暫沖式風(fēng)洞大開角擴(kuò)散段性能的實(shí)驗(yàn)研究

黃知龍,張國(guó)彪,劉曉波,耿子海

(中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心空氣動(dòng)力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川綿陽(yáng) 621000)

0 引 言

風(fēng)洞設(shè)計(jì)中為了提高實(shí)驗(yàn)段的流場(chǎng)品質(zhì),需增大風(fēng)洞的收縮比,這導(dǎo)致穩(wěn)定段截面積增大,與進(jìn)氣管道截面具有較大的面積比。采用常規(guī)小角度擴(kuò)散的擴(kuò)散段實(shí)現(xiàn)進(jìn)氣管道到穩(wěn)定段的過(guò)渡會(huì)導(dǎo)致擴(kuò)散段長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng),很不經(jīng)濟(jì)。若采用大擴(kuò)開角的擴(kuò)散段,則可在較短距離上實(shí)現(xiàn)大面積比的過(guò)渡,節(jié)省經(jīng)費(fèi)投入。基于此目的,中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心的FL-23直流式下吹跨超聲速風(fēng)洞、FL-24半回流引射式跨聲速風(fēng)洞、美國(guó)NTF低溫高雷諾數(shù)風(fēng)洞和西歐ETW風(fēng)洞在穩(wěn)定段前均配置了大開角擴(kuò)散段。

在大開角擴(kuò)散段內(nèi)由于沿氣流方向截面積的變化過(guò)快,壁面逆壓梯度過(guò)大,會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)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(duì)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(dòng)的復(fù)雜性,目前大開角段內(nèi)防分離絲網(wǎng)的設(shè)計(jì)主要還是基于20世紀(jì)70年代Mehta[1]和ESDU[2]的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)或圖表。同時(shí),Elder、Owen和Zienkiewicz等人提出了管道內(nèi)絲網(wǎng)對(duì)流動(dòng)影響的多種理論分析方法。且Ross[3]等人通過(guò)求解修正的歐拉方程獲得了較詳細(xì)的流場(chǎng)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(shí)現(xiàn)絲網(wǎng)(孔板)對(duì)流動(dòng)影響的真實(shí)模擬和評(píng)估,特別是在擴(kuò)散段內(nèi)氣流存在分離的情況下。另外,數(shù)值方法對(duì)氣流噪聲、湍流度等動(dòng)態(tài)參數(shù)難以得到滿意的結(jié)果。

對(duì)于均勻開孔的孔板數(shù)值模擬,若將每個(gè)孔都生成網(wǎng)格計(jì)算流體穿越,無(wú)孔的部分直接作為固壁邊界處理,則可獲得真實(shí)的流場(chǎng)特性,但計(jì)算網(wǎng)格規(guī)模巨大,在目前的計(jì)算機(jī)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(yīng),建立反映多孔壁宏觀效應(yīng)的計(jì)算模型,將多孔壁作為邊界條件來(lái)處理,而不模擬多孔壁中流動(dòng)的細(xì)節(jié)[4-5]。但孔板計(jì)算模型的建立仍然存在困難,且流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果對(duì)邊界條件的依賴性較強(qiáng)[6],需要實(shí)驗(yàn)提供孔板的壓力損失。因此,在工程上的設(shè)計(jì)還主要依賴于實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

對(duì)于暫沖式風(fēng)洞,大開角擴(kuò)散段一般位于調(diào)壓閥后,入口具有較大的壓力脈動(dòng)和流動(dòng)速度。大開角段內(nèi)壁面通常設(shè)計(jì)成簡(jiǎn)單的錐形擴(kuò)張型面,以使工藝制作簡(jiǎn)單。也有采用呈一定曲率的型面壁設(shè)計(jì),如NTF低溫高雷諾數(shù)風(fēng)洞,沿壁面具有較小的逆壓梯度,對(duì)邊界層分離具有減輕的作用,但難以加工。大開角擴(kuò)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(gè)縱向隔板將大開角段分割成多個(gè)具有較小擴(kuò)散角的擴(kuò)散段。研究表明大開角擴(kuò)散段的設(shè)計(jì)應(yīng)注意擴(kuò)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(kuò)散段內(nèi)設(shè)置整流孔板的實(shí)驗(yàn)研究成果還未見到公開發(fā)表的相關(guān)文獻(xiàn)。

筆者在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心改造后的FL-22風(fēng)洞針對(duì)大開角擴(kuò)散段開展了專項(xiàng)研究,主要進(jìn)行了擴(kuò)散段擴(kuò)開角、孔板開孔率和中心分流錐的組合實(shí)驗(yàn),并分別從壓力損失、出口截面速度分布和降噪特性等三個(gè)方面進(jìn)行了對(duì)比分析,獲到了相對(duì)優(yōu)化的大開角擴(kuò)散段組合參數(shù)。

