平板表面脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)對(duì)局部湍流特性的影響研究

王松嶺，鄧宇涵，吳正人，李子駿，郝曉飛

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 河北 保定 071003)

?

平板表面脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)對(duì)局部湍流特性的影響研究

王松嶺，鄧宇涵，吳正人，李子駿，郝曉飛

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 河北 保定 071003)

利用Fluent軟件，通過(guò)脊?fàn)钇桨灞砻鏀?shù)值模擬，分析黏性阻力、壓差阻力、壁面切應(yīng)力、湍流特性等在脊?fàn)钇桨灞砻嬷蟹植家?guī)律，基于能量耗散分析，為脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸選取和局部區(qū)域改造提供參考依據(jù)。結(jié)果表明：脊?fàn)畛叽缭酱笤接欣陴ば宰枇p小，但會(huì)導(dǎo)致壓差阻力增加，而脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)壓差阻力主要由迎風(fēng)面與間隔交接處附近高壓區(qū)決定。高壁面剪切應(yīng)力集中于相鄰溝槽之間區(qū)域前段，且脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)越小，光滑表面大于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)內(nèi)壁面剪切應(yīng)力的區(qū)域也相對(duì)越多。對(duì)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)平板近壁區(qū)渦量與湍流特性分析發(fā)現(xiàn)，溝槽最底端部分流體是近乎靜止的，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面渦量與湍流強(qiáng)度均小于光滑表面,而在脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽內(nèi)所形成的旋渦區(qū)域，能量耗散開始大于光滑表面。

脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)；數(shù)值模擬；分布規(guī)律；減阻；優(yōu)化

0 引 言

脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)減阻技術(shù)的效果顯著并且易于推廣，被認(rèn)為是一種前景廣闊的減阻手段，國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了大量研究。

在國(guó)外研究初期，Walsh、Bechert、Choi等對(duì)不同形狀尺寸縱向布置的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)進(jìn)行大量研究，初步確立了可以取得減阻無(wú)量綱結(jié)構(gòu)尺范圍。Choip[1]利用PIV(Particle Image Velocimetry)技術(shù)對(duì)脊?fàn)顪喜郾砻嬲瓜驕u結(jié)構(gòu)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，他們認(rèn)為當(dāng)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸與近壁區(qū)渦結(jié)構(gòu)尺寸相當(dāng)時(shí)可以取得較好的減阻效果，脊?fàn)畛叽缦啾扔跍u結(jié)構(gòu)太小則減阻效果不會(huì)很好。Ei-Samni 等[2,3]分別利用浸入邊界法和有限體積法對(duì)流向布置的矩形薄肋溝槽進(jìn)行了直接數(shù)值模擬，通過(guò)改變溝槽高與溝槽間距對(duì)減阻效果進(jìn)行研究，得到最大15%的減阻效果。而在國(guó)內(nèi)，劉梅[4]、胡海豹[5]、宋保維[6]等研究非平整表面對(duì)流動(dòng)的影響。吳正人[7]利用文獻(xiàn)[8]中阻力計(jì)算方法，將脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)布置于翼型上進(jìn)行數(shù)值研究，探索其減阻效果。近年諸多學(xué)者對(duì)傳統(tǒng)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面進(jìn)行改造研究。H.T. Wang[9]在脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面上繼續(xù)添加微型結(jié)構(gòu)，研究其對(duì)流動(dòng)與傳熱的影響。郎莎莎[10]對(duì)準(zhǔn)周期排列的短溝槽減阻機(jī)理進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)相比與周期性布置的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)，準(zhǔn)周期結(jié)構(gòu)可以更好的抑制相干擾動(dòng)，保持流體條紋的穩(wěn)定性。劉志華[11]等研究了脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)布置位置和來(lái)流速度對(duì)流動(dòng)阻力的影響，研究發(fā)現(xiàn)來(lái)流速度對(duì)某種特定的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)的減阻效果影響很大。吳南活[12]對(duì)多種脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬研究，探索脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)減阻原理，并將不同表面進(jìn)行結(jié)合，探索其減阻原理，得到減阻效果更好的脊?fàn)畋砻妗３唐雌碵13]對(duì)傳統(tǒng)V型溝槽和改造后溝槽表面進(jìn)行了流場(chǎng)對(duì)比分析，討論了在不同雷諾數(shù)下，兩種溝槽面邊界層中壁面切應(yīng)力、速度分布以及減阻效果。表明優(yōu)化后溝槽表面更有好的地抑制邊界層中湍流流動(dòng)，減小黏性阻力，取得更好的減阻效果。

