劉衛(wèi)紅,彭 強(qiáng) ,符 澄,黃為民

(中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心,四川綿陽 621000)

0 引 言

氣流在風(fēng)洞管道內(nèi)流動(dòng)時(shí)必然有能量損失,這種損失有摩擦損失、分離損失、擴(kuò)壓損失等。連續(xù)式風(fēng)洞中氣流的能量全部由動(dòng)力裝置提供,在相同的試驗(yàn)段流動(dòng)條件下,氣流經(jīng)過風(fēng)洞回路的損失越小,則需要?jiǎng)恿ρb置補(bǔ)充的能量就越低,消耗的電能也將越低。在設(shè)計(jì)風(fēng)洞過程中,必須事先估算風(fēng)洞的能量比,一方面是檢驗(yàn)設(shè)計(jì)質(zhì)量,更重要的是根據(jù)能量比確定風(fēng)洞所需要的功率,由此選擇電機(jī)。因此準(zhǔn)確確定風(fēng)洞的能量比是確定風(fēng)洞總體氣動(dòng)性能的關(guān)鍵。

1 試驗(yàn)平臺(tái)

結(jié)冰引導(dǎo)風(fēng)洞是一座閉口亞聲速回流式風(fēng)洞,配置有3個(gè)可更換試驗(yàn)段。風(fēng)洞主試驗(yàn)段截面尺寸為300mm×200mm,設(shè)計(jì)最高速度210m/s。風(fēng)洞回路如圖1所示,由可更換試驗(yàn)段、可變擴(kuò)散段、方圓過渡段、第一擴(kuò)散段、第一拐角段、第二擴(kuò)散段、第二拐角段、風(fēng)扇段、第三擴(kuò)散段、圓方過渡段、第三拐角段、冷卻器、第四拐角段、穩(wěn)定段和收縮段組成。

圖1 結(jié)冰風(fēng)洞輪廓圖Fig.1 Sketch of the icing wind tunnel

在完成風(fēng)洞通氣調(diào)試后,進(jìn)行了風(fēng)洞各主要部段的氣流損失測(cè)試。測(cè)試結(jié)果表明,在風(fēng)洞常壓常溫運(yùn)行條件下,試驗(yàn)段最高速度達(dá)不到設(shè)計(jì)值,而且損失遠(yuǎn)超過工程估算值,如果在低壓狀態(tài)下(試驗(yàn)段靜壓40000Pa)運(yùn)行,損失還要增加。數(shù)據(jù)分析表明,與工程估算結(jié)果相比,風(fēng)洞第三擴(kuò)散段、三、四拐角段、冷卻器段、穩(wěn)定段數(shù)據(jù)基本吻合,但收縮段至一擴(kuò)出口、第二擴(kuò)散段差別較大。特別是試驗(yàn)段至第二擴(kuò)散段出口這一部分,實(shí)測(cè)值均大于0.220,遠(yuǎn)高于工程估算值0.186。

為此運(yùn)用CFD方法對(duì)風(fēng)洞的內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬,希望能找到原因,對(duì)風(fēng)洞進(jìn)行氣動(dòng)外形修改,降低風(fēng)洞損失。初步分析表明,在低速時(shí),風(fēng)洞該部段的損失與工程估算基本吻合,而高速時(shí)相差較大,因此可能是壓縮性對(duì)風(fēng)洞部段的損失影響引起的,而且主要是在速度較高的部段。從一擴(kuò)出口至二擴(kuò),氣流速度已較低,工程估算的損失與實(shí)際接近,同時(shí)受計(jì)算能力限制,因此模擬時(shí)選取的計(jì)算域?yàn)槭湛s段入口至一擴(kuò)出口。

2 分析方法

數(shù)值模擬時(shí)采用通用流體模擬軟件Fluent,因試驗(yàn)段速度較高,屬可壓范圍,因此采用求解雷諾平均NS方程的耦合方法。在湍流模型方面,初步模擬結(jié)果表明,采用SA湍流模型的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果更接近,因此在其后的模擬中均采用了SA湍流模型。

3 原設(shè)計(jì)狀態(tài)模擬結(jié)果

原設(shè)計(jì)狀態(tài)的可更換試驗(yàn)段、可變擴(kuò)散段、方圓過渡段、第一擴(kuò)散段尺寸見圖2,前接收縮段(入口1100mm×800mm,長(zhǎng)度1350mm)和試驗(yàn)段(300mm×200mm,長(zhǎng)度650mm)。為了與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,數(shù)值模擬的條件為常壓(105Pa)常溫(300K)狀態(tài)和低壓(54000Pa)常溫(300K)狀態(tài)。模擬結(jié)果見表1和表 2。

