Aktive Strömungsbeeinflussung an Vollheck-Fahrzeugen zur Reduzierung des Luftwiderstands

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1 2. September 2013 Aktive Strömungsbeeinflussung an Vollheck-Fahrzeugen zur Reduzierung des Luftwiderstands - Abschlussbericht - Für den Berichtszeitraum bis bearbeitet: Dipl.-Ing. Benjamin Bock Lehrstuhl Kraftfahrwesen Institut für Verbrennungsmotoren und Kraftfahrwesen Universität Stuttgart Pfaffenwaldring Stuttgart Tel. 0711/ geprüft: genehmigt: Dipl.-Ing. Nils Widdecke Prof. Dr.-Ing. Jochen Wiedemann

2 Inhaltverzeichnis Formelzeichen... II Kurzfassung... IV 1. Einleitung Beschreibung der Modelle Beschreibung des experimentellen Modells... 3 Ermittlung eines Maßes für den Luftwiderstand aus Druckmessungen... 4 Strömungseigenschaften des Modells... 5 Aufbau des Aktuators und Vorgehen zur Messung der erzeugten Strömung Beschreibung des Simulationsmodells Übersicht über die untersuchten Parameter Zusammenhang zwischen Anregungsfrequenzen, sowie Ausblase- Volumenströmen und dem Strömungsbeeinflussungspotential Zusätzliche Beeinflussung des Strömungsfelds Potential zur Beeinflussung bei Veränderung von Strömungszuständen Aktuator Kombination der Parameter Festlegung der Variantenanzahl und Aufteilung der Varianten auf Simulationsmodell und experimentelles Modell Bestimmung der Leistungsbilanz Strömungsfeld des Aktuators Ergebnisse der Untersuchungen Einfluss des Impulsbeiwerts Einfluss der Anregungsfrequenz Potential zur Beeinflussung der stationären Strömungsbedingungen Beeinflussung bei unterschiedlichen Strömungszuständen Anforderungen an die Aktuatoren Zusammenfassung der Ergebnisse und Ausblick Literaturverzeichnis... A Seite I

3 Formelzeichen B Breite des Modells [m] c P statischer Druckbeiwert [-] c P, B Flächengemittelter statischer Druckbeiwert an der Basis [-] c P, F Flächengemittelter statischer Druckbeiwert Frontteil [-] c µ c W c W,0 Impulsbeiwert [-] Luftwiderstandsbeiwert [-] Luftwiderstandsbeiwert, bei natürlicher Strömung [-] f Frequenz [s -1 ] f a Aktuationsfrequenz [s -1 ] H Höhe des Modells [m] H 12 Formparameter der Grenzschicht [-] h S l S n S Höhe des Schlitzes für die Anregung Länge des Schlitzes für die Anregung Anzahl der Schlitze für die Anregung [m] PSD Leistungsdichtespektrum [m 2 s -2 Hz -1 ] p x, y lokaler statischer Druck an der Stelle x, y [Pa] p statischer Druck der ungestörten Strömung [Pa] P W,0 Luftwiderstandsleistung bei natürlicher Strömung [W] P W Änderung Leistung zur Überwindung des Luftwiderstands [W] Re H Reynolds-Zahl bezogen auf die Modellhöhe [-] Re L Reynolds-Zahl bezogen auf die Länge des Modells [-] Re δ 2 Reynolds-Zahl bez. auf Impulsverlustd. der Grenzsch. [-] Sr Strouhal-Zahl bezogen auf die Modellhöhe [-] Sr a Strouhal-Zahl der Anregungsfrequenz [-] Tu A Turbulenzgrad des Aktuations-Strahls [-] v Geschwindigkeit [m s -1 ] v a Geschwindigkeitssignal der Anregung [m s -1 ] vˆa Geschwindigkeitsamplitude der Anregung [m s -1 ] v a, rms RMS Wert der Anregungsgeschwindigkeit [m s -1 ] v cl v max v rms Centerline Geschwindigkeit [m s -1 ] Maximalwert der Geschwindigkeit an einer Stelle [m s -1 ] RMS Wert der Geschwindigkeit an einer Stelle [m s -1 ] v Anströmgeschwindigkeit der ungestörten Strömung [m s -1 ] [m] [m] Seite II

4 δ 1 Verdrängungsdicke der Grenzschicht [m] δ 2 Impulsverlustdicke der Grenzschicht [m] ϕ Austrittswinkel des Aktuations-Strahls [ ] ρ Dichte des Strömungsmediums [kg m -3 ] υ kinematische Viskosität des Strömungsmediums [m 2 s -2 ] c W Änderung des Luftwiderstandsbeiwerts [-] Seite III

5 Kurzfassung Sowohl ein experimentelles, als auch ein numerisches Modell eines generischen 2D- Vollheckfahrzeuges wurden erstellt. Das CFD Modell wurde anhand der Ergebnisse des experimentellen Modells validiert. Mit beiden Modellen wurde die Möglichkeit der Beeinflussung der Strömungsablösung und des Hecktotwassers durch Netto-Null- Massenstrom-Aktuatoren an der Hinterkante untersucht, durch die der Widerstand der umströmten Geometrie beeinflusst werden kann. Der Widerstand des so umströmten Fahrzeugkörpers konnte gegenüber der nicht angeregten Situation für viele der hier untersuchten Aktuations-Konfigurationen durch das Einwirken auf Strömungsinstabilitäten reduziert werden. Dabei war die berechnete Leistungsbilanz für viele aktuierte Fälle positiv, so dass durch die Aktuation ein realer Leistungsvorteil von bis zu 30 % entstand. Mit den durchgeführten Parameteruntersuchungen konnten wesentliche Kennzahlen, die bei der Beeinflussung von den auftretenden Instabilitäten eine Rolle spielen, identifiziert werden und die Effekte, die die Strömung beeinflussen, ermittelt werden. Eine weitere Reduktion des Luftwiderstands durch virtuelles Boattailing, bei gleichzeitiger kombinierter Beeinflussung der Strömungsinstabilitäten konnte jedoch nicht erreicht werden. Für die Anforderungen und die Gestaltung eines Aktuators wurden wichtige Eigenschaften bestimmt, die die strömungsmechanische Effizienz des Aktuators gewährleisten und bei gleichbleibender Effizienz den fertigungstechnischen Aufwand reduzieren. Seite IV Lehrstuhl Fahrzeugantriebe: Prof. Dr.-Ing. M. Bargende Lehrstuhl Kraftfahrzeugmechatronik: Prof. Dr.-Ing. H.-C. Reuss

