小孔間距布局對廂體氣膜減阻效果的影響*

(華南理工大學(xué)機(jī)械與汽車工程學(xué)院 廣東廣州 510640)

氣膜減阻是一種早期開始應(yīng)用于船舶運(yùn)輸業(yè)，并在該領(lǐng)域得到迅速發(fā)展的一種簡單的容易實(shí)現(xiàn)的減阻方式[1-3]。水中的氣膜減阻是利用水與空氣密度和黏度上的差異性，在運(yùn)動主體的底部釋放出大量的空氣，形成一層薄的氣液兩相混合流，密度和黏度相對較小的混合流使得運(yùn)動主體與水之間的摩擦阻力得以減小[4-5]。隨著現(xiàn)代物流運(yùn)輸業(yè)的高速發(fā)展和廂式運(yùn)輸車的作業(yè)量的急劇增加，在陸地廂式車體上應(yīng)用氣膜減阻實(shí)現(xiàn)高效節(jié)能十分必要。與水中的氣膜減阻研究液體介質(zhì)與固體表面之間的流體[6-8]不同的是，廂式車體氣膜減阻研究的是氣體與固體表面之間的氣流摩擦問題。

目前，國內(nèi)已有學(xué)者從數(shù)值仿真和實(shí)驗(yàn)研究上驗(yàn)證了廂體表面氣膜減阻的有效性[9-10]，并研究了廂體表面氣膜孔的直徑、斜度、間距布局等結(jié)構(gòu)參數(shù)和主流速度和滲流速度等狀態(tài)參數(shù)對廂體表面氣膜減阻效果的影響。但針對小孔橫向間距和縱向間距對氣膜減阻效果的研究范圍局限且沒有取得最優(yōu)的減阻效果，為深入研究速度、溫度等狀態(tài)參數(shù)對氣膜減阻效果的影響，仍有進(jìn)一步研究小孔間距布局對廂體表面噴氣減阻效果的必要性。本文作者在空氣中氣膜減阻研究基礎(chǔ)上，采取模擬風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)研究小孔間距布局對廂體表面氣膜減阻效果的影響。

1 實(shí)驗(yàn)原理和研究方法

1.1 氣膜減阻原理

氣膜減阻的原理[11]是通過氣泵將外部的空氣泵入到空氣腔中，通過廂體表面小孔噴出后在其表面形成一定速度的空氣流，避免廂體表面和外部高速氣流的直接摩擦，從而實(shí)現(xiàn)廂式運(yùn)輸車的表面減阻，其減阻原理如圖1所示。將帶有氣體泵入口、氣體容腔和滲透小孔等結(jié)構(gòu)的裝置稱為氣膜發(fā)生器。外部高速氣流的速度是主流速度，滲透小孔的氣流速度是滲流速度。

圖1 廂式運(yùn)輸車表面減阻原理

1.2 實(shí)驗(yàn)研究方法

由于滲流空氣流是和外界氣流的混合在接觸的區(qū)域形成了一層極薄的氣膜，而氣膜的厚度又和滲流量有關(guān)，影響滲流量的因素包括小孔橫向和間距、小孔直徑、滲流速度。因文中主要研究小孔間距布局對廂體氣膜減阻效果的影響，故采取控制變量法，即研究時控制外界主流風(fēng)速u=20 m/s、滲流速度v=4 m/s、小孔斜度α=90°、小孔直徑d=1 mm為不變量。氣膜發(fā)生器上小孔橫向和縱向間距均勻分布，如圖2所示，其中a和b分別為氣膜發(fā)生器小孔縱向間距和橫向間距。

圖2 氣膜發(fā)生器中的小孔間距布局

為了進(jìn)一步探討小孔間距布局對廂體表面氣膜減阻效果的影響，文中采用控制變量法設(shè)計(jì)兩組實(shí)驗(yàn)進(jìn)行分析，一組是小孔橫向間距5 mm下，縱向間距分別為3、2.5、2、1.5、1.1 mm等5次實(shí)驗(yàn)；另一組是小孔縱向間距3 mm下，橫向間距分別為5、4、3、2、1.1 mm等5次實(shí)驗(yàn)。

2 實(shí)驗(yàn)測試模型的設(shè)計(jì)

