贴壁二维方柱绕流对壁面摩擦应力的影响.pdf

文章编号：1672-9897(2023)04-0018-11doi：10.11729/syltlx20230035贴壁二维方柱绕流对壁面摩擦应力的影响张之豪1,2，傅奇星1，王庆洋3，徐胜金1,*1.清华大学航天航空学院，北京1000842.中国航天空气动力技术研究院，北京1000743.中国汽车工程研究院股份有限公司，重庆401122摘要：利用 TRPIV 与平行双丝热线，对平板边界层内的贴壁二维方柱绕流流场和壁面摩擦应力的关联进行了实验研究。主要关注方柱下游大尺度流动结构的运动对近壁面流向平均速度零点处摩擦应力的影响（基于方柱宽度与来流风速定义的雷诺数固定为 1.1104）。研究表明，贴壁二维方柱绕流产生了 2 种典型的流动结构：一为向壁面靠近并接触壁面的近壁流动结构，本文称“I 涡”；一为平行壁面沿流向运动的流动结构，本文称“涡”。涡、涡的出现改变了壁面附近流动速度的大小和方向，影响了测点壁面摩擦应力：增大了流向速度梯度，导致摩擦应力陡增；减小了流向速度梯度，导致摩擦应力锐减；改变了摩擦应力方向。本文研究结果可为理解表面冲蚀、污染物聚集、近壁面湍流耗散等问题的机理提供参考。关键词：贴壁二维方柱；壁面摩擦应力；湍流边界层；流动结构中图分类号：O368文献标识码：AEffect of flow around a wall-mounted 2D square cylinder on WSS in a TBLZHANG Zhihao1,2，FU Qixing1，WANG Qingyang3，XU Shengjin1,*1.School of Aerospace Engineering,Tsinghua University,Beijing100084,China2.China Academy of Aerospace Aerodynamics,Beijing100074,China3.China Automotive Engineering Research Institute Co.,Ltd,Chongqing401122,ChinaAbstract:Inthispaper,theeffectofflowaroundawall-mounted2DsquarecylinderonWSS(WallShearStress)inaTBL(TurbulentBoundaryLayer)isstudiedusingTRPIVandhotwires.TheReynoldsnumber,definedbythecylinderwidthandthefreestreamvelocity,isfixedat1.1104.Thereexisttwotypesoflarge-scaleflowstructures,i.e.,vortexIwhichdenotesthosemoving towards the wall,and vortex II which denotes those moving downstream.The flowstructures have significant effects on the flow and WSS:increasing the streamwise velocitygradientthatresultsinasharplyincreasedWSS;reducingthestreamwisevelocitygradientthatresultsinasharplydecreasedWSS;andchangingtheWSSdirection.Thestudyishelpfultounderstandthephysicsofsurfaceerosion,pollutantaccumulation,flowenergyloss,etc.Keywords:wall-mounted 2D cylinder;wall shear stress;turbulent boundary layer;flowstructure 0 引言二维方柱绕流问题是典型的分离流问题，在工程中应用广泛。自由平行来流绕零迎角方柱运动时，根据雷诺数的不同，可能在第一个迎流的棱角处产生分离，出现再附后还可能在尾流附近的棱角处再次分离。在全局不稳定性和局部不稳定性机制作用下，方柱上下分离的自由剪切层会绕曲形成交替出现的大尺度涡，并在方柱下游产生一定宽度的尾流区1-2。