三分支管接頭可壓縮流壓力損失的試驗(yàn)研究

汪文輝，陸振華，鄧康耀，＊，劉 勝

（1.上海交通大學(xué)動(dòng)力機(jī)械及工程教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室，上海 200240；2.中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，山西大同 037036）

三分支管接頭可壓縮流壓力損失的試驗(yàn)研究

汪文輝1，陸振華1，鄧康耀1，＊，劉 勝2

（1.上海交通大學(xué)動(dòng)力機(jī)械及工程教育部重點(diǎn)試驗(yàn)室，上海 200240；2.中國(guó)北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，山西大同 037036）

以內(nèi)燃機(jī)排氣歧管三分支管接頭內(nèi)可壓縮流動(dòng)損失研究為背景，對(duì)45°三分支管接頭的匯合流動(dòng)進(jìn)行定常試驗(yàn)研究，獲取了在不同流動(dòng)參數(shù)工況下氣體流經(jīng)三分支管接頭時(shí)的流動(dòng)數(shù)據(jù)。兩個(gè)支管與主管截面積的面積比分別為1和1.56，分支夾角的交界點(diǎn)處以及支管的轉(zhuǎn)角處都為銳角邊緣。利用測(cè)試所得的數(shù)據(jù)對(duì)比分析不同工況壓力損失的變化規(guī)律。試驗(yàn)結(jié)果表明：相比于接頭處的壓力損失，接頭管內(nèi)壁摩擦對(duì)壓力損失影響較小；匯合流時(shí)，兩個(gè)入流管端的靜壓幾乎相等，出流管端的壓力總是小于入流管端的壓力，且隨著馬赫數(shù)的增大，壓差也增大；流動(dòng)參數(shù)的不同將影響和改變?nèi)种饬鞯膲毫p失，其中隨著支管和總管流量比的增大，總壓損失系數(shù)K13、K23先增大后減小，但峰值點(diǎn)的位置隨工況參數(shù)的不同而變化；流出端馬赫數(shù)對(duì)壓力損失也存在影響，馬赫數(shù)為0.13和0.31時(shí)，總壓損失系數(shù)變化不大，當(dāng)馬赫數(shù)增大到0.59時(shí)，總壓損失系數(shù)大幅度增加。試驗(yàn)結(jié)果為分析動(dòng)力管網(wǎng)系統(tǒng)中多管接頭壓力損失及建立排氣歧管可壓縮流一維計(jì)算模型奠定了基礎(chǔ)。

分支接頭；流動(dòng)參數(shù)；流量比；馬赫數(shù)；壓力損失系數(shù)

0 引 言

T型三分支管接頭廣泛應(yīng)用于動(dòng)力工程的管網(wǎng)系統(tǒng)中。與直管、彎管中的流動(dòng)相比，分支接頭處流動(dòng)呈現(xiàn)較為復(fù)雜的流動(dòng)特性。氣流的流動(dòng)參數(shù)如支管與總管流量比以及氣體壓縮性的不同，會(huì)使得管壁附近形成分離區(qū)，且不同速度流的湍流混合、沖擊擠壓等現(xiàn)象不僅形成了使流動(dòng)的損失增大的局部阻障區(qū)，也造成了局部流動(dòng)壓力損失和能量耗散。為了研究流體通過(guò)管接頭產(chǎn)生的壓力損失，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)分支接頭的流動(dòng)特性［1－6］、能量轉(zhuǎn)換與損失［7－9］和流動(dòng)混合［1014］等多方面進(jìn)行了研究。

