黃知龍,張國彪,劉曉波,耿子海

(中國空氣動力研究與發(fā)展中心空氣動力學國家重點實驗室,四川綿陽 621000)

0 引 言

風洞設(shè)計中為了提高實驗段的流場品質(zhì),需增大風洞的收縮比,這導致穩(wěn)定段截面積增大,與進氣管道截面具有較大的面積比。采用常規(guī)小角度擴散的擴散段實現(xiàn)進氣管道到穩(wěn)定段的過渡會導致擴散段長度過長,很不經(jīng)濟。若采用大擴開角的擴散段,則可在較短距離上實現(xiàn)大面積比的過渡,節(jié)省經(jīng)費投入?；诖四康?中國空氣動力研究與發(fā)展中心的FL-23直流式下吹跨超聲速風洞、FL-24半回流引射式跨聲速風洞、美國NTF低溫高雷諾數(shù)風洞和西歐ETW風洞在穩(wěn)定段前均配置了大開角擴散段。

在大開角擴散段內(nèi)由于沿氣流方向截面積的變化過快,壁面逆壓梯度過大,會導致嚴重的氣流分離。為了抑制壁面氣流分離,最普遍的方法是在大開角段內(nèi)引入多層防分離絲網(wǎng)或孔板。由于在高速區(qū)域防分離網(wǎng)的壓降大于低速區(qū)域(如邊界層內(nèi)),則防分離網(wǎng)下游的氣流速度分布相對上游更均勻,且邊界層內(nèi)不易發(fā)生分離。由于大開角內(nèi)流動的復雜性,目前大開角段內(nèi)防分離絲網(wǎng)的設(shè)計主要還是基于20世紀70年代Mehta[1]和ESDU[2]的經(jīng)驗數(shù)據(jù)或圖表。同時,Elder、Owen和Zienkiewicz等人提出了管道內(nèi)絲網(wǎng)對流動影響的多種理論分析方法。且Ross[3]等人通過求解修正的歐拉方程獲得了較詳細的流場結(jié)構(gòu)。然而目前的數(shù)值研究和理論分析方法還難以實現(xiàn)絲網(wǎng)(孔板)對流動影響的真實模擬和評估,特別是在擴散段內(nèi)氣流存在分離的情況下。另外,數(shù)值方法對氣流噪聲、湍流度等動態(tài)參數(shù)難以得到滿意的結(jié)果。

對于均勻開孔的孔板數(shù)值模擬,若將每個孔都生成網(wǎng)格計算流體穿越,無孔的部分直接作為固壁邊界處理,則可獲得真實的流場特性,但計算網(wǎng)格規(guī)模巨大,在目前的計算機能力下,該方法有很大困難。常采用的處理方法是考慮多孔壁的宏觀效應,建立反映多孔壁宏觀效應的計算模型,將多孔壁作為邊界條件來處理,而不模擬多孔壁中流動的細節(jié)[4-5]。但孔板計算模型的建立仍然存在困難,且流場計算結(jié)果對邊界條件的依賴性較強[6],需要實驗提供孔板的壓力損失。因此,在工程上的設(shè)計還主要依賴于實驗結(jié)果。

對于暫沖式風洞,大開角擴散段一般位于調(diào)壓閥后,入口具有較大的壓力脈動和流動速度。大開角段內(nèi)壁面通常設(shè)計成簡單的錐形擴張型面,以使工藝制作簡單。也有采用呈一定曲率的型面壁設(shè)計,如NTF低溫高雷諾數(shù)風洞,沿壁面具有較小的逆壓梯度,對邊界層分離具有減輕的作用,但難以加工。大開角擴散段內(nèi)防止氣流分離的裝置通常采用中心錐加孔板的組合。除了中心錐和孔板外,還可以采用分離隔板的方案,即在大開角段內(nèi)的氣流通道采用若干個縱向隔板將大開角段分割成多個具有較小擴散角的擴散段。研究表明大開角擴散段的設(shè)計應注意擴開角的選擇及其與中心錐參數(shù)的協(xié)調(diào)、孔板開孔率及孔板在大開角內(nèi)的安裝位置等[7]。關(guān)于在大開角擴散段內(nèi)設(shè)置整流孔板的實驗研究成果還未見到公開發(fā)表的相關(guān)文獻。

