射流特性

射流特性（精选五篇）

射流特性 篇1

蒸汽在过冷水中浸没射流凝结具有高效的混合和换热能力, 因此与其相关的设备被广泛应用在化工、电力、冶金、制冷、军工和核工业等多种工业场合, 如直接接触式换热器、蒸汽射流泵以及轻水堆的卸压系统等, 先进反应堆AP1000非能动堆芯冷却系统的安全壳内换料水箱中的鼓泡器卸压即采用了蒸汽射流凝结换热的机理, 如图1所示。

国内外学者以蒸汽射流在工业场合中的应用为背景, 对蒸汽浸没射流凝结换热特性和流场参数进行了研究, 其中压力振荡特性是相关工业设备设计中必须关注的内容。韩国学者Youn等人研究了低蒸汽质量流率下蒸汽射流的压力振荡特性, 得到了振荡频率随着蒸汽质量流率增加但几乎不受水温影响的结果。韩国学者Cho等人对多孔蒸汽射流压力振荡特性进行了研究, 得到了压力振荡频率随蒸汽质量流率和过冷度的增加而增大的规律。此外, 国内外很多学者对蒸汽射流的全压或静压分布特性进行了研究和分析。

鉴于目前国内外对于蒸汽浸没射流引起的压力振荡特性的研究仍然比较匮乏, 本文旨在实验研究饱和蒸汽通过多孔喷头在过冷水中射流凝结引起的压力振荡特性, 得到不同蒸汽质量流率和过冷水温度对压力振荡主频的影响规律, 并给出计算压力振荡主频的实验关联式, 为丰富汽液两相流理论积累实验依据, 并为存在此现象的工业应用场合提供参考。

1 实验系统与方法

蒸汽浸没射流压力振荡实验系统如图2所示, 主要包括蒸汽发生器、稳压罐、蒸汽流量计、多孔喷头、圆柱形水箱、定位支架、压力传感器、热电偶、可视化系统和数据采集系统、阀门和管道。实验中通过调节蒸汽发生器的功率和调节阀获得稳定参数的蒸汽, 蒸汽质量流率由蒸汽质量流量计测量, 压力振荡特性参数通过装在定位支架上的高频压力传感器测量;水温通过装在水箱中的热电偶测量。

圆柱水箱的直径为2 m, 高度为1.2 m, 喷头布置在圆柱水箱的中心处, 浸没深度为0.5 m。压力测点布置在与喷头同一浸没深度沿径向100 mm处。详细的实验条件如表1所示。本实验采用NI采集系统, 采样频率为5 000 Hz, 高频动态压力传感器响应频率为40 k Hz, 量程为-100~100 k Pa, 精度为0.25%FS。本实验采用的热电偶精度为1 ℃。

注: (1) 测点的浸没深度为500 mm, 距喷头轴线100 mm; (2) 周向节径比指两列孔中心之间的弧长与孔径的比值; (3) 轴向节径比指两排孔中心之间的距离与孔径的比值。

2 实验结果与分析

2.1 振荡特性

图3所示为不同蒸汽质量流率和水温时, 在时间0.02 s内的压力振荡特性。从图中可以看出, 当过冷水温度比较低时, 压力振荡的幅值比较小;当过冷水温度比较高时, 压力振荡的幅值较大。这种特性规律是由蒸汽的凝结特性所决定的, 低水温时冷凝作用强, 蒸汽被迅速凝结, 蒸汽射流形成的汽液界面小且稳定, 振荡幅值小;高水温时冷凝作用弱, 蒸汽射流形成的汽液界面大且不稳定, 振荡幅值大。此外, 蒸汽质量流率较大时, 由于蒸汽射流的穿透长度较大, 影响范围增大, 因此对应的压力振荡幅值较大。

可视化结果可以直观地反映蒸汽射流凝结流形, 并体现凝结振荡现象。图4所示为不同蒸汽质量流率和过冷水温度对应的凝结形态, 从图中可以看出, 当蒸汽质量流率较低时, 特别是当过冷水温度较高时, 射流不稳定, 凝结振荡剧烈;当蒸汽质量流率较大时, 射流稳定, 处于稳定射流区域。所以, 蒸汽射流的压力振荡特性与凝结形态是对应的。

2.2 主频

主频是压力振荡的一个重要特性参数, 对于压力振荡主频可以用快速傅立叶变换 (FFT) 方法分析。快速傅立叶变换把复杂的压力振荡信号考虑成由一定振幅、相位、频率的基本正弦 (余弦) 信号组合而成, 目的是找出这些基本正弦 (余弦) 信号中振幅较大信号对应的频率, 从而找出复杂信号中的主要振动频率特点。

图5所示为蒸汽质量流率594 kg/m2·s、水温70 ℃时对应压力振荡特性经过FFT方法分析得到的频域特性, 从图中可以看出, 振幅较大压力对应的频率为250 Hz。采用FFT方法对本实验所有工况进行分析后, 得到主频随蒸汽质量流率和过冷水温度的变化规律如图6所示, 从图中可以看出, 压力振荡主频随着过冷水温度的降低逐渐增大, 这是由于随着过冷水温度的降低, 冷水过冷度增大, 冷凝作用增强, 蒸汽迅速被凝结, 汽液界面处汽泡存在的时间短暂, 所以引起的压力振荡频率大。同时, 主频随蒸汽质量流率先增大后减小, 这主要是由于当蒸汽质量流率较低时, 蒸汽射流凝结处于凝结振荡区;当蒸汽质量流率较大时, 蒸汽射流凝结处于稳定射流区。主频随蒸汽质量流率的变化规律反映了流形从凝结振荡到稳定射流的转变。

韩国学者Hong等人基于汽液之间的动能平衡和紊态射流理论, 认为蒸汽射流由初始区和主流区组成, 通过推导得到了蒸汽射流凝结引起的压力振荡主频的计算公式:

式中, n为蒸汽的绝热指数;k为与初始区和主流区几何参数相关的经验值;l为汽羽的穿透长度 (m) ;p∞为环境水压力 (Pa) ;ρl为环境水密度 (kg/m3) 。

对于上述公式, 汽羽的穿透长度l和经验值k都是与汽水参数相关的量, 在Hong等人对稳定蒸汽射流的研究中k为3.26, 汽羽穿透长度l是与蒸汽质量流率、过冷水温度和孔径有关的参数。因此本文在公式 (1) 的基础上, 考虑蒸汽质量流率和过冷水温度的影响, 引入无量纲蒸汽质量流率和凝结势, 分别得到凝结振荡区和稳定射流区的实验关联式, 根据文献[1]中的蒸汽射流凝结流形图, 蒸汽质量流率为100~300 kg/m2·s对应的是凝结振荡区, 蒸汽质量流率大于300 kg/m2·s对应的是稳定射流区。

凝结振荡区:

稳定射流区:

式中, B为凝结势, B=cpΔt/hfg, 其中cp为水的比热 (k J/kg·℃) , Δt为过冷度 (℃) , hfg为汽化潜热 (k J/kg) ;Gm为临界蒸汽质量流率, 取275 kg/m2·s。

