环帆伞稳降阶段织物透气性影响数值模拟

为研究织物透气性对降落伞气动性能的影响,将织物的透气性能用Ergun公式描述,建立了含织物透气性能附加源项影响的新型流场动量控制方程,对上述方程进行了数值求解,并和无织物透气性影响的传统模型的数值结果进行了对比。数值结果表明,新型流场动量方程能够得到织物透流速度,该速度明显低于周围有孔出流速度和绕流速度。伞衣尾部存在紧贴伞衣织物的第一尾涡区和尾部中心旋涡对组成的第二尾涡区,织物透气性使第一尾涡区变长,螺旋点增多,旋涡分布更均匀对称,而第二尾涡区尺寸则变小,整个尾涡区变短变窄,提高了伞衣的稳定性。其次,织物透气性使伞衣内侧压力有所降低,外侧负压有所升高,沿伞衣径向压差系数减小,阻力系数小于非透气性伞衣,更接近空投试验结果,该模型可以提高透气性伞衣流场计算的准确性。     

环片数量对环帆伞气动性能的影响

为探究环片数量对环帆伞气动性能的影响,文章基于 CFD方法对某环帆伞流场开展了定常三维数值模拟,采用有限体积法求解不可压缩 Navier-Stokes控制方程来模拟外部流场,获得了该伞的气动参数与绕流流场分布。通过数值结果与空投试验结果对比,验证了数值方法的准确性。在不改变伞衣名义面积和环帆高度比的前提下,分别针对定结构透气量和变结构透气量开展了环片数量对气动性能的影响研究,结果表明:定结构透气性下,环片数量对伞衣阻力性能和气动静稳定性的影响很小;变结构透气性下,环片数量通过影响透气量、尾涡分布等因素进一步影响环帆伞稳定性。上述结果对环帆伞的设计有一定参考意义。     

平流层飞艇尾部形状对气动阻力的影响

为了研究平流层飞艇尾部动量边界层厚度与尾涡结构,应用LES(大涡模拟)方法计算了零攻角工况下飞艇绕流场,并对LOTTE和M-LOTTE两种飞艇进行了对比分析.采用Q分布和涡量描述回转体尾涡结构,根据Q分布可以确定M-LOTTE飞艇较LOTTE飞艇尾部分离区显著减小;并分析了回转体的轴对称曲面动量边界层厚度对飞艇气动阻力的影响,随着飞艇尾部厚度逐渐减小,动量边界层厚度逐渐增大,M-LOTTE飞艇尾部动量边界层厚度明显小于LOTTE飞艇.飞艇尾部动量边界层厚度分布说明了M-LOTTE飞艇的总阻力系数较LOTTE飞艇降低17.2%的原因,同时也表明飞艇尾部形状对飞艇气动阻力影响较大.      

高速压气机叶栅旋涡结构及其流动损失研究

为揭示高亚声速来流条件下压气机叶栅内部流动特性,对高速压气机叶栅通道内旋涡结构和流动损失的产生与演变规律进行研究。首先建立了数值仿真模型并用实验验证,然后详细研究了叶栅通道内主要旋涡结构、拓扑规律和旋涡模型,最后分析了叶栅通道内流动损失与旋涡结构的内在联系。高速压气机叶栅通道内主要存在马蹄涡、端壁展向涡、通道涡、壁角涡、壁面涡、集中脱落涡和尾缘脱落涡7个集中涡系,通道涡由端壁来流附面层中发展而来,是角区复杂旋涡结构的主要诱因;攻角由0°增大为4°,通道涡的涡核更早地脱落端壁附面层向角区发展,但对角区流动的影响减弱,叶片尾缘未形成明显的集中脱落涡。伴随着集中脱落涡的消失,叶栅固壁面拓扑结构中,叶片尾缘吸力面上没有出现与集中脱落涡对应的分离螺旋点,并且与叶中脱落涡层相对应的分离线和再附线消失,尾缘脱落涡仅包含近端区的一个分支。由总压损失沿流向和展向的变化规律,叶栅通道流动损失主要来源于角区复杂旋涡结构引起的强剪切作用,近端壁区的总压损失与角区主要涡系结构的生成和发展密切相关;攻角由0°增大至4°,角区旋涡的影响能力变弱,近端区流动损失减小,与叶中部位总压损失的差异缩小。     

