風洞分流錐及孔板整流的數(shù)值模擬研究

袁先旭,楊明智,謝昱飛,楊彥廣

(1.中南大學軌道交通安全教育部重點實驗室湖南長沙410075；2.中國空氣動力研究與發(fā)展中心,四川綿陽621000)

0 引 言

為支持2m×2m超聲速風洞設計關鍵技術的引導性試驗研究,開展了大開角、分流錐及孔板組合內流場的數(shù)值模擬研究。圖1給出組合示意圖。

圖1 大開角+分流錐+孔板組合示意圖Fig.1 Depicts of thecombinations of thebig open dif fuser,the pointed cone and thescreens

大開角擴散段配置有一個中心倒錐和兩層球冠狀孔板,五種組合參數(shù)分別為:

⑴前三套參數(shù)基本相同,只改變中心倒錐的角度,示意圖見圖1(左)。進口直徑 Ф450mm,出口直徑Ф1200mm,擴開全角45°。中心倒錐頂點在入口截面圓心處,底部采用突然擴散的平底形式,中心倒錐錐頂角分別為 55°、60°、65°,長度均為 245mm 。1#孔板距離大開角擴散段入口350mm,球面半徑R945mm,開孔率41%；2#孔板距離大開角擴散段入口800mm,球面半徑R1535mm,開孔率25%。兩塊孔板厚度15mm,開孔孔徑20mm,開孔方向沿球面法線,開孔呈正三角形分布。

⑵第四套組合示意圖也見圖1(左),參數(shù)基本同前三套。不同之處為中心倒錐錐頂角為55°,長度為150mm,1#孔板距離大開角擴散段入口350mm,球面半徑R770mm,開孔率52%；2#孔板距離大開角擴散段入口 765mm,球面半徑 R850mm,開孔率25%。兩塊孔板厚度14mm,開孔孔徑10mm,開孔方向沿球面法線,開孔呈正三角形分布。

⑶第五套組合示意圖見圖1(右),大開角及孔板同第一種組合,中心倒錐錐頂角為55°,但底部不采用突然擴散的平底形式,而是采用導流尾錐形式,又分為兩種:安置68°擴散導流尾錐；在距離尾部100mm處截斷。

本文對孔板流動采用一種基于一維噴管流動的跳躍邊界條件[1-5],數(shù)值求解Navier-Stokes方程獲得了大開角、分流錐及孔板五種組合的內流場。計算表明,分流錐和孔板的整流效果十分顯著。

1 數(shù)值方法

1.1 算外形與計算網(wǎng)格

共完成了大開角、分流錐和孔板五種組合外形的計算,為了方便,標記如表1。

表1 五種組合外形標記Table 1 Notes of the five combinations of configuration

圖2給出計算網(wǎng)格示意圖,分為4塊對接結構網(wǎng)格,管道中心為網(wǎng)格奇性軸,網(wǎng)格規(guī)模僅為30多萬。如果每個開孔直接生成網(wǎng)格計算流動穿越,初步估計網(wǎng)格規(guī)模將達600萬以上。

圖2 計算網(wǎng)格示意圖Fig.2 Computational grids

1.2 控制方程與邊界條件

流動控制方程為三維非定常Navier-Stokes方程,對流項采用原始變量NND格式進行離散,粘性項采用中心差分離散,時間推進采用LU-SGS隱式方法。邊界條件有:入口邊界、出口邊界、奇性軸邊界、固壁邊界、對接邊界或孔板邊界等。詳細的數(shù)值模擬方法可參考文獻[6],入口邊界、出口邊界和孔板邊界的處理方法參見文獻[7]。表2給出入口流動參數(shù)。

表2 入流邊界參數(shù)Table2 Parameters on the inflow boundary

2 計算結果及分析

2.1 A60組合計算分析

對A60組合進行了較詳細的計算,外形組合包括僅有大開角、大開角+分流錐、大開角+分流錐+兩層孔板三種情況,還考察了加大開孔率、改變總壓損失因子和不同入口邊界條件的情況。

(1)僅有45°大開角(M=0.28)

圖3給出僅有大開角情況的流場,可與其他情況比較分析分流錐和孔板的整流機理。

圖3 僅有45°大開角時的流場特征(某一時刻,馬赫數(shù)0.28,左:速度v等值線云圖；右:流線)Fig.3 Flow field with big open angle being 45 deg.alone

從圖3可看到,流動進入突擴大開角后,不能立即充盈擴大的管道面積,在突擴拐角產生大尺度分離,主流與回流之間形成不穩(wěn)定的剪切流動,其旋渦結構很不穩(wěn)定,前方小尺度旋渦不斷產生、后移及合并,誘發(fā)較強的脈動,進而可能激勵風洞壁結構振動。穩(wěn)定段的流場也不均勻,不能滿足設計要求。