試驗(yàn)研究方面，目前應(yīng)用較廣的是ESDU［1－2］和Miller［3］在早期針對(duì)T型和Y型接頭測(cè)試所獲得的定常流數(shù)據(jù)，但仍不全面，尤其在考慮氣體壓縮性方面的數(shù)據(jù)較少；三分支可壓縮流方面，較為典型的研究是文獻(xiàn)［4-5］對(duì)亞聲速空氣流經(jīng)90°T型三分支管接頭中的壓力損失進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出壓力損失系數(shù)不但和支管與公共管之間的流量比有關(guān)，還和公共管中的馬赫數(shù)有關(guān)。數(shù)值研究方面，文獻(xiàn)［6］采用HFA測(cè)試和CFD仿真對(duì)T型接頭內(nèi)的冷熱兩股流體混合現(xiàn)象進(jìn)行研究，揭示了接頭內(nèi)部軸截面的速度和溫度分布，但由于氣體流速較低，而忽略了氣體壓縮性的影響。文獻(xiàn)［7-9］基于對(duì)分支接頭進(jìn)行二維流動(dòng)模型假定，經(jīng)過(guò)公式推導(dǎo)后，得出了壓力損失系數(shù)理論計(jì)算的一般表達(dá)式。式子表明，當(dāng)管接頭結(jié)構(gòu)參數(shù)一定時(shí)，壓力損失系數(shù)主要和支管與公共管之間的流量比有關(guān)。但是在推導(dǎo)過(guò)程中，接頭中的流體都被假定為不可壓縮流體，且當(dāng)公共管內(nèi)的馬赫數(shù)大于0.2時(shí)，其壓力損失的計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果相差較大。此外，國(guó)內(nèi)研究人員通過(guò)數(shù)值分析也進(jìn)行了相關(guān)研究［12－14］。

現(xiàn)有研究主要多集中于不可壓縮流、直角T型分支接頭流動(dòng)的研究，對(duì)可壓縮流、斜T型接頭的流動(dòng)研究較少。另外，對(duì)于三分支管接頭壓力損失的試驗(yàn)研究，國(guó)內(nèi)外多采用冷態(tài)試驗(yàn)測(cè)量。至于熱態(tài)試驗(yàn)，對(duì)于可壓縮流、溫度不同的氣流匯合也多歸結(jié)于不同馬赫數(shù)氣流的混合流動(dòng)，且最終可通過(guò)冷態(tài)試驗(yàn)中流量比的變化從而來(lái)實(shí)現(xiàn)等同測(cè)量［5］。

針對(duì)這種情況，為了分析高馬赫數(shù)排氣通過(guò)排氣管系三分支管接頭時(shí)的壓力損失情況，本文對(duì)兩個(gè)三分支管接頭進(jìn)行了初步的冷態(tài)吹風(fēng)試驗(yàn)研究，對(duì)定結(jié)構(gòu)參數(shù)的斜T型三分支管接頭在不同流動(dòng)參數(shù)（流量比和馬赫數(shù)）下，接頭處高速氣流流動(dòng)的壓力損失進(jìn)行測(cè)試研究。測(cè)試結(jié)果對(duì)于排氣管優(yōu)化設(shè)計(jì)及管接頭一維計(jì)算模型建立有著一定的參考意義。

1 試驗(yàn)裝置

流動(dòng)試驗(yàn)管路簡(jiǎn)圖如圖1所示。試驗(yàn)的氣源由電機(jī)驅(qū)動(dòng)的壓氣機(jī)提供。為了防止在試驗(yàn)時(shí)壓氣機(jī)發(fā)生喘振，壓氣機(jī)后安裝一個(gè)放氣閥。管路中的流量控制閥為閘閥，通過(guò)改變閥門的升程來(lái)調(diào)節(jié)不同支路的氣流流量?？偣芏魏椭Ч芏魏蠓謩e安裝有質(zhì)量流量傳感器，用來(lái)測(cè)量進(jìn)入管接頭不同支管的氣體流量。在三個(gè)支管上，分別安裝有溫度、壓力以及壓差傳感器，用來(lái)測(cè)量氣體溫度和壓力（各傳感器參數(shù)見表1）。為了采集接頭流動(dòng)壓力損失數(shù)據(jù)，通過(guò)編程，開發(fā)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。試驗(yàn)時(shí)，傳感器的輸出信號(hào)通過(guò)MP426高速采集卡同步采集，采樣頻率為1kHz。

