南粤36选7历史开奖结果:尾緣凹扇及綜合修形對波瓣混合器性能影響

放大字體  縮小字體 發布日期:2018-03-20  來源:中國砂漿網
核心提示:  航空動力學報尾緣凹扇及綜合修形對波瓣混合器性能影響劉友宏,謝翌,郭楠(北京航空航天大學能源與動力工程學院,北京100191)得到了尾緣凹扇以及綜合修形對波瓣混合器流場。熱混合效率和總壓恢復系數的影

南粤36选7开奖号码286 www.rhkmj.icu   航空動力學報尾緣凹扇及綜合修形對波瓣混合器性能影響劉友宏,謝翌,郭楠(北京航空航天大學能源與動力工程學院,北京100191)得到了尾緣凹扇以及綜合修形對波瓣混合器流場。熱混合效率和總壓恢復系數的影響規律。結果表明:凹扇修形熱混合效率隨切除大小的增大而減小,總壓恢復系數隨切除大小的增大而增加;在所研究的尾緣綜合修形模型中,凹扇半切模型混合效率高,總壓損失小,綜合性能最好。

  波瓣作為一種高效混合器,由于特殊的幾何形狀,能使主、次流在短距離內實現充分混合,且總壓損失較小。,圖中中心對稱軸為x軸,y軸為徑向,z軸與x和y垂直,定義混合器尾緣處。主、次流入口均為圓環形通道。在混合器入口處,噴管直徑為756mm,中心維直徑為406mm,機匣內徑為955mm.為了使數值模擬更接近真實情況,降低出口邊界條件對混合器內部流場的影響,將計算模型沿流向延伸,使混合器入口到計算域出口截面間的軸向長度為2000mm.波瓣混合器共22瓣,且各花瓣沿混合器周向均勻分布。在擴張全角a不變的情況下,改變尾緣凹扇形橢圓長短軸ab分別為:30mm,15mm(記為形的波瓣混合器結構,如所示。本文根據直線切角修形的研究結果,同時在本文凹扇修形研究的基礎上,對原型再進行了綜合修形設計優化研究,內容主要包括:尾緣一半采用卩=15°的尾緣切角修形另一半維持原型的模型,即半切模型;尾緣一半采用40mm,b―20mm的凹扇修形另一半維持原型的模型,即半凹模型;尾緣一半用a=40mm,b=20mm的凹扇修形,另一半采用P=15°的切角修形,即半凹半切模型;以及尾緣兩邊均采用a =40mm,b=20mm的凹扇修形加上P=15°的尾緣切角修形,即凹切模型,分別如為最大4其值為3ir54ACad―alElectronicPubli力由流向渦引起的對流混合為主逐漸轉變為。net口處,主、次流來流氣體馬赫數較小,所以忽略其壓縮性,采用不可壓流進行計算?;旌掀髂?、外涵入口使用速度入口邊界,出口使用自由出流邊界。

  由于計算模型具有對稱性,兩縱截面采用對稱邊界?;ò甌?、中心錐壁以及機匣壁均使用固壁邊界。

  型波瓣混合器下游流場及渦量場的測量數據,與使用不同湍流模型模擬的結果對比可知:RealizableK-e湍流模型與,在圖中,圖標00,30-15等分別表示凹扇修形的長半軸、短半軸分別為0mm,0mm,以及30mm,15mm,其他的數字含義以及本文后面各圖以此類推。尾緣附近(x/X=0.1)流向渦渦量值隨凹扇修形量的增大而增大,當凹扇修形為60-30時,渦量無量綱平均值為最大,其值為8.04較原型大6%.隨著主次流向前流動,流向渦逐漸發展,在x/X=1處,流向渦達到最大;隨后進入耗散階段,渦量值迅速減小。當4時,渦量值變化平緩,流向渦能量幾乎耗散殆盡。由可知,在混合器出口處,流向渦量平均值隨凹扇修形量的增大而減小,其中原型的流向渦量無量綱平均值2.1.2熱混合效率熱混合效率作為判斷主、次流混合的均勻程度的標準,其定義如式G)111所示但是使用該方法處理每個網格面上微小流量時,會引起熱混合效率的較大波動,產生很大的誤差。為此,本文根據方差定義、能量守恒原理以及無量綱化原則,將式(2)修正為1121根據式(3),可得到不同凹扇修形波瓣混合器的熱混合效率,如所示。