6 1. Einleitung Diese Arbeit beschäftigt sich mit der Zielsetzung, den Luftwiderstand von Kraftfahrzeugen zu reduzieren und somit den CO 2 -Ausstoß zu senken. Der Beitrag dieser Arbeit besteht darin, die Anwendung der aktiven Strömungsbeeinflussung an Vollheckfahrzeugen einen Schritt voran zu bringen. Dies erfolgte im Zuge von Parameteruntersuchungen an einem Vollheckfahrzeugmodell mit ebenem Umströmungszustand. Die Luftwiderstände von Flügelprofilen sind im Vergleich zu dem eines stumpfen Körpers, wie beispielsweise eines Vollheckfahrzeugs, deutlich geringer. Beim Versuch den Luftwiderstand eines stumpfen Körpers dadurch zu reduzieren, dass die Strömung des Nachlaufs in das Strömungsfeld eines Flügelprofils überführt wird, würde der Impulsaustausch von Außenströmung zum nahen Nachlauf das größte Hindernis darstellen. Die größtmögliche Unterdrückung dieses Impulsaustausches würde die Abgabe von Energie aus der Außenströmung reduzieren. Diese Übertragung von Impulsenergie aus der Außenströmung in den nahen Nachlauf geschieht in Form von Wirbelstrukturen. Diese dissipieren jedoch mit der Zeit und stellen somit einen zusätzlichen Leistungsaufwand dar. Bemerkbar macht sich dies durch die Absenkung des Drucks an der Basis und somit im Luftwiderstand. Eine große Rolle beim Impulsaustausch spielen strömungsphysikalische Instabilitäten in der Scherschicht, die sich zu großen Wirbelstrukturen in der Scherschicht aufrollen können und einen sehr starken Impulsaustausch hervorrufen. Sie sorgen für verstärkte Diffusion in der Scherschicht und somit für starke Gradienten in Transversalrichtung, die wiederum den Nachlauf sehr kurz halten. Die starken Gradienten versorgen den Nachlauf immer wieder mit viel Energie, die der Hauptströmung entzogen wird und damit vom Antrieb des Fahrzeugs aufgebracht werden muss. Um einen geringeren Luftwiderstand zu erzielen, müssen diese Instabilitäten möglichst unterdrückt werden. Einer Unterdrückung dieser Strukturen folgend, würde sich das Nachlaufgebiet in Strömungsrichtung vergrößern und somit im Bereich um den Körper und den Nachlauf dem eines Flügelprofils angleichen. Aus diesem Grund ist für die Strömungsbeeinflussung stumpfer Körper mit dem Ziel den Luftwiderstand zu reduzieren die Reduktion von Instabilitäten in der Scherschicht ein vielversprechender Ansatz. Dabei kann es sich sowohl um eine absolute Instabilität, wie die der Kármánschen Wirbelstraße handeln, die bei ebenen Strömungszuständen auftritt, als auch um andere Instabilitäten, die für die Entstehung von Wirbelstrukturen in der Scherschicht verantwortlich sind. Für stumpfe Körper mit ebenem Umströmungszustand ist bekannt, dass die Kármánsche Wirbelstraße einen nicht zu vernachlässigenden Anteil zum Luftwiderstand beiträgt [1, 3-5]. Das Phänomen der Kármánschen Wirbelstraße kann als Stabilitätsproblem betrachtet werden. Kim et al. haben deshalb die Stabilität des Nachlaufs eines Zylinders in Zusammenhang mit verschiedenen Beeinflussungsmaßnahmen untersucht [1]. Demnach wird beim sogenannten base bleed, d.h. einer körpernahen Ausblasung in den Nachlauf, die lokale absolute Instabilität abgeschwächt. In [1] wird auch darauf hingewiesen, dass Aussagen der linearen Stabilitätsanalyse, die bei niedrigen Reynolds-Zahlen gelten, bei höheren Reynolds- Zahlen durch eine Verschiebung der Stabilitäten oder durch neue Instabilitäten Seite 1