表1 各個(gè)傳感器測(cè)量范圍和精度Table 1 Measuring range and accuracy of every sensor

圖1 分支接頭流動(dòng)試驗(yàn)管路簡(jiǎn)圖Fig.1 Schematic diagram of flow test rig

三分支管接頭為不銹鋼管，如圖2所示，支管1和支管2之間的夾角為45°。分支夾角的交界點(diǎn)處以及支管的轉(zhuǎn)角處都為銳角邊緣。試驗(yàn)采用了兩套管接頭，其支管與主管截面積比φ分別為1和1.56。測(cè)試的流型如圖3，兩股均勻射流在接頭內(nèi)交匯混合產(chǎn)生復(fù)雜的流動(dòng)特征。理想情況下，壓力測(cè)量點(diǎn)應(yīng)盡可能地靠近接頭區(qū)域。然而，一方面由于臨近接頭區(qū)域，流動(dòng)變化較為劇烈，同時(shí)氣流壓縮波的交匯與反射比較密集，導(dǎo)致測(cè)得的壓力數(shù)據(jù)不穩(wěn)定；另一方面，由于管內(nèi)壁摩擦及射流緊縮的作用，測(cè)量段過(guò)長(zhǎng)會(huì)導(dǎo)致壅塞作用，從而限制了馬赫數(shù)的測(cè)量范圍的擴(kuò)大。參考其他文獻(xiàn)［9］，試驗(yàn)中各支管壓力及壓差傳感器測(cè)量點(diǎn)的位置均位于距離交匯點(diǎn)3D處（圖2）。測(cè)試中，接頭的各支管段敷設(shè)保溫層，以確保接頭內(nèi)的流動(dòng)盡可能地滿足絕熱流動(dòng)條件。

圖2 三分支管接頭示意圖（φ＝D1／D3＝1）Fig.2 Schematic diagram of the junction（φ＝D1／D3＝1）

試驗(yàn)時(shí)，由采集軟件監(jiān)測(cè)傳感器數(shù)據(jù)，當(dāng)管路壓力平衡數(shù)值穩(wěn)定后，同步采集各流動(dòng)參數(shù)數(shù)據(jù)。在不同的總流量工況下，通過(guò)調(diào)節(jié)不同支管管路中的流量控制閥來(lái)調(diào)節(jié)分支接頭流動(dòng)的流量比。支管與總管的流量比控制在0～1之間，間隔0.1。通過(guò)調(diào)節(jié)壓氣機(jī)供氣總流量，分支接頭流出段馬赫數(shù)控制在0.1～0.6之間，間隔約0.1。

圖3 匯合流Fig.3 Combining flow in three-pipe junction

測(cè)量數(shù)據(jù)的處理方法為：首先由各個(gè)支管所測(cè)得的壓力和溫度數(shù)據(jù)計(jì)算得出各支管處的氣流密度ρ，并結(jié)合相應(yīng)的流量數(shù)據(jù)計(jì)算得出各支管的氣流速度u；接著計(jì)算各管段的摩擦損失，摩擦系數(shù)f利用過(guò)渡型圓管的Swamee ＆Jain公式［15］計(jì)算得出；利用各支管的溫度值和氣流速度值，計(jì)算各支管氣流的馬赫數(shù)，最后利用測(cè)量和計(jì)算得到的p、m·、T、ρ、u和M等流動(dòng)參數(shù)計(jì)算得出各支管總壓、流動(dòng)總壓損失和壓力損失系數(shù)（式（3）和式（4））。

式中Δ為壁面粗糙高度，D為管內(nèi)徑。

由于分支結(jié)構(gòu)及流動(dòng)方向的不同，三分支管接頭有著不同的流型和壓力損失系數(shù)。對(duì)于試驗(yàn)的測(cè)試流型，結(jié)果分析中采用的壓力損失系數(shù)分別為靜壓損失系數(shù)L和總壓損失系數(shù)K：