為了更精確地驗(yàn)證廂體表面的氣膜減阻效果，文中從實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)的三個方面進(jìn)行優(yōu)化，使數(shù)顯式測力計(jì)測試值更趨近于兩氣流間的摩擦阻力的大?。旱谝?，采用合理的流線化外型設(shè)計(jì)廂體模型的車身和尾部，從而達(dá)到降低廂體前后壓差阻力的目的；第二，在廂體模型底面設(shè)計(jì)滾輪，使得廂體底面和導(dǎo)軌間的摩擦力減?。坏谌?，采用被動式氣膜發(fā)生器，減輕與廂體運(yùn)動方向相同的內(nèi)流力對廂體表面氣流摩擦阻力測試的影響。

2.1 廂體模型結(jié)構(gòu)外形設(shè)計(jì)

結(jié)合風(fēng)阻測試裝置實(shí)驗(yàn)觀測段的幾何結(jié)構(gòu)尺寸要求和實(shí)驗(yàn)?zāi)康?，文中?shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的廂體模型的基本輪廓尺寸為405 mm×40 mm×64 mm，不考慮被動安全防護(hù)結(jié)構(gòu)、駕駛界面、人因工程等方面對車頭外形設(shè)計(jì)進(jìn)行詳細(xì)的分析，從空氣動力學(xué)角度對廂體頭部造型進(jìn)行設(shè)計(jì)。

結(jié)合CA250高速動車組的設(shè)計(jì)尺寸[12]對廂體的頭部進(jìn)行設(shè)計(jì)，計(jì)算公式為

(1)

式中：L為車頭流線化長度；S為車身橫截面積；λ為用長度法定義的細(xì)長比，取值為3.75。

已知廂體的寬度B=40 mm，廂體高度H=64 mm，可計(jì)算的L=107 mm。因?qū)嶒?yàn)測試模型的特殊性，故向下取整L=80 mm，廂體頭部外形結(jié)構(gòu)參數(shù)如下表1所示，廂體頭部如圖3所示。

表1 廂體頭部結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖3 廂體模型頭部

Fig 3 The head of the van model (a)longitudinal section;(b)lateral section

從文獻(xiàn)[10]中可知，在廂體尾部安裝導(dǎo)流罩能實(shí)現(xiàn)較好的減阻效果。根據(jù)設(shè)計(jì)的廂體實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膶?shí)際尺寸，設(shè)計(jì)導(dǎo)流罩的橫向長度為62.5 mm，其外形結(jié)構(gòu)和尺寸如圖4所示。

圖4 廂體尾部導(dǎo)流罩

2.2 廂體底盤設(shè)計(jì)

根據(jù)相對運(yùn)動原理和地面效應(yīng)的影響原理,設(shè)計(jì)汽車風(fēng)洞時，廂體模型靜止，氣流運(yùn)動的同時，汽車風(fēng)洞的地板也應(yīng)該相對汽車運(yùn)動，因?yàn)榭諝饬鲃訒陟o止的地板表面形成邊界層從而影響汽車底部氣流的流動，進(jìn)而影響最終實(shí)驗(yàn)效果。英國汽車動力學(xué)家Bearman教授的研究結(jié)果表明,有移動底板時的汽車阻力系數(shù)和負(fù)升力系數(shù)偏大[13]，這將會不利于文中實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)確數(shù)據(jù)的獲取。

因此，廂體模型的設(shè)計(jì)通過采用在廂體上安裝輪對，輪對由滾輪和車軸組成。廂體模型通過滾輪和導(dǎo)軌的剛性接觸進(jìn)行定位安裝。這樣的設(shè)計(jì)，一方面可以減少地面效應(yīng)對廂體模型的影響；另一方面，通過滾輪在雙導(dǎo)軌上滾動代替廂體底面在靜止地板上的滑動，減少了摩擦阻力。結(jié)合模擬風(fēng)洞試驗(yàn)平臺的雙導(dǎo)軌直徑、橫向跨距等尺寸，測試模型采用40 mm V型尼龍軌道滑輪[14]。

2.3 被動式氣膜發(fā)生器的設(shè)計(jì)

基于自主設(shè)計(jì)開發(fā)的可變風(fēng)速測阻裝置，實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ退街糜陔p導(dǎo)軌上。通過將迎風(fēng)端面與測力計(jì)端螺母連接，數(shù)顯式測力計(jì)可以測出廂體模型的總阻力，廂體模型相對風(fēng)阻測試裝置靜止，因此廂體相對運(yùn)動的方向U為主流速度的負(fù)方向。若是采用主動式氣膜發(fā)生器，利用氣泵或者空氣壓縮機(jī)將產(chǎn)生的空氣泵入到空氣腔中，然后經(jīng)過空氣滲透小孔在廂體表面溢出，在廂體表面形成一層動態(tài)空氣膜。主動式氣膜發(fā)生器下廂體模型的水平方向受力示意圖如圖5所示。