在方柱后缘布置分离板3-4，可以抑制上下收稿日期：2023-03-15；修回日期：2023-06-28；录用日期：2023-07-03基金项目：国家重点研发计划项目（2022YFE0208000）；工业和信息化部高技术船舶科研项目（工信部装函 2019360）*通信作者E-mail：xu_引用格式：张之豪,傅奇星,王庆洋,等.贴壁二维方柱绕流对壁面摩擦应力的影响 J.实验流体力学,2023,37(4):18-28.ZHANGZH,FUQX,WANGQY,etal.Effectofflowaroundawall-mounted2DsquarecylinderonWSSinaTBLJ.JournalofExperimentsinFluidMechanics,2023,37(4):18-28.第37卷第4期实验流体力学Vol.37，No.42023年8月Journal of Experiments in Fluid MechanicsAug.，2023自由剪切层的绕曲，在近尾流区不会形成交替出现的大尺度涡。当二维方柱置于平板边界层内时（如广泛存在于建筑、桥梁、燃气轮机叶片冷却、海底管道输运等工程应用中的贴壁方柱绕流），来流速度呈梯度分布，因平板的存在，流动只会在方柱上表面出现分离，形成含有涡量的大尺度流动结构5-8。平板的存在，相当于将无限长的分离板置于方柱下方，不仅使方柱下表面无法产生分离流，也会对上表面的分离流产生影响。Panigrahi 和 Acharya9-10采用热线与激光多普勒测速技术（LDV）研究了不同雷诺数下的方柱下游流动速度功率谱及特征频率，发现大尺度流动结构的脱落频率与雷诺数呈线性关系，并指出剪切层的 KelvinHelmholtz 不稳定性模式与后台阶流动类似。通过模式识别提取了涡旋运动的随机部分与相干部分，发现剪切层外缘的流动由涡旋诱导的大尺度上抛运动所主导，这种上抛运动与流动速度的非高斯分布形式存在重要关联。流动绕过方柱后产生 2 个差异明显的区域11：一为分离/回流区，一为恢复/重建区。分离/回流区是指从方柱前缘流动分离点至下游平板流动再附点之间的区域，该区域内存在狭长的回流泡，是流动结构生成、发展的主要区域，流动具有较强的间歇性；恢复/重建区位于流动再附点下游区域，该区域内流动结构逐渐耗散，流场逐渐恢复为湍流边界层。进一步研究发现，在 KelvinHelmholtz 不稳定性作用下，方柱剪切层产生低频振荡，在方柱上表面形成大尺度流动结构，并类似涡脱一样产生流动分离12。Shi 等13采用时间分辨粒子图像测速技术（TRPIV）对方柱下游流场进行了研究，分析了大尺度流动结构对流场非定常特性的影响，发现大尺度再附涡与低频振荡分离泡之间存在相互作用，导致再附点附近流动间歇性因子发生急剧变化。本文就贴壁二维方柱绕流对下游壁面摩擦应力的影响机制开展实验研究，以期为深入理解表面冲蚀、污染物聚集、近壁面湍流耗散等问题的机理提供参考。1 实验方案实验在低速直流风洞（实验段长、宽、高尺寸为2 m 0.5 m 0.5 m）中进行。如图 1 所示，在距风洞底壁 0.16 m 处水平放置光滑平板。平板前缘为楔形，在距前缘 20 mm 处放置直径 5 mm 的绊线，以促进边界层转捩，获得充分发展的湍流边界层。平板后缘安装角度可调节的尾板，实验时可通过调节尾板角度使平板边界层沿流向满足零压梯度条件。贴壁二维方柱置于距平板前缘 1 m 处，方柱宽度D=10 mm，展长 0.5 m，与风洞实验段截面宽度一致。来流风速 U0=15 m/s，基于方柱宽度 D 和来流风速 U0定义的雷诺数 ReD=1.1 104。经热线测量，来流湍流度为 0.3%。U0风洞壁边界层0.16 m平板绊线1 m尾板D D=10 mmyxO图 1 平板及贴壁二维方柱示意图Fig.1 Diagram of flat plate and wall mounted 2D square cylinder无方柱情况下，经边界层热线测量，以方柱所在位置边界层动量厚度（根据流向平均速度剖面积分得到）定义的雷诺数为 Re=U0/=5270（空气的运动黏性系数 =1.51 105 m2/s）。边界层热线单点采样频率 20 kHz，采样时间 10 s。U+=U/uy+=yu/Uu=/U=0.99U0图 2 为湍流边界层流向平均速度剖面。