對(duì)于不可壓縮流，總壓損失系數(shù)的表達(dá)式可表示為：

而對(duì)于可壓縮流，總壓損失系數(shù)的表達(dá)式可表示為：

式中，pi為靜壓，p0i為總壓，i、j為不同分支的編號(hào)。

2 結(jié)果與分析

2.1 管壁摩擦的影響及分析

一般情況下，流體流經(jīng)三分支管接頭的壓力損失主要由摩擦損失和接頭損失組成。在分析流動(dòng)參數(shù)對(duì)壓力損失的影響前，首先要考慮流動(dòng)中管道內(nèi)壁摩擦所帶來(lái)的影響。為了減少摩擦因素的影響，試驗(yàn)中三通接頭采用摩擦較小的不銹鋼材料，壁面粗糙高度為5μm，且設(shè)計(jì)加工時(shí)，分支的交叉點(diǎn)處均拋光打磨光滑。為了獲得管接頭流動(dòng)壓力損失中摩擦損失值，試驗(yàn)中通過(guò)測(cè)量支管上不同截面的壓力，進(jìn)而計(jì)算得出不同工況下的摩擦系數(shù)，如圖4。從圖4中可以看出，對(duì)于三通接頭中的湍流流動(dòng)，隨著馬赫數(shù)的增大摩擦系數(shù)值逐漸減小，其變化趨勢(shì)與圓管湍流理論相一致。

另外通過(guò)莫迪圖中的曲線可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于光滑管中的湍流流動(dòng)，當(dāng)Δ／D為1×10－5到1×10－4，雷諾數(shù)為1×105到1×106時(shí)，摩擦系數(shù)值為0.12到0.195。因此試驗(yàn)中，摩擦因素所帶來(lái)的壓力損失對(duì)于三分支總壓力損失變化的影響較小，這主要是由于在三分支管接頭流動(dòng)中，造成壓力損失主要的影響因素是兩股流體射流慣性力之間相互作用，以及考慮壓縮性時(shí)流體彈性力與慣性力的相互作用，而摩擦力的影響相對(duì)較小。這一點(diǎn)與其他公開文獻(xiàn)［1－17］得出的結(jié)論相一致。當(dāng)然，管內(nèi)壁面粗糙度和管長(zhǎng)等因素影響摩擦損失的大小，而本試驗(yàn)考慮摩擦因素的主要目的是為了減除管接頭壓力損失中因測(cè)量點(diǎn)距接頭中心3D距離而造成的摩擦損失那部分?jǐn)?shù)值。

圖4 馬赫數(shù)對(duì)摩擦系數(shù)的影響Fig.4 Friction coefficient for different Mach number

圖5為等面積比接頭在出流端氣流馬赫數(shù)M3＝0.11時(shí)，兩流徑總壓損失系數(shù)K13、K23曲線隨流量比q的變化曲線圖。從圖5中可以看出，在全流量比工況下，試驗(yàn)測(cè)量的壓力損失曲線與文獻(xiàn)［18］中不可壓縮流（水流）時(shí)的壓力損失曲線趨勢(shì)相同，僅數(shù)值上存在較小差異。一個(gè)主要的原因是測(cè)試接頭加工工藝的處理上存在差別，如接頭內(nèi)部的尖銳邊緣。盡管在數(shù)值上有著一定誤差，但兩者的吻合度仍足以說(shuō)明試驗(yàn)臺(tái)架的可靠性和測(cè)試方法的正確性。

圖5 M3＝0.11，φ＝1時(shí)的總壓損失系數(shù)Fig.5 Pressure loss coefficients for M3＝0.11，φ＝1

2.2 入流管端與出流管端的壓差

依據(jù)入流管端和出流管端的不同，氣流通過(guò)三分支管接頭可分為兩個(gè)流徑。在研究三分支管接頭內(nèi)的氣體流動(dòng)時(shí)，也主要是基于對(duì)不同流徑的壓力損失研究。圖6為兩流徑（1-3，2-3）入流管端與出流管端的壓差隨流量比變化的曲線圖。從圖6中可以看出，在全工況下，三分支入流管端的靜壓均大于出流管端的靜壓。這是由于氣流的轉(zhuǎn)向、混合和損失等作用使得接頭內(nèi)的流體的動(dòng)能與壓力能存在相互轉(zhuǎn)化。圖6中q為流量比為支管1流量為支管3流量。

