...能﹑传动精度和轴向刚度等虽比静压螺旋传动稍差﹐但远比滑动螺旋...
杜开颜 杨志刚 李启良
摘要： 为改善开口式汽车风洞试验段轴向静压因数分布，应用数值仿真方法研究不同扩散角、收集口角度和流道引流方式对风洞试验段轴向静压因数以及静压梯度的影响.数值仿真得到的轴向静压因数与风洞试验结果一致，验证该计算方法的正确性.研究结果表明：流道引流方法可提高收集口附近的速度，降低当地的静压因数，导致试验段轴向静压因数的降低，从而改善流场品质.从收集口顶部或其两侧引入流道回流的方式都能降低试验段轴向静压因数，且两种方式降低效果相同.对于较大的扩散角，与15°收集口的引流相比，0°收集口的引流改善试验段轴向静压因数的效果更好；对于较小的扩散角，结果相反.
关键词： 开口式汽车风洞； 试验段； 轴向静压因数； 扩散角； 数值仿真
中图分类号： U467.1文献标志码： B
Effects of reinjection from airline on axial static
pressure factor of wind tunnel test section
DU Kaiyan， YANG Zhigang， LI Qiliang
（Shanghai Automotive Wind Tunnel Center， Tongji University， Shanghai 201804， China）
Abstract： To improve the axial static pressure factor in openjet wind tunnel for automobile， the effect of collector angles， diffuser angles and different reinjection from airline methods on the axial static pressure factor and pressure gradient of wind tunnel test section is studied respectively by numerical simulation method. The agreement between numerical simulation result and wind tunnel experimental data verifies the accuracy of the calculation method. The results show that， the method of reinjection from airline to the test section could lead to a velocity increase around collector and a reduction in local static pressure fator， which can cause a decline of axial static pressure factor in the test section to obtain an improved flow field quality. No matter the flow is reinjected from the top or two sides of the collector， the improved effects are approximately the same. As for larger diffuser angle， compared with collector angle 15°， the effect on axial static pressure factor gets better at the collector angle of 0° with reinjection. Otherwise， the effect is opposite.
Key words： openjet wind tunnel for automobile； test section； axial static pressure factor； diffuser angle；numerical simulation
收稿日期： 2015[KG*9〗12[KG*9〗26修回日期： 2016[KG*9〗02[KG*9〗26
基金项目： 上海市地面交通工具风洞专业技术服务平台项目（14DZ2291400）；国家自然科学基金青年科学基金（11302153）
作者简介： 杜开颜（1991—），女，河北廊坊人，硕士研究生，研究方向为汽车空气动力学，（Email）1538349053@qq.com；
杨志刚（1961—），男，辽宁鞍山人，教授，博导，博士，研究方向为汽车空气动力学，（Email）zhigangyang@tongji.edu.cn0引言
汽车风洞试验是汽车研发的重要环节.开口回流式风洞在气动声学测量方面的优势使其成为现代汽车风洞的主要形式.[1]试验段轴向静压因数的分布对试验测量结果的准确性有一定的影响，开口回流式风洞的收集口面积大于喷口面积，因此试验段轴向静压因数具有碗状的变化规律.[2]为改善试验段轴向静压因数分布，以往文献主要研究收集口的形状与角度对试验段静压分布的影响.WALTER等[3]对戴姆勒克莱斯勒风洞不同试验段高度、来流速度以及边界层控制系统的开闭等情况进行试验测量，认为切向吹气和分布抽吸系统只对车辆的旋转中心点前3.5～4.5 m范围内有影响，对旋转天平和车身尾迹内的静压因数影响不大，速度和高度对静压因数的影响不大，可以忽略.DUELL等[4]结合模型风洞试验和数值仿真，尝试采用翼型收集口得到平稳的轴向静压分布.李启良等[5]通过比较不同扩散角发现：当扩散角大于1.7°时，收集口角度越大静压因数越小；当扩散角小于1.7°时，收集口角度越大，静压因数越大.李启良等[6]还结合风洞试验与数值仿真，提出2种改善汽车风洞轴向静压因数的方法：增加收集口角度或喉部间隙都能有效降低轴向静压因数.
同时，关于流道引流可以改善风洞流场品质也有一些相关研究[7]，但流道引流对轴向静压因数的影响规律尚未检索到相关文献.本文通过数值仿真和风洞试验，在研究收集口形状和角度等因素对试验段轴向静压因数影响的基础上，进一步分析流道引流对试验段静压因数的影响.
1研究方法
1.1试验方法
轴向静压因数试验在1∶15模型风洞中进行，见图1.试验风速设定为30 m/s，分别测量收集口角度为0°和15°这2种工况.将试验段对称面上距地面50 mm高度的轴向线设为测量轴线，在轴线上以50 mm为间距创建20个测点，以喷口出口平面的为起点，沿流动方向距喷口300 mm的测点为参考0点.由于世界各大整车风洞及模型风洞试验段长度不尽相同，为方便数值对比，本文以全尺寸风洞为基准，车长5 m，车辆前后中心放在参考点处.在1∶15模型风洞中，整车长度为0.333 m.在之后的作图过程中，长度用x/L无量纲化，其具体数值为计算点与参考点相对距离x（负值表示在参考点前方）与车身长度L=0.333 m的比值.
