A柱渦動力學(xué)特性隨前窗傾角變化研究

袁海東，楊志剛,3，李啟良

(1.同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804； 2.同濟(jì)大學(xué) 上海市地面交通工具空氣動力與熱環(huán)境模擬重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804； 3.北京民用飛機(jī)技術(shù)研究中心，北京 102211)

運(yùn)動中的汽車周圍存在兩種典型的流動分離形式[1].一種是在車體尾部，分離線垂直于流動方向，導(dǎo)致準(zhǔn)二維分離，它的動能大部分通過湍流參混耗散，從而導(dǎo)致壓力損失和空氣阻力.另一種類型的分離，其特征是存在相對于來流傾斜的分離線，本質(zhì)上是三維的.這種分離流動含有豐富的動能，渦核軸線大致沿著流線方向與其形成小夾角，并向下游輸送動能.類似的縱向渦可以在汽車的A柱和C柱區(qū)域產(chǎn)生，也存在于三角翼[2]和高速列車的外流場[3].

首先，從風(fēng)噪聲的角度開始對A柱渦的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究[4]. A柱后面的分離包括一個(gè)起主導(dǎo)作用的主渦和一個(gè)位于A柱后面的較小尺度的二次渦.Haruna等[5]的研究證實(shí)了A柱渦的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，表明分離的區(qū)域在風(fēng)噪聲中起著重要作用，而并不是再附著流動的區(qū)域.Alam等[6-7]對A柱幾何形狀對側(cè)窗周圍流動的影響進(jìn)行了參數(shù)化研究，表明側(cè)窗上的壓力波動大小主要取決于局部A柱弧度.為了深入研究A柱渦與風(fēng)噪之間的關(guān)系，A柱渦的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和動力學(xué)特性通過簡化的A柱模型進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究.Levy等[8]利用粒子圖像測速儀(PIV)測量了Dihedron模型的A柱渦,其研究證實(shí)，A柱渦是一個(gè)相對穩(wěn)定的縱向渦，由主渦和二次渦組成,局部最大不穩(wěn)定性存在于主渦、剪切層和二次分離線位置.后來的研究[9]表明，主要的壁面壓力脈動位于二次分離線位置，并且A柱渦不會自然破裂.Hoarau等[10]對A柱模型側(cè)壁脈動壓力場的時(shí)空特性進(jìn)行了研究,指出了3個(gè)擾動形式是產(chǎn)生側(cè)壁壓力脈動的原因.這些擾動對應(yīng)于錐形渦結(jié)構(gòu)的長度尺度、寬度尺度和富含能量的高頻部分.

30° Dihedron模型[8]的A柱渦是相對穩(wěn)定的縱向渦，當(dāng)前窗傾角為45°時(shí)[12]發(fā)生渦破裂.這顯示了前窗傾角與A柱渦穩(wěn)定性之間的關(guān)系，類似于三角翼[2]的情況. Gilliéron等[16]從理論上分析了渦破裂的物理機(jī)制，重點(diǎn)研究前窗傾角的影響.本文首先通過試驗(yàn)和數(shù)值的方法研究了A柱渦的動力學(xué)演化過程隨前窗傾角的變化,然后分析了渦破裂對氣動阻力和壁面動力學(xué)特性的影響.

1 方法

1.1 Dihedron模型

在上述討論的研究中，Dihedron鈍體模型已被用于A柱渦的動力學(xué)特性研究.Dihedron模型代表了簡化車體的前部.它有3個(gè)固定的參數(shù)(長度L=0.38 m、寬度W=0.13 m、高度H=0.096 m)，以及可變參數(shù)前窗傾角θ，見圖1.寬度和高度的比例與Ahmed 類車體模型相同[17].L0是與Dihedron模型相關(guān)的特征長度，其定義為模型橫截面的平方根，即L0=0.112 m.前窗傾角范圍從30°～90°，分別對應(yīng)轎車、SUV、MPV、客車和卡車，間隔為15°.