降落伞充气过程中伞衣外形及流场变化研究

根据降落伞的结构和其在充气过程中的受力特性,以某平面圆形伞为原型,建立了伞衣充气过程中的计算流体力学与结构动力学耦合模型。并采用七孔探针对充满状态的绕流流场进行了定量测量,将该状态的试验结果和计算结果进行对比分析,二者的拓扑结构非常相似,压差系数也相差不大,因此所采用的数学模型是可靠的。在此基础上,对整个充气阶段的流场进行了数值模拟和分析,以详细了解降落伞整个开伞过程中伞衣外形变化及伞衣内外流场的变化情况。研究结果表明:①在初始充气阶段,伞衣展开部分外形基本保持较光滑的直筒形状,而非喇叭形。在主充气阶段:空气首先在伞衣顶部聚集,使伞衣顶部膨胀,然后膨胀部分向伞衣底边扩展,直到伞衣完全张满。②当伞顶孔被气流冲开后,伞衣的结构透气性对流场会产生显著影响。但从内外压力系数的变化来看,透气性对伞衣内滞止压力的影响较小,对伞衣外流场结构的影响较大,从而对伞衣外表面的压力影响较大。③对于此类有伞顶孔的平面圆形伞,当伞衣充气张开后,伞衣尾部出现气流分离,在一个漩涡区内形成两个相反旋转方向的漩涡。且随着伞衣直径扩张,分离区扩大,主流对漩涡区的剪切面积增大,因此漩涡区两个漩涡中外侧的一个漩涡增大,内侧漩涡被挤压至离伞顶更近的区...     

MVG控制斜激波/湍流边界层干涉的大涡模拟

采用浸没边界法(IBM)对带有微型涡发生器(MVG)控制器的激波/湍流边界层干涉流动进行了大涡模拟(LES)。以来流马赫数为2.3的斜激波(由平板上方8°楔产生)为基本流动入射平板湍流边界层,通过在干涉区前布置MVG阵列来控制激波诱导的边界层分离。采用浸没边界法处理MVG的复杂几何,分析了MVG尾迹区平均流速度剖面,雷诺应力,瞬态旋涡结构。结果表明:时均流场显示MVG尾迹区存在一对对转的主流向涡,流向涡加剧了边界内的动量交换从而增加了边界层抗分离能力,而瞬态流场则反映出MVG尾迹区的剪切层由于Kelvin-Helmholtz(K-H)不稳定性会卷起为一列展向旋涡。     

Pω增强型k-ω湍流模型在三角翼旋涡流动的应用

在三角翼旋涡绕流数值模拟中,标准 Wilcox k-ω湍流模型生成项未考虑旋度的影响而导致预测的旋涡强度较弱。通过引入探测因子区分剪切层和涡核,在旋涡流动的高旋度区域增加ω方程生成项的方法,基于结构化网格上的 RANS 求解器,加入了 Pω增强型 k-ω湍流模型,对绕尖前缘三角翼亚声速和跨声速旋涡流场进行了数值模拟。计算结果与 NASA 的 NTF 风洞和 DLR 的 DNW-TWG 风洞试验数据进行了对比分析,结果表明：不论在亚声速还是跨声速自由来流条件下,Pω增强型 k-ω湍流模型计算的压力分布、涡破裂位置均与试验数据吻合良好,准确地预测出了三角翼上翼面的主涡、二次涡结构,特别是跨声速条件下激波干扰导致的涡破裂的临界迎角及涡破裂位置,表明 Pω增强型 k-ω湍流模型在绕三角翼旋涡流动数值模拟中具有良好的适用性。     

三角翼大迎角绕流特性数值模拟的网格处理技术研究

研究网格对三角翼大迎角绕流特性数值模拟的影响.结果表明,网格的生成需要结合流动现象,对网格拓扑结构和网格点分布进行选择与搭配.C-H型网格适宜模拟尖前缘分离涡流态,法向网格在一定范围内应等距增长,沿流向逆压梯度较大的区域内适当增加网格点,尾迹区网格则应做上翘处理.Euler方程具有模拟三角翼旋涡及预测涡破裂特性的能力,但对二次涡等粘性引起的流动细节把握能力不足.利用层流假设的N-S方程,通过合适的网格,也可得到满意的计算结果,但对涡破裂后的强烈非定常湍流流动模拟能力不足.采用旋涡螺旋度可准确反映主涡与二次涡流动,描述旋涡的破裂现象.用轴向速度迅速减小并小于来流速度的点作为涡破裂判据似应更合理.     

驻涡燃烧室驻涡区涡系特点数值模拟

为深入了解驻涡燃烧室凹腔内流场的涡系分布特性,采用FLUENT对不同驻涡区前进口堵塞比和不同燃烧室入口速度的驻涡区流场进行计算,分析典型截面压力场和流线图,研究驻涡区涡系特点.结果表明:不同纵截面旋涡特点不同,主流被联焰板堵塞的凹腔纵截面只有主涡,为稳定点火和火焰稳定提供条件;不同横截面的旋涡差别较大,离驻涡区前壁越远的截面涡心距越大,贴近前壁和后壁的截面均无旋涡;燃烧室入口速度对轴向中间截面的旋涡结构无影响,而前进口堵塞比对旋涡结构影响较大.     