圖6 入流管端與出流管端的壓差Fig.6 Pressure difference from branch 1，2to3

當(dāng)出流管端氣流的馬赫數(shù)M3＝0.13時(shí)，支管1與3的壓差隨流量比的變化較小。而隨著馬赫數(shù)的增加，靜壓差曲線的拋物線趨勢(shì)越來(lái)越明顯，這也說(shuō)明流量比及馬赫數(shù)對(duì)入流管端與出流管端的壓差存在影響。圖6（a）中，當(dāng)出流管端馬赫數(shù)一定時(shí)，隨著流量比的增大，支管1與3的壓差先增大后減小。流量比q為0時(shí)，壓差最??；當(dāng)q為0.5左右，兩管端的壓差達(dá)到最大值28.3kPa；q＝0時(shí)的壓差比q＝1的壓差小，且當(dāng)流量比一定時(shí)，馬赫數(shù)越大，兩管端的壓差也就越大。

結(jié)合圖6（a）和圖6（b）可以看出，兩圖的壓差曲線近乎相同，因此接頭入流端的壓力在數(shù)值上可認(rèn)為相等。盡管隨著馬赫數(shù)的增加，支管的流速很高，產(chǎn)生引射效應(yīng)，兩者的壓力存在細(xì)微差別，但由于在量值上相對(duì)較小，仍可認(rèn)為兩者相等。這樣在處理可壓縮流管接頭計(jì)算及建立管接頭模型時(shí)，可使問(wèn)題得以簡(jiǎn)化。

盡管從圖6中可以得出壓差隨流量比及馬赫數(shù)的變化趨勢(shì)，但也只能在定性分析上說(shuō)明流動(dòng)參數(shù)變化對(duì)三分支管接頭內(nèi)的流動(dòng)存在影響。在研究其對(duì)流動(dòng)中壓力損失的變化規(guī)律時(shí)，更多的是要具體分析總壓損失系數(shù)的變化。

2.3 支管與總管流量比對(duì)總壓損失的影響

在保持三分支結(jié)構(gòu)參數(shù)（分支夾角及支管總管面積比）不變的情況下，為了探索支管與總管流量比對(duì)接頭總壓損失的影響，對(duì)不同支管與總管流量比時(shí)的接頭處流動(dòng)進(jìn)行了定常試驗(yàn)測(cè)試，通過(guò)控制流量比來(lái)測(cè)試分析其對(duì)接頭處總壓損失的影響。

圖7是在不同流量比q時(shí)的總壓損失系數(shù)K13、K23的變化曲線圖。由圖7可以看出，總壓損失系數(shù)K13隨著q的增加，先增加后減小，最大值0.52對(duì)應(yīng)的流量比約為0.9，也即是說(shuō)此時(shí)三分支管接頭的總壓損失達(dá)到出流管端動(dòng)壓的一半；而K23先增加后減小，最大值0.37對(duì)應(yīng)的流量比約為0.3。

圖7 流量比對(duì)總壓損失系數(shù)的影響Fig.7 Effect of mass flow rate ratio on pressure loss coefficient