1.2 風(fēng)洞試驗(yàn)

試驗(yàn)在開口式回流風(fēng)洞中進(jìn)行，該風(fēng)洞具有0.9 m長的測試段，其橫截面寬度為0.43 m，高度為0.28 m，如圖1所示.Dihedron模型安裝在測試段上，距離噴口為0.2 m.測試部分的湍流強(qiáng)度為0.5%，試驗(yàn)阻塞比為10%.該模型由NACA 0020支撐柱支撐,距地面60 mm，以最大限度地減少Dihedron模型與地面之間的相互作用.Yuan等[18]描述了風(fēng)洞的更多細(xì)節(jié).噴口的自由來流速度為U0=24 m·s-1，由Dihedron模型的特征長度定義的雷諾數(shù)為Re=0.12×106，這與文獻(xiàn)[8]研究相同.模型安裝保證為零偏航.

圖1 Dihedron模型試驗(yàn)布置示意圖Fig.1 Schematic of experimental setup of a Dihedron model

使用NovaSensor固態(tài)低壓傳感器測量Dihedron模型表面的靜態(tài)壓力.在每個(gè)測量位置，以500 Hz采樣率采集4 000個(gè)壓力數(shù)據(jù).將表面壓力p與參考壓力p0之間的壓力差除以動態(tài)壓力,以給出壓力系數(shù)Cp，如等式(1)所示.在地板下安裝六分量天平以測量Dihedron模型的氣動阻力.阻力系數(shù)CD表示為等式(2).

(1)

(2)

式中：ρ為空氣密度；Fx為作用在Dihedron模型上的氣動力的x方向分量；U0為噴口的自由來流速度；A為Dihedron模型的正投影面積.

1.3 數(shù)值計(jì)算

為了捕捉非定常的流動特征、解決振動和噪聲問題，混合RANS / LES(雷諾時(shí)均納維-斯托克斯方程/大渦模擬)方法得到迅速發(fā)展，并且分離渦模擬(DES)是最受歡迎的方法之一.DES 97[19]的原始策略為三維非定常數(shù)值解，亞格子網(wǎng)格尺度模型在網(wǎng)格密度對于LES足夠精細(xì)的區(qū)域中起作用，并且在其余區(qū)域使用雷諾平均模型.最近的改進(jìn)[20]，如延遲DES(DDES)[21]和改進(jìn)的DDES(IDDES)[22]增加了額外的功能來解決網(wǎng)格誘導(dǎo)分離(GIS)和對數(shù)層不匹配(LLM)的弱點(diǎn)，使DES在復(fù)雜流動解決方案中更加強(qiáng)大. DES的可行性已經(jīng)在空氣動力學(xué)[23]和氣動聲學(xué)[24]方面得到證明.

所有模擬均在西門子公司開發(fā)的商業(yè)代碼STAR-CCM+11.06.010-R8中完成.該解決方案使用穩(wěn)定的RANS結(jié)果進(jìn)行初始化.時(shí)間步長為2×10-5s.在30個(gè)對流單元之后采集30個(gè)對流單元(L/U0)的時(shí)間平均統(tǒng)計(jì)結(jié)果.計(jì)算域的長、寬、高為15L、11W、12H.在模型前4L位置施加自由來流速度U0的速度入口，入口邊界處的湍流由湍流強(qiáng)度和湍流黏度比確定，分別為0.005和10.在Dihedron模型后面的下游10L處施加0 Pa標(biāo)準(zhǔn)壓力出口條件.其余邊界設(shè)置為對稱邊界條件，并且Dihedron模型被置于計(jì)算域橫截面的中心.Dihedron模型表面采用無滑移壁面邊界條件.

表1 粗細(xì)網(wǎng)格的空間分辨率Tab.1 Spatial resolution for coarse and fine grids

圖2 圍繞Dihedron模型的計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computational grid around Dihedron model and zoom of boundary layer

1.4 計(jì)算有效性

通過對比30° Dihedron模型的計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果來驗(yàn)證計(jì)算的有效性.表2對比了阻力系數(shù)的試驗(yàn)值和計(jì)算值，其中風(fēng)洞試驗(yàn)的阻力系數(shù)通過公式(3)[25]進(jìn)行了修正.

