運(yùn)載火箭貯箱增壓消能器性能仿真與結(jié)構(gòu)方案分析

胡夢(mèng)琦, 王非凡, 李穎琦, 胡正根, 梁國(guó)柱

(1.北京航空航天大學(xué)宇航學(xué)院，北京 102206；2.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

0 引言

火箭在貯箱增壓過程中一般使用高壓氣瓶向貯箱氣枕噴注惰性氣體或者推進(jìn)劑加溫汽化產(chǎn)生的蒸氣。由于高壓氣瓶壓力很高，增壓氣體流入氣枕的速度非常大，在低重力環(huán)境下劇烈的高速?zèng)_擊作用，會(huì)造成氣枕和燃料界面產(chǎn)生空穴和飛濺；氣液擾動(dòng)與外界振動(dòng)共同作用還會(huì)加劇推進(jìn)劑體的晃動(dòng)。而貯箱增壓消能器可以顯著減小增壓氣體進(jìn)入貯箱氣枕的速度，使氣體得以平滑、緩慢地注入氣枕，從而減弱增壓氣體沖擊氣枕所帶來的負(fù)面影響。在20世紀(jì)六七十年代，NASA提出了蝸殼流線消能器和錐型消能器，這類消能器特點(diǎn)是不改變流動(dòng)方向，依靠擴(kuò)大出口面積和均流孔板進(jìn)行減速。在國(guó)內(nèi)，大連理工大學(xué)的李克誠(chéng)針對(duì)6種不同構(gòu)造的消能器進(jìn)行仿真模擬，表明設(shè)計(jì)貯箱增壓消能器時(shí)可以使用導(dǎo)流裝置改變氣流方向，利用篩筒結(jié)構(gòu)耗散氣體動(dòng)能以達(dá)到減速和提高氣流均勻性的目的；北京航空航天大學(xué)的李穎琦等對(duì)增壓消能器進(jìn)行數(shù)值仿真，計(jì)算得出的增壓消能器特性與試驗(yàn)值符合，證明可以采用數(shù)值仿真方法來研究孔板以及多孔孔板的流場(chǎng)特性，并為本文貯箱增壓消能器仿真提供了重要依據(jù)。

將增壓消能器流動(dòng)過程的數(shù)值仿真與結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)分析結(jié)合在一起的研究文獻(xiàn)尚不多見，本文旨在通過設(shè)計(jì)消能器結(jié)構(gòu)方案建立消能器仿真模型,開展貯箱增壓消能器流動(dòng)過程的數(shù)值仿真；分析仿真結(jié)果，探索消能器結(jié)構(gòu)部件對(duì)于消能器減速性能和壓降的影響；依托數(shù)值仿真的結(jié)果來改進(jìn)設(shè)計(jì)消能器結(jié)構(gòu)方案；進(jìn)行消能器結(jié)構(gòu)方案試驗(yàn)，和仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,進(jìn)一步驗(yàn)證基于仿真方法消能器設(shè)計(jì)的可行性和準(zhǔn)確性，為消能器結(jié)構(gòu)的改進(jìn)設(shè)計(jì)提供重要依據(jù)。

1 消能器結(jié)構(gòu)與模型簡(jiǎn)化

1.1 貯箱增壓消能器的典型結(jié)構(gòu)

貯箱增壓消能器出口面積遠(yuǎn)大于入口面積，同時(shí)增壓氣體為高速射流，因此消能器內(nèi)部需要使用導(dǎo)流和節(jié)流結(jié)構(gòu)來提高出口氣流的均勻性；流過節(jié)流結(jié)構(gòu)的氣體產(chǎn)生多股射流，引起紊動(dòng)并形成卷吸現(xiàn)象，形成大量回流區(qū)域，進(jìn)一步對(duì)氣體進(jìn)行減速。本文研究錐型和直筒型兩種消能器結(jié)構(gòu)，如圖1所示。錐型消能器結(jié)構(gòu)主體為喇叭口形式，氣體從喇叭口底部流出，內(nèi)部分布3到5層篩網(wǎng)和孔板，在錐型消能器上半部分安裝導(dǎo)流錐；直筒型消能器結(jié)構(gòu)主體為圓筒，氣體從圓筒側(cè)面流出，圓筒內(nèi)部安裝有分流篩網(wǎng)和導(dǎo)流錐改變氣體流動(dòng)方向，在接近出口處安裝2到3層均流篩網(wǎng)來提高出口氣流的均勻性。其中，篩網(wǎng)、孔板和分流篩網(wǎng)均為節(jié)流結(jié)構(gòu)；消能器中由篩網(wǎng)和孔板以及外壁構(gòu)成擴(kuò)容腔，氣體流過節(jié)流結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的紊動(dòng)在擴(kuò)容腔內(nèi)消耗高速氣體能量。