利用上述关系式计算得到的压力振荡主频与本实验FFT分析得到的主频进行比较, 结果如图7所示。对于凝结振荡区, 计算值和实验值的误差基本在±15%以内;对于稳定射流区, 计算值和实验值的误差基本在±8%以内。

3 结论

本文针对不同的蒸汽质量流率和过冷水温度, 对饱和蒸汽通过多孔喷头在过冷水中浸没射流凝结引起的压力振荡特性进行了实验研究, 得到主要结论如下:

(1) 蒸汽射流凝结引起的压力振荡特性与凝结形态是对应的。当过冷水温度比较低时, 压力振荡幅值比较小, 随着水温的升高, 压力振荡剧烈, 振荡幅值增大。

(2) 主频随着水温的降低而增大, 这是由于随着过冷水温度的降低, 冷水过冷度增大, 冷凝作用增强, 蒸汽迅速被凝结, 汽液界面处汽泡存在的时间短暂, 所以引起的压力振荡频率大。主频随蒸汽质量流率先增大后减小, 这反映了流形从凝结振荡到稳定射流的转变。

(3) 本文基于压力振荡主频的影响因素给出了计算主频的实验关联式, 计算得到的主频与实验值吻合得较好, 对于凝结振荡区误差基本在±15%以内, 对于稳定射流区误差基本在±8%以内。

参考文献

自激振荡脉冲射流频率特性实验研究 篇2

自激振荡脉冲射流是一种利用流体动力学、水力学、流体共振和液体弹性的原理而发展起来的一种新型高效脉冲射流。它不需要激振源,无运动件的密封,而是依靠喷嘴的自身结构特性(自激振荡腔室和特殊的边界条件),使通过喷嘴的射流变为自激振荡脉冲射流[1]。重庆大学廖振方教授等应用该理论研制出石油钻井自激振荡脉冲射流喷嘴,该喷嘴具有很强的变压特性和空化效果,现场实验表明,较连续射流而言,机械钻速提高了30%以上,钻头进尺提高了11%以上[1,2],它已在采矿、建筑等领域得到了广泛运用。国内外学者对自激振荡产生机理进行了大量的研究,但对有关射流频率特性的研究还少有报道[3,4]。就这种脉冲射流而言,射流的频率很大程度上决定射流的空化冲蚀效果[5,6]。本文通过实验对自激振荡装置结构参数对频率的影响进行了研究。

1 自激振荡固有频率与结构参数的关系

自激振荡工作原理如图1所示,其中,d0为管路直径,Dc为腔室直径,d1为上喷嘴直径,l0为管路长度,Lc为腔室长度,d2为下喷嘴直径,p1为喷嘴入口压力,p2为喷嘴出口压力,q1为喷嘴入口流量,q2为喷嘴出口流量。上游喷嘴中的高速射流束射入轴对称腔室时,腔内气体与射流之间发生动量交换,形成一定厚度的不稳定剪切层,剪切层内夹带着旋涡向下游运动[1]。当具有初始扰动的射流与不断产生的旋涡一起到达下游碰撞壁时,在碰撞区诱发出一定频率的压力扰动波。该扰动波又以高速向上游反射并在上游剪切层分离处诱发新的扰动,从而导致剪切层内产生大幅度横向脉动,波及射流核心,导致腔室出口处流体阻抗呈周期性变化,从而形成调制流量并形成脉冲射流。

流阻r表示由于流体黏性阻力引起的与压降有关的能量损失,流感L表示管路中由于流体密度变化引起的压力变化程度,流容C表示振荡腔内由于流体密度变化引起的压力变化程度。根据流体网络理论[7],可推得自激喷嘴集中参数等效模型如图2所示。其中,r1为上喷嘴流阻,r2为下喷嘴流阻。由似稳假定模型得到流阻r、流感L和流容C的表达式如下:

式中,v为流体的平均速度;Cf为喷嘴的流量系数;ζ为喷嘴的局部阻力系数;S为喷嘴截面面积;a为振荡腔内流体的波速。

式中,ω为射流频率;ωn为系统的固有频率;ξ为系统的阻尼比;K为系统的放大倍数。

将式(2)求导得

式(4)表明,当阻尼比越小时,射流谐振峰值越大。故自振装置阻尼比的值是决定自振效果的最关键因素。阻尼比表达式表明阻尼比的值由流阻、流感和流容决定,而自振装置流阻、流感和流容又由其自身的结构参数决定,故在自振装置工作过程中存在最佳的结构参数匹配以求达到最佳的自激振荡效果。

2 自激振荡射流动态特性实验方法

2.1 自激振荡实验装置及实验现场

自激振荡实验装置如图3所示,高压水经螺杆进入上喷嘴后,射入振荡腔由于腔室的谐振作用产生脉冲射流,然后经下喷嘴射出。腔室长度的改变通过旋转螺杆实现。由于经费上的原因,在本次实验中只做了一组尺寸自激振荡装置,结合文献[1],我们取结构参数如下:上喷嘴直径为2mm,下喷嘴直径为2.4mm,腔径为40mm,管路直径为30mm。图4所示为自激振荡脉冲实验现场。

2.2 射流特性测试系统

射流特性测试系统如图5所示,高压泵产生的压力水经脉冲射流发生装置射出,打在靶盘接收装置表面,压力传感器将接收信号传送到SD150动态信号分析仪进行相关分析。

3 实验结果及分析

本文主要从实验上寻求自激振荡喷嘴结构形状与流体特性对射流频率特性的影响,以便在自激振荡喷嘴的设计中优化各参数,最大限度地提高脉冲射流的压力峰值。

图6所示的射流时域图表明,连续射流的波形呈正弦波,而脉冲射流具有明显的振荡特性,脉冲射流压力平均值要高于连续射流平均值。图7所示的射流频谱图表明,连续射流在50Hz附近有压力振荡,这主要是由于电压频率引起,脉冲射流的最高压力峰值集中在300~400Hz范围内,此段频率范围内的压力峰值明显高于在50Hz附近的压力峰值,这表明脉冲射流具有提高射流压力峰值的特性。

由图8(其中p0为泵压)可以看出,射流压力峰值随腔长的增加先增大然后逐渐减小,压力曲线存在一个极值点。这表明存在一个最佳腔长,在此腔长时脉冲压力峰值达到最大。当腔长超过一定长度后,峰值压力急剧下降。这些现象都说明了只有当脉冲喷嘴的各个结构参数间满足一定匹配条件时,才能有很好的脉冲效果。这是因为当腔长较短或较长时,不能很好地形成扰动波的有效反馈条件,随着泵压的增大,当腔长超过一定长度后,由于腔内沿程阻力损失与局部阻力损失的增加致使压力衰减得更为急剧。脉冲射流压力峰值一般较连续射流提高了15%~20%,显著提高了射流的打击力。

欲满足扰动波的有效反馈条件,就要求当实现某个最佳耦合条件时,碰撞壁附近扰动波速度达到最大(即x=L ),分离区的扰动波幅值同步放大(即x=0 ),就要使碰撞区与分离区的相位差为2nπ。根据文献[6]提出的自激振荡脉冲射流频率计算公式来计算。