、为基于壁面黏性尺度定义的无量纲参数，为流向平均速度，为壁面摩擦速度，为壁面时均摩擦应力，空气密度 =1.2 kg/m3。从图 2 可以看出，湍流边界层的流向平均速度剖面在黏性底层区的分布符合线性律，在对数区的分布符合对数律，说明方柱所在位置的边界层是充分发展的湍流边界层。根据图 2 速度剖面，计算出无方柱情况下湍流边界层厚度 =50 mm（以作1001011021031002030 热线 线性律 对数律U+y+U+=y+U+=2.56ln(y+)+5.2图 2 平板湍流边界层流向平均速度剖面Fig.2 Profile of time-averaged streamwise velocity of flat plate TBL第 4 期张之豪等：贴壁二维方柱绕流对壁面摩擦应力的影响19为边界层边界），边界层厚度与方柱宽度比值/D=5。贴壁方柱下游流场与摩擦应力的测量位置均位于风洞测试截面展向正中央。本文相关物理量的上标“*”表示使用 U0、D、作无量纲化处理。1.1 流场测量使用 2D2C TRPIV 测速系统对贴壁二维方柱下游流场进行测量。测速系统包括高速相机（分辨率1280 像素800 像素，配备最大光圈 3.5、180 mm微距镜头）、NdYAG 激光器（波长 532 nm，最大能量 40 mJ，频率 1010000 Hz）、BNC 575 同步控制器。选 用 经 Laskin 喷 嘴 雾 化 的 癸 二 酸 二 辛 脂（DEHS）烟雾颗粒（直径 2 m）作为示踪粒子，在直流风洞入口处释放，经充分混合后进入风洞实验段。图 3 为流场测量示意图。激光器PIV 相机12U0平板yxOz图 3 贴壁二维方柱下游流场 PIV 测量示意图Fig.3 Diagram of PIV measurement of flow field downstream of the2D wall-mounted square cylinder如图 3 所示，为在同等像素分辨率下获得更为精细的流场结构，缩小拍摄视场，沿流向（x 向）分2 个区域进行测量。区域 1 和 2 的法向（y 向）视场范围均为 0 y/D 4，流向视场范围分别为 0 x/D 8、6 x/D 0E(t)E(t)E1(t)E1(t)E2(t)Eth(tti ts,ti+ts)E1(t)E2(t)Eth(tti ts,ti+ts)E2(t)E1(t)E2(t)ti tsti+tsttiti tsti+tstti21 0,(ti)=1(ti)(ti)EthE(ti)0；与主流来流方向相反时（回流方向）为负，即(t)0；若，则(ti)0，(ti)=1(ti)；若(ti)0，则(ti)=2(ti)。根据牛顿内摩擦定律，壁面摩擦应力与热线测点处流速存在对应关系，可直接标定热线电压与摩擦应力之间的函数关系。标定时的热线位置与测量位置相同，尽量确保壁面影响一致，将壁面影响包含在标定曲线中。利用基于图像识别的精密定位系统，将热线定位至湍流边界层黏性底层内。本文平板镜像效果良好，可根据热线图像及热线在平板上的镜像确定热线与壁面之间的距离，定位精度约4.2 m。本文将 2 根热线定位至距壁面 h1=0.1 mm和 h2=0.075 mm 处，在无方柱情况下 Re=5270的湍流边界层中分别对应 y1+=4.5、y2+=3.3，确保2 根热线处于黏性底层内。为减小热线和支架的流动干扰导致的标定误差，分别将热线 1 和 2 置于上游进行标定。标定时，将平行双丝热线传感器置于距平板（如图 1 所示，但无绊线）前缘水平距离 55 mm 处，利用平板层流边界层已知的壁面摩擦应力对平行双丝热线进行标定。层流边界层的壁面摩擦应力根据 Blasius 解计算得到，标定时的来流风速 U0=0 m/s 及 U0=318 m/s（间隔 1 m/s），对应平均摩擦应力 标定范围为 00.51 Pa。标定结果如图 6 所示。基于四次多项式拟合建立壁面摩擦应力与热线电压之间的关系，根据 ColesFernholz 经验模型数据（如图 7 所示），可估计出 Re 5270 范围内的湍流边界层平均摩擦应力小于 0.4 Pa，说明标定数据满足湍流边界层的测量需求。完成标定后，选取 =0 标定点对应的 2 根热线电压差均值作为摩擦应力方向判断阈值，其物理意义在于：当摩擦应力由正向变为负向或由负向变为正向时，必会经过 =0，因此 =0 可视为摩擦应力方向改变的临界点。