7 ungültig werden können. Des Weiteren wird in [1] darauf hingewiesen, dass sich Wirbelstrukturen im Nachlauf, in Folge der Lauflänge, der Grenzschicht (und damit der Grenzschichtdicke) sowie in Abhängigkeit des Seitenlängenverhältnisses und der Bodennähe deutlich ändern. Deshalb wird in [2] vorgeschlagen, zur Beschreibung der Strömungsphänomene der Kármánschen Wirbelstraße eine Reynolds-Zahl zu verwenden, deren charakteristische Länge auf der Impulsverlustdicke an der Ablösestelle basiert, da die Impulsverlustdicke bei diesen Vorgängen eine ausschlaggebende Rolle spielt. Weitere Untersuchungen zeigen, dass selbst ohne direkte Beeinflussung der Kármánschen Wirbelstraße eine erfolgreiche Absenkung des Luftwiderstands mittels Coanda-Aktuatoren durch eine Art virtuelles Boattailing möglich ist [6]. Diese Art der Anregung könnte sogar effizienter funktionieren, als die Beeinflussung der Kármánschen Wirbelstraße selbst. Dies gilt vor allem für Strömungssituationen, in denen die Kármánsche Wirbelstraße den Strömungswiderstand nur in geringer Weise beeinflusst. Im Rahmen dieser Arbeit konnte jedoch eine zusätzliche Reduktion des Luftwiderstands durch diese Maßnahmen nicht erreicht werden. Ziel der durchgeführten Untersuchungen war, durch die Parametervariationen am 2D-Vollheck-Fahrzeugmodell Erkenntnisse für den Einsatz der Netto-Null- Massenstrom-Aktuation am Vollheck Fahrzeug zu erlangen und eine Aussage über die Leistungsbilanz zu treffen. Um diese Ziele zu erreichen, haben sich vier Fragestellungen herauskristallisiert, die vor allem durch die eingangs beschriebenen Aspekte motiviert sind: 1. Mit der Abhängigkeit der Wirbelstrukturen im Nachlauf von Seitenlängenverhältnis, Impulsverlustdicke und Bodennähe, stellen sich die Fragen: Welche Strömungseigenschaften sind maßgebend für die Strömungsbeeinflussung und welche Kennzahlen sollten zu deren Beschreibung verwendet werden? 2. Vor dem Hintergrund der Betrachtung der Leistungsbilanz und damit der Effizienz der Beeinflussung, stellt die Untersuchung der Nutzung eines virtuellen Boattailings eine vielversprechende Möglichkeit dar, um die Effizienz der Maßnahme mit diesen Effekten zusätzlich zur Beeinflussung der Kármánschen Wirbelstraße zu erhöhen. 3. Weiterhin wirft die Betrachtung der Leistungsbilanz die Frage auf, welche Eigenschaften bei der Gestaltung eines Aktuators beachtet werden müssen um dessen Effizienz zu maximieren. 4. Ein weiterer Punkt, der sich durch die Untersuchung hinsichtlich Leistungsbilanz und Effizienz ergibt, ist der grundlegende Zusammenhang zwischen dem tatsachlich möglichen Potential, die Strömung zu beeinflussen und den hierzu erforderlichen Ausblase-Volumenströmen, bzw. der Anregungsfrequenz. Die Untersuchungen umfassen numerische sowie experimentelle Untersuchungen. Im Folgenden werden nach der Einführung dieser Modelle, sowie deren Strömungseigenschaften die Ergebnisse der Untersuchungen erörtert. Seite 2

8 2. Beschreibung der Modelle In diesem Abschnitt werden die Modelle vorgestellt, die in den durchgeführten Untersuchungen verwendet wurde. Mit diesen Modellen wurden vielfältige Parametervariationen durchgeführt. Einige grundlegende Eigenschaften dieser Modelle sind zur Betrachtung der Ergebnisse sehr wichtig und werden in diesem Kapitel beschrieben. Für die Beschreibung der in dieser Arbeit betrachteten Strömungseigenschaften ist die Reynolds-Zahl die wichtigste Kennzahl, da die betrachteten Prozesse direkt von dieser abhängen. Die Reynolds-Zahl ist definiert als: v L Re L = υ Die Viskosität ist bei den durchgeführten Untersuchungen konstant, die Geschwindigkeit v wurde variiert. Für das Längenmaß L können verschiedene Maße eingesetzt werden. Um die Strömungseigenschaften prinzipiell zu beschreiben wird in diesem Kapitel die Länge des Modells verwendet. Da die Modelllänge für alle hier untersuchten Fälle konstant ist, wird die Veränderung der so gebildeten Reynolds-Zahl ausschließlich durch eine Veränderung der Geschwindigkeit erreicht. Andere Längenmaße haben zur Beschreibung der Strömung durch die Reynolds- Zahl, insbesondere im Zuge der Parameteruntersuchungen dieser Arbeit, aber auch ihre Berechtigung. Auf diese wird später bei der Beschreibung der Parameter genauer eingegangen. Das für die Durchführung der Parameterstudien gebaute experimentelle Modell, sowie das dafür aufgebaute CFD Modell, werden in den folgenden Unterabschnitten vorgestellt. 2.1 Beschreibung des experimentellen Modells Abb. 1 zeigt schematisch die Anordnung des Versuchsaufbaus im Modell-Windkanal des IVK der Universität Stuttgart. Außergewöhnlich ist dabei die Lage des Modells. Um optimale Randbedingungen für den ebenen Strömungszustand des Fahrzeugmodells zu erhalten, wurde zwischen Düse und Kollektor des Windkanals parallel zum Boden eine Deckenplatte eingesetzt. Damit wurde aus einer ¾ geöffneten Messstrecke eine Messstrecke in halboffenem Freistrahl. Ein ebener Strömungszustand liegt in Ebenen parallel zur Decke, bzw. zum Boden vor. Um einen ebenen Umströmungszustand am Modell zu erhalten, wurden die Symmetrieebenen des so modifizierten Windkanals und des Fahrzeugmodells aufeinandergelegt. Deshalb wurde die Symmetrieebene des 2D-Fahrzeugmodells senkrecht zur Decke ausgerichtet. Der Bug des Modells ist als Halbellipsoid (erste Halbachse 200 mm, zweite Halbachse 100 mm) ausgeführt. Damit wird sichergestellt, dass Ablösungen vor der Hinterkante vermieden werden. Mit dieser Maßnahme kann ausgeschlossen werden, dass sich Effekte der Anregung in anderer Form als in der Beeinflussung des Basisdrucks auswirken. Das Modell hat eine Länge von 1077 mm, eine Breite von 1055 mm und eine Höhe von 100 mm. Die Öffnung des Austrittsschlitzes hat eine Länge von 900 mm, die sich mittig über die Breite des Modells erstreckt, wobei der Schlitz eine Höhe von 1 mm hat. Seite 3