1.p0=10MPa 2.p0=15MPa 3.p0=20MPa 4.p0=25MPa 5.p0=30MPa

从图9可以看出,当泵压一定时,脉冲射流压力峰值频率随着腔长增大而减小,由式(4)可得出脉冲射流的最大幅值。而自激装置的固有频率是随腔长的增大而减小,欲满足碰撞区与分离区的相位差为2nπ,也就是只要满足自激振荡脉冲射流频率计算公式就可以实现最佳耦合条件。结合图8可知,泵压一定时脉冲射流峰值与腔长存在最优匹配关系,图9表明对应不同的腔长都有一个峰值频率。从图8、图9可知:脉冲射流峰值频率应包含一个频率段,只有当喷嘴系统的固有频率与来流脉动主频相近时,才能获得很好的压力振荡效果。

图10表明,当腔长一定时,随着泵压的增大,射流压力峰值频率增大。由流体网络理论知道,随着泵压增大,自激振荡模型中流容也逐步增大,导致振荡腔内波速随泵压增大而减小,从而使自振装置的固有频率增大。为实现最佳耦合条件,自激振荡脉冲射流频率必须增大以实现与喷嘴固有频率的匹配。式(5)表明要使射流频率增加有三种可能:①模态数增加;②振荡腔内波速增大;③模态数与波速均发生变化以符合射流频率与喷嘴固有频率相匹配的原则。

1.Lc=5mm 2.Lc=10mm 3.Lc=15mm 4.Lc=20mm 5.Lc=25mm 6.Lc=30mm

通过实验观察,当压力增大时,涡量脉动增加,有可能形成大的涡环,从而模态数增加。由文献[9]可知

式中,ρm0为未扰动混合流体密度;Km为混合流体体积弹性模量;Dm为混合流体边界膨胀模量。

对于低速射流,Km、Dm基本上不发生变化,可以看成常数,从而将波速当做定值,脉冲射流频率的增加就靠模态数的增加实现。高速射流由于Km、Dm均发生变化,引起波速的变化,此时射流频率的增加靠模态数与波速的叠加实现。

4 结论

自激振荡脉冲射流喷嘴的固有频率由喷嘴的结构参数及流体的动态特性决定,脉冲射流具有压力谐振和低通滤波作用。峰值压力频率由喷嘴固有频率与系统阻尼比共同决定,在一般实验中峰值压力频率常在喷嘴固有频率附近。脉冲射流峰值压力频率随泵压力的增大而增大,随腔长的增大而减小。自激振荡喷嘴的设计中应使喷嘴系统的低通频率带包含来流的主频带,并使喷嘴的固有频率接近来流脉动主频,以获得最佳的脉冲效果。

摘要：为了研究射流峰值压力频率和脉冲射流峰值压力以及自激振荡装置结构参数间的相互关系,运用流体网络理论建立了自激振荡装置相似网络模型,并完成了单腔室自激振荡脉冲实验。相似网络模型和实验结果表明:脉冲压力峰值频率不仅取决于系统的固有频率,还决定于系统的阻尼比;射流压力峰值频率随腔长的增大而减小,随泵压的升高而增大,存在一个最佳腔长使射流峰值压力最大;自激振荡装置具有低波滤通性,当来流脉动主频与自激振荡装置固有频率相近时,脉冲射流压力峰值最大。

关键词：自激振荡,频率,腔长,泵压

参考文献

[1]廖振方,唐川林.自激振荡脉冲射流喷嘴的理论分析[J].重庆大学学报,2002,25(2):24-27.

[2]唐川林,胡东,裴江红.自激振荡脉冲射流动态特性的实验研究[J].水利水电技术,2006,37(12):71-74.

[3]Liao Zhenfang,Tang Chuanlin.A New Type of Noz-zle for Oil Well Bits[C]//Proceeding of the 10th In-ternational Symposium on Jet Cutting Technology.London UK:Elsevier Science Publishers Ltd.,1991:135-144.

[4]Chahine G L.Conn A F.Cleaning and Cutting withSelf-resonating Pulsed Water Jets[C]//Proceedingof the 2nd American Water Jet Conference.Wash-ington,USA:American Water Jet Technology As-sociation,1983:167-173.

[5]李晓红,杨林,王建生.自激振荡脉冲射流装置的固有频率特性[J].煤炭学报,2000,25(6):641-644.

[6]杨林,李晓红,王建生.结构参数对自激振荡脉冲射流固有频率特性的影响[J].流体机械,2001,29(2):26-28.

[7]罗志昌.流体网络理论[M].北京:机械工业出版社,1988.

[8]王乐勤,王循明,徐如良.自激振荡脉冲喷嘴结构参数配比试验研究[J].工程热物理学报,2004,25(6):956-958.

射流特性 篇3

在电站锅炉的煤粉切圆燃烧方式中,燃烧器基本都布置在炉膛角部,建立一个假象切圆,形成所谓的“四角切圆”燃烧。而随着锅炉容量和参数的提高,每只燃烧器喷口的数量也有所增加,燃烧器的高宽比提高,气流刚性的减弱、烟温偏差等问题也更加突出。为了缓解角式切圆燃烧方式的不足,在一些大型超临界、超超临界的电站锅炉中,出现了一种新型的切圆燃 烧方式,即墙式切 圆布置燃 烧器方式[3,4]。Yan等人[5]用数值模拟对四墙切圆与四角切圆的燃烧特性进行了对比分析。

对于切圆燃烧,喷口射流不同会产生不同程度的偏转。产生射流偏转除了射流自身的动量大小以外,主要有以下几个方面的原因[6]:

( 1) 射流两侧补气条件的差异; ( 2) 旋转气流对射流方向的影响; ( 3) 相邻上游喷口射流对下游喷口射流的挤压。而含有煤粉的一次风如果刚性较弱,偏斜严重,则易在炉内壁面产生结焦、高温腐蚀等不利影响。

本实验的研究目的就是研究这种新型的墙式切圆燃烧器炉内冷态空气流场的流动特性。此外,煤粉浓淡燃烧主要分为垂直浓淡和水平浓淡燃烧两种方式。本文对这两种燃烧器一次风的气流特性进行了比较。

本研究采用实验室冷态模化实验,用PDA颗粒测量来研究两种不同的墙式布置切圆浓淡燃烧器的气流特性。

1 实验与分析

1. 1 实验装置

本实验以一台660 MW超临界锅炉和一台600MW超超临界锅炉的墙式切圆燃烧器为原型,进行了炉内冷态模化实验研究。本文将660 MW锅炉燃烧器称为燃烧器Ⅰ,将600 MW锅炉燃烧器称为燃烧器Ⅱ。燃烧器水平布置示意图如图1所示。

燃烧器Ⅰ燃用的是褐煤,采用水平浓淡燃烧器,燃烧器喷口布置如图2所示。燃烧器Ⅱ燃用的是烟煤,采用垂直浓淡燃烧器,燃烧器喷口布置如图3所示。图中SA为二次风,PA代表一次风,OIL为点火用油喷口。

实验装置设计采用几何尺寸模化。由于本模化实验的两个原型一方面炉膛尺寸不同,但宽深比基本相同,另一方面燃烧器喷口形式不同,但在炉膛横截面布置的相对位置基本相同。因此,针对两个不同的原型,本实验装置采用同一炉膛模型和不同燃烧器模型,即模型炉膛尺寸同为1 200 mm( 宽) ×1 180 mm( 深) ,从而对燃烧器Ⅰ,模型比例为1∶17,对燃烧器Ⅱ,模型比例为1∶14. 7。燃烧器模型为可以更换形式。实验台装置见图4。