由于支管和總管的流量比將影響在接頭內(nèi)部的流體流向以及兩股流體的混合特點(diǎn)，從而影響了局部的速度及壓力分布，進(jìn)而影響了接頭處總壓損失的變化。對(duì)于總壓損失系數(shù)K13隨著流量比q的變化，當(dāng)q為0時(shí)，即支管無(wú)氣流流入，主管形同直管流動(dòng)，無(wú)氣流間的相干作用，此時(shí)總壓損失最小，且此時(shí)由于支管1的總壓小于支管3的總壓，所以K13為負(fù)值；隨著q的增大，即支管的流量逐漸增大，氣支流對(duì)主流的阻滯作用增強(qiáng)，同時(shí)兩股氣流的相干、引射和抽吸作用增強(qiáng)，總壓損失也隨之增大；當(dāng)支管流速大于主管時(shí)，支管射流穿入主流的深度也隨之增加，導(dǎo)致支管射流進(jìn)入接頭處的碰壁損失增大；當(dāng)q增至0.9時(shí)，由兩股氣流的轉(zhuǎn)向、混合和碰壁等組成的總損失達(dá)到峰值；在q等于1時(shí)，即氣流全部經(jīng)由支管流入接頭，此時(shí)流動(dòng)形同折彎管流動(dòng)，流動(dòng)具有很強(qiáng)的湍動(dòng)性，同時(shí)支管氣流已經(jīng)可以撞擊管壁，此時(shí)碰壁損失最大，但總損失并不是最大，即K13數(shù)值上減小。

2.4 出流管端馬赫數(shù)的影響

對(duì)于可壓縮流動(dòng)，流體壓縮性的影響不可忽略。由于射流緊縮及流動(dòng)雍塞效應(yīng)，結(jié)合試驗(yàn)條件限制，對(duì)幾種不同出流端馬赫數(shù)時(shí)的接頭處流動(dòng)進(jìn)行了定常流試驗(yàn)測(cè)試。通過(guò)控制進(jìn)氣總流量來(lái)調(diào)節(jié)出流管端馬赫數(shù)工況，測(cè)試分析其對(duì)接頭處總壓損失變化的影響。即M3為0.1～0.6，間隔0.1。圖8為不同出流管端的馬赫數(shù)對(duì)接頭的總壓損失影響的測(cè)試結(jié)果?？梢钥闯?，出流管端的馬赫數(shù)對(duì)接頭的總壓損失有著一定的影響。

圖8 馬赫數(shù)對(duì)總壓損失系數(shù)的影響Fig.8 Effect of Mach number on pressure loss coefficient

在支管與總管流量比一定時(shí)，總壓損失系數(shù)隨馬赫數(shù)的變化有所不同。從圖8中可以看出，其變化趨勢(shì)主要分為兩大區(qū)間。當(dāng)出流管端的馬赫數(shù)在0.1～0.3之間時(shí)，總壓損失系數(shù)幾乎相同，這主要是由于馬赫數(shù)增加時(shí)，總壓損失的增幅和出流管端總壓與靜壓差值的增幅相當(dāng)。隨著馬赫數(shù)的進(jìn)一步增大，達(dá)到0.3以上時(shí)，總壓損失系數(shù)開始增大，這主要是因?yàn)楫?dāng)馬赫數(shù)大于0.3時(shí)，氣流的壓縮性所導(dǎo)致的壓力損失開始增加。

表2給出了q＝0.5時(shí)，φ＝1分支接頭兩流徑的總壓損失系數(shù)和靜壓損失系數(shù)的測(cè)試結(jié)果。對(duì)于總壓損失系數(shù)，當(dāng)馬赫數(shù)由0.1增加到0.6時(shí)，K13由0.153增加到0.294，數(shù)值上增加了近一倍，而靜壓損失系數(shù)L13由0.006增加到0.279。表明，隨著馬赫數(shù)的增加，靜壓損失系數(shù)也增加，這是由于流體的壓縮性改變了接頭內(nèi)部壓力梯度的分布。同時(shí)也表明總壓損失系數(shù)與靜壓損失系數(shù)的變化趨勢(shì)不同，不能僅以一種參數(shù)值的變化來(lái)描述接頭內(nèi)部的流動(dòng)特征。另外，從曲線的疏密程度也可以看出總壓損失系數(shù)隨流量比的變化情況。

表2 q＝0.5時(shí)不同的馬赫數(shù)對(duì)壓力損失的影響（φ＝1）Table 2 Pressure loss for different M3for q＝0.5，φ＝1