(2)45°大開角 +60°分流錐(M=0.28)

圖4給出大開角+分流錐組合的流場(入口條件1),一方面可為有孔板組合計算提供初場,還可與其他情況比較分析流場結構。

圖4 45°大開角+60°分流錐組合的流場特征(馬赫數(shù)0.28,左:馬赫數(shù)等值線云圖；右:流線)Fig.4 Flow field with thecombination of 45 deg.-big open angleand 60 deg.cone

比較圖3和圖4,可以看到流場結構的很大差別。有分流錐時,氣流從入口進入后,被強制沿大開角洞壁流動,在分流錐底部形成一個大尺度的三維渦環(huán)結構,這一結構比較穩(wěn)定,分流錐面、渦環(huán)結構的分離流面及大開角風洞壁面相當于構成收縮管道(從二維截面來看),順著風洞壁的亞聲速氣流在收縮管道中不斷加速,在分流錐底部渦環(huán)面積最大處馬赫數(shù)達到最大值,約0.5馬赫。從中可分析分流錐的主要作用為:在底部產生穩(wěn)定的大尺度的渦環(huán)結構,并與之一起限制流動沿著大開角風洞壁,從而降低流動不穩(wěn)定分離對風洞壁結構振動的誘發(fā)。但分流錐并不能消除流動分離,只是相當于把大開角風洞壁附近的分離"轉移"到分流錐底部、風洞管道的中心部分,如果分流錐底部的分離渦環(huán)出項周期或準周期脫落,也將可能激發(fā)分流錐的振動,分流錐是通過支撐桿與風洞壁固聯(lián),顯而易見,其振動容易被誘發(fā)。

尖銳邊緣產生的強制分離渦較為穩(wěn)定,因此,分流錐底部采用突然擴散的平底形式可能是有利的,在分流錐底部增加導流尾錐或許是不必要的。

(3)45°大開角+60°分流錐+孔板(M=0.28)

在獲得有分流錐的流場后,將之作為初場,加上孔板邊界條件,就可以計算孔板對流動的影響。圖5給出大開角+分流錐+孔板組合的流場特征。其流場結構與只有分流錐的情況有很大不同。

圖5表明,在增加孔板后,氣流經(jīng)過分流錐,不能繼續(xù)加速,而是遇到孔板的阻擋,在1#孔板上游堵塞,而在孔板上游外緣形成環(huán)狀高壓區(qū),造成流動在上游的重新調整。1#孔板的存在還抑制了分流錐底部分離渦的發(fā)展,與無孔板時相比,分離范圍大幅度縮小,可以推測,孔板的存在將進一步穩(wěn)定分流錐底部分離渦,防止其脫落,從而抑制結構的流致振動,特別是分流錐的流致振動。

但孔板的堵塞也造成大開角風洞壁上的逆壓梯度,使得氣流在大開角風洞壁上產生了較小的分離泡,基于計算結果,該小尺度分離泡較穩(wěn)定,應該不會激發(fā)風洞壁結構振動。

圖5 45°大開角+60°分流錐+孔板組合的流場特征(馬赫數(shù)0.28,左:馬赫數(shù)等值線云圖；右:流線)Fig.5 Flow field with the combination of 45 deg.-big open angleand 60 deg.cone and screens

有無孔板時,兩者流線差別十分顯著。無孔板時,穩(wěn)定段流動有較大尺度的回流,只在管道中心部分速度分布比較均勻,有孔板后,其整流效果十分顯著,穩(wěn)定段的速度剖面分布均勻性很好。

(4)45°大開角+60°分流錐+孔板(M=0.28,加大開孔率)

上述計算表明,氣流在1#孔板前外緣有明顯壅塞,該處的壓力升高顯著,但由于實際孔板開孔孔徑較大,流動應該沒有明顯的壅塞,但計算模型中只有開孔率可以調整,沒有考慮孔徑的參數(shù)。本小節(jié)將1#孔板開孔率從41%增加至52%,2#孔板的開孔率從25%增加至35%,進行了比較計算,圖6給出總壓損失計算結果比較。

圖6 孔板總壓損失比較(左:原開孔率；右:加大開孔率)Fig.6 Total pressure loss across the screen

加大開孔率后,流動透過量增加,1#孔板外緣的壓力升高從約1.45×105Pa降為約1.40×105Pa,流動經(jīng)過1#和2#孔板的總壓損失也有顯著降低,且孔板的整流效果沒有明顯改變,這表明,即使開孔孔徑很小,加大開孔率后,也可以較小的總壓損失取得明顯的整流效果。改變A60組合的入口截面流動條件,以及A55、A65組合外形的計算,計算結果與上述計算分析類似,限于篇幅,這里不再重復。