实验设计参数保证各喷口气流进入第二自模化区并且一二次风动量比与原型相等[7]。

此外,燃烧器后部采用软管连接,每个软管配手动球阀来调节风量。每个软管装配靠背管和U型管测量风压,并经过标定,用来换算风量。

本实验研究采用三维粒子动态分析仪PDA( Particle Dynamic Analyzer) 测量来研究射流特性。PDA仪器可以用来测量气固两项流动参数[8,9]。实验时在喷口 内通入玻 璃微珠粉,其平均粒 径为30μm,以代表煤粉颗粒。图5为实验时所用玻璃微珠粉的粒度分布。PDA的测量区域见图6。

1. 2 实验

实验时给粉喷口选定为下数第三层一次风口。将实验系统调整到设计的运行参数,然后采用PDA进行测量。测量时,由于测量角度的限制,同一工况下,需要移动测量仪器,分两次完成测量实验,然后数据处理时再叠加。

( 1) 燃烧器Ⅰ的实验

图7表示的是燃烧器Ⅰ测量区域的速度场和浓度场,这里浓度指颗粒在测量区域的分布数量,速度的单位为m/s。图中y轴为后墙,x、y轴单位为mm。

从PDA的测量结果看,对于浓度场,壁面附近的颗粒数不大,表明煤粉颗粒浓度不高,颗粒贴壁不严重; 从速度场看,一次风射流刚性较好,射流衰减的较慢。但同时也应注意,喷口附近的贴壁速度是较高的,达10 m/s左右。

( 2) 燃烧器Ⅱ的实验

燃烧器Ⅱ的PDA实验仍然是在下数第三层一次风,实验结果见图8。

与燃烧器Ⅰ的测量结果相比,燃烧器Ⅱ壁面区域颗粒浓度较高,颗粒向壁面偏斜明显,而且射流偏斜比较严重,说明当燃烧器喷口的高宽比过大,则气流的刚性明显减弱,气流易贴壁。

比较而言,对于燃烧器Ⅰ,每组燃烧器的高/宽比约为6; 而燃烧器Ⅱ由于没有分组,整体燃烧器的高/宽比则达到19,因此燃烧器Ⅱ的射流偏斜程度明显。

2 结论

通过用PDA测量,对采用两种浓淡燃烧方式的一次风射流进行的研究表明:

( 1) 实验表明,比较而言,水平浓淡燃烧的一次风气流向炉壁的偏离较小,而且气流速度衰减的也较慢,表明水平浓淡燃烧器的气流刚性较强,而其原因在于采用垂直浓淡燃烧器的喷口数量较多,导致燃烧器的高宽比更大,致使气流刚性较弱;

( 2) 对于四墙切圆,采用水平浓淡燃烧时,一次风口附近的贴壁风速较高,应予以注意;

( 3) 对于大型锅炉,一般每只燃烧器喷口数量比较多,燃烧器的高/宽比比较大,即燃烧器比较瘦高时,这时在采用大切圆的墙式布置燃烧器时,喷口应该采用分组布置,这样可以降低每组燃烧器的高宽比,提高气流的刚性,从而有效减轻气流贴壁的状况。

摘要：为了解四墙切圆燃烧中一次风的射流特性,本文采用实验室冷态模化实验,用PDA测量了分别采用水平浓淡燃烧和垂直浓淡燃烧方式的一次风射流流动特性。实验结果表明,由于燃烧器高宽比的差异,水平浓淡燃烧的气流刚性较强,也说明当燃烧器喷口数量比较多时,在采用这种四墙切圆燃烧时,喷口应该采用分组布置,这样可以降低每组燃烧器的高宽比,提高气流的刚性,从而有效减轻气流贴壁的状况。此外,研究表明采用水平浓淡燃烧的贴壁风速较高,是应该予以关注的。

关键词：四墙切圆,水平浓淡,垂直浓淡,气流刚性,冷态模化,PDA

参考文献

[1]张占安,蔡兴国.考虑碳排放权交易的短期节能调度[J].电网与清洁能源,2012,28(1):60-66.

[2]李素芬,刘丽萍,陈贵军,等.配风方式对四角切圆煤粉锅炉燃烧特性影响数值分析[J].大连理工大学学报,2010,50(4):491-496.

[3]顾玮伦,张健强.墙式切圆超临界褐煤锅炉燃烧系统特点[J].锅炉制造,2012,234(4):11-13.

[4]吴英,毛晓飞,王潜,等.600 MW四墙切圆燃烧超临界锅炉结焦防治技术[J].中国电力2013,46(5):1-5.

[5]Yan LB,He BS,Yao F,et al.Numerical simulation of a 600 MW utility boiler with different tangential arrangements of burners[J].Energy and Fuels,2012,26(9):5491-5502.

[6]芩可法,樊建人.燃烧流体力学[M].北京:水力电力出版社,1991.

[7]朱珍锦,张长鲁.切圆锅炉炉内冷态模化理论研究[J].中国电机工程学报,2001,21(5):47-48.

[8]Zheng QL,Feng R,Zhi CC,et al.Experimental investigations into gas/particle flows in a down-fired boiler:influence of down-draft secondary air[J].Energy&Fuels,2010,24(3):1592-1602.

射流特性 篇4

在线混药技术［1－2］实现农药和水分开储存,农药和水能实时在线混合,具有高效、环保、安全的优点, 是植保机械的发展趋势,受到国内外学者的广泛关注［3－4］。射流混药器是利用管道系统内部的水力完成农药和水的在线混合的在线混药装置,是整个在线混药喷雾系统的关键部件之一［5］。

何培杰［6－7］等对射流混药器的混合管进行了数值计算,得出了径向速度和轴向速度在混合管内的分布规律,并试验研究3种面积比下的射流混药器结构和性能间的内在关系。邱白晶、徐溪超等［8－9］通过流体动力学CFD数值模拟的方法研究了面积比、嘴管距等结构参数对射流混药器流动性能的影响和面积比对混药均匀性影响。周良富［10］等通过CFD数值计算结合试验来确定射流混药器最佳面积比及最佳嘴管距范围。Flloben等［11］和Vondricka［12］等分别将射流混药装置应用于在线混药喷雾系统中对混药浓度进行试验研究。邱白晶等［13］将射流混药器应用于在线混药喷雾系统中,研究结构参数不同的射流混药器的工作状态及混药均匀性。以上主要通过流体动力学数值计算和试验方法来研究结构参数对射流混药器的流动性能影响和射流混药器在喷雾系统中的混合的效果。但现实中未了解射流混药器的运行特性就进行在线混药喷雾,往往使射流混药器处于失效的回流状态［13－14］,工作流体流进药箱,药液未进混药器,射流混药器未起到在线混药作用; 而用压力比、混药比、面积比建立模型函数来描述不同结构参数射流混药器混药状态下混药特性,并研究面积比对混药区间影响的研究尚未见报道。