圖2 原設(shè)計(jì)狀態(tài)下該段的氣動(dòng)輪廓圖Fig.2 Aerodynamic configuration of original design

表1 原設(shè)計(jì)狀態(tài)下常溫常壓時(shí)當(dāng)量損失系數(shù)的模擬結(jié)果Table1 Simulated equivalent loss coefficients under constant temperature and constant pressure with original design

表2 原設(shè)計(jì)狀態(tài)下低壓常溫時(shí)當(dāng)量損失系數(shù)的模擬結(jié)果Table 2 Simulated equivalent loss coefficients under constant temperature and low pressure with original design

圖3的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比表明,常壓時(shí)模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合比較好,這說明數(shù)值模擬結(jié)果是比較可靠的。對(duì)比常壓和低壓時(shí)模擬結(jié)果,低壓時(shí)由于雷諾數(shù)更低,模擬部段總的損失系數(shù)平均偏高0.035左右。數(shù)值模擬和試驗(yàn)都表明,該段的損失遠(yuǎn)超過工程估算的0.168,導(dǎo)致整個(gè)風(fēng)洞損失過大,而且在過渡擴(kuò)散段和一擴(kuò)的部分夾角處氣流有分離,影響了風(fēng)洞性能。因此需要對(duì)風(fēng)洞該段進(jìn)行氣動(dòng)修改設(shè)計(jì)。分析具體部段,損失主要集中在可更換試驗(yàn)段、可變擴(kuò)散段、方圓過渡段(合稱為過渡段)。一擴(kuò)由于入口速度已較低,總損失受速度影響基本不變,試驗(yàn)段是直管道,在整個(gè)速度范圍內(nèi)的損失變化也不大,而收縮段的損失隨著試驗(yàn)段速度的提高還呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。因此修改時(shí)主要針對(duì)過渡段。

圖3 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of simulated results with test results

4 氣動(dòng)修改設(shè)計(jì)

由于風(fēng)洞損失過大,應(yīng)對(duì)試驗(yàn)段以后的部段進(jìn)行氣動(dòng)外形修改,以降低損失系數(shù)。修改后氣動(dòng)輪廓見圖4。

方案主要減小了過渡擴(kuò)散段、可變擴(kuò)散段的當(dāng)量擴(kuò)散角,方變圓過渡段長(zhǎng)度由 200mm增加到600mm,并使用跨聲速風(fēng)洞上使用的分段控制當(dāng)?shù)剡^渡段擴(kuò)散角設(shè)計(jì)技術(shù),第一擴(kuò)散段長(zhǎng)度由1.5m減為1.1m,擴(kuò)散角保持不變,試驗(yàn)段至第一擴(kuò)散段出口整個(gè)長(zhǎng)度不變。修改后的模擬結(jié)果見表3。

圖4 修改后的氣動(dòng)輪廓圖Fig.4 Aerodynamic configuration of modified design

表3 氣動(dòng)修改后當(dāng)量損失系數(shù)的模擬結(jié)果Table 3 Simulated equivalent loss coefficients with modified design

對(duì)比兩次的模擬結(jié)果,經(jīng)過修改后,在各種試驗(yàn)狀態(tài)下,氣流總損失都明顯降低了。收縮段、試驗(yàn)段損失基本無變化,一擴(kuò)由于長(zhǎng)度減小部分損失轉(zhuǎn)移至過渡段,過渡段損失明顯減小。雖然圖5表明數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果略有差別,但使用CFD計(jì)算對(duì)比不同氣動(dòng)方案的氣流總損失應(yīng)是可靠的。因此這一段的氣動(dòng)設(shè)計(jì)是很有潛力可挖的。

圖5 氣動(dòng)修改后數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較Fig.5 Comparison of simulated results with test results of modified design

5 設(shè)計(jì)方案優(yōu)化

為了充分挖掘設(shè)計(jì)潛能,盡可能降低風(fēng)洞總損失系數(shù),提升風(fēng)洞性能,對(duì)試驗(yàn)段至第二拐角段之間進(jìn)行氣動(dòng)外形優(yōu)化設(shè)計(jì)。在改造前,對(duì)多種修改預(yù)案進(jìn)行了CFD計(jì)算,計(jì)算條件模擬真實(shí)情況,為低壓(54000Pa)低溫(233K)狀態(tài),各部段參數(shù)見表 4,參數(shù)符號(hào)說明參見圖4。