1 實(shí)驗(yàn)方案及裝置

大開角實(shí)驗(yàn)件外形輪廓為軸對(duì)稱型,共設(shè)計(jì)有7套,由擴(kuò)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(kuò)散段段入口直徑φ 450mm,出口直徑φ 1200mm,分流錐長(zhǎng)度150mm,錐頂位于入口截面中心處,其軸線與風(fēng)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?jī)?nèi)容可分為以下4種：(a)變擴(kuò)開角;(b)變中心分流錐角度,無(wú)導(dǎo)流尾錐;(c)定中心分流錐角度,變導(dǎo)流尾錐;(d)變孔板開孔率。

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

研究實(shí)驗(yàn)以中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心FL-22暫沖下吹式風(fēng)洞為平臺(tái),見圖2,進(jìn)行了必要的改造。通過(guò)柔壁噴管和調(diào)壓閥組合控制大開角擴(kuò)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(cè)點(diǎn)?？倝簻y(cè)量采用差壓傳感器,噪聲測(cè)量采用脈動(dòng)壓力傳感器。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

(1)壓力損失

各大開角擴(kuò)散段實(shí)驗(yàn)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(duì)比見表2。其最大壓力降約11.2kPa,出現(xiàn)在有68°導(dǎo)流尾錐(實(shí)驗(yàn)件G)的狀態(tài)。其它擴(kuò)開角與中心錐組合的6種實(shí)驗(yàn)件的壓力損失值近似,45°角+65°錐(實(shí)驗(yàn)件D)的壓力損失相對(duì)偏小。

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

實(shí)驗(yàn)件G壓力損失明顯偏大,筆者認(rèn)為其原因是增加導(dǎo)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(dǎo)致的壓力波動(dòng)所致,而平底的中心分流錐底部則可形成兩個(gè)穩(wěn)定的對(duì)稱分離渦,不易脫落。三維的數(shù)值模擬的結(jié)果[8]也證實(shí)了這一分析,見圖3。

(2)剖面速壓分布

各大開角擴(kuò)散段實(shí)驗(yàn)件出口截面相對(duì)速壓分布對(duì)比見圖4,由7點(diǎn)總壓全排架測(cè)得,各測(cè)點(diǎn)以風(fēng)洞中心線對(duì)稱布置。測(cè)試結(jié)果表明擴(kuò)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(diǎn)對(duì)稱分布的雙駝峰趨勢(shì)。而無(wú)整流孔板時(shí)擴(kuò)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(guò)大所致。開孔率偏高的實(shí)驗(yàn)件C較開孔率偏低的實(shí)驗(yàn)件E的出口剖面速度相對(duì)均勻也驗(yàn)證了該觀點(diǎn)。通過(guò)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(dá)到均勻的出口截面速度分布。就目前的7套實(shí)驗(yàn)件,以“45°擴(kuò)散角+55°平底分流錐”的實(shí)驗(yàn)件D出口截面速度分布相對(duì)平滑。

圖3 有無(wú)導(dǎo)流尾錐的流線圖Fig.3 Stream lines with or without tail cone

圖4 大開角擴(kuò)散段出口截面相對(duì)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(shí)驗(yàn)件組合的降噪量見表3,各種大開角組合實(shí)驗(yàn)件總的消聲量約為 12～14dB。實(shí)驗(yàn)件G的降噪量最大,壓力損失亦最大,實(shí)驗(yàn)件A的降噪量最小。總的消聲效果：45°擴(kuò)開角優(yōu)于60°擴(kuò)開角。而45°擴(kuò)開角時(shí),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(dǎo)流尾錐的分流錐消聲量。

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

各種大開角擴(kuò)散段組合實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)件在各頻率的消聲特性基本相似。對(duì)頻率在2000Hz以上的氣流噪聲具有較強(qiáng)的消聲能力,而對(duì)于1000Hz以下的低頻氣流脈動(dòng)噪聲消聲能力較差。圖6給出了大開角擴(kuò)散段出口和入口壓力波動(dòng)的典型對(duì)比結(jié)果,表明氣流經(jīng)過(guò)設(shè)置有多層孔板的大開角擴(kuò)散段后,波動(dòng)幅度明顯降低,氣流脈動(dòng)得到有效地抑制。

圖5 大開角擴(kuò)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(duì)現(xiàn)有大開角實(shí)驗(yàn)件的壓力損失、出口截面速壓分布和降噪性能等對(duì)比分析,得到以下結(jié)論：

(1)大開角擴(kuò)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(dòng);

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

(2)多層孔板對(duì)消除氣流的高頻噪聲能力較強(qiáng),對(duì)消除低頻噪聲則較弱;

(3)中心體整流錐增加導(dǎo)流尾錐并不能有效改善流動(dòng),反而可能導(dǎo)致不利的影響;

(4)實(shí)驗(yàn)件C和D綜合效果相對(duì)最佳。

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