本文建立射流混药器特性方程来描述不同结构参数的射流混药器混药状态下压力比与混药比间函数关系,理论和试验研究面积比对射流混药器压力比与混药比变化规律的影响。同时,定义混药状态下最大压力比hj为射流混药器混药区间,分析面积比对射流混药器混药区间的影响。

1射流混药器

1.1结构

射流混药器是射流泵技术在植保机械上的运用, 利用湍射流絮动扩散作用实现药液的抽吸及在线混合［6，6－16］。以射流混药器和喷杆喷雾机为设备基础搭建的在线混药喷雾系统如图1所示。在喷雾系统中, 射流混药器的混药量与工作状态主要受混药器进、出口压力影响,且不同结构参数的混药器受影响程度差异明显［9，14］。射流混药器主要由射流嘴、吸药管、吸药室、混药管及扩散管等部件构成,如图2所示。

1.水箱2.调压阀T1 3.压力表P1、P2 4.真空表PS5.节流阀T2 6.药箱7.喷头8.柱塞泵9.涡轮流量计Q1,Q2 10.射流混药器

1.射流嘴2.吸药管3.吸药室4.混药管5.扩散管

本文用无量参数压力比、混药比、面积比,来描述不同结构参数射流混药器在不同工作参数下混药特性［6 －18］,建立射流混药器混药状态下三者的模型函数: 射流混药器特性方程。

1.2射流混药器结构参数

试验所用射流混药器的结构如图2所示。本文研究不同面积比m射流混药器混药特性。依式( 3) 面积比定义可知: 面积比的改变是通过不同尺寸规格的射流嘴与混药管的配合实现。故将射流嘴出口直径和混药管直径作为可变参数,试验中可变,取值如表1所示。射流混药器其它结构参数在其优化值范围内取值［8－10 ，17－18］,作为固定参数,试验时固定不变。射流混药器选用有机玻璃材料制作,加工时保证射流嘴与混药管的同轴度。

mm

固定参数取值: 射流嘴收敛角 θ = 14°,混药管入口角度 β = 60°,扩散口角度 δ = 9°; 射流嘴进口直径d0= 11mm,吸药管直径ds= 4mm; 嘴管距L1= 3.5mm,混药管长度L2= 36mm,扩散管长度L3= 35mm。

2模型函数—射流混药器特性方程

2.1模型参数

压力比为

其中,为射流混药器进口工作流体总压强、吸药口被吸药液总压强及射流混药器出口混合液的总压强; P0、Ps、Pc为混药器进口工作流体压力、吸药口药液压力、混药器出口混合液压力( MPa) ; v0、vs、vc为混药器进口工作流体流速,药液流速,混药器出口混合液流速( m /s) ; Z为药箱液面与射流混药器轴线高度差( m ) ; ρ0、ρs、 ρc为工作流体密度、药液密度、混合液密度( kg /m3) 。

混药比为

其中,Q0、Qs、Qc为混药器进口工作流体的体积流量、混药量、混药器出口混合液的体积流量( m3/ s) 。

面积比为

其中,AΙ、AⅡ为射流嘴出口和混药管截面积( m2) ; dΙ、dⅡ为射流嘴出口和混药管直径( m) 。

2.2射流混药器特性方程

运用湍流射流和流体力学基本原理,按以下步骤推导出模型函数射流混药器的特性方程［18 －2 0］。假设工作液体和被抽吸药液在射流嘴出口截面I-I与药管进口截面Ⅱ-Ⅱ间不发生混合,没有能量损失。工作液体和被抽吸药液在混药管的进口截面Ⅱ-Ⅱ上流速和压力均匀分布,即工作流体在截面I-I和截面Ⅱ- Ⅱ上流速、压力相等［19］。工作流体在截面Ⅱ-Ⅱ上过流截面面积为A0Ⅱ,药液在截面Ⅱ-Ⅱ上过流截面面积为AsⅡ,则有AⅡ= A0Ⅱ+ AsⅡ,AΙ= A0Ⅱ。

1) 由流体运动连续性方程结合混药比及面积比定义求射流混药器内各个部件进、出口流体流速［6］。

其中,v0Ι、v0Ⅱ为工作流体在射流嘴出口的流速及工作流体在混药管进口截面Ⅱ-Ⅱ处的流速( m/s) ; vsⅡ为药液在截面Ⅱ-Ⅱ处的流速( m/s) ; vⅢ为混合液在截面Ⅲ-Ⅲ处的流速( m/s) ; As为吸药口截面积( m2) 。

2) 在混药管内由于工作流体与药液两股液体发生在线混合,在混药管入口段其内部速度场沿混药管半径方向有较大不均匀性,如图3所示。用带流速系数修正的动量方程来表示混药管混合液体能量变化［18］。

对混药管进口截面Ⅱ-Ⅱ和混药管出口截面Ⅲ- Ⅲ,列动量量方程为

其中,PⅡ、PⅢ为截面Ⅱ-Ⅱ与截面Ⅲ-Ⅲ的压力。

本研究忽略液体流动体积变化且认为药液和工作流体密度相等,即 ρ0= ρs= ρc。

3) 在射流嘴、吸药管—吸药室及扩散管内没有发生两股液体混合,流速沿半径方向均匀分布,但液体的流动截面存在渐缩,转折和渐扩如图4和图5所示。射流混药器工作时这些部件内液体能量变化用带流速系数修正的伯努利方程来表示［19］。

在射流嘴进口截面0-0和混药管进口截面Ⅱ-Ⅱ 处,对工作流体列伯努利方程为

在吸药口截面s-s和混药管进口截面Ⅱ-Ⅱ处,对被吸药液列伯努利方程为

在混药管出口截面Ⅲ-Ⅲ和扩散管出口截面c-c处,对混合液列努利方程为

其中,φ1为射流嘴流速系数,φ2为混药管流速系数; φ3为扩散管流速系数; φ4为混药管入口流速系数。

在动量方程和伯努利方程中,带入相应的射流混药器各个部件的进出口截面的流速,结合压力比、混药比的定义,得模型函数射流混药器特性方程［18］为

2.3模型函数h - q特性曲线

模型函数射流混药器特性方程是压力比、混药比、面积比和4个流速系数的函数关系式,反映出射流混药器结构参数对混药器混药特性影响。图6为假设面积比m = 2、4个流速系数均为0.9的h - q特性曲线。由图6可知: 压力比h和混药比q呈递减关系,射流混药器混药状态下工况点均落在曲线第I象限的BC区间上,而回流状态下的工况点均落在第Ⅱ 象限; 混药比q = 0的工况点为射流混药器混药与回流状态的临界点。设此点压力比为hj,即压力比h < hj时,混药比q > 0射流混药器处于混药状态; 反之, 压力比h > hj时,混药比q < 0射流混药器处于回流状态。故定义射流混药器处于混药状态的压力比最大值hj为射流混药器的混药区间,是射流混药器混药状态下压力比的范围。理论上射流混药器能运行到第Ⅳ象限,实际中出口压力未达到负压射流混药器就已发生汽蚀［6］。