3 結(jié) 論

從三分支管接頭定常流試驗(yàn)的測(cè)試結(jié)果可以得出以下結(jié)論：

（1）摩擦對(duì)三分支流動(dòng)總壓損失的影響較小，可忽略不計(jì)。隨著馬赫數(shù)的增大，即雷諾數(shù)的增大，摩擦系數(shù)值逐漸減小。當(dāng)流出端馬赫數(shù)為0.1～0.6時(shí)，對(duì)應(yīng)的摩擦系數(shù)值為0.0118～0.0157。

（2）流徑1-3與2-3的壓差隨著流出端馬赫數(shù)的增大而增大；隨流量比的增大，先增大后減小。且在全工況下，兩流徑的壓差幾乎相等，即兩流入端的靜壓幾乎相等。

（3）流動(dòng)參數(shù)影響管接頭內(nèi)部的壓力損失。支管和總管流量比將影響接頭內(nèi)部?jī)晒蓺饬鞯膮R合流動(dòng)情況，繼而決定了壓力損失的變化。總壓損失系數(shù)K13、K23隨流量比的增大，先增大后減小，但峰值點(diǎn)隨工況參數(shù)的變化而不同。

（4）氣體的壓縮性對(duì)三分支管接頭的總壓損失存在影響。當(dāng)其他參數(shù)一定時(shí)，馬赫數(shù)對(duì)總壓損失系數(shù)存在影響，且當(dāng)馬赫數(shù)大于0.3時(shí)，總壓損失系數(shù)逐漸增大。另外，靜壓損失系數(shù)隨馬赫數(shù)的增加幅度比總壓損失系數(shù)大。

［1］ EDSU 73022，73023.Pressure losses in three-leg pipe junctions：dividing flows and combining flows［M］.Engineering Sciences Data Unit.England：London Press，1973.

［2］ Miller D S.Internal flow：aguide to losses in pipe and duct systems［M］.England：Cranfield University Press，1971.

［3］ Abou Haidar N I，Dixon S L.Pressure losses in combining subsonic flows through branched ducts［J］.Journal of Turbomachinery，1992，114（1）：264-270.

［4］ Perez Garcia，Sanmiguel Rojas，Viedma A.New experimental correlations to characterize compressible flow losses at 90-degree T-junctions［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，2009（33）：261-266.

［5］ Perez Garcia，Sanmiguel Rojas，Viedma A.New coefficient to characterize energy losses in compressible flow at T-junctions［J］.Applied Mathematical Modeling，2010，34：4289-4305.

［6］ Naik Nimbalkar V S，Patwrdhan A W.Thermal mixing in T-junctions［J］.Chemical Engineering Science，2010，65：5901-5911.

［7］ Winterbone D E，Peason R J.Theory of engine manifold designwave action methods for IC engines［M］.London：Professional Engineering Press，2000.

［8］ Bassett M D，F(xiàn)leming N P，Pearson R J.Calculation of steady flow pressure loss coefficients for pipe junctions［J］.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part C，2001，215：861-881.

［9］ Bassett M D，Pearson R J，F(xiàn)leming N P，et al.A multi-pipe junction model for one dimensional gas-dynamic simulations［J］.SAE Paper，2003-01-0370.

［10］Adeosun J T，Lawal A.Numerical and experimental studies of mixing characteristics in a T-junction micro channel using residence time distribution［J］.Chemical Engineering Science，2009，64（10）：22-32.

［11］Xin L，Shaoping W.Flow field and pressure loss analysis of junction and its structure optimization of aircraft hydraulic pipe system［J］.Chinese Journal of Aeronautics，2013，26（4）：1080-1092.

［12］Pu L，Li H X，Wang H J，et al.Numerical simulation of 3Dinclined jet to cross flow［J］.Nuclear Power Engineering，2008，29：124-128.（in Chinese）卜琳，李會(huì)雄，王海軍，等.斜向三通管內(nèi)射流混合特性的三維數(shù)值模擬［J］.核動(dòng)力工程，2008，29：124-128.