(3)

式中：Cdcor為阻力系數(shù)的修正值；Cdm為阻力系數(shù)的測量值；ΔCdHB為受水平浮力影響的阻力修正值；εS為對射流擴(kuò)張和偏移的修正；εN為對于噴口阻塞效應(yīng)的修正；εC為對于收集口阻塞效應(yīng)的修正.由表2中結(jié)果可以看出，3套網(wǎng)格與修正后的試驗(yàn)值相差在5%以內(nèi)，網(wǎng)格1和網(wǎng)格3結(jié)果接近,并且與網(wǎng)格2差距比較大.

表2 阻力系數(shù)的計(jì)算值與試驗(yàn)值的對比Tab.2 Drag coefficient from simulations compared with experimental results

注：ΔCD1是計(jì)算值和試驗(yàn)值之間的差異; ΔCD2是網(wǎng)格1和網(wǎng)格2分別與網(wǎng)格3之間的差異.

圖3顯示了模型表面的平均壓力系數(shù)，圖中x和z為水平和豎直方向坐標(biāo)，原點(diǎn)位于模型對稱面前端頂點(diǎn).由圖3可知,網(wǎng)格1和網(wǎng)格3與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，網(wǎng)格2與試驗(yàn)結(jié)果差異較大，由此可以得出，在近壁區(qū)域的網(wǎng)格加密對于準(zhǔn)確捕獲表面壓力是非常有必要的.

a 正面b 頂面c 背面d 側(cè)面z/H=0.4

圖3 縱向?qū)ΨQ線和側(cè)面的平均壓力系數(shù)與試驗(yàn)值的比較Fig.3 Comparison of mean pressure coefficient on longitudinal symmetry lines and side surface with experimental values

圖4對比了A柱渦橫剖面上的平均速度投影和流線圖的試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果.其中,試驗(yàn)結(jié)果參考了文獻(xiàn)[8]中的PIV測量結(jié)果，測量平面為文獻(xiàn)中的平面5，V為速度在測量平面內(nèi)的分量.盡管3套網(wǎng)格都成功預(yù)測了主渦和二次渦，但網(wǎng)格2獲得的主渦尺寸和位置與試驗(yàn)結(jié)果不符，網(wǎng)格3較網(wǎng)格2更接近試驗(yàn)結(jié)果.

湍流黏性比νt/ν，表示亞格子尺度(模擬的湍流)對整體耗散水平的貢獻(xiàn)量.其中νt為湍流黏性，ν為空氣的運(yùn)動黏性.如圖5所示，該值隨網(wǎng)格細(xì)化而降低.根據(jù)文獻(xiàn)[26]，網(wǎng)格3獲得的湍流黏性比小于10，滿足本文研究的要求.綜合以上試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果的對比，選擇網(wǎng)格3為本文的網(wǎng)格生成策略.

a 試驗(yàn)b 網(wǎng)格1c 網(wǎng)格2d 網(wǎng)格3

圖4時(shí)均流線與速度云圖
Fig.4Streamlinescalculatedbymeanflowfieldandnormalizedmeanvelocity

b 網(wǎng)格1c 網(wǎng)格2d 網(wǎng)格3

2 結(jié)果與討論

2.1 流動分離和局部坐標(biāo)系的定義

由圖6中速度梯度的二階不變量Q[27]的等值面圖可知，A柱鋒利的邊緣強(qiáng)制附近的流動發(fā)生分離.流動分離對前窗傾角非常敏感，明顯地區(qū)分為3種不同的流動分離形式.對于30° Dihedron模型，一個(gè)柱狀縱向渦沿著A柱邊緣形成并延伸直到模型頂部發(fā)生破裂.對于45°的前窗傾角，A柱渦的破裂提前到縱向渦形成的初始段.繼續(xù)增大前窗傾角，在整個(gè)A柱區(qū)域形成離散的展向小渦.