扩压器流场分离的涡控技术研究

 大扩张角扩压器流场分离将严重影响扩压器性能和出口流场分布的均匀性。研究采用涡控技术抑制扩压流场的分离,其涡控方案是在扩压壁面设计“涡穴”,在气流流动时产生旋涡,“涡穴”内的旋涡与扩压流场相互作用,改变了扩压流场中的速度分布,增加了附面层内的动量,从而抑制了分离的形成。研究了“涡穴”几何尺寸对抑制效果的影响。试验证明:在合适的“涡穴”设计下,“涡穴”旋涡具有明显的抑制分离的作用,并以流场参数的测定分析了涡控机理。     

横流中喷雾掺混流场结构研究

为了获得有限空间内喷雾在横流影响下的掺混发展及机理,应用PIV系统测量了单个旋流雾化喷嘴产生的喷雾在横流中的掺混流场,实验在矩形通道内实施。获得了3种喷嘴入射角度和3种液气动量比下的掺混截面流场结构。结果表明,由于射流撞击、剪切和壁面约束作用,流场中形成前缘涡和反旋涡对,反旋涡对对掺混起了主要作用。比较不同喷嘴入射角度和液气动量比下的流场结构发现,随喷雾入射角度减小,两相作用提前发生,且反旋涡对尺度小,更利于掺混均匀;随液气动量比减小,气相作用增强,旋涡强度和尺度变小,更小的涡尺度更利于液滴均匀分布。     

涡方法分析并列圆柱的旋涡脱落现象

利用快速离散涡方法及流场可视化技术分析二维粘性不可压缩均匀流中并列圆柱体的旋涡脱落现象，识别作用在圆柱上的气动力及旋涡脱落频率。使用边界元方法及引入一个新颖的涡量边界条件计算表面涡量，利用系数影响矩阵技术获得无网格方法，采用自适应快速多极子算法快速计算涡元速度。数值算例再现了不同间距并列圆柱体的同步同相旋涡脱落、同步反相旋涡脱落、尾流的不对称性及间隙流的半稳定性等现象，数值结果与早期实验结果吻合得很好。     

粒子图像技术测量带尾缘吹气静子尾迹特征

采用粒子图像测试技术(PIV Particle Image Velocimetry)和热线相结合的方法,对静子尾缘有无吹气条件下尾迹区流场进行测量,得到了不同尾部吹气量下的静子尾迹区的流场,通过测量得到了尾迹区的流动显示、速度矢量图和涡量图,并根据无动量亏损厚度确定了纯尾迹、弱尾迹、无动量亏损尾迹和射流四种尾迹流动特征。同时对PIV测试结果和热线测试结果进行了对比,两个实验结果比较吻合,验证了PIV实验的准确性,实验结果认为无动量亏损尾迹区与纯尾迹流动相比具有速度周向变化小和脉动小等特点。     

低雷诺数下压气机的二次流旋涡结构

为了探究高空低雷诺数条件下跨声速压气机的流动规律,对NASA Rotor37进行单通道数值模拟,探索其在低雷诺数进气条件下二次流的旋涡结构.研究发现:马蹄涡压力面分支诱发压力面角区诱导涡,壁角涡形成了顺流和逆流的两段式结构,脱落涡由叶根角区发展起来后不断从尾缘脱落,泄漏涡近失速点仅局部破裂不是失稳触发的主要原因.通道中的激波系诱发了吸力面和压力面的两个径向涡,压力面径向涡构成闭合的气泡式分离,吸力面径向涡在叶顶的破碎诱导产生分离涡,触发了低雷诺数下压气机的失稳.流场旋涡结构由马蹄涡、壁角涡、径向涡、泄漏涡、分离涡、脱落涡6个大尺度旋涡以及其他小尺度旋涡组成.      

平面突扩管道中的湍流流动及预混燃烧计算

应用随机涡法(Random Vortex Method)对平面后台阶突扩管道中的湍流流动及预混燃烧过程进行了数值计算。与平均流场所显示的气流结构不同,瞬时流场表现出大尺度的多涡结构。由于这些大尺度旋涡之间的相互作用,回流区长度在平均值附近发生拟周期性变化。预混燃烧计算结果表明,大尺度旋涡对火焰面在流场中的分布有重要影响。     