9 Abb. 1: Skizze des 2D-Fahrzeugmodells im IVK Modellwindkanal Ermittlung eines Maßes für den Luftwiderstand aus Druckmessungen Abb. 2: Situation der Druckkräfte, die den Luftwiderstand im Wesentlichen bestimmen Mit diesem experimentellen Modell wurden die Auswirkungen der variierten Parameter auf den Druckanteil des Luftwidertands untersucht. In Abb. 2 ist die Situation von dimensionslosen Druckkräften an einem Modell schematisch dargestellt. Die dimensionslosen Kräfte stellen das Integral des dimensionslosen Drucks auf der jeweiligen projizierten Fläche, die senkrecht zur Kraftrichtung liegt, dar. Der Druckanteil des Luftwiderstandsbeiwerts ergibt sich nach Abb. 2 direkt aus der dimensionslosen Druckkraft auf den Bug oder den Frontteil abzüglich der Druckkraft auf die Basis. Zur Bestimmung des dimensionslosen Drucks an einer Messstelle wird der Druckbeiwert verwendet. c P = px, y p 1 ρ 2 v 2 Der Druckbeiwert (und somit deren dimensionsloser Druckkraftanteil) am Bug ist für alle experimentell untersuchten Parameter der gleiche. Für die hier durchgeführten Arbeiten ist deshalb ausschließlich der Druck an der Basisfläche von Bedeutung. In Abb. 3 ist schematisch die Anordnung der Oberflächendruck-Messstellen zur Bestimmung des Basisdrucks dargestellt. Die meisten Messstellen (14) sind über der Höhe verteilt, da hier die größten Gradienten auftreten. Durch den ebenen Strömungszustand kann sich das Verhalten der Drücke entlang der Basis stationär gesehen prinzipiell piell nicht unterscheiden. Phasenunterschiede sind aber dennoch möglich. Um diese erfassen zu können, sind auch 6 Reihen von p Seite 4 = p x, y q

10 Oberflächendruckmessstellen entlang der Breite verteilt. Insgesamt wurde der Basisdruck an 84 Messstellen mit einer Abtastrate von 143 Hz und einer Messdauer von 1 min ermittelt. Abb. 3: Skizze der Anordnung der Druckmessstellen an der Basisfläche Um mit dem experimentellen Modell eine Aussage bezüglich der Leistungsbilanz treffen zu können, wurde ein Basisluftwiderstandsbeiwert und ein dimensionsloser Druckbeiwert für die Bugfläche des im nächsten Abschnitt beschriebenen CFD Modells bestimmt. Somit kann für jeden untersuchten Fall ein Widerstandsbeiwert und dessen Differenz zum Basisfall bestimmt werden. Strömungseigenschaften des Modells Da die Grenzschicht nahe der Ablösekante eine bedeutende Rolle für die betrachteten Strömungsvorgänge spielt, wurden die wichtigsten Größen der Grenzschicht für den experimentellen Aufbau und alle untersuchten Reynoldsbestimmt. Betrachtet wurde die Grenzschicht an der Position, die sich 5 mm von der Ablösekante entfernt auf dem Modell befindet. Die Werte der Grenzschichtdicken (Verdrängungsdicke δ 1, Zahlen, durch Messung mit der Hitzdrahtanemometrie Impulsverlustdicke δ 2 ), sowie des Formparameters H 12 sind in Tabelle 1 aufgeführt. Mit Hilfe des Formparameters kann festgestellt werden, in welchem Zustand (Laminar oder Turbulent) sich die Grenzschicht an der gemessenen Stelle befindet. Er ist das Verhältnis von Impulsverlustdicke zu Verdrängungsdicke. Re L in Mio [-] δ 1 [mm] δ 2 [mm] H 12 [-] Tabelle 1: Grenzschichtdicken für unterschiedliche Reynolds-Zahlen im Experiment. Die Grenzschichtdicken unterscheiden sich in den hier betrachteten Bereichen der Reynolds-Zahl praktisch nicht. Der Formparameter H 12 zeigt für alle untersuchten Fälle, dass die Grenzschicht turbulent ist. Da die durchgeführten Untersuchungen ausschließlich eine Veränderung der Nachlaufströmung verursachen und dort speziell die Scherschicht beeinflussen, ist der Abgleich der Scherschicht im Nachlauf die wichtigste Eigenschaft, die beim Vergleich zwischen Simulation und Experiment übereinstimmen muss. Der Vergleich Seite 5

11 der Geschwindigkeitsprofile in der Scherschicht soll dazu verwendet werden, dies zu überprüfen. Um diese Informationen aus dem Experiment zu erhalten, wurde eine Mehrlochdrucksonde verwendet, mit der an definierten Positionen in Nachlauf, die Geschwindigkeitsprofile der Scherschicht gemessen wurden. Auf den Vergleich der Nachlaufprofile von Simulation mit den experimentellen Daten wird im Abschnitt 2.2 Beschreibung des Simulationsmodells eingegangen. Aufbau des Aktuators und Vorgehen zur Messung der erzeugten Strömung Abb. 4 zeigt eine Skizze der x-y-ebene des Modells. Im oberen Teil des Bildes ist angedeutet, wo der Aktuator im Versuchsmodell angeordnet ist. Der untere Teil der Abbildung stellt im Schnitt schematisch dar, wie der Aktuator aufgebaut ist. An der Hinterkante des Modells sind die Austrittsöffnungen für die Aktuatorströmung zu erkennen. Dabei sind die Kanäle, die sich über eine Breite von 900 mm (in z- Richtung) erstrecken, unter einem Winkel von 45 au sgerichtet. Im Inneren des Modells befindet sich ein Volumen, das mit den Kanälen für den Aktuatoraustritt verbunden ist. An dieses Volumen ist auch der eingebaute Lautsprecher gekoppelt. Die vom Aktuator erzeugten periodischen Geschwindikgeitsschwankungen werden über das Volumen und die Austrittskanäle an die Außenströmung übertragen. Abb. 4: Schematische Skizze der Anordnung der Aktuatoreinheit im Heck des 2D Fahrzeugmodells Der schematisch beschriebene Aufbau ist in Abb. 5 des experimentellen Aufbaus als Fotografie zu sehen. Dieses Bild zeigt die Draufsicht auf die x-z-ebene. Zu erkennen Seite 6