2.2 B組合計算分析

B組合的計算過程與A60組合相同,圖7、圖8分別為B組合無/有孔板時的典型計算結果。

圖7 B組合無孔板結果(左:速度矢量；右:流線)Fig.7 Without screen results of the combination B

從圖7可以看到,僅有分流錐而無孔板時,穩(wěn)定段的流動很不均勻,流場上下不對稱,這可能是由于B組合的分流錐在幾個組合外形中尺寸最小,分離渦環(huán)強度較小并且靠前,從而整流效果最差。

從圖8可以看到,加上孔板后,穩(wěn)定段的流動有改善,但依然并不均勻,不如其他組合的整流效果好。另外,孔板上的流線呈點狀分布,這是合乎物理的,反映了孔板的特征,即孔板上無切向流動,僅有法向流動穿越。

圖8 B組合有孔板結果(左:流線；右:孔板總壓損失)Fig.8 With screen results of the combination B

2.3 C2組合計算分析

C2組合的計算過程也同上,圖9、圖10分別為C2組合無/有孔板時的典型計算結果。

圖9 C2組合無孔板結果(左:速度矢量；右:流線)Fig.9 Without screen results of the combination C2

圖10 C2組合有孔板結果(左:流線；右:總壓損失)Fig.10 With screen results of thecombination C2

2.4 各種組合的比較分析

為比較各種組合的整流效果,表3給出各種計算條件下流動過孔板的總壓損失。

從表3可以看到,開孔率越大,流動過孔板的總壓損失就越小,在相同開孔率等條件下,60°分流錐組合的過孔板總壓損失最小。導流尾錐(C2)對總壓損失基本沒有改善。圖11分別給出無/有孔板時穩(wěn)定段x=1200mm處對稱平面上速度剖面分布的比較,圖中曲線序號與表3一致。

從速度剖面來看:①無/有孔板時,B組合穩(wěn)定段速度剖面均勻性最差,說明分流錐尺寸過小對整流效果不利。②無孔板時,除 B組合外,A65組合也較差,其他幾種組合狀態(tài)剖面速度分布比較類似,無明顯差別。③有孔板時,除B組合外,其他幾種組合狀態(tài)剖面速度分布都比較類似,無明顯差別,而以A60(5)組合略優(yōu)。④有孔板時,所有組合中心部分速度向前突出,原因可能是網(wǎng)格奇性軸造成的。

表3 各種計算條件下流動過孔板的總壓損失Table 3 Total pressureloss of the flow across the screen at various conditions

圖11 幾種組合狀態(tài)穩(wěn)定段x=1200mm處對稱平面上速度剖面分布(左:無孔板時；右:有孔板)Fig.11 The velocity profiles on the symmetric plane of various combinations at thestable stage x=1200mm

綜合以上流動圖畫和表3,B組合的整流效果最差,C2組合的導流尾錐對整流效果基本沒有改善,60°分流錐的A60組合整流效果略優(yōu)于55°分流錐的A55組合和65°分流錐的A65組合。但是,要注意到,表3的結果由于計算模型的偏差,只有相互比較的意義,在定量上只能提供參考。

3 小 結

通過采用一種孔板流動CFD邊界條件模型[7],數(shù)值研究了大開角擴散段配置分流錐和孔板整流的多種組合形態(tài),計算分析可為2m超聲速風洞設計引導試驗提供參考,小結如下:

(1)分流錐和孔板的整流作用十分明顯,是一種比較好的組合方式,基于現(xiàn)有計算(總壓損失、穩(wěn)定段速度分布),60°分流錐的A60組合整流效果要優(yōu)于其他組合。

(2)分流錐底部發(fā)生較大尺度分離,分離流面和錐面與風洞壁形成收縮管道,使得氣流在分流錐和洞壁之間產生加速流動,抑制了大開角風洞壁面附近的分離,底部的作用是產生穩(wěn)定、大尺度的分離旋渦。基于這個原因,分流錐的尺寸不宜太小,否則,底部分離渦的強度不夠；在對底部附加導流尾錐也無必要,甚至有可能產生壞的效果。

(3)計算中,1#孔板外緣有流動壅塞現(xiàn)象,造成風洞壁面附近出現(xiàn)小尺度分離,或許可以將兩個孔板適當后移,減輕流動壅塞現(xiàn)象,并加大分流錐底部的分離旋渦,以取得更好的整流效果。如果加工上沒有困難,維持或加大開孔率,增加開孔數(shù)目,減小開孔孔徑可能既可滿足流量要求,又有更好的整流效果。

(4)管道里的流動為壓力驅動的流動,為了得到較準確的定量關系,一方面需要進一步改進計算模型,另一方面也需要試驗提供出口壓力,以便計算準確處理邊界條件。

致謝:作者感謝氣動中心四所黃知龍、張國彪同志的熱情幫助。

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