湍流流场（共3篇）
湍流流场 篇1
1 概述
探明安装在高速列车车顶集电装置的空气动力学现象,对于确保其稳定的受流性能和较低的气动噪声是非常重要的。低噪声风洞试验是解决这类问题的一种有效措施,至今已经开展了许多涉及到集电装置的风洞试验。尽管集电装置周围的流动状态受动车组附面层的影响,但是该影响在常规的风洞试验中并没有考虑,有时会导致风洞试验和实车测试结果的不同,在评估受电弓的气动力及气动噪声上产生明显误差。
本文提出了一种模拟新干线列车车顶上湍流发生的风洞试验方法。首先用热线风速计和3端口皮托管测试实车运行中受电弓周围的湍流情况。然后,通过在风洞开口试验段上游设计一组不同外形、不同布置的障碍物,并降低它们自身所产生的气动噪声来模拟风速分布。最后,对比评价障碍物的设置与否对受电弓模型上产生的气动噪声及作用于受电弓模型上的气动力的影响。以下详细介绍实车试验和风洞试验。
2 测量新干线列车车顶上的风向和风速
1999年,森川等人[1]用梳状皮托管测试了新干线列车车顶上的风速分布。那时,列车车顶仅能做到有限的平滑以降低气动噪声,但与最新一代新干线列车相比,仍然存在相当大的不平顺,如较大的受电弓罩以及车辆间的缝隙。而且没有测试实际运行列车受电弓周围的流场。本文通过在最新型的新干线列车车顶上安装热线风速仪来测量风速分布,通过安装在受电弓弓头两侧的3端口皮托管来测量作用于受电弓上的风速。新干线列车的实车测试情况见图1。
2.1 用热线风速仪测量风速
为了研究新干线列车车顶上形成的湍流附面层,采用热线风速仪来测量车顶上的风速分布,如图2所示,锥形传感器分别安装在梳状管道的前端,测量车顶以上100 mm、200 mm、300 mm和400 mm高度的风速。如图1所示,测量第7辆车车顶上集电装置在每个运行方向的迎风风速,传感器分别放置在第7辆车和第8辆车之间的缝隙并朝向第8辆车、第6辆车和第7辆车之间的缝隙并朝向第6辆车。试验过程中列车最高运行速度为300 km/h,对持续匀速运行8 s的采集数据进行评估。然后将每个传感器的车速与风速之间的关系都用线性插值法进行计算,并将其斜率定义为风速的无量纲值。图3给出了试验结果。前车附近风速快,且对后车周围风速有减缓作用。这一现象表明,前车周围的附面层比较薄,随着接近于动车组的后部而逐渐增厚。隧道内风速是隧道外风速的1.2倍～1.3倍。
2.2 使用3端口皮托管测量风速
如图1所示,使用安装在第7辆车受电弓弓头表面的3端口皮托管,迎风测量受电弓表面的风向和风速[2]。图4为安装在受电弓弓头两侧高结构强度的蛇形3端口皮托管, 测量时仅激活迎风侧的那个。因可将3端口皮托管升至合适的位置使得进入其内的流量几乎是二维的,且由接触损耗引起电弧的影响很轻微,故如图4所示,将其安装在主滑板的端部(主辅滑板之间的连接点上)。用安装在受电弓的底座内部的压力表测量每个端口的压力,输出结果传输到车内电脑上,同时记录列车的位置和速度。
首先,将受电弓用拉绳拉到半蹲位置,保持受电弓弓头上表面距离轨面4 800 mm(即列车车顶上方1 200 mm、接触网下方200 mm)。然后测得迎风方向和速度。同时,通过拉绳上的张力计测量作用在受电弓上的升力。图5(a)给出了受电弓升力和列车速度之间的关系,图5(b)给出了受电弓升力和由3端口皮托管测量的迎风速度之间的关系。当用升力与列车运行速度绘图时,它们的关系不太明确(尤其是在隧道内)。相反,当用升力和迎风速度作图时,它们之间关系非常清晰且与风洞试验结果吻合良好。如图6所示,隧道外运行时,作用在受电弓弓头上的迎风速度几乎等于列车运行速度。图5表明,在隧道内测量的受电弓升力取决于迎风速度而不是列车速度。
(转向节朝向背风侧工况)
其次,使用相同的3端口皮托管测量作用在集电装置上受电弓迎风的方向和速度。图6给出了迎风方向及迎风速度与列车速度的比值。各组数据是通过0.5 Hz低通滤波器处理后得出的。隧道外的速度比值几乎为1,这意味着迎风速度几乎等于列车速度。另一方面,隧道内的速度比值增大且随隧道内位置的改变而改变。转向节在迎风时风向稍微向上,逆风时风向稍微向下。但是,风向角能够稳定在±1°。在隧道内运行时,向上和向下的方向略有增加。尽管如此,在隧道的内部和外部,迎风方向仅相差约0.3°。
3 模拟高速列车车顶上流场的风洞试验方法