(a) 錐型消能器

(b) 直筒型消能器圖1 消能器內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of energy diffusers

1.2 研究問題的簡(jiǎn)化

貯箱的氣枕屬于增壓消能器的外部環(huán)境，需要簡(jiǎn)化貯箱氣枕環(huán)境來研究增壓消能器的內(nèi)部流場(chǎng)。首先，把消能器周圍的氣枕局限在貯箱消能器附近，忽略氣枕內(nèi)部可能的多相流動(dòng)和液體晃動(dòng)的問題。其次，當(dāng)高速氣體注入貯箱氣枕并穩(wěn)定后，消能器附近溫度場(chǎng)變化不大，因此忽略傳熱問題。最終，將復(fù)雜的消能器工作過程簡(jiǎn)化為高速氣體的絕熱流動(dòng)問題。

2 消能器物理建模與數(shù)值方法

2.1 物理模型

為探究?jī)?nèi)部結(jié)構(gòu)對(duì)消能器性能的影響，使用CREO建立了14個(gè)結(jié)構(gòu)不同的消能器三維模型和計(jì)算網(wǎng)格，分為如下4組：

第1組消能器為6個(gè)錐型消能器模型，除第一層孔板孔隙率(多孔孔板的流通面積占孔板表面面積的比值)外其余結(jié)構(gòu)完全相同，如圖2(a)所示。消能器在貯箱中心安裝，使用消能器和貯箱氣枕的1/4區(qū)域建立計(jì)算網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)目在1.3×10左右，如圖3(a)所示。

(a) 錐型消能器

(b) 直筒型消能器圖2 消能器模型Fig.2 The model of energy diffusers

(a) 錐型消能器

(b) 直筒型消能器圖3 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格Fig.3 The calculating meshes

第2組消能器為2個(gè)直筒型消能器，分別為分流篩網(wǎng)安裝在入口管路內(nèi)和安裝在入口管路外，消能器導(dǎo)流錐樣式為圓錐樣式，均流篩網(wǎng)距離30 mm。

第3組消能器為5個(gè)直筒型消能器模型，分流篩網(wǎng)安裝在入口管路外，消能器導(dǎo)流錐樣式為圓錐樣式，均流篩網(wǎng)距離分別為15，20，30，40，60 mm。

第4組消能器模型為3個(gè)直筒型消能器模型，分流篩網(wǎng)安裝在入口管路外，消能器導(dǎo)流錐型面分別為圓錐、樣條曲線、切線圓型面，均流篩網(wǎng)距離30 mm, 如圖4所示。

(a) 樣條曲線型面(3次樣條)

(b) 圓錐型面(60°錐角)

(c) 切線圓型面(半徑150 mm)圖4 第4組消能器導(dǎo)流錐型面Fig.4 Guide cone of group 4 energy diffusers

第2,3,4組消能器外型尺寸均相同，模型如圖2(b)所示，使用消能器和貯箱氣枕的1/8區(qū)域建立計(jì)算網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)目在5.6×10左右，如圖3(b)所示。

由于消能器中孔板和篩網(wǎng)厚度為3～5 mm，孔板內(nèi)部的沿程損失對(duì)孔板壓降影響很小，為減小網(wǎng)格數(shù)目，14個(gè)消能器模型中忽略孔板和篩網(wǎng)厚度，孔板壓降只考慮局部損失。小孔附近網(wǎng)格尺寸小，網(wǎng)格分布較密，詳見文獻(xiàn)[9]。

2.2 數(shù)值方法

2.2.1 控制方程組

把復(fù)雜的消能器流動(dòng)問題簡(jiǎn)化為高速氣體的絕熱流動(dòng)問題。流體運(yùn)動(dòng)的連續(xù)方程、動(dòng)量方程和能量方程如下所示。

連續(xù)方程

(1)

動(dòng)量方程

(2)

能量方程

(3)