采用皮托管测量测点处的静压与总压.皮托管安装在移测架上进行坐标定位.静压因数定义为Cp（x）=Pi-P∞Pt-P∞ （1）式中：Pi为测点的静压值，Pa；P∞为参考点的静压，Pa；Pt为参考点的总压，Pa.
1.2数值仿真方法
根据模型风洞的具体结构和尺寸，选取模型风洞两拐角模型进行数值仿真，计算区域包括入口、收缩段、喷口、试验段、收集口、扩散段、第一拐角、第二拐角以及出口，见图2.
洞壁表面的面网格最小为2 mm，最大为15 mm.为更好地求解洞壁边界层，在洞壁表面以及连接喷口与收集口的平面创建8层边界层网格，使之满足非平衡壁面函数要求.[8]在整个计算区域创建非结构四面体网格，体网格总数约为1 240万个.
利用基于有限体积法的商业软件FLUENT进行求解.由于喷口的来流速度为30 m/s，马赫数Ma=u/a<0.3，因此可以认为是不可压流动.采用基于RANS方程框架中的可实现kε两方程涡黏性传输模型和非平衡壁面函数对计算域内湍流进行求解.[9]进出口边界条件分别设为速度入口和自由出口，收缩段入口设定速度为5 m/s.计算时，先选用稳定的1阶格式，迭代1 000步后，残差收敛至10-5数量级，再选用精度更高的2阶格式继续迭代9 000步，最终满足设定残差且监控物理量为常量后，检查表征近壁面无量纲距离的y+，保证y+处在壁面函数30～200的有效区域，且残差和监控物理量也保持不变.
1.3数值结果验证
2种收集口角度的试验与数值仿真结果对比见图3.在2种收集口角度下，数值仿真与试验测得数据无论从趋势还是数值上都基本一致.测量结果与数值仿真均显示静压因数随x/L增大先保持平稳略有下降，到x/L=0.60以后开始大幅上升.在x/L=1.95时，0°收集口静压因数计算值和试验值分别为0.140和0.142，15°收集口静压因数计算值和试验值分别为0.089和0.100.分析静压因数上升的原因，主要是气流从喷口到收集口存在速度损失，导致收集口附近的速度较喷口低，从而使其上升.由此可见，数值仿真结果能够反映真实情况，在后续研究中均采用该数值仿真方法进行分析.
2流道引流数值仿真
试验段静压因数曲线呈碗状分布影响试验测量结果的准确性.为降低靠近收集口的静压，可通过将收集口之后的流道气流引回到试验段，从而增加收集口附近流速，降低其静压.引流位置见图4.为探究驻室内引入回流方式对不同尺寸风洞的影响，分别研究扩散角为3.28°和1.38°时试验段静压因数的变化.扩散角的定义见图5.方案1为大扩散角3.28°的模型，方案2为小扩散角1.38°的模型.2个模型收集口尺寸不同，其他部分尺寸相同.在数值仿真中，引流位置给定为速度入口，大小见表1，其中slot 1和slot 2为2种不同的引流方式.
2.1方案1，扩散角3.28°
方案1的2种收集口角度静压因数值仿真结果见图6.对比2种引流方式与不引流的试验段静压因数分布可以看出：压因数曲线均是从喷口处先降低后升高，拐点出现在x/L=0.60处，随后3条曲线开始上升，但引入回流后的曲线上升幅度明显小于没有引入回流的曲线，例如x/L=1.95时不引流静压因数为0.141，引流后静压因数都在0.050左右，引入回流明显降低试验段后面部分的静压，改善试验段轴向静压分布；0°收集口的降低效果比较明显，但15°收集口降低后的静压因数更低；2种引流方式的静压因数曲线变化规律相同，数值相差不超过0.004，可以认为对静压因数的影响相同.由图6a相同条件下slot 1和slot 2同时引流与单独引流的静压分布对比可以看出：2种引流方式同时工作时静压因数降得更低，甚至为负值，从而验证增加引流面积能够进一步改善流场品质.仿真计算得到不引流的喷口截面的速度不均匀度为4.3%，引流后不均匀度为3.9%，说明喷口截面流场品质得到改善.
a）0°收集口
b）15°收集口
在风洞试验段中，车辆所在的位置需要保证静压梯度dCp/dx≤0.001 m-1.处在该范围内的距离越长，风洞的流场品质越好，即能容下更大尺寸的车辆进行试验.方案1的2种收集口角度静压梯度仿真结果见图7，括号表示静压梯度处在±0.001 m-1范围内的轴向距离.在2种收集口角度下，开槽引流后静压梯度处在±0.001 m-1范围内的距离明显变长，也就是说可用于测量的空间更长，满足风洞试验段对静压梯度的要求.2种开口的效果仍一致.
a）0°收集口
b）15°收集口
为验证增加入口速度存在相同的变化规律，补充计算扩散角3.28°和收集口0°条件下，喷口速度为70 m/s同时线性增加引流速度为后轴向静压因数的3个不同引流工况，仿真结果见图8.