直升机/舰船耦合流场的数值模拟

发展了一套基于雷诺平均Navier-Stokes(RANS)方程的直升机/舰船耦合流场数值模拟方法,采用ROEMUSCL格式对交接面通量进行重构,并采用k-ε湍流模型以提高对涡流场的捕捉精度,直升机旋翼等旋转部件的模拟使用动量源模型。然后,以具有典型驱护舰结构的LPD-17及ROBIN直升机的组合为研究对象,从涡量场、速度场及压力场等方面分析了直升机、舰船耦合情形下的流场特征。研究表明,当来流速度V_∞≥4m/s时,舰船流场进入雷诺数自准区,流场速度无因次化量基本保持不变;直升机着舰时,旋翼会与舰船艉部的涡回流区以及甲板两侧的舷涡发生较强的"涡-涡干扰",在上述干扰以及舰面效应的共同作用下,旋翼拉力产生显著的振荡,并呈现出先减小、后增大的变化特征;当着舰位置向舰尾移动时,艉部回流区的影响减弱,旋翼拉力振荡幅度相应减小。最后,对全机状态下的耦合流场进行了模拟,结果显示机身和尾桨对舰艉流场的主要结构影响较小,可用旋翼/舰船耦合流场来进行直升机安全着舰分析,这将显著缩短计算时间。     

低雷诺数下二维翼型绕流的流场特性分析

采用高精度有限差分格式,对低雷诺数下二维翼型绕流进行了直接数值模拟,计算了雷诺数为1.0×104,NACA0012翼型0°,4°以及10°攻角下的流场。计算结果表明:在0°和4°攻角条件下,翼型绕流尾迹区的统计特性相似,0°攻角下的统计量值具有很好的对称性;在距翼型尾缘0.3弦长以后的尾迹区,旋涡排列成类似涡街的结构,涡量的极值、压力的极小值都位于旋涡中心,沿着流向,涡量极值的绝对值逐渐减小,压力的极小值逐渐增大。10°攻角下,翼型上表面从前缘开始分离,尾迹区统计分析结果所得图象与0°和4°完全不同,数值上较后者结果大;在翼型尾缘处,涡量的卷吸,高压力区域的形成,是旋涡脱落的条件,正向和反向旋涡的交替脱落,形成了类似涡街的结构。      

湍流燃烧模型对双旋流燃烧室喷雾燃烧的影响

采用数值模拟与试验测量相结合的方法,研究扩展旋涡破碎模型、扩展二阶矩模型和涡团耗散概念模型等三种湍流燃烧模型对双旋流湍流喷雾燃烧流场的影响.在任意曲线坐标系下数值研究双级轴向旋流器环形燃烧室全流程流场,采用粒子图像测速仪测量燃烧流场气流速度分布,热电偶测量燃烧室出口温度分布.计算结果与验证试验数据比较表明:不同湍流燃烧模型对双旋流湍流喷雾燃烧影响较大,所得的回流区形状、速度、温度场以及出口温度分布等都不太相同,其中扩展二阶矩模型所得的结果与试验值符合最好,更适用于模拟双旋流环形燃烧室湍流喷雾燃烧.     

侧风条件下地面涡来源和气动特性的数值研究

为了研究侧风条件下地面涡的涡量源和地面涡的气动特性，选取缩比进气道并对侧风条件下的流场进行了数值模拟。结果表明:90°侧风条件下，尾涡和环境涡量都是地面涡的重要来源，即使不存在环境涡量，尾涡仍然可以单独形成地面涡，尾涡-地面涡流动模型能够很好地解释这一现象。地面涡涡量随来流速度的增加先增大后减小，临界速度比随离地间隙的增大而增大。离地间隙增大一倍，临界速度比增大65%，地面涡涡量峰值减小30%。受到地面涡本身以及流动分离的影响，进气道的总压损失随着来流速度比的减小而增大。      

跨声速压气机转子的二次流旋涡结构

为了明确跨声速轴流压气机内部流场结构,数值模拟了NASA Rotor37转子,结合λ2准则分析流场参数,探索流动的规律和旋涡结构。研究发现,压气机转子的旋涡模型主要由马蹄涡、壁角涡、径向涡、脱落涡、泄漏涡、诱导涡和分离涡等7个旋涡组成。马蹄涡吸力面分支耗散,压力面分支向相邻的吸力面发展。壁角涡与脱落涡位于叶根角区,引起流动损失和角区失速。径向涡位于激波后吸力面的分离区内,它扩大吸力面分离、引起低能流体向叶顶堆积。激波与叶尖泄漏在叶顶通道中形成3涡:泄漏涡、诱导涡和分离涡,而叶栅通道出口存在分离涡和由泄漏涡与诱导涡合成的叶顶通道涡。泄漏涡与诱导涡破碎在流道中间产生的堵塞区,分离涡造成吸力面尾缘的低速区,共同触发跨声速压气机的失稳。