表4 修改預(yù)案Table 4 Modification schemes

修改預(yù)案參數(shù)的選取主要考慮以下幾個(gè)因素：一是過渡擴(kuò)散段、可變擴(kuò)散段、方變圓過渡段當(dāng)?shù)財(cái)U(kuò)散角的分布和匹配關(guān)系,在前后面積比不變的條件下,確定最優(yōu)化的氣動(dòng)設(shè)計(jì)參數(shù);二是控制第一擴(kuò)散段擴(kuò)散半角,確保第一擴(kuò)散段氣流不分離;三是適當(dāng)增加第一拐角段的入口尺寸,減小第二擴(kuò)散段的面積比,降低氣流損失。

表5給出了各修改預(yù)案下部段的當(dāng)量損失系數(shù)。經(jīng)過綜合考慮,選擇預(yù)案9作為最終設(shè)計(jì)方案。在方案選取中,雖然過渡擴(kuò)散段、可變擴(kuò)散段選用小尺寸方案對(duì)該部段來說具有更小的損失系數(shù),但考慮到試驗(yàn)段支架段的布置及其堵塞度的要求,適中的尺寸是合適的;對(duì)過渡段,數(shù)據(jù)分析發(fā)現(xiàn)其當(dāng)?shù)財(cái)U(kuò)散角對(duì)損失系數(shù)的影響較大,因此控制擴(kuò)散半角,并使用分段式過渡方式,控制每段當(dāng)?shù)財(cái)U(kuò)散角,可顯著減小過渡段的氣流損失;適度增加第一擴(kuò)散段的出口直徑,可降低第一拐角段的入口速度,并控制第二擴(kuò)散段的面積比,從整體上有利于降低從試驗(yàn)段出口至第二拐角段入口之間的氣流損失。針對(duì)優(yōu)選的設(shè)計(jì)方案,加工了試驗(yàn)件,并對(duì)結(jié)果進(jìn)行了實(shí)測(cè)。實(shí)測(cè)結(jié)果表明,在試驗(yàn)段達(dá)到設(shè)計(jì)風(fēng)速時(shí),風(fēng)洞總損失系數(shù)大大降低,為0.277,滿足風(fēng)洞總體設(shè)計(jì)要求。而大風(fēng)洞由于Re數(shù)更高,它的總損失系數(shù)比引導(dǎo)風(fēng)洞的要低(數(shù)值模擬結(jié)果表明,在同樣條件下,大風(fēng)洞該部段的損失系數(shù)為0.1273),因此,在同樣的運(yùn)行狀態(tài)下,大風(fēng)洞比引導(dǎo)風(fēng)洞具有更多的功率余量。

表5 各修改預(yù)案下部段的當(dāng)量損失系數(shù)Table 5 Simulated equivalent loss coefficients of different cases

數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果表明,在計(jì)算風(fēng)洞部段損失時(shí),當(dāng)試驗(yàn)段速度較低,氣流不可壓時(shí),按常規(guī)方法設(shè)計(jì)的部段損失符合工程估算結(jié)果;而當(dāng)試驗(yàn)段速度較高,氣流壓縮性較強(qiáng)時(shí),收縮段、試驗(yàn)段及一擴(kuò)損失變化不大,而過渡段的損失劇增,此時(shí)要嚴(yán)格控制擴(kuò)散角度。

表6給出了各預(yù)案的部段當(dāng)量擴(kuò)散半角。當(dāng)一擴(kuò)擴(kuò)散半角在3°以下,過渡段擴(kuò)散角控制在2.5°以下?lián)p失較小。

表6 各部段的當(dāng)量擴(kuò)散半角Table 6 Equivalent half divergent angle of different cases

6 結(jié) 論

采用CFD技術(shù)結(jié)合實(shí)驗(yàn),成功降低了高亞聲速風(fēng)洞擴(kuò)散段的損失。研究結(jié)果表明,在試驗(yàn)段速度較高時(shí),要嚴(yán)格控制擴(kuò)散段的角度,避免氣流分離,才能有效減小部段損失。利用CFD技術(shù)可以比較準(zhǔn)確地模擬部段損失系數(shù),彌補(bǔ)工程估算的不足。

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