筆者在中國空氣動力研究與發(fā)展中心改造后的FL-22風洞針對大開角擴散段開展了專項研究,主要進行了擴散段擴開角、孔板開孔率和中心分流錐的組合實驗,并分別從壓力損失、出口截面速度分布和降噪特性等三個方面進行了對比分析,獲到了相對優(yōu)化的大開角擴散段組合參數(shù)。

1 實驗方案及裝置

大開角實驗件外形輪廓為軸對稱型,共設(shè)計有7套,由擴散段外殼體、中心分流錐及沿氣流方向布置的兩層均勻開孔的孔板組成,見圖1。大開角擴散段段入口直徑φ 450mm,出口直徑φ 1200mm,分流錐長度150mm,錐頂位于入口截面中心處,其軸線與風洞軸線重合,分流錐周向開壓力平衡孔。分流錐下游布置兩層球狀孔板,其中第一層孔板球半徑R770mm,開孔率52%,孔徑10mm,板厚14mm,距離入口截面距離350mm,第二層孔板球半徑R850mm,開孔率25%,孔徑10mm,板厚14mm,距離入口截面距離765mm?？装寰唧w參數(shù)見表1。研究內(nèi)容可分為以下4種：(a)變擴開角;(b)變中心分流錐角度,無導流尾錐;(c)定中心分流錐角度,變導流尾錐;(d)變孔板開孔率。

圖1 大開角擴散段輪廓Fig.1 Outline of wide-angle diffuser

研究實驗以中國空氣動力研究與發(fā)展中心FL-22暫沖下吹式風洞為平臺,見圖2,進行了必要的改造。通過柔壁噴管和調(diào)壓閥組合控制大開角擴散段入口氣流速度和壓力,在大開角入口段和出口段截面設(shè)置總壓排架和壁面噪聲測點。總壓測量采用差壓傳感器,噪聲測量采用脈動壓力傳感器。

2 實驗結(jié)果與分析

(1)壓力損失

各大開角擴散段實驗件在某狀態(tài)下(入口截面馬赫數(shù)Ma≈0.3,總壓p0≈1.57×105Pa)的壓力損失對比見表2。其最大壓力降約11.2kPa,出現(xiàn)在有68°導流尾錐(實驗件G)的狀態(tài)。其它擴開角與中心錐組合的6種實驗件的壓力損失值近似,45°角+65°錐(實驗件D)的壓力損失相對偏小。

表2 大開角擴散段壓力損失Table 2 Pressure loss of wide-angle diffuser

實驗件G壓力損失明顯偏大,筆者認為其原因是增加導流尾錐后,中心分流錐底部難以形成穩(wěn)態(tài)的分離渦所導致的壓力波動所致,而平底的中心分流錐底部則可形成兩個穩(wěn)定的對稱分離渦,不易脫落。三維的數(shù)值模擬的結(jié)果[8]也證實了這一分析,見圖3。

(2)剖面速壓分布

各大開角擴散段實驗件出口截面相對速壓分布對比見圖4,由7點總壓全排架測得,各測點以風洞中心線對稱布置。測試結(jié)果表明擴散段出口截面的速壓分布比較紊亂,均未出現(xiàn)理想的直勻流狀態(tài),核心區(qū)域速度低,四周速度高,但仍然呈現(xiàn)以全排架中間點對稱分布的雙駝峰趨勢。而無整流孔板時擴散段出口截面軸向速度分布表現(xiàn)為核心流速度高,四周速度低[9]。該現(xiàn)象是由于孔板的阻滯作用過大所致。開孔率偏高的實驗件C較開孔率偏低的實驗件E的出口剖面速度相對均勻也驗證了該觀點。通過精心調(diào)整第二孔板安裝位置或改變孔板的局部開孔率可達到均勻的出口截面速度分布。就目前的7套實驗件,以“45°擴散角+55°平底分流錐”的實驗件D出口截面速度分布相對平滑。