氣體在消能器內(nèi)部流動(dòng)為產(chǎn)生大量的湍流，在數(shù)值計(jì)算過程中需要采用湍流模型來仿真湍流流動(dòng)；由于消能器內(nèi)部的湍流以旋流為主，因此數(shù)值計(jì)算時(shí)的湍流模型采用realizable-模型。

湍流流動(dòng)的湍動(dòng)能方程

(4)

湍流流動(dòng)的能量耗散方程

(5)

其中

(6)

在式(4)和式(5)中，表示湍流動(dòng)能，表示耗散率，表示由于平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；表示由于浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能；表示在可壓縮湍流中的波動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率的貢獻(xiàn)；1，，，的值分別為144，19，10，12；和分別為和的湍流普朗特?cái)?shù)，與為自定義源項(xiàng)，是平均應(yīng)變張量的模量。

2.2.2 邊界條件及求解設(shè)置

使用FLUENT軟件對(duì)消能器的流動(dòng)過程進(jìn)行仿真。在入口與出口邊界采用質(zhì)量流量入口與壓力出口邊界；壁面邊界為無滑移、絕熱邊界，在近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)；對(duì)稱邊界采用周期性邊界條件。工質(zhì)為氦氣，流量為0.8 kg/s，溫度為298 K。使用理想氣體模型，計(jì)算模型的環(huán)境壓力使用0 MPa(表壓)。壓力速度的耦合算法采用SIMPLE 算法，壓力項(xiàng)和密度項(xiàng)采用二階精度的中心差分格式進(jìn)行離散，對(duì)流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)采用一階精度的中心差分格式進(jìn)行離散，代數(shù)方程的求解采用逐線松弛法。收斂的判別標(biāo)準(zhǔn)為各方程的殘差小于10，且關(guān)鍵物理量(出口速度和入口壓強(qiáng))不隨計(jì)算過程變化。計(jì)算得到的壓力結(jié)果以相對(duì)壓力表示。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性分析

由于錐型消能器與直筒型消能器的網(wǎng)格劃分尺度相同，因此使用直筒型消能器進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。本文依據(jù)三級(jí)燃料貯箱增壓方案建立直筒型消能器仿真模型，并對(duì)計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行加密和稀疏處理并進(jìn)行計(jì)算，選取計(jì)算結(jié)果中具有代表性的數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。為保證消能器流場(chǎng)的計(jì)算效率，取仿真結(jié)果相似的最小網(wǎng)格數(shù)作為消能器模型的網(wǎng)格尺度。其中，采用消能器的出口平均速度作為仿真結(jié)果的比較對(duì)象，計(jì)算結(jié)果如表1所示。

表1 不同網(wǎng)格數(shù)的消能器出口平均速度Tab.1 Average outlet velocity of energy diffusers with different grid numbers

從中可以得到直筒型消能器在采用5.6×10左右數(shù)目的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算時(shí)可以保證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。因此采用5.6×10左右數(shù)目的網(wǎng)格尺度計(jì)算直筒型消能器模型，同時(shí)也采用相同的網(wǎng)格尺度計(jì)算錐型消能器模型。

3.2 第一層孔板結(jié)構(gòu)對(duì)錐型消能器壓降的影響

圖5和圖6為錐型消能器的仿真云圖。圖5中第一層孔板前后的壓力變化最大，其壓降最大。從圖6中看出，氣體在流過第一層孔板時(shí)的平均速度為440.43 m/s，遠(yuǎn)大于流過后續(xù)3層篩網(wǎng)的氣體平均速度(分別為210.22,135.12,60.32 m/s)。并且氦氣在常溫下的聲速為1 017 m/s，因此流動(dòng)均為亞聲速流動(dòng)。從壓降的局部損失公式中可以得到，多孔孔板的壓降大小取決于流經(jīng)孔板的速度，因此在消能器總壓降為352.29 kPa的情況下，第一層孔板產(chǎn)生的壓降大小為297.51 kPa，擴(kuò)展段的3層篩網(wǎng)產(chǎn)生的壓降大小依次為43.39，8.11，3.28 kPa，可以認(rèn)為錐型消能器的總體壓降取決于第一層孔板的壓降。

圖5 錐型消能器壓力云圖Fig.5 Pressure distributions of the taper diffusers

(a) 孔板

(b) 第1層篩網(wǎng)

