能实现同步抽吸与吹喷。

2) 吹喷- 抽吸速度和角度的增加均可提高流动控制程度，试验圆柱在吹喷- 抽吸速度为3倍来流速度，吹喷- 抽吸角度分别为50°和70°时，其尾部低速区域基本消失，湍流度大幅降低，甚至小于未施加控制的5%。

3) 在吹喷- 抽吸联合控制中，圆柱后缘吹喷的贡献远大于前缘抽吸。

本文证实了连续吹喷- 抽吸方法对圆柱尾流的高效控制效果，并发现圆柱后缘吹喷发挥关键作用。但文中重点关注了风洞中圆柱尾部的速度分布规律，有关阻力特性及其在更宽雷诺数范围的控制效果有待进一步拓展分析。

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