12 sind die 5 Lautsprecher vom Typ Visaton W 130 S, die über die Breite eingesetzt sind. In der unteren Hälfte ist die hintere Begrenzung (durch die Basis des Modells) des Aktuatorvolumens zu erkennen. Dort verlaufen auch die Schlauchleitungen, die die Signale der Oberflächendrücke an der Basis des Modells an die Messwandler weiterleiten. Abb. 5: Aktuatoreinheit Durch die Geschwindigkeitsschwankungen an der Aktuatoraustrittsfläche wird ein Impuls in die Außenströmung eingebracht. Dieser Impuls wird in der unter 3.7 Bestimmung der Leistungsbilanz beschriebenen Leistungsbilanz berücksichtigt. Um diesen quantifizieren zu können wurde der Verlauf der Geschwindigkeit an der Austrittsöffnung mit der Hitzdrahtanemometrie gemessen. Abb. 6 zeigt dazu schematisch, wie die Hitzdrahtsonde zum Modell angeordnet wurde. Zu sehen ist der hintere Teil des in Abb. 4 unten gezeigten Ausschnitts des Modells in der x-y-ebene mit dem Aktuatoraustritt. Die Hitzdrahtsonde wurde ebenfalls unter 45 (+/- 1 ), also parallel zu dem Austrittskanal angeordnet. Somit befand sich der Hitzdraht in der betrachteten Ebene parallel zur Austrittsfläche. Die Geschwindigkeit wurden direkt am Austritt (Toleranz +0.2 mm) gemessen. Abb. 6: Messung der Aktuatorströmung am Austrittsschlitz Seite 7

13 2.2 Beschreibung des Simulationsmodells Abb. 7 stellt schematisch das Simulationsmodell dar. Das CFD Modell wurde speziell an das experimentelle Modell angepasst und besitzt deshalb in der x-y-ebene dieselben Abmessungen, wie das Modell im Experiment. Die Breite des Modells wurde so angepasst, dass einerseits die Symmetrie der Strömung mit entsprechenden Randbedingungen ausgenutzt werden kann, aber gleichzeitig über genügend Breite verfügt, um auftretende turbulente Strömungsvorgänge in allen drei Raumrichtungen ausreichend aufzulösen. Auf die Modellierung des Windkanals mit halboffener Messstrecke und Freistrahl wurde in der CFD verzichtet. Aus Performancegründen wurde stattdessen bei der Simulation ein geschlossener, reibungsfreier Kanal modelliert, der Windkanalinterferenzeffekte so gering wie möglich hält. Die Eigenschaften der Grenzschicht wurden auf das experimentelle Modell abgestimmt. Die Grenzschichtdicke δ 2 beträgt in der CFD 1.67 mm. Dieses Modell ersetzt das aus dem Zwischenbericht vorgestellte Modell vollständig. Vergrößerte Darstellung siehe Abb. 9 Abb. 7: Skizze des CFD Modells für Parametervariationen Um das CFD Modell mit dem experimentellen Modell abzustimmen, wurden die gemessenen Geschwindigkeitsprofile im Nachlauf verglichen. In Abb. 8 ist ein solcher Vergleich für die x-positionen mit den Abständen x/h = 1.22 und x/h = 1.62 bei unbeeinflusster Strömung dargestellt. Die Übereinstimmung liegt im Rahmen der Messgenauigkeit. Für die Aktuation wurde das Innenleben des Aktuators nicht mit modelliert, da solch eine gekoppelte Simulation den Rahmen der geplanten Untersuchungen bei den derzeit möglichen Rechenleistungen sprengen würde. Zur Modellierung der Aktuation wurde an der Austrittsfläche der Aktuation eine definierte Geschwindigkeitsschwankung als Sinusschwingung mit gegebener Frequenz und Amplitude vorgegeben. Diese Art der Randbedingungen wurde bereits in einer anderen Untersuchung in Übereinstimmung mit experimentellen Ergebnissen erfolgreich angewendet [4]. Diese Randbedingung wurde auf eine virtuelle Austrittsfläche die sich senkrecht zum Austrittskanal befindet mit der Höhe 1 mm angewendet. Die Länge dieser Fläche erstreckt sich auf die gesamte Breite des Modells. Die Aktuatoraustrittsfläche besitzt dieselbe Orientierung wie im Experiment. Seite 8

14 Abb. 8: Vergleich der Geschwindigkeitsprofile an zwei x-positionen mit definiertem Abstand zur Basis für die unbeeinflusste Strömung 3. Übersicht über die untersuchten Parameter Bei der Beantragung dieses Projekts, wurden folgende zu untersuchende Parameter benannt: Einfluss der Reynolds- / Strouhal-Zahl beim periodischen Ausblasen und Absaugen Einfluss der Heckhöhe und des Bodenabstands Einfluss der Anzahl, Position und Geometrie der Anregungspositionen zum Ausblasen und Absaugen Einfluss der Ausblase- und Absaug-Volumenströme Einfluss unterschiedlicher Anregungsformen des Anregungssignals und der Phasenlage zwischen den Anregungspositionen beim Ausblasen und Absaugen Ausgangspunkt für die Untersuchung dieser Parameter sind die vier eingangs erwähnten Hauptfragestellungen hinsichtlich der aktiven Strömungsbeeinflussung, auf die in dieser Arbeit eingegangen werden soll: Welcher Zusammenhang besteht zwischen dem Potential der Strömungsbeeinflussung Leistung einzusparen und den Ausblase- Volumenströmen, bzw. der Anregungsfrequenz? Kann im Zuge der Beeinflussung der instationären Wirbelstrukturen eine zusätzlich Beeinflussung des Strömungsfelds erzielt werden? Seite 9