00.10.20.30.40.50.6 热线 1 热线 2/Pa1.61.82.02.2E/V2=1.72E2 10.29E2+22.42E2 20.35E2+6.024321=2.96E1 19.86E1 +50.51E1 57.23E1 +24.23432图 6 平行双丝热线标定结果Fig.6 Calibration curves of parallel double hot wire23456*/(103)23Re/(103)45热线 1 热线 2ColesFernholz relation14*=2 (1/0.383)ln(Re)+4.12图 7 不同雷诺数下平板湍流边界层平均摩擦应力测量结果Fig.7 Results of time-averaged shear stress in flat plate TBL atdifferent Reynolds numbers为验证平行双丝热线测量摩擦应力的可靠性，对距平板（有绊线）前缘 1 m 处的零压梯度平板湍流边界层壁面摩擦应力进行测量。测量时，将热线1 和 2 分别置于上游位置测得摩擦应力。测量结果如图 7 所示（无量纲平均摩擦应力=/0.5U02）。与 ColesFernholz 经验模型14相比，热线 1 和 2 测得的壁面摩擦应力的平均相对误差分别为 3.6%和3.3%，平均相对不确定度分别为 2.7%和 3.0%（95%置信度），验证了摩擦应力测量的准确性。湍流会增大流体热传导系数15，因此，利用考虑壁面效应影响的层流边界层标定的热线测量湍流边界层时，会略低估流体带走的热量，导致测量的速度略偏高，这是图 7 中的实测数据比 ColesFernholz 经验模型数据略高的原因。但平均偏差小于 3.6%，仍然满足测试要求。使用平行双丝热线对贴壁二维方柱下游壁面摩擦应力进行测量。如图 8 所示，平行双丝热线探杆搭载于二维高精度滑台上，滑台可控制热线探针沿壁第 4 期张之豪等：贴壁二维方柱绕流对壁面摩擦应力的影响21面法向（y 向）和流向（x 向）运动，快速扫描测量各流向位置的摩擦应力。热线 1 置于上游，热线 2 置于下游。对 x/D=115 范围内（测量间距 x/D=0.5）的壁面摩擦应力进行测量，热线采样频率为25 kHz，每个测点的采样时间为 15 s，共重复测量4 次，获得摩擦应力统计特征。然后，结合平行双丝热线与 TRPIV，同步测量贴壁二维方柱下游流场和壁面摩擦应力。为避免 PIV 激光直接照射热线，热线与 PIV 测试面沿展向错开 2.5 mm。流场测试区域为：1.5 x/D 8.5，0 y/D 4.3。壁面摩擦应力测点位置选取近壁面流向平均速度为 0 处（x/D=7）。PIV 采样频率为 1 kHz，平行双丝热线采样频率为 25 kHz，同步采样时间为 8 s。风洞壁边界层摩擦应力测点x/D=115，x/D=0.5平板yOxD=10 mmh1=0.1 mm h2=0.075 mm0.16 mD滑台滑台U0图 8 贴壁二维方柱下游平板摩擦应力测量示意图Fig.8 Diagram of WSS measurement downstream of the wall-mounted 2D square cylinder 2 结果与讨论 2.1 流动结构特征UU在贴壁二维方柱的阻塞作用下，流动会在方柱上游壁面某处开始发生分离并“爬升”，之后在方柱前缘拐角附近发生二次流动分离16，在方柱下游形成回流区。图 9（a）为贴壁二维方柱下游流场平均流向速度分布。以近壁面流向平均速度为 0 处作为判据（图 9 中白色等值线代表=0），可以得到流动再附点6位于壁面 x/D=7 处，在 x/D=7、y/D=4 处，=0.95U0，说 明 边 界 层 厚 度 大 于 4D，即40 mm。图 9（b）为贴壁二维方柱下游流场雷诺剪应力分布。可以发现，高雷诺剪应力区域主要分布于回流区与外部流动交界处的剪切层附近，在高雷诺剪应力区域下方，随着与壁面距离的减小，雷诺剪应力逐渐降低。理论上，壁面处流体的流向与法向脉动速度为 0，因此壁面处流动雷诺剪应力为 0。42y/D00246x/D80.20.20.61.00.0160.018010121442y/D00246x/D（a）平均流向速度（b）雷诺剪应力8101214uv*U*图 9 贴壁二维方柱下游流场统计特征量分布云图Fig.9 Contour of statistical values of flow field downstream of thewall-mounted 2D square cylinderxy=(U/y)uv|y0（U/y）|y0 （U/y）|y0图 10 给出了 x/D=7 处雷诺剪应力沿法向的分布。