圖3 有無導流尾錐的流線圖Fig.3 Stream lines with or without tail cone

圖4 大開角擴散段出口截面相對速壓分布Fig.4 Relative dynamic pressure distribution in theexit cross section of wide-angle diffuser

(3) 降噪性能

各種大開角和分流錐實驗件組合的降噪量見表3,各種大開角組合實驗件總的消聲量約為 12～14dB。實驗件G的降噪量最大,壓力損失亦最大,實驗件A的降噪量最小?？偟南曅Ч?5°擴開角優(yōu)于60°擴開角。而45°擴開角時,55°平底分流錐的消聲量高出60°平底分流錐約0.8dB,略低于55°帶導流尾錐的分流錐消聲量。

表3 大開角擴散段降噪量Table 3 Noise reduction values of wide-angle diffuser

各種大開角擴散段組合實驗件入口和出口典型的1/3倍頻程頻譜特性見圖5。可以看出各實驗件在各頻率的消聲特性基本相似。對頻率在2000Hz以上的氣流噪聲具有較強的消聲能力,而對于1000Hz以下的低頻氣流脈動噪聲消聲能力較差。圖6給出了大開角擴散段出口和入口壓力波動的典型對比結(jié)果,表明氣流經(jīng)過設(shè)置有多層孔板的大開角擴散段后,波動幅度明顯降低,氣流脈動得到有效地抑制。

圖5 大開角擴散段降噪1/3倍頻程特性Fig.5 Frequcency spectrum characteristics of 1/3 noise octave for wide-angle diffuser

3 結(jié) 論

基于對現(xiàn)有大開角實驗件的壓力損失、出口截面速壓分布和降噪性能等對比分析,得到以下結(jié)論：

(1)大開角擴散段配置多層孔板可以抑制管道內(nèi)氣流分離,降低氣流噪聲和氣流脈動;

圖6 大開角擴散段出口和入口截面壓力脈動Fig.6 Pressure fluctuation of the exit and entry cross sections of wide-angle diffuser

(2)多層孔板對消除氣流的高頻噪聲能力較強,對消除低頻噪聲則較弱;

(3)中心體整流錐增加導流尾錐并不能有效改善流動,反而可能導致不利的影響;

(4)實驗件C和D綜合效果相對最佳。

[1] MEHTA R D.The aerodynamic design of blower tunnels with wide-angle diffusers[J].Prog.Aerospace Sci, 1977,18：60-120.

[2] BOREYSHO A S.Performance of conical diffusers incompressible flow[J].ESDU,1973,24：386-395.

[3] ROSS J C.Theoretical and experimental study of flow control devices for inlets of indraft wind tunnels[R]. NASA TM 10050,1989.

[4] FRINK N,BONHAUS D,VATSA V.A boundary conditions for simulation of flow over porous surfaces[R]. AIAA-2001-2412.

[5] BUSH R H.Engine face and screen loss models for CFD applications[R].AIAA-97-2076.

[6] GRUM ET A A,WELDER W T.Navier-Stokes analysis of NWTC back leg diffuser[R].AIAA-97-0094, 1997.

[7] 劉政崇.高低速風洞氣動與結(jié)構(gòu)設(shè)計[M].北京：國防工業(yè)出版社,2003.

[8] 袁先旭.大開角及分流錐組合內(nèi)流場數(shù)值模擬研究[R].CARDC-2006.

[9] SELTSAM M M.Experimental and theoretical study of a wide-angle diffuser flow with screens[R].AIAA-94-2510.