15 Welche Strömungszustände sind maßgebend für die Strömungsbeeinflussung? Auf welche Eigenschaften muss bei der Gestaltung eines Aktuators geachtet werden und wie kann die Effizienz der Wirkungsweise eines Aktuators maximiert werden? Im Folgenden wird beschrieben, zu welchen dieser Fragestellungen die einzelnen Parameteruntersuchungen einen Beitrag leisten sollen und wie dieser aussieht. 3.1 Zusammenhang zwischen Anregungsfrequenzen, sowie Ausblase- Volumenströmen und dem Strömungsbeeinflussungspotential Bei der Anregung einer instationären, turbulenten Strömung durch ein periodisches Signal, muss die Amplitude dieses Signals ausreichend hoch sein, alleine schon um nicht im turbulenten Rauschen unterzugehen. Um einen strömungsphysikalischen Effekt mit der Anregung zu erzielen muss es einen Mindestwert für die Amplitude geben, ab dem eine Triggerung von Prozessen erst möglich ist. Vor diesem Hintergrund ist die Variation der Amplituden der Ausblase-Volumenströme ein sehr wichtiger Parameter, um die Sensitivität der Strömung gegenüber der Aktuation zu ermitteln. Die Ausblase-Volumenströme werden üblicherweise über den dimensionslosen Impulsbeiwert beschrieben: 2 ns hs ls va,rms cµ = 2 H B v Der Impulsbeiwert bezeichnet das Verhältnis von eingebrachtem Impuls, über die Austrittsfläche (Anzahl der Schlitze n S, mal Schlitzhöhe h S, mal Schlitzlänge l S, mal Quadrat des Effektiv-Wert (rms für root mean square) der Aktuationsaustrittsgeschwindigkeit v a,rms ) des Aktuators zu dem Impuls, der über der Stirnfläche des Modells (H mal B, mal Quadrat der Anströmgeschwindigkeit v ) bei konstanter ungestörter Anströmung herrscht. Da die hier angewendete periodische Beeinflussung, die in der Ausgangsströmung vorhandenen periodischen Prozesse anregen kann, wird ein Einfluss der Anregungsfrequenz auf die Effizienz der Beeinflussungsmaßnahme erwartet. Die Anregungsfrequenz wird durch die Strouhal-Zahl f H Sr = v beschrieben. Allgemein gibt die Strouhal-Zahl an, wie oft sich ein Vorgang in der Zeitspanne, die die freie Anströmung für die Überströmung des Längenmaßes H benötigt wiederholt. Als Längenmaß wird hier ausschließlich die Höhe des Modells H verwendet. 3.2 Zusätzliche Beeinflussung des Strömungsfelds Im Zwischenbericht dieses Projekts wurde gezeigt, dass die Art der Strömungsbeeinflussung eine Beeinflussung des stationären Strömungsfeldes in Form einer Verlängerung des Nachlaufgebietes zur Folge hat. Diese Veränderung des stationären Strömungsfeldes beruht auf einer Veränderung von instationären Seite 10

16 Strukturen. Ob es einen Effekt gibt, der das stationäre Strömungsfeld noch zusätzlich zugunsten einer Widerstandsreduktion beeinflussen kann, soll durch die Parametervariationen in diesem Abschnitt untersucht werden. Solche Veränderungen können durch eine transversale (senkrecht zur Strömungsrichtung) Verkleinerung des Nachlaufgebietes oder durch Ablöseverzögerung, die zur Basisdruckanhebung führt, eine positive Wirkung auf den Luftwiderstand hervorrufen. Diese Effekte sollen durch die Veränderung vom Austrittswinkel der Aktuation und der Form der Hinterkante als abgerundete Geometrie untersucht werden. Abb. 9: Skizzen zur zusätzlichen Beeinflussung des Strömungsfelds durch den Austrittswinkel der Aktuation (links) und die Gestaltung der Kante an der aktuiert wird (rechts) Der Parameter des Austrittswinkels der Aktuation mit der Geschwindigkeit v a wurde durch den Winkel ϕ der Strömung an der Austrittsfläche verändert. Dies ist in Abb. 9 links anhand einer schematischen Skizze des Bereichs der Hinterkante dargestellt. Die dargestellten Ausschnitte in dieser Abbildung sind als eine Vergrößerung des in Abb. 7 kreisförmig markierten Bereichs zu verstehen. Aus verschiedenen Veröffentlichungen [8-10] geht hervor, dass durch Aktuation mit einer Netto-Null-Massenstrom-Quelle die Ablösung an runden Kanten verzögert werden kann. Damit bestand Grund zur Annahme, dass an der Hinterkante auch der Coanda-Effekt genutzt werden kann, um die Ablösung an einer runden Hinterkante zu verzögern. Durch das Hinauszögern der Ablösung könnte der Basisdruck angehoben werden. Dieser Effekt kann durch eine Impulszufuhr in der Grenzschicht kurz vor dem Ablösen hervorgerufen werden [7]. In dieser Arbeit soll ausschließlich untersucht werden, ob dieser Effekt zusätzlich zur Beeinflussung der instationären Wirbelstrukturen genutzt werden kann. In Abb. 9 rechts ist skizziert, wie die Hinterkante des numerischen Modells modifiziert wurde, um dies zu simulieren. Dazu wurde die scharfe Hinterkante des Modells mit einem Radius von 10 mm (0.1 H) versehen. Bei dieser Form löst die Strömung etwa auf der mittleren Weglänge der Rundung ab. Eine größere Rundung würde die Ablösung zwar noch weiter verzögern, wäre jedoch in Bezug auf eine reale Fahrzeuggeometrie eher unrealistisch. Oberhalb des Radius befindet sich ein Schlitz von 1 mm Höhe, über den der Impuls durch die Aktuation mit der Geschwindigkeit v a zugeführt wird. Seite 11