(c)第2層篩網(wǎng)

(d)第3層篩網(wǎng)圖6 錐型消能器速度云圖Fig.6 Velocity distributions of the taper diffusers

影響孔板的壓降大小除了氣體速度外，多孔孔板的孔隙率(等效直徑比)也是影響孔板壓降大小的主要因素。因此，將錐型消能器的孔板孔隙率從0.262 5增加到0.64來觀察孔隙率對(duì)孔板壓降的影響。

第1組錐型消能器流動(dòng)過程仿真結(jié)果如表2和圖7所示。

表2 錐型消能器組仿真結(jié)果Tab.2 Simulation results of the taper diffusers

圖7 壓降-孔隙率關(guān)系曲線Fig.7 Curve between pressure drop and porosity

圖7中，隨著孔隙率的增加，壓力損失不斷減??；當(dāng)孔隙率小于0.5時(shí)，壓降隨著孔隙率的提高變化較大，而當(dāng)孔隙率大于0.5時(shí)，孔隙率的提高對(duì)壓降的影響較小。因此，在設(shè)計(jì)第一層孔板時(shí)，當(dāng)孔隙率較小時(shí)，可以適當(dāng)提高孔隙率以降低壓降；當(dāng)孔隙率已經(jīng)提高到一定程度(大于0.5)，壓降依然達(dá)不到工作需求，需要另外采取措施降低消能器的壓降。

圖8為第1組錐型消能器孔板的速度云圖，其中流過孔板的氣體平均速度依次為962.31，562.54，520.11，410.23 m/s，即孔板孔隙率的增加會(huì)降低流過孔板的氣體平均速度，根據(jù)局部損失公式，孔板的壓降也隨之降低。

(a) 105×φ3

(b) 64×φ12

(c) 38×φ14

(d) 64×φ12圖8 錐型消能器組的孔板速度云圖Fig.8 Pore plate’s velocity distributions of the taper diffusers

3.3 分流篩網(wǎng)位置對(duì)直筒型消能器壓降的影響

第2組直筒型消能器模型的分流篩網(wǎng)分別安裝在入口管路內(nèi)和入口管路外。圖9為兩個(gè)模型的仿真結(jié)果。在圖9 (a)中，分流篩網(wǎng)是直筒型消能器壓降的主要組成部分，當(dāng)分流篩網(wǎng)安裝在入口管路內(nèi)時(shí)，分流篩網(wǎng)壓降大小為352.52 kPa；當(dāng)分流篩網(wǎng)安裝在入口管路外時(shí)，分流篩網(wǎng)壓降大小為73.08 kPa。在圖9 (b)中，當(dāng)分流篩網(wǎng)安裝在入口管路內(nèi)時(shí)，流場(chǎng)最大速度為680.4 m/s，小于氦氣聲速1 017 m/s；當(dāng)分流篩網(wǎng)安裝在入口管路外時(shí)，流場(chǎng)最大速度為445.2 m/s。

(a) 壓力云圖

(b) 速度云圖圖9 第2組直筒型消能器仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results of group 2 cylindrical diffusers

在圖10中，將分流篩網(wǎng)安裝在入口管路外，高速入口氣流首先經(jīng)過擴(kuò)容過程，并在分流篩網(wǎng)和消能器壁面之間構(gòu)成的擴(kuò)容腔內(nèi)形成回流區(qū)域，有效降低通過分流篩網(wǎng)的速度分量，導(dǎo)致分流篩網(wǎng)安裝在入口管路內(nèi)氣體的平均速度從612.24 m/s降低至324.23 m/s，分流篩網(wǎng)的壓降大小也隨之降低。

(a) 安裝在入口管路內(nèi)

(b) 安裝在入口管路外圖10 分流篩網(wǎng)處的速度云圖Fig.10 Velocity distributions of split screen

3.4 均流篩網(wǎng)對(duì)直筒型消能器減速性能的影響

在直筒型消能器出口面積不變的情況下，直筒型消能器出口氣體的均勻性由最大速度偏差表示

=-

(6)

式中，和為氣體的出口面上最大速度和最小速度。值越小，出口氣體均勻性越好。

第3組直筒型消能器模型的篩網(wǎng)距離從15 mm增加到60 mm，其仿真結(jié)果如表3和圖11所示。

表3 第3組直筒型消能器仿真結(jié)果Tab.3 Simulation results of group 3 cylindrical diffusers

圖11 出口平均速度-篩網(wǎng)距離曲線 Fig.11 Curve between mean outlet velocity and distance between screens