［13］Fang Z Y，Mu H L，Xie M C.Numerical simulation of two dimensional and three dimensional branch junction flow field for compressible flow［J］.Transactions of CSICE，1996，14（3）：298-301.（in Chinese）方志宇，穆海林，解茂朝.二維三維可壓縮流體分支流場(chǎng)的數(shù)值模擬［J］.內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，1996，14（3）：295-301.

［14］Ma X Y，Zhang Z Y，Yang D G.Numerical simulation of ar-rayed synthetic jets in planar flow field［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2007，25（4）：509-512.（in Chinese）馬曉永，張征宇，楊黨國(guó).二維合成射流組合效應(yīng)的數(shù)值研究［J］.空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)，2007，25（4）：509-512.

［15］Swamee P K，Jain A K.Explicit equations for pipe-flow problems［J］.Journal of Hydraulic Engineering ASCE，1976，102：657-664.

［16］Costa N P，Maia R，Pinho P T，et al.Edge effect on the flow characteristics in a 90tee junction［J］.Journal of Fluids Engineering，2006，128（6）：1204–1217.

［17］Christian A，Selamet A，Miazgowicz K D.Flow losses at circular T-junctions representative of intake plenum and primary runner interface［R］.SAE 2004-01-1414.

［18］Gardel A.Les pertes de charge dans les ecoulements autravers de branchements en te［J］.Bull Tech.Suisse Romande，1957，83（9）：123-130.

Experimental investigation on pressure loss of compressible combining flow at 45°T-junctions

Wang Wenhui1，Lu Zhenhua1，Deng Kangyao1，Liu Sheng2
（1.Key Laboratory for Power Machinery and Engineering of Ministry of Education，Shanghai Jiaotong University，Shanghai 200240，China；2.China North Engine Research Institute，Datong 037036，China）

The inner flow in a 45°sharp-edged T-junction is measured on the pressure loss of the exhaust system.Pressure loss of compressible combining flow at two junctions is obtained at different flow conditions.Junctions are manufactured with area ratios ofφ＝1and 1.56respectively.In addition，the axes in all branches are coplanar and the corners at the point of intersections between lateral branch and main branch are sharp edged.Comparative analysis the data of pressure loss，the results indicate that pressure loss is mainly dependent of“junction loss”in the junction flow.The static pressure in the common branch is always lower than that of the inflow across the entire range of the mass flow rate ratio.Additionally，with increasing M3，the compressibility of the fluid significantly increases.The static pressure in the inflow branches 1and 2 are equal in the present study.Flow parameters have been related to the Mach number in common branch and the mass flow rate ratio between branch and duct.As the mass flow rate ratio of branch and duct increased，the total pressure loss coefficient K13and K23increased first and then decreased，while the peaks are different.The variation in the total pressure loss coefficient with Mach number in common branch is fairly small in the range of 0.13to 0.31.However，alongwith the Mach number M3increases to 0.59，the coefficient increases more rapidly.The results provide reference for the research of pressure loss and the boundary condition in one-dimensional junction compressible models.

junction；flow parameters；mass flow rate ratio；Mach number；pressure loss coefficient

TK423

：Adoi：10.7638／kqdlxxb-2014.0039

2014-05-19；

2014-08-21

汪文輝（1984-），男，安徽安慶人，博士研究生，研究方向：發(fā)動(dòng)機(jī)增壓和性能研究.E-mail：wwh328＠sjtu.edu.cn

鄧康耀＊（1961-），教授，研究方向：內(nèi)燃機(jī)增壓技術(shù)及性能仿真.E-mail：kydeng＠sjtu.edu.cn.

汪文輝，陸振華，鄧康耀，等.三分支管接頭可壓縮流壓力損失的試驗(yàn)研究［J］.空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)，2015，33（6）：780-786.

10.7638／kqdlxxb-2014.0039 Wang W H，Lu Z H，Deng K Y，et al.Experimental investigation on pressure loss of compressible combining flow at 45°T-junctions［J］.Acta Aerodynamica Sinica，2015，33（6）：780-786.

0258-1825（2015）06-0780-07