3试验设计

测试不同工作压力下、不同面积比射流混药器的混药特性,研究面积比对射流混药器混药状态下压力比与混药比变化趋势及混药区间的影响。在如图1 ( b) 的在线混药喷雾系统中,对面积比m ∈ ( 0.86,12. 76) 内25种不同面积比射流混器进行混药特性试验。 为消除因喷头流量特性对射流混药器造成负载效应, 无法试验出混药器完整的混药特性［13］,故试验是在系统未接喷头下进行,通过调节喷雾管路中节流调压阀T2,改变管路阻力,来实现射流混药器的运行工况的改变。

3.1试验工况设计

根据式( 1) 、式( 2) 可知: 压力比为射流混药器进口和吸药口的总压差与射流混药器进口出口和吸药口的总压差比值。计算压力比需知混药器进口、出口及吸药口的压力和流速; 混药比为混药量与工作流体流量的比值。由流体运动的连续性可知: 混药量为混药器出口流量与进口工作流体流量差,测量出射流混药器进、出口体积流量,混药比便确定; 再结合混药器进、出口截面积,换算出混药器进、出口流速。由流体力学原理及射流混药器的工作原理可知: 射流混药器工作流体流量及混药量主要受射流混药器进、出口压力影响［13－14］,故设定射流混药器进口工作压力和出口混合液压力为输入主变量,改变混药器进、出口压力来改变混药器的运行工况,将工作流体流量、混药器出口流量及吸药口压力作为输出检测量。

3.2工况实施

选定某一面积比射流混药器接入如图1( b) 所示的在线混药试验喷雾系统进行在线混药试验。通过柱塞泵调压阀T1固定工作压力P0为0.4MPa水平( 精度等级0.4,Y-150型压力表P1测得) ,节流调压阀T2处于全开状态,此为射流混药器运行的第1个工况点; 再调节节流调压阀T2以步长0.02MPa等间距递增混药器出口压力Pc( 精度等级0.4,Y-150型压力表P2测得) ,均匀变换射流混药器运行的工况点,实现压力比的改变,逐渐使射流混药器由混药状态进入回流状态。同时,在每个工况点下监测混药器进口流量Q0( 精度等级1%,LWGY-10型涡轮流量计Q1测得) 、出口流量Qc( 精度等级1%,LWGY-10型涡轮流量计Q2测量) 及吸药口压力Ps( 精度等级0.4,Y- 150型真空表测PS得) ,再改变工作压力水平,重复测量。试验设计0.4、0.6、0.8、1.0、1.2MPa这5个工作压力水平,完成5个工作压力下混药特性试验后,再改变混药器的面积比,重复试验。依次完成25种面积比射流混药器的混药特性试验。最后,将试验测量的压力、流量数据按式( 1) 、式( 2) 换算成压力比和混药比,绘制出不同面积比射流混药器的h - q特性曲线,并统计不同面积比射流混药器的混药区间hj。

试验所用工作流体介质为清水,模拟药液为质量浓度c1= 0. 1g / L的胭脂红溶液( 密度等同于清水介质) 。试验时,药箱和射流混药器处同一高度平面,在试验过程中不断向药箱中加模拟药液来维持液面高, 以消除高度差对求解压力比的影响。

4试验结果与分析

4.1射流混药器混药特性分析

25种不同面积比射流混药器在工作压力0.4 ~ 1. 2MPa范围内5个工作压力水平下,进行在线混药特性试验,绘制不同面积比射流混药器的h - q特性曲线,如图7所示。由图7可知: 不同面积比射流混药器压力比和流量比都呈现近似线性递减,当q > 0时, 射流混药器处于混药状态,反之处于回流状态; 面积比越大,h - q特性曲线的斜率的绝对值越小,混药比q = 0时的回流压力比越小,即混药区间hj越小。5个工作压力水平下,同面积比射流混药器h - q特性曲线试验点基本重合。考虑试验误差,可认为不同工作压力下同面积比的射流混药器的特性曲线相同。这验证了理论特性方程式( 11) ,特性方程只是压力比、 面积比、混药比及射流混药器各个部件的流速系数的函数关系,与具体工作压力无关。相同特性曲线意味着同面积比射流混药器在不同工作压力下混药区间hj相同,如表2所示。试验中发现: 射流混药器混药在状态下,存在压力比递增而混药比不变工况点如图7 ( a) 、图7 ( b ) 所示。工程中,将这种现象称为汽蚀［6，21］。小面积比的射流混药器或高工作压力下运行的射流混药器易发生汽蚀现象。

4.2混药比和压力比定量分析

压力比和混药比是评价射流混药器性能的重要参数。本文设定混药比q = 0.2和压力比h = 0.35分别来研究面积比对射流混药器性能影响。

定混药比q = 0.2,射流混药器压力比h与面积比m呈反比关系,面积比m = 2. 21 、3. 39 、4. 34 、6. 92 、8 . 8 5射流混药器的压力比h分别为0 . 4 5 、0 . 3 7 、0. 33、0.22、0. 18; 而面积比m = 1. 34射流混药器的最大混药比为0.096无法达到设定的混药比q = 0.2的要求。试验发现: 面积比为1.032和0.857的射流混药器一直处于混药比q < 0回流状态,没有工程价值。

定压力比h = 0.35,混药比q随面积比m先递增后递减,面积比达到某一值后混药比q < 0,表示压力比h = 0.35,该面积比的射流混药器已进入回流状态。 如面积比m为1.34、2.21、2.64、3.39、4.43的射流混药器的混药比分别为0.096、0.25、0.30、0.21、-0.05,面积比达到4.43后,混药比q < 0,射流混药器处于回流状态,即面积比m ≥ 4.43的混药器的混药区间hj小于0. 35。综上所述,小面积比的射流混药器具有高压力比、低混药比的特点,更符合工程应用。

4.3面积比对混药区hj间影响

混药区间hj代表射流混药器混药状态下压力比范围,射流混药器混药区间越宽,运用到在线混药喷雾系统进行喷雾作业时混药性能越好,研究面积比对混药区间影响具有工程意义。

由混药特性分析知: 同面积比的射流混药器在不同工作压力下混药状态特线曲线相同,有相同的混药区间hj。由压力比的定义可知: 相同工作压力,混药区间越大回流发生时混药器出口压力越大; 相同的混药区hj,工作压力越高则回流发生时混药器出口压力越大。不考虑管路压力损失,混药出口压力等于在线混药喷雾系统喷雾压力,目前常用农用喷头正常喷雾的最低喷雾压力为0.2MPa［13，15］。大面积比的射流混药器由于混药区间很小,高工作压力下回流时混药器出口压力也可能达不到喷头最低喷雾压力,具体如表2所示。如面积比m = 8.86的射流混药器在1MPa工作压力下混药器出口压力才达到最低喷雾压力; 而面积比m = 12.76的射流混药器,在1.2MPa工作压力下,发生回流时出口压力才0.19MPa,无法实现在线混药喷雾。所以,运用到在线混药喷雾系统中的射流混药器,其面积应该控制在一定范围内。

hj射流混药器的混药区间,P射流混药器回流刚发生时混药器出口压力/MPa;hj射流混药器5个工作压力下混药区间平均值。

统计试验中23不同面积比射流混药器的混药区间hj,绘制混药区间随面积比变化的试验点曲线,如图8所示。同时,采用高斯函数( Gaussian Fitting) 对试验点曲线进行非线性拟合,二者的决定系数R2= 0.998 5,接近1,说明拟合曲线和试验点拟合程度较高。式( 12) 为拟合曲线的函数表达式。