目前多數(shù)研究為傳統(tǒng)對(duì)稱V型脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)或給定改造過(guò)后脊?fàn)钅Ｐ停⒀芯科鋵?duì)流場(chǎng)影響。隨著對(duì)V型脊?fàn)钛芯康纳钊?，越?lái)越多非傳統(tǒng)V型脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)開始引起人們的注意。本文對(duì)s=0.1 mm、0.2 mm、0.3 mm、0.5 mm、1 mm五種尺寸脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬，依據(jù)黏性阻力、壓差阻力、壁面切應(yīng)力、渦結(jié)構(gòu)、湍流特性，研究其在脊?fàn)钇桨灞砻娣植家?guī)律，提出基于能量耗散分析的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸選取和局部改造方法，為設(shè)計(jì)減阻效果更好的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)提供參考依據(jù)。

1 計(jì)算模型和數(shù)值計(jì)算方法

1.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

本文計(jì)算域的左右邊界分別距離平板前后端2L,計(jì)算域高度為1.5L，如圖所示。平板長(zhǎng)度為L(zhǎng)=200 mm，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)區(qū)域的長(zhǎng)度為80 mm，布置在整個(gè)平板表面的中段，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)選用V型。

圖1 計(jì)算域及脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Sketch map of the computational domain and ridge structure

網(wǎng)格的質(zhì)量和數(shù)量是直接影響著模擬結(jié)果準(zhǔn)確性和可信度。結(jié)合模型特點(diǎn)采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，運(yùn)用尺寸函數(shù)進(jìn)行加密。經(jīng)計(jì)算網(wǎng)格獨(dú)立性如圖2，且壁面y+小于1。

圖2 平板表面總阻力隨網(wǎng)格數(shù)量的變化情況Fig.2 The change of the total drag along with the number of the grid

1.2 控制方程及邊界條件

本文湍流模型選用RNGk-ε兩方程模型，因?yàn)樵撃Ｐ蛯?duì)高應(yīng)變流動(dòng)處理較好。選取二階迎風(fēng)格式對(duì)方程進(jìn)行離散，速度和壓力分離迭代求解采用SIMPLEC算法。

模型入口采用速度入口邊界條件，速度方向垂直于入口邊界；出口為壓力出口，模型上下面為無(wú)滑移壁面邊界條件，下邊界兩端采用對(duì)稱邊界條件。

1.3 模擬的準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型選擇的準(zhǔn)確性及模擬結(jié)果的可靠性，對(duì)平板模型摩擦阻力系數(shù)的理論值及模擬值進(jìn)行了對(duì)比。通過(guò)考慮雷諾數(shù)大小，壁面摩擦阻力系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式Cf為

如表1所示，模擬值與理論值的相對(duì)誤差較小，滿足計(jì)算精度要求。

表1 壁面摩擦系數(shù)結(jié)果比較

2 減阻結(jié)果分析

2.1 減阻效果

對(duì)s=0.1 mm、0.2 mm、0.3 mm、0.5 mm、1 mm五種尺寸脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬，通過(guò)公式計(jì)算減阻率

式中：f為光滑面阻力；f1為脊?fàn)蠲孀枇Α?/p>

表2 脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)減阻率(%)

表2可以明顯看出，隨著結(jié)構(gòu)尺寸與流速的增大，減阻效果越小，甚至在一定流速或者尺寸時(shí)，反而出現(xiàn)增阻現(xiàn)象。

2.2 對(duì)局部流動(dòng)特性影響

空氣相對(duì)平板面運(yùn)動(dòng),形成邊界層，該層近壁區(qū)氣體微團(tuán)相對(duì)靜止，靠該層外側(cè)氣體微團(tuán)則具有流速。因此邊界層內(nèi)存在速度梯度和黏性力，表現(xiàn)為流動(dòng)阻力。摩擦阻力和壓差阻力構(gòu)成脊?fàn)钇桨蹇傋枇Α?/p>