在表3和圖11中，篩網(wǎng)距離的增加對(duì)消能器壓降的影響較??；當(dāng)篩網(wǎng)距離從15 mm增加到30 mm，消能器的出口平均速度與最大速度偏差同時(shí)減小，其中出口平均速度從7.46 m/s降低至3.62 m/s，最大速度偏差則從14.96 m/s降低至11.87 m/s；當(dāng)篩網(wǎng)距離從30 mm增加到60 mm，消能器的最大速度偏差基本保持不變，出口速度從3.62 m/s增加至6.08 m/s。

在圖12的流線圖中，當(dāng)消能器篩網(wǎng)距離從15 mm增加到60 mm時(shí)，消能器的出口面積利用率(本文定義為出口流線稠密區(qū)域占總出口表面的比例，反映了出口流線與出口表面的夾角和出口流線的分布)是不斷增加的，這是篩網(wǎng)距離從15 mm增加到30 mm時(shí)消能器的出口平均速度與最大速度偏差同時(shí)減小的主要原因；而最內(nèi)側(cè)篩網(wǎng)與消能器壁面構(gòu)成的擴(kuò)容腔體積是不斷減小的，氣流進(jìn)入消能器內(nèi)部形成的回流區(qū)域體積減小，回流速度增加，導(dǎo)致氣流流過消能器均流篩網(wǎng)的速度分量增加，這是篩網(wǎng)距離從30 mm增加到60 mm時(shí)，消能器的最大速度偏差基本保持不變，出口速度開始增加的主要原因。因此直筒型消能器的出口平均速度隨著均流篩網(wǎng)距離的增加有著先減小后增加的特點(diǎn)。

(a) 15 mm篩網(wǎng)距離壓力云圖

(b) 30 mm篩網(wǎng)距離壓力云圖

(c) 60 mm篩網(wǎng)距離壓力云圖

(d) 15 mm篩網(wǎng)距離流線圖

(e) 30 mm篩網(wǎng)距離流線圖

(f) 60 mm篩網(wǎng)距離流線圖

3.5 導(dǎo)流錐型面對(duì)直筒型消能器減速性能的影響

對(duì)圖4所示3種不同型面導(dǎo)流錐的直筒型消能器進(jìn)行流動(dòng)過程仿真，仿真結(jié)果如表4和圖13所示。

表4 第4組直筒型消能器仿真結(jié)果Tab.4 Simulation results of group 4 cylindrical diffusers

(a) 圓錐型面

(b) 切線圓型面

(c) 樣條曲線型面圖13 第4組直筒型消能器仿真流線圖Fig.13 Simulation streamline of group 4 cylindrical diffusers

在表4中，與圓錐型面導(dǎo)流錐相比，采用樣條曲線型面導(dǎo)流錐的直筒消能器的最大速度偏差從11.87 m/s降低到5.45 m/s，而采用切線圓型面導(dǎo)流錐的最大速度偏差為9.19 m/s，可以得出使用樣條曲線型面導(dǎo)流錐的消能器減速性能最好。

在圖13 (a)中，使用圓錐型面導(dǎo)流錐的消能器擴(kuò)容腔內(nèi)形成回流區(qū)域，出口氣流與消能器出口表面夾角較??；在圖13 (b)中，消能器內(nèi)回流區(qū)域比圓錐型面更大，出口氣流與出口表面夾角接近垂直，但是消能器表面利用率較低；在圖13 (c)中，消能器的擴(kuò)容腔內(nèi)形成的回流區(qū)域較小，出口氣流與出口表面夾角接近垂直，此時(shí)消能器出口面積利用率最大。因此對(duì)比3種型面的導(dǎo)流錐可以發(fā)現(xiàn)：樣條曲線型面的導(dǎo)流錐可以有效提高消能器的出口表面利用率并降低出口平均速度。

4 消能器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與制造

根據(jù)消能器的仿真結(jié)果設(shè)計(jì)完成的結(jié)構(gòu)方案如圖14所示。設(shè)計(jì)過程遵循原則包括：為保證較大的消能器出口面積采用直筒型消能器；分流篩網(wǎng)安裝在入口管路外來減少消能器總體壓降；均流篩網(wǎng)之間距離為30 mm，確保足夠的擴(kuò)容腔大小和消能器出口面積利用率；導(dǎo)流錐采用樣條曲線旋轉(zhuǎn)形成的導(dǎo)流錐來提高消能器出口面積利用率。