混药区间hj与面积比m呈非线性递减,近似正态分布。面积比1.32的射流混药器器混药区间为0.68; 当面积比增大到4.13时,混药区间降幅48.5%衰减到0.35; 而面积比从4. 13增大至8. 86时,混药区间只下降0.16,减小到0.19,但此时射流混药器的混药区间太小无法进行在线混药喷雾,没有工程应用价值。若以最大混药比q > 0.1、混药区间hj> 0.35为射流混药器设计要求,参考图7( d) 和图8,确定可应用于实际在线混药喷雾系统的射流混药器的面积比m范围为1.73 ~4.13。

5结论

1) 射流混药器h - q特性曲线中压力比和混药比呈近似线性递减,特性曲线的斜率只与面积比有关, 与具体工作压力水平无关。

2) 定混药比q = 0.2,射流混药器压力比h与面积比m呈反比关系; 定压力比h = 0.35,混药比q随面积比m先递增后递减,面积比m > 4.43的射流混药器在压力比h = 0.35的工况点均处于回流状态; 小面积比的射流混药器具有小混药比,高压力比的特点。

3) 射流混药器的混药区间hj随面积比m呈近似正态分布。当面积比从m从1.34增大到4.13,混药区间hj从0.68衰减到0.35降幅48.5%,以最大混药比q > 0.1、混药区间hj> 0.35为设计要求,射流混药器的面积比m范围为1.73 ~4.13。

摘要：建立射流混药器模型函数特性方程,理论分析不同结构参数的射流混药器混药状态下的压力比h与混药比q的函数关系,对面积比m∈(0.86,12.76)内25种面积比的射流混药器在工作压力范围0.4~1.2MPa内5个工作压力水平下进行在线混药特性试验,分析不同面积比射流混药器的压力比与混药比的变化规律。试验结果表明:射流混药器的h-q特性曲线斜率只与面积比m有关,与工作压力无关;不同面积比的射流混药器的压力比h和混药比q都呈线性递减,小面积比的射流混药器具有小混药比及高压力比的特点。定压力比h=0.35时,只有面积比m<4.34的射流混药器处于混药工作状态(q>0),其他面积比的射流混药器均处于回流状态(q<0)。面积比m对射流混药器的混药区间hj影响显著,面积比m从1.34增大到4.13,混药区间hj从0.68衰减到0.35,降幅48.5%。以最大混药比q>0.1、混药区间hj>0.3 5为设计需求,射流混药器的面积比m范围为1.7 3~4.1 3。

射流特性 篇5

在真实航空发动机中,随着飞行高速、速度、姿态等参数的变化,压气机进口附面层厚度、湍流强度等均对栅内流动及各种流动控制技术的作用效果有重要影响。郭爽等[11]实验研究了叶栅进口不同附面层抽吸量下栅内三维流动与损失的变化规律,减薄附面层厚度可大幅减小栅内损失。薄相峰等[12]进行了叶栅进口附面层特性的实验测量,来流马赫数较冲角对附面层厚度的影响更大。陈绍文等[13]通过数值模拟表明,随着附面层厚度的增加,叶栅变冲角性能下降,并削弱了流动控制效果,需增加抽吸量才能较好地减小栅内损失。

在前期工作中[10[14]14[14],笔者将射流式旋涡发生器引入端区流动控制中,通过射流与来流相互作用产生的旋涡结构可在其上洗区将端壁低能流体卷入主流区,而在其近吸力面侧的下洗区将主流高能流体输运至角区,从而阻碍了低能流体向角区内的迁移并增强了近吸力面侧端壁附面层抗逆压力梯度的能力,使得流道后部的分离流动显著减小,在低速和高速扩压叶栅上分别获得了减小27.3%和7.2%损失的效果,并验证了其具有良好的变冲角特性。现将进一步研究不同来流附面层厚度和湍流强度对高速扩压叶栅内部流动演化规律及对射流旋涡流动控制效果的影响,以更加深入地认识其作用机制,为该技术在压气机中应用提供参考。

1 物理模型和计算方法

采用文献[5]中的高速平面扩压叶栅,来流马赫数Ma=0.67,叶型为NACA-65K48,进口气流角为42°,叶片弦长B=40 mm,叶高H=40 mm,节距t=22 mm。图1中给出了射流旋涡发生器示意图,射流管出口位于叶片上游距前缘10%B、周距吸力面侧10%t节距处,其直径为1 mm。射流管与端壁间的前向倾角α=20°,与节距方向的侧向夹角β=0°,射流管长度为10 mm,以保证射流方向[10]。射流进口总压与主流相同,对应的射流流量约相当于叶栅进口的0.27%。

采用商业软件ANSYS12.1-CFX求解三维定常N-S方程,湍流模型为SST模型。计算域进口位于叶栅上游距前缘-2.5 B处,可在x/B=-20%截面处生成与实验[5]相同的来流附面层厚度,以进行数值方法的校核研究。出口位于尾缘下游3.0 B位置处。图1中给出了端壁和叶片表面的计算网格,采用结构化网格,网格总数为140万,壁面第一层网格Y+<1.5。

图2中端壁极限流线表明,数值方法较为准确地捕捉了二次流动的发展及吸力面后部的角区分离流动,马蹄涡压力面分支到达吸力面后部的位置与实验基本相同。从图3中出口总压损失分布来看,高损失区的范围与实验相同,仅在其核心区内略有差别。而图4中的出口节距平均气流角沿叶高的分布趋势及其数值大小均与实验数据吻合较好。因此,基于以上方法,可较好地预测不同来流条件对栅内流动及射流旋涡控制效果的影响。

表1给出了不同来流条件组合方法,研究了各来流条件对有/无射流控制下栅内流动和损失的影响。来流条件指位于叶栅上游距前缘x/B=-20%截面处的总压和湍流强度参数。三种附面层相对厚度δ分别为叶高的5%、10%和15%,如图5所示,端壁处的总压不变,通过改变δ沿叶展方向的高度得到不同的总压分布曲线,并与低、中、高三种湍流强度(分别对应Tu=1%,5%,10%)进行组合。

2 附面层厚度的影响

首先研究了来流附面层厚度对射流旋涡控制效果的影响,其中进口湍流强度Tu=5%。图6中端壁和吸力面侧的极限流线较为清晰的展现了复杂的分离过程。从图6(a)~图6(c)端壁极限流线来看,随着来流附面层厚度由δ=5%H增加至δ=15%H,端壁低能流体增多,横向二次流增强,马蹄涡压力面分支到达吸力面侧后部的位置提前,低能流体在角区内的聚集加剧,向叶栅中部迁移的趋势增强,表现为分离线下游吸力面近端壁区的流线与叶片根部夹角增加。由吸力面极限流线可知,附面层增厚使得角区内分离起始位置略微提前,但分离区沿叶高的范围则显著增加,三种来流条件下分离区分别可达35%H、40%H和45%H。