研究表明，氣體流過(guò)脊?fàn)畋砻鏁r(shí)，在脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽內(nèi)部形成了穩(wěn)定二次渦。如圖3，由于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)內(nèi)部旋渦，氣體與壁面接觸面減少。在氣體與旋渦接觸面，二者流向相同，致使黏性阻力減小，導(dǎo)致整體脊?fàn)蠲骛ば宰枇p少。所以通過(guò)增加脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)來(lái)減少氣體與壁面之間直接摩擦，從而減少黏性阻力。但在另一方面，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)的迎風(fēng)面和背風(fēng)面上形成壓力差，會(huì)導(dǎo)致脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)平板壓差阻力增加。

圖3 U=10 m/s，h=s=d=1 mm的流線Fig.3 The streamline of U=10 m/s, h=s=d=1 mm

圖4所示，在單個(gè)脊?fàn)畎疾郾砻?，空氣高速流?dòng)而在脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)迎風(fēng)面上部區(qū)域大量聚集，致使靜壓力在該區(qū)域偏高，而在背風(fēng)面相對(duì)應(yīng)區(qū)域，由于氣體不能迅速返回，從而形成一個(gè)靜壓力較低的低壓區(qū)。由于壓差作用，致使高壓區(qū)與低壓區(qū)之間氣體具有與流動(dòng)方向相反的流動(dòng)趨勢(shì)，表現(xiàn)為壓差阻力。因此優(yōu)化脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)迎風(fēng)面與間隔交接點(diǎn)A附近區(qū)域，改善壓力差值，可以得到更優(yōu)的減阻效果。

圖4 h=s=1 mm的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)靜壓分布Fig.4 The static pressure distribution of h=s=d=1

圖5(a)與圖5(b)為間隔尺寸d=0時(shí)流速22 m/s和30 m/s條件下不同脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)阻力分布情況。如圖所示，對(duì)于光滑表面，其壓差阻力為零，所受黏性阻力即為總阻力。由圖可知，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)的壓差阻力始終是大于光滑表面的壓差阻力的，但隨著脊?fàn)畛叽鐪p小，高壓區(qū)與低壓區(qū)的體積區(qū)域減小，致使壓差阻力迅速減小。而黏性阻力則由于“滾動(dòng)軸承”減弱而導(dǎo)致緩慢增加。通過(guò)改變脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸，即h=s=d=1和h=s=0.1 mm時(shí)進(jìn)行模擬發(fā)現(xiàn)，通過(guò)調(diào)整脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸來(lái)改變壓差阻力與粘性阻力，能夠取得更優(yōu)減阻效果。

圖5 脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)平板阻力情況分析Fig.5 Analysis of drag on the plate ridge

壁面摩擦是引起壁面剪切應(yīng)力主要原因，壁面剪切應(yīng)力大小反映出模型表面摩擦力大小。由圖6中曲線可以明顯看出，對(duì)于脊?fàn)畋砻婺Ｐ投?，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)內(nèi)部表面區(qū)域壁面剪切應(yīng)力相對(duì)于光滑表面基本偏低，且隨流速增加，脊?fàn)畋砻嬲w剪切應(yīng)力均逐漸增大。在相同流速下分析不同脊?fàn)畛叽绫诿婕羟袘?yīng)力發(fā)現(xiàn)，越小的脊?fàn)畛叽?，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)壁面剪切應(yīng)力大于光滑表面的差值越小，光滑表面大于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)壁面剪切應(yīng)力的區(qū)域也越來(lái)越小。相比壁面剪切應(yīng)力減小區(qū)域而言，較小脊?fàn)畛叽缭黾颖诿婷娣e非常小，導(dǎo)致整體減阻效果增加。因此，考慮壁面剪切應(yīng)力在不同尺寸脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面下分布規(guī)律，為合理選擇脊?fàn)畛叽缣峁﹨⒖肌?/p>