17 3.3 Potential zur Beeinflussung bei Veränderung von Strömungszuständen Für den Strömungsfall der zugrundeliegenden Untersuchung gibt es drei verschiedene Reynolds-Zahlen, durch die sich die Strömung charakterisieren lässt. Alle drei Kennzahlen haben ihre Berechtigung, da sie unterschiedliche Eigenschaften der Strömung beschreiben, die wiederum einen Einfluss auf die zu beeinflussenden instationären Strukturen erwarten lassen. Der Unterschied zwischen den Kennzahlen ergibt sich durch die unterschiedlichen Bezugsgrößen für das jeweils verwendete Längenmaß. Re δ2 beinhaltet die Impulsverlustdicke δ 2 als Maß für die Grenzschichtdicke. Damit skaliert die Größe der in dieser Arbeit beeinflussten interagierenden Wirbelstrukturen. Die Untersuchung dieses Parameters wurde nach der Beantragung dieser Arbeit zusätzlich aufgenommen. Da das Längenmaß L nicht variiert, gibt Re L die Veränderung der Geschwindigkeit als globales Maß an. Re L gibt somit Auskunft über eine Veränderung der Geschwindigkeit (als Variationsparameter), ohne Veränderung anderer Größen (in Bezug auf die globale Umströmung). Mit der Geschwindigkeit verändern sich die Geschwindigkeitsunterschiede in der Scherschicht des Nachlaufs. Dies kann Auswirkungen auf turbulente Strukturen und damit auch auf die zu beeinflussenden Prozesse haben. Re H wird mit der Höhe des Modells gebildet. Für die Interaktion von Wirbeln, die an Ablösekanten gegenüberliegender Seiten ihren Ursprung haben, spielt deren Abstand, also die Höhe eine entscheidende Rolle. Die Reynolds-Zahl (Re H ) die mit der Höhe gebildet wird, charakterisiert somit unter anderem solche Prozesse. Mit den in diesem Abschnitt vorgestellten Parametervariationen sollte die Relevanz dieser Kennzahlen für die betrachtete Anwendung untersucht werden. Eine weitere Größe, die den Strömungszustand verändert, ist der Bodenabstand. Um den Einfluss des Bodenabstands zu untersuchen wurden am numerischen Modell Bodenabstände von 50, bzw. 20 mm simuliert. Für den Modellmaßstab 1:4 entspricht der Bodenabstand von 50 mm in der Realität einem Bodenabstand von 200 mm. Der Modellbodenabstand von 20 mm stellt somit einen Extremfall dar. 3.4 Aktuator Der Bau eines Aktuators, wie er für diese Arbeit gebaut wurde, ist aus fertigungstechnischer Sicht mit großem Aufwand verbunden. Als Beispiel sei der 1 mm hohe Schlitz über eine Breite von 900 mm genannt. Außerdem kann auch die Platzierung der Austrittsöffnung den Fertigungsaufwand für den Aktuatoraufbau reduzieren. Dies motiviert die Untersuchung der Effizienz des Aktuators bei Parametern, die durch entsprechende Gestaltung des Aktuators den Bauaufwand einschränken können. Seite 12

18 Daraus ergeben sich folgende Fragen für den Aktuator aus Aspekten der Fertigung und der Gestaltung: Wie groß sollte die Höhe des Austrittsschlitzes sein? Wie sollte die Form der Öffnungsfläche (Schlitz / Bohrung) gestaltet sein? Wie sollte die Austrittsfläche in Bezug auf die Hinterkante positioniert werden? Welchen Einfluss hat eine Phasenverschiebung zwischen den Aktuations- Strahlen der beiden Öffnungen auf die Effizienz? Welchen Einfluss hat der Turbulenzgrad im Aktuations-Strahl auf die Effizienz? Wie sollte die Signalform am Aktuator aussehen? Wie ist die Kanalführung bzgl. des Austrittswinkels zu gestalten? Parameter die diese Fragestellungen beeinflussen sind: a) Die Geometrie der Austrittsfläche b) Die Aktuatoraustrittsfläche c) Die Phase zwischen Signalverläufen der zwei Aktuatoröffnungen d) Die Position der Aktuatoraustrittsfläche e) Der Turbulenzgrad des Anregungssignals f) Die Anregungsform des Signals g) Der Austrittswinkel der Anregung Die Parameter a), b), c) werden in Abb. 10 illustriert, wobei die dargestellten Ausschnitte als eine Vergrößerung des in Abb. 7 markierten Bereichs zu verstehen sind. Beim Bau eines Aktuators ist die Gestaltung der Austrittsöffnung für die Herstellung ein Parameter mit Potential zur Aufwandsminimierung. Die hier untersuchte Geometrie hat im Experiment ein Seitenlängenverhältnis von 900 bei einer Schlitzhöhe h S von 1 mm. Solche Abmessungen sind aus fertigungstechnischer Sicht aufwändig. Um zu klären, ob dieser Aufwand notwendig ist, wurden einige Austrittsschlitzbreiten numerisch untersucht. Die Variation ist in Abb. 10 b) skizziert. Fertigungstechnisch bedeutend einfacher ist die Gestaltung der Öffnung durch Bohrungen. Deshalb wurde auch der Unterschied zwischen Schlitz und Bohrung, also die Geometrie der Austrittsfläche untersucht. Mit der Geometrie der Austrittsfläche (Abb. 10 a) soll untersucht werden, welchen Einfluss unterschiedliche Öffnungsgeometrien am Austritt des Aktuators auf die Beeinflussungsmaßnahme haben können. Die gängigen Öffnungsflächen Schlitz (Schraffiert dargestellt) und Bohrungen mit unterschiedlichen Abständen werden verglichen. Für die Darstellung der Öffnungsfläche durch Bohrungen, wurde ein Bohrungsdurchmesser, der der Schlitzhöhe entspricht (1 mm) gewählt. Eine Variante mit Abstand der Bohrungen von 0 mm und eine mit 1 mm wurde untersucht. Die Position der Aktuatorfläche wurde durch die Modellierung je einer Fläche variiert, die sich direkt an der Hinterkante auf der Basisfläche befindet. Mit dieser Modellierung soll der Einfluss des Abstands dieser Fläche von der Hinterkante untersucht werden. Ein Öffnungsschlitz mit einem Abstand zur Hinterkante, kann durch die veränderte Kanalführung des Aktuators die Herstellung vereinfachen. Der Ausströmwinkel ist bei dieser Untersuchung standardmäßig 45. Seite 13