受壁面光污染影响，距离壁面最近的 PIV 测量位置为 y/D=0.1，对应无方柱湍流边界层 y+=45，与热线测量位置（y+=4.5）相比，距离壁面较远。但由图 10 可以推断：随着 y/D 减小，雷诺剪应力逐渐趋近于 0，与流向速度梯度相比，雷诺剪应力为小量。因此，当法向位置无限趋近于壁面时，壁面附近流体受到的总剪应力，壁面摩擦应力可直接由黏性底层速度梯度确定：。值得注意的是，受 PIV 采样频率限制，计算出的雷诺剪应力值相当于进行了低通滤波，图 9（b）与图 10 中的数值仅有参考价值，但仍能反映雷诺剪应力变化趋势。uv*00.51.01.50.0150.0100.0050y/D图 10 x/D=7 处流动雷诺剪应力沿法向分布Fig.10 Distribution of Reynolds shear stress of flow along normaldirection at x/D=7由于本文贴壁二维方柱完全浸没于湍流边界层中（/D=5），方柱前缘流动分离所产生的大尺度流动结构与众多小尺度非相干结构掺混在一起。为提取大尺度流动结构，采用降阶 POD 重构方法17-19对方柱下游瞬时流场进行重构。本文使用前 20 阶模22实验流体力学http:/态对流场进行 POD 重构，保证重构后的流场所含有的脉动能量占原流场 60%以上，并使用 ci涡识别准则20对大尺度流动结构进行辨识。本文重点关注流动分离区内（0 x/D 7）的流动结构特征。该区域流动结构丰富，且具有较强的涡旋与非定常特性。通过统计大量测试结果，将贴壁二维方柱下游流动结构进行分类。从方柱前缘产生的大尺度流动结构以 2 种形式向下游运动，分别如图 11 和 12 所示（图中 ci*=ci D/U0，ci基于瞬时速度场计算得到，其正负号与当地涡量一致；箭头表示瞬时脉动速度矢量）。在图 11 中，黑框中从方柱前缘脱落的流动结构在向下游运动过程中发生分裂：红框中的子结构沿水平方向向下游运动，与壁面保持一定距离；绿框中的子结构向壁面运动，最终与壁面接触。在图 12 中，黑框中从方柱前缘脱落的流动结构沿水平方向向下游运动，在运动过程中保持较为完整的形态。本文将流动结构分裂产生的向壁面运动的子结构（图 11 绿框中的流动结构）称为32y/D1204x/D683ci*2y/D1204x/D60.30.10.10.3832y/D1204x/D6832y/D1204x/D68（a）（b）（c）（d）图 11 贴壁二维方柱下游流动结构运动过程，4 图为连续时间序列，时间差 1 msFig.11 Motion process of flow structure downstream of the wall mounted 2D square cylinder,where the four figures are continuous time serieswith interval of 1 msci*0.30.10.10.33（a）（b）（c）（d）2y/D1204x/D6832y/D1204x/D6832y/D1204x/D6832y/D1204x/D68图 12 贴壁二维方柱下游流动结构运动过程，4 图为连续时间序列，时间差 2 msFig.12 Motion process of flow structure downstream of the wall mounted 2D square cylinder,where the four figures are continuous time serieswith interval of 2 ms第 4 期张之豪等：贴壁二维方柱绕流对壁面摩擦应力的影响23“涡”，未分裂的流动结构（图 12 黑框中的流动结构）及分裂产生的沿水平方向向下游运动的子结构（图 11 红框中的流动结构）统称为“涡”。结合图 11 和 12 中的瞬时脉动速度矢量图可知：当涡与壁面接触时，接触点下游一段距离内出现强烈的下扫流动；当涡从壁面上方经过时，壁面附近出现局部回流。图 13（a）和（b）分别为图 11（a）和（b）流动结构分裂过程中的涡旋强度 ci*等值线图。