圖6 平板模型壁面剪切應(yīng)力分布曲線Fig.6 The curve of wall shear stress distribution

此外，如圖6，高壁面剪切應(yīng)力集中于相鄰溝槽之間區(qū)域前段，且逐漸遞減。剪切應(yīng)力低于光滑表面區(qū)域，均存在于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)內(nèi)部表面，而在脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)與間隔相連部分壁面剪切應(yīng)力急速增大。該現(xiàn)象說(shuō)明表面間隔前段區(qū)域壁面剪切應(yīng)力增大，特別是脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)迎風(fēng)面附近區(qū)域。與LAUNDER & LI[14]、數(shù)值模擬結(jié)果一致。

圖7(b)為來(lái)流速度22 m/s時(shí)，h=s=d=1 mm和h=s=2d=1 mm的兩種脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)壁面剪切應(yīng)力對(duì)比圖。對(duì)比兩者的壁面剪切應(yīng)力分布曲線，如圖7(b)所示，可以發(fā)現(xiàn)，溝槽內(nèi)部的壁面剪切應(yīng)力分布幾乎沒(méi)有改變，后者溝槽間隔部分壁面剪切應(yīng)力變小，而變小壁面剪切應(yīng)力是由于減少的溝槽間隔，所以適當(dāng)減少間隔區(qū)域有利于減少壁面剪切應(yīng)力。同時(shí)還可以明顯看出，溝槽間距的變化，改變了脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)的分布周期，而脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)壁面剪切應(yīng)力的分布周期也隨分布周期變化而變化。因此，當(dāng)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽間隔距離為零時(shí)，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面的壁面剪切應(yīng)力取得最小值，這一推測(cè)也得到了驗(yàn)證。對(duì)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)模型而言，在脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽內(nèi)底部保留部分幾乎靜止的流體。這是因?yàn)榧构鹊撞苛黧w流速很低，對(duì)壁面作用可以忽略。因此，可以推測(cè)，應(yīng)在脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)迎風(fēng)面與間隔交接點(diǎn)A附近區(qū)域進(jìn)行改造。

圖7 22 m/s速度條件下脊?fàn)钅Ｐ捅诿婕羟袘?yīng)力分布對(duì)比Fig.7 Comparison of wall shear stress distribution in the ridge model under the velocity of 22 m/s

由渦量的定義式可知，渦量的大小與流場(chǎng)的速度梯度直接相關(guān)，一般來(lái)講速度梯度越大，邊界層剪切流場(chǎng)中渦管更容易被拉伸，誘發(fā)更多的湍流小渦，產(chǎn)生較大的能量耗散。流動(dòng)過(guò)程中能量耗散伴隨渦結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)化而完成，能量從大渦向小渦傳遞，小渦向更小的渦傳遞，此過(guò)程伴隨著粘性耗散而損失能量。

