跨音速压气机中的涡结构与失速机理分析

将一种新的涡识别方法应用于压气机流场的分析.该方法采用应变率张量和旋转张量的第四不变量,具有在识别流场中涡的存在的同时,分析该处涡处于拉伸(生成)或松弛(溃灭)状态的能力.通过将该方法与传统的动压头和流线、速度矢量等分析方法的结合,本文对所研究的跨音速压气机的失速过程进行了分析和讨论.     

粗糙带起始位置对旋成体绕流过临界雷诺数模拟效果的影响

使用低速闭口风洞,对头部带有确定人工扰动的尖拱型旋成体,在模型两侧θ=±52.5°粘贴条状粗糙带的条件下,粗糙带的轴向起始位置在x/d=0.75之前变化,固定迎角为40°,在雷诺数ReD=0.67～9.4×105变化范围内,通过表面测压研究粗糙带起始位置对模拟过临界Re数下旋成体绕流的影响.结果表明大迎角下,人工转捩带的轴向起始位置会影响到头部部分截面的压力分布,但对后体的影响很小.粗糙带的起始位置越靠后,所受影响的轴向位置越远.通过分析得出粗糙带起始位置与受影响的轴向位置x/D之间的关系曲线,由此确定模拟过临界雷诺数下流动时合适的粗糙带起始位置.     

边条翼布局双垂尾抖振的数值模拟

对边条翼布局的双垂尾抖振进行了较为深入的数值模拟研究。模拟来流马赫数为0.2,迎角为10°~40°。通过非定常Euler方程计算各迎角下的非定常流场及垂尾根部弯矩系数。并将随时间脉动的根部弯矩系数进行计算得到根部弯矩系数均方根值,从而得出根部弯矩响应大小随迎角的变化曲线。结合流场特性对该布局双垂尾抖振的发生机理及抖振响应随迎角的变化规律作了深入分析。结果表明:该边条翼布局双垂尾抖振主要是由于边条破裂涡作用在垂尾上的脉动载荷引起的。最后,将垂尾根部弯矩响应的计算结果与该模型双垂尾抖振的风洞实验结果作了比较,结果符合得较好。     

混合式CRP偏转工况水动力和空泡性能试验研究

为了探究混合式CRP (混合式对转桨吊舱推进器)偏转工况下的水动力性能,在空泡水筒中开展了混合式CRP推进器偏转工况下的敞水试验和空泡试验。在其吊舱推进器偏转0°,±5°,±10°下测量了前、后桨的推力和扭矩,并对前后桨的空泡形态进行了观测。试验结果表明:前桨的推力、扭矩系数及空泡形态基本不受吊舱推进器偏转影响;后桨推力系数和扭矩系数随着偏转角度的增加而增加。偏转工况下,前桨的毂涡和梢涡会下泄至后桨桨叶,引起后桨叶面上产生大量空泡;在不同周向位置,后桨的空泡面积不同;后桨尾涡强度在吊舱体两侧呈现出差异性,较强的前桨尾涡会将较弱的后桨尾涡卷入,前后桨尾涡强度相当时,尾涡轨迹发生紊乱。     

空腔流动的拉格朗日涡动力学分析

空腔流动中包含着丰富的涡结构相关物理现象,开展空腔流动中的涡动力学分析能够为相应的流动控制和降噪提供理论依据。采用直接数值模拟获得开式空腔流动的高精度流场数据,用拉格朗日拟序结构识别流场中的涡结构,并结合Q 判据和涡量通量分析,对空腔中涡的生成、脱落、对流以及撞击破裂过程展开研究,分析其动力学特性。结果表明:在一个流动周期内,拉格朗日拟序结构的卷起与脱离伴随着前缘涡的生成与脱落,向下游发展;拉格朗日拟序结构在后缘点的破裂伴随着Q 与涡的破裂;空腔内部的主涡则在整个流动周期内都维持相对稳定状态。     

轴流压气机插板式进气畸变数值仿真

以航空发动机稳定性评价体系中常用的插板实验为背景,分别进行低速、高亚声速、跨声速轴流压气机与插板畸变发生器的耦合数值仿真,研究插板畸变条件下压气机的流场特性以及不同类型压气机在插板畸变影响下的失速起始机制。研究发现:转子进口截面的周向流动是影响低速压气机稳定边界的主要因素;插板角涡对转子叶顶泄漏涡的扰动是影响高亚声速压气机稳定边界的重要原因;畸变气流影响下的叶片通道内激波强度和位置的变化是影响跨声速压气机稳定边界的关键因素。      