渦核軸線是流動旋轉(zhuǎn)所圍繞的軸線.渦核軸線精確描述了渦結(jié)構(gòu)的位置并與其他渦結(jié)構(gòu)進(jìn)行區(qū)分.基于時(shí)均速度場，根據(jù)Haimes和Sujudi[28-29]提出的提取方法計(jì)算渦核，如圖7所示.α和β分別表示渦核軸線與來流方向的夾角在豎直和水平平面的投影.基于渦核軸線建立的局部坐標(biāo)系如圖8所示.選取一條直線讓渦核盡量分布在這條直線的周圍.這條直線被模型的上下表面截得的線段定義為A柱渦的特征長度Lv.局部坐標(biāo)系的原點(diǎn)設(shè)在這條線段的起點(diǎn)，x軸與這條線段重合.局部坐標(biāo)系是在原始坐標(biāo)系的基礎(chǔ)上分別繞y0軸和新的z1軸旋轉(zhuǎn)-α和β得到的.下文的分析是基于局部坐標(biāo)系展開的.

a θ=30°b θ=45°c θ=60°d θ=75°e θ=90°

圖6瞬時(shí)的Q=4×106等值面圖
Fig.6Iso-surfaceofQ=4×106

a θ=30°b θ=45°c θ=60°d θ=75°e θ=90°

2.2 渦破裂

沿A柱渦主渦渦核軸線靜壓系數(shù)變化曲線如圖9所示.這些壓力系數(shù)曲線同樣可以分成3類.對于45° Dihedron模型，在A柱渦的整個(gè)長度尺度內(nèi)存在明顯的逆壓梯度，暗示了渦破裂的發(fā)生.而對于30° Dihedron模型，壓力系數(shù)曲線表現(xiàn)為多峰狀，表明渦破裂得到抑制.對于前窗傾角更大的另外3個(gè)模型，壓力系數(shù)變化不大并維持在較高的水平.

a 局部坐標(biāo)系b 后處理面與線

圖9 靜壓系數(shù)沿主渦渦核軸線的演化Fig.9 Evolution of static pressure coefficient along primary vortex core axis

A柱渦沿渦核軸線的對流速度Vx/U0可以通過提取A柱渦的特征線沿x方向的速度分量獲得，如圖10所示.對于不同的前窗傾角，A柱渦的對流速度有明顯的區(qū)別.對于30°模型，A柱渦在x/Lv=0.1～0.8區(qū)域?qū)α魉俣榷几哂谧杂蓙砹魉俣?，在x/Lv=0.1處為最大值1.4.較大的對流速度表明A柱渦是一個(gè)富含動能的縱向渦，對于動量和渦量的輸運(yùn)效率較高.而對于較大的前窗傾角60°、75°和90°，A柱渦對流速度幾乎消失.一個(gè)明顯的過渡階段存在于前窗傾角為45°的模型中.

圖10 軸向速度沿主渦渦核軸線的演化Fig.10 Evolution of normalized axial velocity along primary vortex core axis

圖11和12顯示了A柱渦不同位置的旋轉(zhuǎn)速度和軸向速度剖面，揭露了A柱渦空間不對稱的本質(zhì)特征.這一現(xiàn)象類似于三角翼的前緣渦和Ahmed類車體的C柱渦，但明顯不同于自由旋轉(zhuǎn)射流.模型的側(cè)表面和A柱附近的剪切層是產(chǎn)生非對稱性的主要原因.對于不同前窗傾角的Dihedron模型，軸向速度剖面表現(xiàn)為不同的形狀，比如30°模型為射流狀，而60°模型為尾跡狀，而對于處于過渡階段的45°模型兩種速度剖面形狀同時(shí)存在.30°傾角的模型旋轉(zhuǎn)速度表現(xiàn)為蘭金渦的特征，與較大傾角的模型區(qū)別比較明顯.從圖10～12可以看出，對于30°傾角模型，A柱附近的速度高于自由來流速度20%，在關(guān)于A柱渦[8]和C柱渦[30]的研究中同樣得到過類似的結(jié)論.圖11所示，對于60°傾角模型軸向速度存在明顯的駐點(diǎn)，這暗示著縱向渦已經(jīng)破裂.