圖5 主動式氣膜發(fā)生器

主動式氣膜發(fā)生器和被動式氣膜發(fā)生器實(shí)現(xiàn)減阻的原理是一致的，空氣從進(jìn)風(fēng)口進(jìn)入空氣腔后，經(jīng)氣膜發(fā)生器小孔滲流至廂體表面形成一層動態(tài)的氣膜層。被動式氣膜發(fā)生器下廂體模型的水平方向受力示意圖如圖6所示。在廂體相對運(yùn)動的過程中，空氣氣膜層與外部的高速氣流相互接觸作用，減小甚至隔絕了外部高速氣流與車體表面的直接摩擦，從而實(shí)現(xiàn)減阻效果。

被動式氣膜發(fā)生器的優(yōu)點(diǎn)在于不需要額外附加的氣泵裝置，廂體表面的滲流空氣流量大小可以隨著主流速度的改變而改變，缺點(diǎn)在于無法模擬出不同的滲流速度條件。而主動式氣膜發(fā)生器的優(yōu)點(diǎn)在于可以控制和調(diào)節(jié)空氣滲透小孔的滲流量以及滲流速度大小。從減少內(nèi)流力以便能精確測量氣流和廂體表面之間的摩擦阻力為出發(fā)點(diǎn)，文中采用被動式氣膜發(fā)生器，氣膜發(fā)生器和廂體模型設(shè)計(jì)于一體，滲流氣體從廂體表面流出。

圖6 被動式氣膜發(fā)生器

由于研究的是小孔間距布局對廂體表面氣流摩擦力的影響，主流速度和滲流速度保持不變，如果主流速度變化，滲流速度同方向同比例發(fā)生變化，兩者關(guān)系可用下式計(jì)算。

(2)

式中：S為單側(cè)滲流入口的實(shí)際迎風(fēng)口面積；v為滲流速度;n為單側(cè)小孔數(shù)目;d為小孔直徑;u為主流速度。

3 實(shí)驗(yàn)和數(shù)據(jù)分析

3.1 模擬風(fēng)阻測試平臺

廂式運(yùn)輸車表面減阻的風(fēng)阻測試實(shí)驗(yàn)在模擬風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)平臺上[15]進(jìn)行，如圖7所示為風(fēng)阻模擬裝置，圖8所示為實(shí)驗(yàn)測試模型。由于實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ筒扇饽ぐl(fā)生器和廂式車體一體化設(shè)計(jì)，采用通風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的氣流一部分形成主流，另一部分通過廂體車頭的狹長入口經(jīng)過空氣腔后從小孔流出形成滲流。

圖7 模擬風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)平臺

圖8 模擬風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)平臺上的測試模型

為研究小孔間距布局對廂體表面氣膜減阻的影響，在小孔斜度為90°、小孔直徑為1 mm條件下，首先測試了小孔橫向間距為5 mm，小孔縱向間距分別為3、2.5、2、1.5、1.1 mm的5種模型在主流速度16、18、20、22、24 m/s下受到的阻力大小，然后測試了小孔縱向間距為3 mm，小孔橫向間距分別為5、4、3、2、1.1 mm的5種模型在主流速度16、18、20、22、24 m/s下受到的阻力大小。模擬風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)的不同小孔縱向間距廂體模型和不同小孔橫向間距廂體模型分別如圖9和圖10所示。其中，通過使用輕質(zhì)材料堵塞滲流入口來形成廂體模型無氣膜發(fā)生器的條件。

圖9 不同小孔縱向間距的廂體模型

圖10 不同小孔橫向間距的廂體模型

3.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

為了研究廂體在不同小孔縱向間距下的氣膜減阻效果，設(shè)定如下的減阻率計(jì)算公式：

(3)