进口流量对无管式减涡器流阻特性影响研究

为分析进口流量对压气机引气系统无管式减涡器压力损失的影响及无管式减涡器减阻效果,采用数值模拟与试验研究相结合的方法对无管式减涡器开展研究,并与直喷嘴模型进行了对比。模型试验验证了数值模拟方法的可靠性,通过数值模拟,建立了无管式减涡器流阻特性"S"形曲线三分区模型,分析了无管式减涡器各截面间压力损失及其占比随无量纲质量流量变化规律。在计算流量范围内,与直喷嘴模型相比,无管式减涡器平均可降低压气机引气系统压力损失约45.9%。在第二拐点处,共转盘腔内压力损失降低了96.44%,此时无管式减涡器减阻效果最佳,较直喷嘴模型压力损失降低了73.44%。     

局部等厚度的共翼型舵对潜艇尾流场优化效果研究

潜艇桨盘面伴流的不均匀性是影响螺旋桨在工作时产生振动和噪声的关键因素,潜艇指挥台围壳和尾舵产生的马蹄涡是导致桨盘面伴流不均匀性的重要原因。为了抑制尾舵处形成的马蹄涡,设计了一种局部等厚度的共翼型舵,通过数值模拟研究了其对尾流场不均匀性的改善效果。结果表明,局部等厚舵可以使尾流场相比非共翼型舵不均匀度下降40%以上,并且在相同舵角下舵力显著增大;安装局部等厚舵的同时在围壳处安装消涡片可以使不均匀度下降60%以上;减小局部等厚舵的最大厚度和增大首部曲率都可以进一步改善尾流场,且舵力不受损失。局部等厚舵形式简单,对尾流场和舵力改善效果显著。     

腔室型旋流发生器的设计与仿真研究

为了模拟旋流畸变对压气机性能和稳定性的影响,设计了一套腔室型旋流发生器,通过灵活改变腔室几何构形来形成不同类型和强度的旋流,利用先进的CFD数值模拟方法开展了旋流器流场特征的研究并对旋流畸变指标进行了详细分析。结果表明,腔室型旋流发生器能够产生不同强度的整体涡和对涡旋流,气动交界面处整体涡最大旋流角可以达到65.8°,对涡最大旋流角可以达到58.2°;在压气机进口截面,近壁面处旋流强度最大,整体涡可达43.5,对涡可达9.26;整体涡主要影响叶尖流场,对涡主要影响叶尖和叶根的流场。随着流量的增加,旋流器总压恢复系数降低,整体涡强度增加,对涡强度降低。     

航空发动机两级反向旋流燃烧室燃烧流场大涡模拟研究

为深入了解真实航空发动机内燃烧流场,采用动态亚网格模型结合单步快速化学反应(FC)、火焰面(FLM)及反应进度变量(FPV)等三种燃烧模型对径向两级反向旋流燃烧室单头部构型进行了大涡模拟。为避免模型简化误差,对燃烧室包括全部气膜冷却孔在内的精细结构进行了完全仿真。在已达到统计定常状态的冷态流场基础上首先模拟了燃料喷注和掺混过程,约2.6ms后燃料到达真实的点火位置,随后采用FPV模型在半径3mm的球形区域数值模拟了点火,展示了在主燃孔横向射流作用下初始火焰沿化学恰当比混合分数等值线传播并充满整个火焰筒的发展过程,结果显示火焰到达燃烧室出口的耗时约为6～7ms。不同模型算法预测的平均温度场与CARS测量结果作了对比,LES-FPV,RANS-FPV,LES-FLM以及参考文献中RANS-FLM计算平均误差分别为3.47%,4.17%,7.76%和11.22%,表明LES改进了模拟精度,且FPV模型显著优于FLM模型。RANS-FPV预测的出口存在严重热斑,导致其给出的出口温度分布因子(OTDF)及最大径向温度分布因子(RTDF)值分别达到0.593和0.313;LES-FPV结果均匀性最好,其预测值分别为0.284和0.193。