圖8 脊?fàn)钅Ｐ捅砻娣ㄏ驕u量分布圖Fig.8 Normal vorticity distribution of the ridge model

圖8為在同一位置處不同流速下光滑表面模型和脊?fàn)畋砻婺Ｐ蜏u量在法向方向上分布。在脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽內(nèi)，渦量很小，隨著y值增加，即離開溝槽底部距離越遠(yuǎn)區(qū)域，渦量值迅速增加，且h=s=0.5 mm的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)的渦量是要大于h=s=0.1 mm的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)。這是因?yàn)?，在溝槽底部，氣體幾乎靜止，如圖8所示，在該區(qū)域內(nèi)速度梯度很小，所以產(chǎn)生的渦量較小，而隨著y值的增加，逐漸有漩渦產(chǎn)生，速度梯度也迅速增大，渦量也急劇增大。而同一位置高度處，大尺寸的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)的速度梯度是要大于小尺寸的脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)的，所以同樣位置高度處大尺寸脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)渦量會(huì)較大。直到開始脫離溝槽后，渦量值才隨著y值增加而迅速減小，與平板光滑表面呈現(xiàn)出一樣的趨勢(shì)，但是在壁面近壁區(qū)，脊?fàn)畋砻鏈u量是要小于光滑表面的。在離開邊界層區(qū)域，三者的流場(chǎng)情況基本一致，因此渦量隨y值的變化情況也趨于一致。所以為減少渦量產(chǎn)生，模型優(yōu)化集中于渦量較大的部分，與前文分析一致。圖9為兩種來(lái)流速度下，光滑表面模型和脊?fàn)钅Ｐ屯涣飨蛭恢梅ㄏ蛲牧鲄?shù)分布曲線，其中各脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)模型所取點(diǎn)均位于V型脊?fàn)顪喜鄣牡撞慷它c(diǎn)。由圖中曲線可以發(fā)現(xiàn)，速度一定的條件下，湍動(dòng)能和湍流強(qiáng)度的峰值隨著脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸的增大而增大，其能量耗散也逐漸增大。由于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽底端部分幾乎靜止的流體純?cè)?，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面模型湍流耗散小于光滑表面；當(dāng)?shù)竭_(dá)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽內(nèi)所形成的旋渦區(qū)域，脊?fàn)畋砻婺Ｐ偷耐膭?dòng)能和湍流強(qiáng)度開始大于光滑表面，且脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸越大，湍動(dòng)能和湍流強(qiáng)度的相對(duì)增幅也越大。湍流強(qiáng)度是評(píng)判能量耗散的重要依據(jù)，通過(guò)以上分析可以發(fā)現(xiàn)，能量耗散主要集中于脊?fàn)顪喜凵喜颗c脫離溝槽的近壁面，因此為減小能量耗散，優(yōu)化脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)的重點(diǎn)集中于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)上部。

圖9 平板模型湍流參數(shù)分布曲線Fig.9 The curve of turbulent parameters in the plate model

3 結(jié) 論

目前多數(shù)研究為傳統(tǒng)對(duì)稱V型脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)或給定改造過(guò)后脊?fàn)钅Ｐ?，并研究其?duì)流場(chǎng)影響。隨著對(duì)V型脊?fàn)钛芯康纳钊?，越?lái)越多非傳統(tǒng)V型脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)開始引起人們的注意。本文通過(guò)數(shù)值模擬，對(duì)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面進(jìn)行分析，重點(diǎn)對(duì)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)中黏性阻力、壓差阻力、壁面剪切應(yīng)力和湍流參數(shù)等在脊?fàn)畋诿娣植家?guī)律，為脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸選取與局部改造提供參考依據(jù)。得到以下結(jié)論：

(1)確定脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)情況下，黏性阻力減少主要來(lái)源于二次渦減少氣體與壁面的接觸，但與此同時(shí)，壓差阻力伴隨脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)尺寸的增加而增加。在單個(gè)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)壓差阻力主要集中于迎風(fēng)面與間隔交接處。因此，可為實(shí)際中脊?fàn)畛叽邕x取與局部改造區(qū)域提供參考。

(2)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)越小，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面剪切應(yīng)力大于光滑表面的差值越小，光滑表面大于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)壁面剪切應(yīng)力區(qū)域也相對(duì)越多。高壁面剪切應(yīng)力集中于相鄰溝槽之間區(qū)域前段。該現(xiàn)象說(shuō)明，合理選擇脊?fàn)畛叽绾蜏p少該區(qū)域壁面剪切應(yīng)力有利于取得更好的減阻效果。

(3)由于脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽底端部分幾乎靜止的流體純?cè)冢範(fàn)罱Y(jié)構(gòu)表面模型能量耗散均是小于光滑表面；而隨著離開壁面距離增加，到達(dá)脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)溝槽內(nèi)所形成的旋渦區(qū)域，脊?fàn)畋砻婺Ｐ湍芰亢纳⒋笥诠饣砻?。所以，脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)優(yōu)化應(yīng)著重考慮脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)上部能量耗散較大區(qū)域。

[1] CHOI Y S. Decrement of spanwise vortices by a drag-reducing riblet surface[J]. Journal of Turbulence, 2008, 9(23):1-15.

[2] EI-SAMNI O A, YOON H S, CHUN H H. Turbulent flow over thin rectangular riblets[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2005, 19(9): 1801-1810.

[3] EI-SAMNI O A, CHUN H H, YOON H S. Drag reduction of turbulent flow over thin rectangular riblets[J]. International Journal of Engineering Science, 2007, 45(2-8):436-454.