從圖14所示的時(shí)均速度云圖和流線圖可以看出，對于30° Dihedron模型，A柱渦包含剪切層、主渦和二次渦，這和實(shí)車試驗(yàn)結(jié)果[5]以及過去關(guān)于30° Dihedron模型的研究結(jié)論[8]一致.而對于較大前窗傾角的Dihedron模型以及45°模型中截面高度高于x/Lv=0.4的位置，A柱渦中的二次渦消失.由于二次渦是由主渦誘導(dǎo)產(chǎn)生的，因此二次渦的消失表明主渦的強(qiáng)度減弱或者不能穩(wěn)定存在.

a θ=30°

b θ=45°

c θ=60°

圖11 沿直線z=0的軸向和旋轉(zhuǎn)速度剖面Fig.11 Axial and azimuthal velocity profiles along lines z=0

a θ=30°

b θ=45°

c θ=60°

圖12 沿直線y=0的軸向和旋轉(zhuǎn)速度剖面Fig.12 Axial and azimuthal velocity profiles along lines y=0

a θ=30°b θ=45°c θ=60°d θ=75°e θ=90°

圖13 不同傾角模型在平面x/Lv為0.2、0.4、0.6、0.8上的旋流數(shù)Fig.13 Ratio of azimuthal and axial velocity on planes at x/Lv=0.2, 0.4, 0.6, and 0.8

a θ=30°b θ=45°c θ=60°

d θ=75°e θ=90°

圖14 不同傾角模型在平面x/Lv為0.2、0.4、0.6、0.8上的時(shí)均速度云圖和流線圖Fig.14 Streamlines calculated by mean field on section planes at x/Lv=0.2, 0.4,0.6, and 0.8 colored by normalized mean w

圖15顯示了不同前窗傾角的Dihedron模型在不同高度截面上x方向的瞬時(shí)渦量云圖.對于30°Dihedron模型，沿著A柱高度方向，剪切層中不斷產(chǎn)生的渦量注入到主渦中，并在主渦中積累.沿著A柱高度方向，主渦的尺寸逐漸增大，類似的描述在levy等[8]的研究中也出現(xiàn)過.對于30° Dihedron模型，在x/Lv=0.4的位置主渦開始破裂為離散的小渦.對于前窗傾角更大的Dihedron模型，主渦的破裂更明顯，A柱渦變成由剪切層和離散的展向小渦組成.

a θ=30°b θ=45°c θ=60°

d θ=75°e θ=90°

圖15 不同傾角模型在平面x/Lv為0.2、0.4、0.6、0.8上的瞬時(shí)渦量云圖Fig.15 Transient vorticity on section planes at x/Lv=0.2, 0.4, 0.6, and 0.8

為了解釋A柱渦如何破裂為離散的小渦，圖16同時(shí)顯示了x方向的瞬時(shí)渦量和流線圖，u為沿渦核軸線的對流速度.對于30° Dihedron模型，沿著A柱高度方向，剪切層中產(chǎn)生的渦量不斷注入并聚集在主渦中.同時(shí)A柱渦沿主渦軸線較高的對流速度具有較強(qiáng)的渦量輸運(yùn)效率，這使得A柱渦主渦中的渦量保持平衡.A柱渦以相對穩(wěn)定的縱向渦結(jié)構(gòu)存在，并在近壁區(qū)域誘導(dǎo)產(chǎn)生二次渦.對于45°Dihedron模型，前窗傾角增大使得A柱渦沿渦核軸線的對流速度降低，對于渦量的輸運(yùn)效率降低.但是剪切層不斷產(chǎn)生的渦量使得A柱渦中渦量不斷聚集，為了保持渦量平衡，A柱渦只能破裂為離散的小渦，同時(shí)二次渦消失.圖17描述了A柱渦存在的兩種不同形態(tài)，分別為穩(wěn)定的縱向渦和不穩(wěn)定的展向渦.類似地，Wu等[34]用渦量平衡理論解釋了圓柱繞流的流動形態(tài)隨雷諾數(shù)的變化.