圖14 試驗(yàn)用消能器結(jié)構(gòu)方案Fig.14 The structure scheme of the energy diffuser for test

如圖14所示，制造完成的消能器模型為一個(gè)半徑290 mm、高度480 mm的直筒型消能器。外層篩網(wǎng)處理成表面均勻布孔的圓柱面；篩孔均為直徑6 mm的圓孔，從上至下第一圈孔的圓心距離消能器頂板15 mm，軸向排列47個(gè)，軸向圓心間距10 mm。篩孔的周向排布從內(nèi)向外分別為200，208，240個(gè)；內(nèi)部分流篩網(wǎng)小孔直徑10 mm；導(dǎo)流錐型面采用樣條曲線旋轉(zhuǎn)構(gòu)成。消能器實(shí)物如圖15所示。

圖15 試驗(yàn)用消能器Fig.15 The energy diffuser for test

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

對(duì)前文制造的消能器模型進(jìn)行試驗(yàn)，同時(shí)針對(duì)試驗(yàn)工況進(jìn)行數(shù)值仿真，將試驗(yàn)中的測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)與對(duì)應(yīng)的仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。

5.1 消能器性能試驗(yàn)

試驗(yàn)過程中使用高壓空氣氣瓶作為氣源，通過調(diào)節(jié)消能器上游壓力提供一定流量空氣模擬貯箱增壓氣體；消能器置于開放式環(huán)境中，在消能器下方200 mm處放置水池模擬貯箱液面，觀察消能器出口氣體對(duì)貯箱內(nèi)最高液面的影響。在試驗(yàn)過程中測(cè)量的物理量有消能器入口與出口壓強(qiáng)、入口氣體溫度和消能器出口速度。

消能器出口速度使用風(fēng)杯式測(cè)速儀進(jìn)行測(cè)量。風(fēng)杯式測(cè)速儀測(cè)點(diǎn)分布在距消能器最外側(cè)篩網(wǎng)10 mm處，如圖16所示，～指0號(hào)到11號(hào)測(cè)點(diǎn)位置，圖中下方為液面位置，圖中左側(cè)為消能器位置。其中，3號(hào)與9號(hào)測(cè)點(diǎn)、0號(hào)與6號(hào)測(cè)點(diǎn)、1號(hào)與7號(hào)測(cè)點(diǎn)、2號(hào)與8號(hào)測(cè)點(diǎn)沿消能器軸線對(duì)稱分布。

圖16 出口速度測(cè)量點(diǎn)位置分布Fig.16 Location distribution of outlet velocity measurement points

5.2 試驗(yàn)工況的數(shù)值仿真

為模擬消能器的試驗(yàn)工況，在繪制計(jì)算網(wǎng)格過程中，需要將計(jì)算區(qū)域擴(kuò)大來模擬大氣環(huán)境，降低仿真過程中出口回流對(duì)消能器出口流場(chǎng)的影響；仿真計(jì)算的工質(zhì)為空氣，環(huán)境壓力為0.101 3 MPa；計(jì)算的壓力結(jié)果以表壓表示，便于與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果比較。仿真計(jì)算的其他流程與第3節(jié)一致。

5.3 試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比

針對(duì)消能器的性能試驗(yàn)依據(jù)入口流量從小到大進(jìn)行3次，入口流量分別為0.482，1.3，1.8 kg/s，測(cè)得消能器出口的相對(duì)壓力均為0；同時(shí)壓降隨著入口流量的增加而增加。

使用前文的邊界條件設(shè)置針對(duì)3個(gè)工況分別進(jìn)行數(shù)值仿真，得到的壓力損失如表5所示。在表5中，仿真與試驗(yàn)的壓力損失結(jié)果基本吻合，壓力損失的仿真模擬值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差值((∑|-|)，為試驗(yàn)次數(shù))為6.3%，數(shù)值仿真得到的壓力損失數(shù)據(jù)有較高的精度。

表5 消能器壓降的試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果Tab.5 Test results and simulation results of energy diffusers’ pressure drop