19 a) Geometrie der Austrittsfläche Schlitz / Bohrung b) Aktuatoraustrittsfläche c) Phase zwischen Aktuator-Schlitzen Abb. 10: Einige der variierten Aktuations-Parameter Insbesondere mit der experimentellen Anordnung des Aktuators in der vorliegenden Arbeit, können aufgrund der unterschiedlichen Lauflänge des Signals vom Lautsprecher zum jeweiligen Aktuator-Austrittskanal (Ober- oder Unterseite) Phasenunterschiede auftreten. Die Situation ist in Abb. 10 c) skizziert. Dargestellt ist in der Abbildung der obere und der untere Bereich der Hinterkante als Ausschnitt. In einem Diagramm sind die Verläufe der Geschwindigkeitsamplituden über der Zeit, der jeweiligen Öffnungen bei einem Phasenunterschied über eine Periode dargestellt. Die Variation dieses Parameters soll feststellen, welchen Einfluss solch ein Verhalten haben kann. Der im experimentellen Aufbau eingebaute Aktuator lässt aufgrund der unterschiedlichen Abstände zwischen den Austrittskanälen der Ober- und Unterseite zum Lautsprecher vermuten, dass sich Phasenunterschiede an den Austrittsöffnungen ergeben. Diese Phasenunterschiede lassen sich mit dem Lauflängenunterschied und der Schallgeschwindigkeit mit 4.5, bei der maximal untersuchten Frequenz von 42 Hz (Sr a = 0.3 bei Re L = 1 Mio) abschätzen. Um zu erfahren, ob es Unterschiede in der Effizienz von Signalformen gibt, wurden drei unterschiedliche Signalformen untersucht: Das Sinussignal (Basiskonfiguration), Seite 14

20 ein Rechteckssignal und ein Dreieeckssignal. Diese Variation wurde durch die Veränderung der Geschwindigkeitsrandbedingung in der Simulation untersucht. Am Austritt des Aktuators wird eine turbulente Strömung erzeugt. Der Turbulenzgrad kann durch die Gestaltung des Aktuators beeinflusst werden. Hierbei stellt sich die Frage, wie sich die Effizienz eines Aktuator bei gegebenem Turbulenzgrad steigern lässt. Dazu wird im Simulationsmodell der Randbedingung der Geschwindigkeitsamplitude ein vorgegebener Turbulenzgrad aufgeprägt. Auch dieser Parameter wurde nach der Beantragung zum Arbeitspaket hinzugefügt. 3.5 Kombination der Parameter Aufgrund der großen Anzahl der Parameter, die in dieser Untersuchung variiert werden können ist, es im Rahmen dieser Arbeit nicht möglich, alle möglichen Kombinationen der verschiedenen Parameter zu untersuchen. Stattdessen wurde, ausgehend von einem Referenzfall (im späteren auch als Baseline bezeichnet), immer nur ein Parameter verändert und mit dem Referenzfall verglichen. Einzige Ausnahme ist die Variation der Reynolds-Zahl, die mit den Parameteruntersuchungen des Impulsbeiwerts und der Anregungsfrequenz kombiniert wurde, da die Veränderung der letzten beiden Parameter in Abhängigkeit der Reynolds-Zahl als eine der interessantesten betrachtet wird, um der Anwendung für reale Fahrzeugumströmungen einen Schritt näher zu kommen. 3.6 Festlegung der Variantenanzahl und Aufteilung der Varianten auf Simulationsmodell und experimentelles Modell Um den Aufwand für die geplanten Untersuchungen in einem realistischen Rahmen zu halten wurden die Parameter, die den Strömungszustand der Strömung beschreiben, jeweils auf 3 Varianten begrenzt. Diese Anzahl erlaubt es aber schon einen Eindruck davon zu bekommen, welche Veränderungen auftreten können. Der Impulsbeiwert fließt direkt in die Leistungsbilanz und damit in eine Aussage über mögliche Potentiale, der Beeinflussungsmaßnahme ein. Auch die Anregungsfrequenz ist ein sehr wichtiger Parameter, da effiziente und weniger effizient wirkende Frequenzen existieren. Die vorliegende Untersuchung konzentriert sich deshalb stark auf die Variation dieser beiden Parameter. Für den Impulsbeiwert wurden mit 8 Varianten in der Simulation und im Experiment (für Re L = 0.5 Mio mit 18 Varianten im Experiment) relativ viele Fälle untersucht. Mit 13 Parametern im Experiment und in der Simulation (bzw. 18 für Re L = 0.5 Mio im Experiment) wurden auch für die Anregungsfrequenz sehr viele Fälle untersucht. Alle weiteren Parametervariationen beschränken sich mit 3 bis 4 Varianten lediglich darauf, einen Eindruck von der Tendenz der möglichen Änderungen zu bekommen. Ausnahme ist zum einen die Variation der Phase, die aufgrund der Bauweise des Aktuators für diese Untersuchung auch eine Relevanz in Bezug auf Vergleich von experimentellen und numerischen Ergebnisse hat. Zum anderen bildet der Parameter des Austrittswinkels eine Ausnahme, bei dem ein großer Unterschied zwischen den Varianten für möglich gehalten wird. Die Variation der Reynolds-Zahl, der Anregungsfrequenz, sowie der Volumenströme des Ausblasens und Ansaugens lassen sich mit experimentellen Modellen relativ Seite 15

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