a θ=30°b θ=45°

圖16不同傾角模型在平面x/Lv為0.2、0.4、0.6、0.8上的瞬時(shí)渦量和瞬時(shí)流線
Fig.16Transientvorticityonsectionplanesatx/Lv=0.2,0.4,0.6,0.8andtransientstreamlinescoloredbyu

2.3 氣動阻力

圖18中的試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果表明,Dihedron模型的氣動阻力隨著前窗傾角增大而明顯增大.從計(jì)算結(jié)果可以看出,氣動阻力主要來自壓差阻力.圖19顯示了模型表面的壓力云圖試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果的對比.模型表面的壓力系數(shù)試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果吻合較好，其中45°模型差異稍大，根據(jù)上面的分析可知，對于45°模型來說，A柱渦的流動形態(tài)處在過渡階段,模型尾部的壓力隨著前窗傾角的變化沒有明顯的差異(這里并沒有給出).由此可知，Dihedron模型氣動阻力的差異主要來自前窗表面壓力的差異.

隨著前窗傾角增大，較大的前窗表面壓力是阻力增加的主要原因.在模型的頂面、底面和側(cè)面存在較大的分離區(qū)域，這些分離區(qū)也隨著前窗傾角的增加而增大.較大的分離區(qū)阻礙了前方來流順利地流向模型尾部，動量在模型前部積聚從而導(dǎo)致了阻力的增加.另外，隨著前窗傾角的增大，A柱渦的對流速度降低，按照上面的分析，A柱渦的流動形態(tài)由穩(wěn)定的縱向渦轉(zhuǎn)換成不穩(wěn)定的展向離散小渦，A柱渦的動量輸運(yùn)效率降低，從而導(dǎo)致動量在模型前部的聚集，這也是導(dǎo)致阻力增加的原因.

a A柱渦

b 穩(wěn)定的縱向渦c 不穩(wěn)定的展向渦

圖18 時(shí)均阻力系數(shù)的試驗(yàn)值和計(jì)算值對比Fig.18 Mean drag coefficient from experimental and numerical results

氣動阻力的明顯差異表明流動結(jié)構(gòu)存在明顯區(qū)別.關(guān)于Ahmed類車體的C柱渦進(jìn)行過類似的討論[17,35].增大后背傾角，阻力增加并在30°時(shí)發(fā)生阻力驟降.這與C柱渦的動力學(xué)特性有關(guān).富含動量的C柱渦帶走尾部的動量降低背壓產(chǎn)生阻力，當(dāng)后背傾角大于30°時(shí)，C柱渦破裂成離散小渦，動量被留在尾部提升背壓，從而阻力降低.關(guān)于隨前窗傾角變化氣動阻力和A柱渦動力學(xué)特性的討論還比較少.

Gilliéron等[36]從理論上分析了三維鈍體傾斜角度對縱向渦形成的影響.如圖20所示，在渦核軸線和再附線之間靠近壁面的位置的合成速度V是由主流速度Vx和縱向渦誘導(dǎo)速度Vθ組成的.對于A柱渦和C柱渦，再附線分別位于背風(fēng)側(cè)和迎風(fēng)側(cè)，因此合成速度V分別趨向于遠(yuǎn)離渦核軸線和靠近渦核軸線.這導(dǎo)致了相比于A柱渦，C柱渦有更充足的動量供應(yīng)從而能維持為穩(wěn)定的縱向渦，而A柱渦更容易破裂為離散的展向小渦.

a 試驗(yàn),θ=30°b 計(jì)算,θ=30°c 試驗(yàn),θ=15°d 計(jì)算,θ=45°e 試驗(yàn),θ=60°f 計(jì)算,θ=60°g 試驗(yàn),θ=75°h 計(jì)算,θ=75°i 試驗(yàn),θ=90°j 計(jì)算,θ=90°

圖19 時(shí)均表面壓力系數(shù)的試驗(yàn)值與計(jì)算值對比Fig.19 Mean surface pressure coefficient from experimental and numerical results

a A柱渦

b C柱渦圖20 縱向渦破裂趨勢示意圖[35]Fig.20 Schematic of longitudinal vortexes breakdown trend[35]