  由于凹扇修形的影響,主、次流在凹扇開始處便開始相互擴散形成剪切層,所以在尾緣附近熱混合效率隨著凹扇修形量的增大而提高。當凹扇修形量為60-30時,尾緣附近(x/X=0.1)的熱混合效率為最大,值為12.37%.在1/=0.5到;入=1.5區間上,由于流向渦渦量較大,能量較高,發展較快,熱混合效率迅速升高。隨著流向渦渦量減少,熱混合效率上升速度逐漸減慢,混合的推動切層引起的擴散混合為主。由可知,流向渦渦量從尾緣到混合器出口處的減小值隨凹扇修形量的增大而增大,但是為了維持凹扇處剪切層的發展,流向渦通過與剪切層的相互作用將部分能量轉移到剪切層中,而且凹扇修形越大,轉移的能量越多,所以渦量減小值中,有一部分不是由于混合所降低的。在混合器出口截面附近,如所示,混合效率隨凹扇修形的增大而減小,當凹扇修形量為60-30時,熱混合效率為最小,其值為82.23 2.1.3總壓恢復系數波瓣混合器總壓恢復系數定義為標mix為波瓣混合器主、次流混合后,沿流動方向的不同凹扇修形波瓣混合器的總壓恢復系數如所示。

  由可知,在尾緣附近,由于主、次流快速混合,流體微團之間摩擦加劇,能量損失加大,總壓恢復系數迅速下降。隨后混合速度減慢,能量損失減小,總壓恢復系數下降速度放緩。在混合器出口處,由于混合效率隨凹扇修形量的增大逐漸減小,流動損失也隨之減小,總壓恢復系數逐漸增大,當凹扇修形量為60-30時,恢復系數達到最大,其值為0.9781. 2.2尾緣綜合修形計算結果及分析2.2.1直線切角綜合修形結果及分析的各個截,混合根據式撼理拔厲到kbli切―流向渦含能低混合主要依靠剪切的擴散。netbookmark7為不同直線切角綜合修形產生的流向渦面平均值沿流向的變化規律。其中圖標(5°0°表示尾緣一邊采用15°切角,另一邊采用0°切角(即不切)。由可知,在尾緣附近,原型(0°0°渦量值最大,15°尾緣切角模型(5°15°次之,半切模型(15°,0°最小,其值為6.91.隨著流動發展,流向渦逐漸增強,到達最大值后,流向渦進入耗散階段,渦量迅速減小,直到流向渦能量幾乎耗盡,下降速度方才減緩。半切模型由于幾何不對稱,生成的流向渦也不對稱,流向渦發展不同步,作用范圍也有些差異。所以在上述兩個階段,尾緣半切模型流向渦的變化較其它兩模型平緩,在流向渦發展階段,半切模型無量綱平均渦量從尾緣處(x/X=0.1)的6.91增大到最大值7.21,增幅為4.34%,遠小于原型的11.03%;在流向渦耗散段,半切模型從渦量最大值到混合器出口處,渦量下降了4.45,較15°切角小1.32.在出口附近,由于原型以及15°隨著擴散一部分能量從剪切層轉移到流向渦之中,所以流向渦渦量有微小的增長。