[4] 劉梅, 劉玉梅, 王松嶺. 非平整加熱斜面上液膜流動(dòng)穩(wěn)定性研究[J]. 華北電力大學(xué)學(xué)報(bào), 2013, 40(5):108-112.

[5] 胡海豹, 宋保維, 潘光,等. 鯊魚溝槽表皮減阻機(jī)理的仿真研究[J]. 系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào), 2007, 19(21):4901-49 03.

[6] 宋保維, 劉占一, 胡海豹,等. 翼型表面脊?fàn)罱Y(jié)構(gòu)減阻特性的數(shù)值仿真研究[J]. 計(jì)算力學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 27(5):913-918.

[7] 吳正人, 郝曉飛, 戎瑞,等. 脊?fàn)畋砻嬉硇腿~片減阻機(jī)理研究[J]. 系統(tǒng)仿真學(xué)報(bào), 2014, 26(6):1355-1361.

[8] 李國(guó)光, 王松嶺, 仝衛(wèi)國(guó),等. 基于管道沿程阻力的流量測(cè)量方法[J]. 華北電力大學(xué)學(xué)報(bào), 2000，27(1): 42-45.

[9] WANG H T, LEE W B, CHAN J, et al. Numerical and experimental analysis of heat transfer in turbulent flow channels with two-dimensional ribs[J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 75:623-634.

[10] 郎莎莎, 耿興國(guó), 臧渡洋. 八重準(zhǔn)周期排列的短溝槽結(jié)構(gòu)減阻機(jī)理分析[J]. 物理學(xué)報(bào), 2014, 63(8):244 -254.

[11] 劉志華, 董文才, 熊鷹. 雷諾數(shù)對(duì)溝槽減阻特性影響的數(shù)值分析[J]. 海軍工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2007, 19(2): 6-11.

[12] 吳南活. 基于大渦模擬的非光滑表面湍流阻力特性研究[D].廣州：華南理工大學(xué)，2012.

[13] 程拼拼, 蔣成剛, 吳承偉. 仿生二級(jí)微溝槽表面減阻特性數(shù)值模擬[J]. 中國(guó)科技論文, 2014，(8): 940 -943.

[14] LAUNDER B E, LI S P. On the prediction of riblet performance with engineering turbulence models[J]. Applied Scientific Research, 1993, 19(50):283-298.

Study on Influence of Riblet Structure of Flat Surface on Local Turbulence Characteristics

WANG Songling， DENG Yuhan，WU Zhengren， LI Zijun，HAO Xiaofei

(Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Baoding 071003, China)

This paper analyzes the distribution law of viscous resistance, pressure difference resistance, wall shear stress and turbulence characteristics on the riblet flat surface by using Fluent to make numerical simulation of the riblet flat surface. The energy dissipation is analyzed and

for size selection and local transformation of riblet structure is provided. Results show that a greater riblet structure will lead to smaller viscous resistance and larger pressure difference resistance; however, the pressure difference resistance of riblet structure mainly depends on the windward side and high pressure area near the junction. The biggest wall shear stress lies in the front interval area of the riblet structure, and it is higher than that of a smooth surface model at the same place. Inside the ridge structure, most wall shear stress is lower than that of a smooth surface. The smaller ridge structure will lead to a smaller area where the wall shear stress inside the ridge structure is smaller than that of the smooth surface. By the analysis of vorticity and turbulent characteristics in the near wall region, the paper finds that the fluid in the bottom of the groove is nearly stationary, the surface vorticity and turbulence intensity of the riblet structure are smaller than that of the smooth surface, and in the vortex area within the groove riblet structure, energy dissipation is greater than that of the smooth surface.

riblet structure; numerical simulation; distribution law; drag reduction; optimization

10.3969/j.ISSN.1007-2691.2016.05.11

2016-01-13.

高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20110036110009)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2015MS111) .

TH4；O355

A

1007-2691(2016)05-0068-07

王松嶺(1954-)，男，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)闊崃υO(shè)備及大型回轉(zhuǎn)機(jī)械安全及經(jīng)濟(jì)運(yùn)行、流體動(dòng)力學(xué)理論及應(yīng)用。