同時(shí)，消能器試驗(yàn)中的出口速度與仿真結(jié)果如表6所示。分析試驗(yàn)方案可以得到，部分測(cè)點(diǎn)速度容易受到水箱壁面的反射氣流影響，如測(cè)點(diǎn)4,8,11；同時(shí)消能器出口氣流沿消能器周向不均勻，需要去除一部分測(cè)點(diǎn)結(jié)果。因此在進(jìn)行仿真與試驗(yàn)的結(jié)果對(duì)比時(shí)，著重關(guān)注消能器出口氣流速度沿消能器軸線的分布規(guī)律。

表6 消能器出口速度的試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果Tab.6 Test results and simulation results of energy diffusers’ outlet velocity

圖17為采用數(shù)值仿真得到的消能器出口速度和試驗(yàn)值沿消能器軸線方向高度的分布，其中橫坐標(biāo)為消能器軸線高度坐標(biāo)，0～220 mm處為液面到消能器底部，220～700 mm為消能器筒體底部到消能器筒體頂部。可以看出仿真值與試驗(yàn)值的分布規(guī)律相同：沿消能器軸線從消能器頂部到中部左右氣流出口速度逐漸增加，從消能器中部到底部液面的氣流速度逐漸減小，消能器中部的氣流出口速度最大，同時(shí)從消能器底部到液面的氣體速度迅速減小。

(a) 入口流量0.482 kg/s

(b)入口流量1.32 kg/s

(c) 入口流量1.8 kg/s圖17 消能器出口速度沿軸線方向高度分布Fig.17 Velocity distribution of energy diffusers outlet

消能器出口速度數(shù)據(jù)在去除差別過大的試驗(yàn)結(jié)果后仿真值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差((∑|-|)，為測(cè)點(diǎn)數(shù)量)為39%，其中造成誤差偏大的原因主要有消能器出口速度較小，試驗(yàn)中采用的風(fēng)杯式風(fēng)速儀測(cè)量有一定局限性；風(fēng)杯式風(fēng)速儀測(cè)量面積相對(duì)較大，無法準(zhǔn)確測(cè)量測(cè)點(diǎn)位置；消能器出口速度沿周向分布不均?？傮w而言，數(shù)值仿真方法可以較為準(zhǔn)確地展現(xiàn)消能器出口速度分布。

6 結(jié)論

針對(duì)典型的錐型和直筒型消能器，仿真研究了氣體在消能器內(nèi)的流場(chǎng)分布情況和消能器內(nèi)部結(jié)構(gòu)對(duì)壓力損失和減速效果的影響，得到如下結(jié)論：

1)錐型消能器在入口管路內(nèi)的第一層孔板產(chǎn)生的壓降是消能器總壓降的主要組成部分，其壓降大小隨著孔板孔隙率的增加而減小，在設(shè)計(jì)過程中，可以通過增加入口管路內(nèi)的第一層孔板的孔隙率來降低錐型消能器的壓降大?。划?dāng)孔板孔隙率大于0.5時(shí)，需采取額外措施降低消能器壓降。

2) 分流篩網(wǎng)的壓降是直筒型消能器總壓降的主要組成部分，直筒型消能器將分流篩網(wǎng)安裝在入口管路外,可以避免高速氣流直接沖擊分流篩網(wǎng)，可以大幅度降低分流篩網(wǎng)造成的壓降。

3) 直筒型消能器內(nèi)均流篩網(wǎng)的減速性能隨著均流篩網(wǎng)距離的增加有著先增加后減小的特點(diǎn)，在設(shè)計(jì)均流篩網(wǎng)時(shí)，應(yīng)進(jìn)行多次仿真以確定減速性能最佳的均流篩網(wǎng)距離。

4) 樣條曲線樣式的導(dǎo)流錐可以提高直筒型消能器出口面積利用率和減速性能，在設(shè)計(jì)過程中應(yīng)該依據(jù)直筒型消能器內(nèi)部流場(chǎng)設(shè)計(jì)樣條曲線。

5) 針對(duì)消能器的試驗(yàn)工況進(jìn)行的數(shù)值仿真得到精確的消能器壓降大小和較為準(zhǔn)確的消能器出口速度分布。證明貯箱增壓消能器的數(shù)值仿真為消能器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與改進(jìn)以及試驗(yàn)測(cè)量方案的確定提供了重要依據(jù)。