  不同直線切角綜合修形的熱混合效率沿流向的變化如所示。尾緣切角能夠使主、次流提前混合,所以在尾緣附近,半切模型及15°切角模型的熱混合效率較原型高;但由于半切模型流向渦發展不同步,渦量小于15°切角。隨著流動發展,混合逐漸進行,熱混合效率逐漸升高。在x/X=0.5到x/X=2區間上,原型流向渦變化比其他兩種模型明顯,熱混合效率增長幅度也大于半切模型和15°切角模型,當x/X=2時,原型熱混合效率在三者中為最大,其值為56. 65%,半切模型熱混合效率最小,僅為55.08%.當x/>2時,原型流向渦下降趨勢逐漸減慢,并最終趨于平緩,但此流向渦仍為混合的動力,熱混合效率增長較快。如0所示,出口處15°切角模型的熱混合效率最大,值為84.68%,半切模型熱混合效率最小,值為83.52%. 1為不同尾緣直線切角綜合修形總壓恢復系數沿流向的變化趨勢。由圖可知,在2截面到混合器出口段上,由于15°切角模型熱混合效率迅速提高,流動損失逐漸增大,總壓恢復系數下降較其他模型明顯。如所示,當x/l3時,原型流向渦耗散減慢,半切模型流向渦耗散雖然逐漸減慢,但渦量下降速度仍然快于原型,所以在該區間上,半切的總壓恢復系數小于原型。由1所示,在混合器出口處,15°切角模型的總壓恢復系數為最小,其值為0.9716;原型的總壓恢復系數為最大,值為0.9729. 2.2.2凹扇綜合修形結果及分析波瓣尾緣凹扇綜合修形流向渦渦量無量綱面平均值隨流動方面的變化規律如2所示,圖中圖標(40-20,0-0)表示波瓣尾緣一端采用40-20的凹扇修形,一端不采用任何修形。由圖可知,在尾緣處,40-20凹扇修形模型((40-20,40-20),簡稱全凹模型)流向渦渦量無量綱面平均值最大,原型(0-0,0-0)其次,半凹模型(4020,00)最小,為7.16,比全凹模型小0. 81.隨著流動,流向渦逐漸發展,渦量值增大,但半凹模型由于不對稱流向渦對的影響,渦量增幅僅為4.24%小于原型的增幅。隨著流向渦進入耗散階段,流向渦渦量開始減小。

  如2所示,在渦量耗散段,由于流向渦對發展的不同步導致渦對渦量值差異較大,從而使半凹模型流向渦下降速度比其他模型緩慢。當x/入=4時,原型以及全凹模型的流向渦能量很低,渦量變化平緩,但此時半凹模型流向渦能量較大,耗散仍在進行,渦量值繼續減小?;旌掀鞒隹詿?,半凹模型渦量為最小其值為3.08.混合動力仍以流向渦引起的對流為主,熱混合效率增長速度快于原型和全凹模型。在混合器出口處,半凹模型熱混合效率為85. 34%,大于其余兩模型的熱混合效率,如4所示。凹扇綜合修形的熱混合效率的沿流向的變化如3所示。由于主次流在凹扇修形處能產生剪切層提前混合,所以在尾緣附近,全凹模型的熱混合效率最大,其值為11.12%當x/K3時,半凹模型流向渦變化小于其它兩個模型,混合較其他兩個模型弱;在該區間,半凹模型的熱混合效率最低。隨著流動繼續發展,原型和全凹模型流向渦渦量減小趨于平緩,混合動力逐漸轉變為剪切層為主導的擴散混合,熱混合效率的增長變慢;而此5為不同凹扇綜合修形模型,總壓恢復系數隨x/A的變化規律。在x/A=1處,原型流向渦渦量下降快于半凹模型,流動損失也較大。隨著流向渦的發展,原型渦量下降速度逐漸增大,流動損失逐漸加大,總壓恢復系數同半凹模型的差距逐漸拉開。在混合器出口附近,原型流向渦渦量變化平緩,流向渦能量幾乎損失,但半凹模型流向渦渦量仍在下降,流向渦仍有能量。所以在出口處,半凹模型的總壓恢復系數(值為0.973 9)大于原型。