在高速列车研发过程中研究受电弓气动噪声和作用于其上的气动力时,风洞试验必须确保模拟流动条件尽可能地重现实际运行列车周围的流场。正如在第2节中的论述,虽然湍流附面层随实际高速动车组的长度增加而变厚,而风洞试验段则常会形成较薄附面层的流场。因此,提出一种能够模拟真实新干线列车车顶上湍流的风洞试验方法,并能将此方法用于评估缩比受电弓模型的气动噪声和气动力上。
在以前所开展的研究中[3],通过在风洞试验段上游设置尖劈、粗糙的障碍物来模拟沿地面形成的大气湍流附面层,然后开展列车/车辆在横风下的气动特性研究。除了评估空气动力噪声外,还有必要考虑到以下几个问题:
(1) 由于来流速度必须足够快才足以模拟高速列车湍流,要求尖劈、粗糙的障碍物必须有足够的结构强度;
(2) 障碍物所产生的气动噪声必须远小于测试模型的噪声;
(3) 当用于评估横风气动性能时,相当于缩短了模型与放置在上游的障碍物之间的距离,必须使用更大比例的模型,以确保模型的气动噪声远超过风洞或障碍物产生的背景噪声。
以下提出了一种有效模拟湍流附面层流的试验方法,用于评估气动噪声。
3.1 风速分布模拟
小型低噪声风洞的初步试验表明,通过调整障碍物的形状和布置,可以在风洞试验段内模拟类似风速分布的真实运行列车车顶上的湍流[4]。随后用更大比例的模型在日本铁道综合技术研究所的大型低噪声风洞中开展试验。图7为开口风洞试验段的安装图。风洞喷口处的横截面为宽3 m×高2.5 m。将1/3.15缩比的集电装置模型放置在宽5.5 m×长7 m的支撑台上。用于模拟湍流附面层的障碍物的形状,是在小型风洞试验结果的基础上确定的。尖劈采用等腰三角形,等边上的尖角用近似为半径10 mm圆弧进行圆滑处理。表面上粘贴4 mm厚的无纺布,以减少气动噪声。同时使用了高20 mm的L形扰流板。表1给出了在风洞试验和现场测试中障碍物的安装条件。
图8比较了风洞试验和实车测试的风速分布关系。图8中横坐标表示距列车车顶或支承台上表面的高度。对于风洞试验结果(表1中方案A～方案D),用高度乘以模型比例(1/3.15)的倒数,将其转换为全尺寸值。图8纵坐标是列车速度或来流速度(=150 km/h)的无量纲化比值。当使用大尖劈时(方案B),发现附面层厚度大于实车试验值,但支承台上表面风速相对较小。当使用小尖劈时(方案C),风速分布与新干线老式列车8号车车顶上一致(方案F)。最新型的新干线列车车顶上薄的附面层(方案H)可以通过使用高度为20 mm的L角形扰流板模拟(方案D)。
(图例参考表1)
3.2 气动噪声的评价
采用表1中方案C和方案D的试验方案,模拟真实列车运行湍流附面层,测试集电装置缩比模型的气动噪声。集电装置的模型缩比比例为1/3.15,放置在距离喷口下游4.5 m处,12.7 mm( in)的全方位麦克风被放置在模型一侧7.9 m处(换算全尺寸25 m处)。和前面所讨论的一样,在尖顶圆滑等边尖劈上表面覆盖无纺布。然而尖劈产生的气动噪声仍然过大。如图7所示,将宽3.5 m×高2.7 m的隔声板安装在喷口处全方位麦克风附近。图9给出了350 km/h 时气动噪声的记录比较结果。采取前面所介绍的对策后,障碍物及背景噪声比集电装置模型的气动噪声低7 dB以上,虽然信号的信噪比还较低,但整体而言方案可行。由于即使没有障碍(方案A)时支承台产生的湍流附面层也比模型的尺寸厚,对比试验结果可知,有/无障碍物在大型风洞试验中的气动噪声结果与小型风洞相比,差异不大[4]。
4 作用于受电弓上的气动力评估
基于前面所述的试验结果,针对缩比的集电装置模型(2.2节采用全尺寸)在第3节所描述的障碍物条件下在风洞中测试了气动力。受电弓模型装有相当于全尺寸的受电弓的连接机构,这样便可以采用与2.2节中相同的方式测量升力。表1中的方案A(无障碍物)、方案C(3个等腰三角形高1 000 mm×宽60 mm)、方案D(L形角高20 mm×宽1 593 mm)设置在喷口处。图8给出了支撑台产生的湍流附面层上的风速分布。真实地再现了评估方案D中集电装置入口处的附面层。
受电弓弓头的上表面高度调整到等效于实车升力测试工况下的高度,即距离轨面4 800 mm处(距列车车顶以上1 200 mm处)。配置前述3个障碍物,测试比模型的升力。图10给出了测试结果。绘制升力系数与雷诺数的关系图,以便能够与图5中全尺寸受电弓产生的升力进行比较。选择弓头长度(全尺寸时为0.9 m,缩比时为0.3 m)为特征长度来定义雷诺数,分别采用列车运行速度或风洞的来流速度为特征速度,测量不同速度下的升力。如图10所示,升力系数取决于雷诺数(特征长度固定的条件下,主要取决于速度)。由于升力系数对雷诺数的影响因素在风洞中和现场测试中表现出相同的趋势,所以针对缩比模型所进行的升力测量是有效的。