当采用流动控制后[见图6(d)~图6(f)],射流下游的端壁上形成了较为明显的分离线。结合图7中端壁附近轴向涡量分布及等值面可知,射流旋涡对端壁附面层由压力面侧向吸力面侧的横向迁移具有较强的抑制效果,并将低能流体在射流旋涡与通道涡间的上洗区内向主流输运,从而形成了端壁分离线,有效的减弱了横向二次流动[10]。随着射流旋涡向下游发展过程中的衰减,分离线在横向压力梯度作用下向吸力面侧偏转,从压力面侧发展而来的横向二次流最终在尾缘附近到达吸力面侧。来流附面层厚度增加,二次流到达吸力面侧的位置提前,使得角区分离急剧增强,在图6(f)中δ=20%H时,角区分离现象最为严重。在叶片表面,射流旋涡使得根部分离线起始位置较相同来流条件下无控制时略有推迟,但尾缘附近分离区沿叶高的分布范围则有所增加,这说明由近压力面侧发展而来二次流到达相邻叶片吸力面后,对分离区低能流体向叶展中部的推挤作用增强。

从图8中栅内x/B=0%、25%、75%和120%轴向截面的总压损失系数分布来看,无流动控制时,随着来流附面层厚度的增加,前缘附近截面的端区损失增大,附面层抵抗流向和横向压力梯度的能力减弱,二次流动增强,流道后部吸力面侧角区低能流体堆积更为严重,高损失区分布范围显著增加,且角区低能流体向叶展中部迁移的趋势更加明显,高损失核心区更远离端壁(如x/B=75%和120%截面所示)。值得注意的是,流道前部端区二次流增强,削弱了后部近压力面侧的端壁附面层,低损失区沿节距方向的范围略有增大。采用流动控制后,与通道涡反向的射流旋涡有效阻碍了端壁低能流体的横向迁移,使得角区内损失显著减小;而在射流上洗区,掺混损失则显著增加。以上两种效应均随着来流附面层厚度的增加而愈加明显。

图9给出了叶栅出口截面的节距平均总压损失系数沿叶高的分布。无流动控制时的损失分布进一步表明,高损失核心区随来流附面层增厚而向叶展中部迁移,且损失更大。采用射流控制后,根据损失相对无流动控制时的变化可将从叶根到中径处分为四个区域,其变化趋势依次为减小-增加-减小-增加。来流附面层越厚,则以上各区域内损失增加或减小的趋势越明显。从损失变化相对大小来看,区域3内损失减小量显著大于其他区域内的损失减小或增加量,从而支配了叶栅总损失的变化趋势。结合前文图8可知,区域1和3内损失的减小主要是由于横向二次流被阻碍及角区低能流体的堆积减弱所致,而区域2则因上洗区的掺混使得损失增加。在叶展中部的区域4内,端区流动的改善使得流道扩压能力提高,从而导致叶片表面附面层发展更快,损失也相应增加。

从图10出口气流角沿叶高的分布来看,来流附面层越厚,端区二次流增强导致近端壁区的气流偏转加剧;而在约10%~35%叶高范围内,由于角区低能流体堆积的加剧,气流折转能力明显减小;在叶展中部附近,由于分离区沿叶高的分布范围增加,气流折转也略有减小。相同来流条件下,采用射流控制后,端区及叶展中部气流折转变化不大,而在约10%~35%叶高范围内,出口气流角显著增加,即叶栅负荷增加,且该效果随着来流附面层厚度的增加而增强,这与前文图8中低能流体集中区减小的趋势相对应。此外,图10还表明,采用射流控制后气流角沿叶高的分布更为均匀,若在多级压气机中,将有利于改善下游叶栅进口气流方向的均匀性,减小冲角损失。

3 来流湍流强度的影响

3.1 叶栅气动性能

图11给出了来流湍流强度分别为Tu=1%、5%和10%时不同附面层厚度下叶栅出口总损失变化。总损失采用式(1)计算,以考虑射流注入的能量和质量。其中m为质量流量,p*和p分别为总压和静压,下标1、2和jet分别代表叶栅进口、出口和射流进口。

总的来看,无流动控制时,来流附面层厚度对总损失的影响大于湍流强度,且附面层厚度越大,湍流强度的影响越小;随着湍流强度的增加,δ=5%H时方案Tu=5%中的损失最大,δ=10%H时损失逐渐增加,δ=15%H时总损失基本不变。采用流动控制后,当附面层厚度δ=5%H时,随着来流湍流强度的增加,射流旋涡减小栅内损失的效果减弱,Tu=10%的损失甚至较无流动控制时有所增加;而当δ=15%H时,湍流强度越大,损失减小越明显,Tu=10%的损失相对减小量最大,可达8.4%。

3.2 射流旋涡控制机制变化分析

为了详细揭示不同来流条件对射流旋涡控制效果的影响机理,图12和图13分别给出了δ=5%H和15%H时栅内x/B=0%、25%、75%和120%截面的总压损失分布。由图12(a)~图12(c)可知,较大的湍流强度将增强主流与壁面低能流体间能量掺混,从而提高了端壁附面层抵抗横向和流向压力梯度的能力,端壁二次流减弱,角区低能流体堆积减少,这与图11中总损失变化相对应。图12(d)~图12(f)中,采用VGJ时,随着湍流强度的增加,附面层流体动能增大,进而减弱了低能流体在上洗输运过程中与主流间的掺混损失,即上洗区损失减小(见x/B=75%截面);而在角区内,高损失区范围的变化相对减小。因此,结合图11可知,当角区低能流体堆积现象较弱时,射流进一步减小角区损失的效果有限,甚至会由于上洗区的附加损失而使得总损失增大。

当来流附面层厚度增加至δ=15%H时(见图13),采用射流旋涡控制后,湍流强度的增加使得上洗区的掺混损失减少,这与图12中相同。此外,射流旋涡与吸力面侧间端区附面层的发展明显减缓,该区域内的端区损失也相应减小。在吸力面侧近端壁区,由于湍流强度增强导致叶片表面附面层的动能增加,角区低能流体沿叶高的迁移现象减弱,使得Tu=10%方案中的高损失区最大。与前文图11中的总损失变化对比可知,该附面层厚度下,增加湍流强度带来的损失减小收益将大于其不利的影响,即射流旋涡减小栅内损失的效果随湍流强度的增强而更加明显。

此外,综合图12和图13不同来流条件下射流对栅内损失的影响还可知,当来流附面层厚度较小时,射流将穿透附面层,从而减弱了其使控制效果,这与外流中研究结果[15,16]相同。而相同射流参数下,附面层厚度的增加减弱了射流穿透力,旋涡对栅内损失的影响增强。

4 结论

开展了不同附面层厚度和湍流强度的来流条件对某高速扩压叶栅内部流动及端壁射流旋涡控制效果的影响研究,详细探讨了其作用机制,主要得出了以下结论。

(1)与来流湍流强度相比,进口附面层厚度对栅内流动和损失特性的影响更大,随着其厚度的增加,栅内二次流动增强,损失增大,来流湍流强度对叶栅气动性能的影响减弱;而由于射流穿透力的下降,旋涡控制栅内流动的效果增强。

(2)在较薄的来流附面层条件下,湍流强度的增加将有效减弱角区低能流体的堆积,此时采用射流进一步减小角区损失的效果有限,甚至会由于上洗区的附加损失而使得总损失增加。