从图中可以发现，即将分裂的流动结构中存在 2 个逐渐远离的高涡量区域，流动结构中心区域逐渐被低涡量流动占据，最终 2 个涡量比较强的流体微团发生分离，该过程可能与流动的黏性耗散、湍流扩散及边界层外部流动的扰动作用有关。32y/D1204x/D6832y/D1204x/D（a）即将分裂（b）已分裂68ci*0.30.10.10.3ci*0.30.10.10.30.10.10.10.10.10.20.20.30.250.10.10.30.350.250.10.400.10.150.050.050.150.150.30.30.30.350.350.20.150.30.20.250.250.250.150.250.050.050.050.050.150.150.150.150.150.150.150.250.150.150.050.050.050.050.050.050.050.250.050.2图 13 流动结构分裂过程中的涡旋强度等值线图Fig.13 Vorticity intensity contour of flow structure during splitting 2.2 流动结构对测点壁面摩擦应力的影响图 14（a）为贴壁二维方柱下游壁面平均摩擦应力沿流向的分布，与壁面附近流场的平均流向速度分布（图 9）高度一致。图 14（a）中的平均摩擦应力0 值位置（x/D=7 附近）与图 9 中的流动再附点位置（x/D=7）基本一致。图 14（b）为摩擦应力回流间歇因子（为回流方向动态摩擦应力出现的时间占比）沿流向的分布。在流动再附点处（x/D=7），接近 0.5，说明该处来流方向、回流方向的摩擦应力时间占比相当。由上述结果可知，流动再附点处（x/D=7）的摩擦应力具有很强的非定常特性，动态摩擦应力在 0 值附近频繁变化（即摩擦应力的方向在来流方向、回流方向之间频繁变化）。本文选取x/D=7 位置作为壁面摩擦应力测点，有利于分析特征流动结构对壁面摩擦应力的影响机理。图 15 和 16 分别为贴壁二维方柱下游流场、x/D=7 处壁面摩擦应力的同步测量结果。图 15 为某些特征时刻对应的瞬时流场连续时间序列（时间间隔 t=1 ms，箭头表示瞬时脉动速度矢量，使用ci准则进行涡识别）。图 15 中的 tatf时刻对应图 16中标注的 tatf时刻，tb、td、te对应涡出现的时刻，ta、tc、tf对应涡出现的时刻。在 tb、td、te时刻附近时间段内，涡出现于摩擦应力测点上游并与壁面接触，在图 14（b）、（d）、（e）红框中涡的诱导下，测点附近产生很强的下扫流动，使流向速度梯度向来流方向增大，测点壁面摩擦应力出现以下 3 种变化：1）摩擦应力原为来流方向，涡的出现使摩擦应力绝对值陡增（tb时刻）；2）摩擦应力原为回流方向，涡的出现使摩擦应力绝对值锐减（td时刻）；3）1.00.500.51.01.5024681012141600.20.40.60.81.0 x/D0246810121416x/D（b）摩擦应力回流间歇因子（a）平均摩擦应力*/(103)图 14 贴壁二维方柱下游壁面摩擦应力统计值沿流向分布Fig.14 Distribution of statistical value of WSS along the flowdirection downstream of the wall-mounted 2D square cylinder24实验流体力学http:/32y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D68（a）ta 时刻（b）tb 时刻（c）tc 时刻32y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D68ci*0.30.10.10.3tctc ttb 2ttc+ttc+2ttb ttbtb+tta ttata+tta +2t第 4 期张之豪等：贴壁二维方柱绕流对壁面摩擦应力的影响25（d）td 时刻（e）te 时刻（f）tf 时刻32y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D6832y/D124x/D68tf 2ttf ttftf+tte 2tte ttete+ttd 2ttd ttdtd+t图 15 贴壁二维方柱下游某些时间段内的瞬时流场Fig.15 Instantaneous flow field downstream of wall-mounted 2D square cylinder during certain time periods26实验流体力学http:/摩擦应力原为回流方向，涡的出现使摩擦应力方向改变为来流方向（te时刻）。