图 8方案1中0°收集口轴向静压因数的数值仿真结果
Fig.8Numerical results of axial static pressure factor while
collector angle is 0° in case 1
从图8可知改变喷口速度与引流速度与前文所述规律相同，即引入回流可降低试验段后面部分的静压，2种引流位置效果相同.
由于2种引入回流方式效果相同，因此仅给出方案1引入回流与不引入回流y=0截面速度云图以及流线的对比，见图9.图9a显示：未引入回流的情况在试验段上方形成较大的涡，涡几乎充满试验段上部整个空间，气流从剪切层耗散到试验段上方存在一定的速度损失[10]；后面2个测点处的速度下降明显，从而造成试验段后部的轴向静压因数升高.图9b显示：在驻室内引入回流后，引入的气流在试验段上方形成涡，一部分气流顺着剪切层又进入到收集口，减小喷口到收集口之间的速度损失；测点处的速度变化很小，因而保证试验段轴向静压因数平稳分布. a）未引入回流
b）引入回流方式 slot 1
2.2方案2，扩散角1.38°
方案2静压因数仿真结果见图10.收集口0°时引入回流后的静压因数曲线不同于通常的碗形曲线形状，而是从x/L=0.9后开始大幅降低，slot 1比slot 2静压因数降得更低，如x/L=1.95点，slot 1静压因数为-0.089，而slot 2为-0.053，相差0.036.不引入回流的静压因数约为0.08，引入回流后曲线变化很明显.收集口15°的仿真结果显示引入回流后的静压曲线相对下降但仍为正值，同时slot 1比slot 2静压因数略高，相差小于0.005，仍可认为重合.在x/L=0.9处，未引入回流的静压因数约为0.187，而引入回流后静压因数约降为0.023.
a）0°收集口
b）15°收集口
方案2的静压梯度对比见图11.0°收集口slot 1时静压梯度处在±0.001 m-1范围内的距离增大，而slot 2的静压梯度从-0.15起就不断减小，处在±0.001 m-1范围内的距离也减小.15°收集口时2种引流方式均使静压梯度处在±0.001 m-1范围内的距离增大，而且slot 2的距离更大.
a）0°收集口
b）15°收集口
方案2中0°收集口3种仿真结果的y=0截面速度与流线云图见图12.由于扩散角减小，收集口面积较小，使得涡的中心距离收集口较远，速度损失较方案1小.slot 1气流从喷口到收集口基本未向核心射流区以外的空间耗散，从而速度损失极小，引入驻室内的回流反而流向收集口使得收集口附近的速度不降反增.测点处的速度有增高趋势，因而slot 1试验段后部的轴向静压因数为负值，这也导致收集口附近静压梯度小于-0.001 m-1.slot 2与slot 1效果类似，但回流从侧面补充核心区的气流，同时试验段上方不再形成涡，从喷口到收集口速度基本保持不变.
a）未引入回流
b）引入回流方式slot1
c） 引入回流方式slot2
15°收集口y=0截面的速度云图见图13.由于收集口角度大，速度损失很小，静压变化规律与方案1类似.
a）未引入回流
b） 引入回流方式slot 1
3结论
对比试验结果与数值仿真结果，并采用相同的数值仿真方法研究3.28°和1.38°这2种扩散角与0°和15°这2种收集口角度组合下，驻室内引入回流对轴向静压因数的影响规律，得出以下结论.
（1）使用包含2个拐角的计算模型，采用基于RANS方程框架中的可实现kε两方程涡黏性传输模型和非平衡壁面函数对计算域内湍流进行求解的方法能够得到与试验一致的静压因数结果.
（2）驻室内引入回流后可以明显降低试验段后部分轴向静压，对于扩散角为3.28°的情况，slot 1与slot 2引入方式对静压因数产生的效果相同.
（3）对于小扩散角的情况，2种开口方式均能降低试验段轴向静压因数，但0°收集口模型引入回流后，由于收集口面积小，收集口上方形成较大的涡使得射流核心区的速度来不及向周围扩散，收集口处速度较喷口处略有增加，导致试验段靠近收集口部分静压因数变为负值.15°收集口时，扩散角1.38°与3.28°的规律相同.
4）对比分析结果认为在收集口附近向驻室引入回流可以降低试验段近收集口部分的轴向静压因数，对风洞的建设与改造有一定的指导作用.
参考文献：
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（编辑于杰）