式中：R為減阻率；F為廂體模型表面無氣膜時受到的總阻力；F′為廂體模型表面有氣膜時受到的總阻力。

3.2.1 小孔縱向間距對氣膜減阻的影響

表2示出了在廂體表面有氣膜和無氣膜2種條件下不同小孔縱向間距的廂體模型的總阻力。圖11示出了氣膜減阻率隨小孔縱向間距的變化趨勢。

由表2、圖11可以看出，當(dāng)主流和滲流速度大小比值一定、小孔斜度為90°、小孔直徑為1 mm和小孔橫向間距為5 mm時，可以得出以下結(jié)果：第一，氣膜減阻率均為正值，驗(yàn)證了廂體表面氣膜減阻的可靠性。原因在于小孔滲出的氣流與外部來流進(jìn)行混合，相比于廂體模型表面無氣膜狀態(tài)，增加了邊界層的厚度，廂體表面壓力減小，從而使得受到的摩擦力減小，最終達(dá)到減阻效果。第二，當(dāng)小孔縱向間距變化時，氣膜減阻率上下波動且同等主流速度和滲流速度下的最大與最小減阻率均不超過5%。結(jié)合廂體模型表面無氣膜總阻力、數(shù)顯式測力計(jì)0.5%的精度和5 N的量程可知，氣膜減阻率之所以上下波動是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)誤差的綜合影響。由此可得在此范圍內(nèi)的小孔縱向間距變化不影響廂體模型表面減阻效果，其原因在于小孔縱向間距方向與主流速度方向垂直，小孔中滲出的氣流在縱向方向的擴(kuò)散量不會隨著小孔縱向間距的變化而變化，所以廂體模型表面壓力和摩擦力不會發(fā)生明顯變化。第三，在主流和滲流速度比值一定時，隨著主流速度和滲流速度的增大，廂體模型表面減阻率下降。原因在于滲流速度的增大對廂體模型表面增加的氣膜層厚度帶來的減阻效果小于主流速度的增大對廂體模型表面氣膜層的削弱作用。

表2 不同小孔縱向間距下廂體模型受到的總阻力(d=1 mm，α=90°，b=5 mm)

圖11 不同小孔縱向間距和速度下廂體表面的 氣膜減阻率(d=1 mm，α=90°，b=5 mm)

3.2.2 小孔橫向間距對氣膜減阻的影響

表3示出了在廂體表面有氣膜和無氣膜2種條件下不同小孔橫向間距的廂體模型的總阻力。圖12示出了氣膜減阻率隨小孔橫向間距的變化趨勢。

表3 不同小孔橫向間距下的廂體模型受到的總阻力(d=1 mm，α=90°，a=3 mm)

由表3、圖12可以看出，當(dāng)主流速度和滲流速度比值相等時，小孔斜度為90°、小孔直徑為1 mm和小孔縱間距為3 mm時，廂體模型表面減阻率在小孔橫向間距1.1～2 mm呈上升趨勢，而在2～5 mm呈下降趨勢。由此可得：第一，氣膜減阻率均為正值，驗(yàn)證了廂體表面氣膜減阻的可靠性；第二，在主流速度和滲流速度比值不變時，當(dāng)橫向間距逐漸增大時，氣膜減阻率最大值都是在小孔橫向間距為2 mm時，表明該模擬風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)?zāi)苋〉米畲髿饽p阻效果的最佳小孔橫向間距處在1.1～3 mm范圍內(nèi)，原因在于，在主流速度下，當(dāng)小孔橫向間距逐漸從5 mm逐漸減小至2 mm時，滲透氣體向后擴(kuò)散形成的空氣膜對廂體后部區(qū)域的影響越來越大，從而取得更好的減阻效果；當(dāng)小孔橫向間距從2 mm減小至1.1 mm時，盡管主流風(fēng)速較大，但小孔間距和小孔直徑大小已具備可比性，鄰近小孔噴出的氣流形成多孔射流，多股射流卷吸周圍環(huán)境中的外界主流使氣膜邊界層流動復(fù)雜，從而使氣膜減阻效果下降。

圖12 不同小孔橫向間距和速度下的廂體表面 氣膜減阻率(d=1 mm，α=90°，a=3 mm)

4 結(jié)論

(1)通過對5種不同小孔縱向間距的廂體模型的模擬風(fēng)阻試驗(yàn),在小孔縱向間距3 mm之內(nèi)，廂體表面噴氣減阻效果不會隨著縱向間距的變化有明顯變化。

(2)通過對5種不同小孔橫向間距的廂體模型的模擬風(fēng)阻試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)隨著小孔橫向間距的增加，廂體表面氣膜減阻效果先增大后減小，氣膜減阻效果最佳的小孔橫向間距處在1.1～3 mm范圍內(nèi)。

(3)在主流速度和滲流速度大小比值相等的情況下，隨著主流速度和滲流速度的增加，廂體表面噴氣減阻效果變小。