從減阻的角度來說，A柱渦盡量維持為穩(wěn)定的縱向渦,更多地將模型前部的動量輸運(yùn)到模型尾部;而C柱渦盡量破裂為離散的展向渦,從而把動量留在模型尾部，通過降低模型前部的壓力,增加模型尾部的壓力,從而減小阻力.但是，根據(jù)前面的分析，從減阻角度對縱向渦動力學(xué)特性的期望和自然狀態(tài)下縱向渦的動力學(xué)特性存在明顯的差異.現(xiàn)有的一些定常的或非定常吹吸氣控制在A柱渦和C柱渦的控制上取得明顯的效果[37-38].因此，在A柱和C柱位置聯(lián)合使用吹吸氣控制是一種潛在高效的減阻方案，同時(shí)保證流量平衡.這還需要進(jìn)一步的研究.

2.4 壁面動力學(xué)特性

現(xiàn)有的研究[6]已經(jīng)表明，A柱附近的流動是影響車內(nèi)舒適性的重要?dú)鈩釉肼曉?車身表面的湍流壓力脈動和聲學(xué)壓力脈動是產(chǎn)生車內(nèi)氣動噪聲的兩種壓力激勵(lì)，目前有很多關(guān)于兩種激勵(lì)對車內(nèi)噪聲貢獻(xiàn)相對大小的研究.圖21顯示了湍流壓力的脈動和表面時(shí)均流線.壓力脈動主要出現(xiàn)在分離區(qū)域靠近再附線的位置，這和現(xiàn)有的試驗(yàn)研究吻合[5].通常，對于30° Dihedron模型，壓力脈動最大值出現(xiàn)在二次分離線和再附線之間，Levy等[9]得出了類似的結(jié)論.不同前窗傾角模型中，45°模型側(cè)面的壓力脈動最大，這證實(shí)了該區(qū)域渦破裂的發(fā)生.

a θ=30°b θ=45°c θ=60°d θ=75°e θ=90°

圖21 壁面流線和壓力脈動Fig.21 Surface streamlines calculated by mean wall shear stress and root mean square of pressure coefficient on Dihedron model

在汽車行業(yè)，相比于遠(yuǎn)場噪聲車內(nèi)噪聲受到更多的關(guān)注.湍流壓力脈動可以激勵(lì)側(cè)窗振動從而向車內(nèi)輻射噪聲.除此之外，根據(jù)渦聲理論[39]，A柱渦本身可以產(chǎn)生空氣動力學(xué)噪聲.前側(cè)窗區(qū)域無論湍流壓力脈動還是聲學(xué)壓力脈動都會隨前窗傾角變化而變化.現(xiàn)有的研究傾向性地認(rèn)為相比于湍流壓力脈動，聲學(xué)壓力脈動對車內(nèi)的噪聲貢獻(xiàn)量更大[40-41].因此，前窗傾角間接合理地影響車內(nèi)噪聲水平.

3 結(jié)論

(1)本文通過分離渦模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)研究了Dehidron模型前窗傾角對A柱渦動力學(xué)演化的影響，風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果證實(shí)了數(shù)值方法的有效性.

(2)數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明,隨著前窗傾角的增大，A柱渦發(fā)生渦破裂，A柱渦由穩(wěn)定的縱向渦轉(zhuǎn)化為不穩(wěn)定的展向渦.前窗傾角增大降低了A柱渦沿渦核軸線的渦量輸運(yùn)效率，受主渦中渦量平衡的影響，A柱渦破裂為離散的展向小渦.

(3)試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果都表明，隨著前窗傾角的增加,Dihedron模型的阻力增大，這與A柱渦由縱向渦向展向渦的轉(zhuǎn)化有關(guān).進(jìn)一步分析表明，減阻對類車體周圍縱向渦動力學(xué)特征的訴求和自然狀態(tài)下縱向渦的動力學(xué)特征矛盾.

(4)模型壁面動力學(xué)特征分析表明，前窗傾角間接合理地影響著車內(nèi)的氣動噪聲水平.