在 ta、tc、tf时刻附近时间段内，图 15（a）、（c）、（f）红框中的涡从测点上方经过，在壁面附近诱导出局部回流，使流向速度梯度向回流方向增大，测点壁面摩擦应力出现以下3 种变化：1）摩擦应力原为回流方向，涡的出现使摩擦应力绝对值陡增（ta时刻）；2）摩擦应力原为来流方向，涡的出现使摩擦应力绝对值锐减（tf时刻）；3）摩擦应力原为来流方向，涡的出现使摩擦应力方向改变为回流方向（tc时刻）。值得注意的是，虽然热线与 PIV 测试面已沿展向错开 2.5 mm，但热线探杆仍会对 PIV 图像造成光污染，影响 PIV 图像质量，使 x/D=7 附近区域出现了流动结构破碎的假象，如图 15（c）所示。42020.10.2t/s0.30.4tatbtctdtetf*/(103)图 16 壁面摩擦应力随时间变化曲线（x/D=7）Fig.16 Curve between WSS and time(x/D=7)在壁湍流中，近壁面流向涡21也会对壁面摩擦应力造成影响。与上述涡、涡对壁面摩擦应力的影响机制类似，在流向涡的诱导下，涡结构的两侧分别出现上抛流动和下扫流动：上抛流动会使壁面附近出现低速条带，减小流向速度梯度，使摩擦应力值减小；下扫流动会增大壁面附近的流向速度梯度，使摩擦应力值增大21。不同之处在于，涡、涡为展向涡，不仅会改变摩擦应力大小，还会改变摩擦应力方向。3 结论本文利用平行双丝热线和 TRPIV 研究了贴壁二维方柱下游流动结构对壁面摩擦应力的影响机制。流动经过贴壁二维方柱，会产生 2 种典型的大尺度流动结构：向壁面靠近并接触壁面的近壁流动结构（涡）；平 行 壁 面 沿 流 向 运 动 的 流 动 结 构（涡）。涡、涡的出现改变了壁面附近流动速度的大小和方向、影响了测点壁面摩擦应力：增大了流向速度梯度，导致摩擦应力陡增；减小了流向速度梯度，导致摩擦应力锐减；改变了摩擦应力方向。参考文献：WANGQY,XUSJ,GANL,etal.Scalingofthetime-meancharacteristicsinthepolygonalcylindernear-wakeJ.ExperimentsinFluids,2019,60(12):181.doi：10.1007/s00348-019-2835-x1XUSJ,ZHANGWG,GANL,etal.Experimentalstudyofflow around polygonal cylindersJ.Journal of FluidMechanics,2017,812:251278.doi：10.1017/jfm.2016.8012DUANF,WANGJJ.Fluid-structure-soundinteractioninnoise reduction of a circular cylinder with flexible splitterplateJ.JournalofFluidMechanics,2021,920:A6.doi：10.1017/jfm.2021.4033BAOY,TAOJ.ThepassivecontrolofwakeflowbehindacircularcylinderbyparalleldualplatesJ.JournalofFluidsandStructures,2013,37:201219.doi：10.1016/j.jfluidstructs.2012.11.0024CASTRO I P.Relaxing wakes behind surface-mountedobstaclesinroughwallboundarylayersJ.JournalofFluidMechanics,1979,93(4):631659.doi：10.1017/s00221120790019685LIU Y Z,KE F,SUNG H J.Unsteady separated andreattaching turbulent flow over a two-dimensional 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