  進入耗散段1渦量降低fc混e減慢iri當0.9702.2.3凹扇切角綜合修形結果及分析波瓣尾緣處,不同凹扇切角綜合修形模型流向渦無量綱面平均渦量隨流動的變化如6所示,圖中(5°00,0°40-20)表示波瓣尾緣一端使用直切角,一端使用4020mm的凹扇修形。在尾緣附近,凹扇切角綜合修形模型的流向渦渦量變化不大,其中半凹半切模型(15°00,0°40-20)流向渦渦量增幅為0.376,為最大值的5.1%,凹切模型(15°4C―20,15°4C―20)渦量增大了0.286,僅占最大值的3.7%.隨著流動發展,流向渦逐漸耗散,渦量呈下降趨勢。此階段,凹切模型同原型(0°0-0,0°0-0)的變化規律相似,流向渦在相同截面處下降速度開始減小,在相同截面處渦量變化開始平緩,在相同截面處渦量達到各自的最小值。半凹半切模型由于流向渦不對稱,發展不同步,使其在耗散階段,渦量變化與其它兩個模型不―致,當x/C>4時,凹切模型和原型流向渦能量低,變化緩慢,但此處半凹半切模渦量仍在以較大的速度下降。出口處,原型渦量平均值為最大,凹切模型次之,半凹半切模型最小,其值分別7為凹扇切角綜合修形的熱混合效率沿流向的變化規律。由圖可知,由于切角以及凹扇修形的影響,凹切模型在尾緣處熱混合效率最大,半凹半切模型次之,但相差不大,其值分別為11.7%,11.32%.當x/l2時,流向渦處于發展階段,渦量值逐漸增大,但半凹半切模型由于流向渦不對稱,渦發展不同步,對混合的強化作用弱于凹切模型,所以在初始段,凹切模型熱混合效率增長快于半凹半切模型。隨著流動的發展,流向渦逐漸凹切模型由于受流向渦渦量緩慢變化的影響,熱混合效率的增長進一步放緩,而此時半凹半切模型因為流向渦的繼續下降,熱混合效率的增長率高于凹切模型,進一步靠近原型?;旌掀鞒隹詿?,原型熱混合效率為83.84%,半凹半切模型為83. 67%,凹切模型最小,值為81.68%.化如8所示。在尾緣附近,凹切模型的總壓恢復系數最大,半凹半切最小。隨著渦量發展,總壓恢復系數逐漸下降。當x/X>1時,原型流向渦開始耗散,渦量減小值迅速降低,總壓恢復系數也快速下降,同半凹半切模型之間的差距逐漸拉大。在混合器出口,混合效率依照原型,半切半凹模型,凹切模型的順序依次下降,混合過程中的能量損失依次升高,總壓恢復系數依次降低,其中凹切模型總壓恢復系數最大,其值為0. 8凹扇切角綜合修形的總壓恢復系數3結論本文建立了波瓣混合器尾緣凹扇修形以及綜合修形的數值計算模型,對其三維流場進行了數值研究,可以得到如下幾點結論:在波瓣混合器下游,凹扇修形模型熱混合效率隨切角尺寸的增大而減??;總壓恢復系數隨切角尺寸的增大而減小。

  在波瓣混合器尾緣處,尾緣綜合修形模型流向渦渦量變化平緩。隨著流動的發展,流向渦渦量不斷下降。但對本文的波瓣混合器,在其下游整個混合器出口截面以前,流向渦仍然是混合的主要動力。

  在整個混合器出口截面附近,凹扇和直線切角綜合修形模型的熱混合效率一般低于原型,但總壓恢復系數較原型一般要高。

  在所有研究的綜合修形模型中,熱混合效率最大的工況是半凹模型,即一邊凹扇,一邊原型。因為綜合修形模型的總壓恢復系數變化不大,所以半凹綜合性能優于其他尾緣綜合修形模型。

 
 
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