此外,还开展了风速分布对升力系数的影响研究。方案A(没有障碍)和方案D(L角形高20 mm×宽1 593 mm)的升力系数差异很小,这是因为在这2种方案之间的风速分布的差异也很小。与此相反,当转向节朝向迎风侧时,方案C(3个等腰三角形高1 000 mm×宽60 mm)的升力系数大幅下降。同样的趋势也出现在当转向节朝向背风侧时。然而,当转向节朝向迎风侧时,方案A和方案C的差异并不像转向节朝向背风侧时那样大。
当转向节朝向迎风侧时,在模拟真实运行列车车顶上湍流流场的方案D中,产生的升力系数最接近于实车测试值。但是,当转向节朝向背风侧时,实车试验中获得的升力系数大于风洞测试值。
从上述结果中可以看出,受电弓升力受风洞中支撑台上形成的附面层分布的影响。为了详细地确认这一点,对垂直方向上的受电弓弓头处折叠在里面的绝缘罩中心的风速分布进行了测量。在这项研究中,只讨论朝向迎风侧的转向节在不同障碍物之间升力系数结果差异较大的测量结果。图11中的横轴是风速对来流速度(=150 km/h)的无量纲值,纵轴表示换算为全尺寸值时距支撑台上表面的高度。在图例中的“y”表示轨道纵向轴线上距离受电弓模型中心的垂直距离。当尖劈放置在喷口处,绝缘罩的附面层厚度增加(受电弓周围的风速降低),垂直方向上的速度梯度与无障碍物的方案不同。风速分布的差异引起受电弓升力的差异。
因此,受电弓升力主要受附面层分布的影响。为了在风洞试验中准确评估升力,宜采用本文提出的风洞试验方法,尽可能真实地模拟列车车顶的风速分布。
(受电弓弓头位于上游的工况)
5 结束语
本文提出了一种用于模拟高速列车车顶湍流的风洞试验方法,同时研究了与真实运行新干线列车条件相似的作用在受电弓模型上的气动噪声和气动力,得出以下主要结论:
(1) 用热线风速仪测量了实际运行工况下新干线列车车顶上的风速分布。风速在前车附近普遍较快,后车周围放缓。隧道内风速是隧道外风速的1.2倍～1.3倍。
(2) 用安装在受电弓弓头表面上的3端口皮托管测量作用在受电弓上的风向和风速。试验表明,受电弓升力取决于列车运行速度,而不是迎风风速。转向节朝向迎风方向时风向稍微向上,转向节朝向背风方向时稍向下。
(3) 真实运行列车车顶湍流的风速分布可以通过调整障碍物的形状和布置在风洞试验段模拟,如在喷口处放置尖劈或L角形的扰流板。在障碍物和麦克风之间安装隔声板,可用来评估在实际列车相同的流动条件下,受电弓产生的气动噪声。
(4) 搭建了缩比尺寸的集电装置模型,并在风洞中用上述障碍物对其进行测试。结果表明,受电弓升力主要受附面层分布的影响。
参考文献
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湍流流场 篇2
三维超声速隔离段湍流内流场旋涡结构的数值模拟
从基于雷诺平均的N-S方程出发,采用有限体积方法离散控制方程,数值模拟了三维超声速隔离段湍流内流场.计算中采用了二阶OC-TVD差分格式、LU隐式算法和Baldwin-Lomax代数湍流模型.数值结果与实验做了对比,并结合隔离段中的激波串结构分析了其横截面上旋涡结构的发展过程及不同外形条件下旋涡的不同结构.计算结果表明采用本文发展的方法模拟隔离段湍流流场是可行的`,截面为正方形与长方形的隔离段内的涡旋结构截然不同.
作 者：范晓樯 李桦 丁猛 作者单位：国防科技大学航天与材料工程学院,刊 名：国防科技大学学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF NATIONAL UNIVERSITY OF DEFENSE TECHNOLOGY年，卷(期)：23(6)分类号：V211.4关键词：隔离段 有限体积方法 激波串 旋涡
湍流流场 篇3
轴流泵的显著特点是流量大,扬程低,在农田灌溉、水利建设、电站建设、工业用水等方面具有广泛的应用。由于轴流泵内部流动是十分复杂的三维非定常湍流,国内外学者对轴流泵的研究大都集中在常规转速轴流泵的性能预测和内部流场分析[1,2,3,4,5,6,7]。然而,当前泵设计中的一个重要问题是在可能的条件下尽量提高转速,轴流泵设计也是如此,对于高转速轴流泵性能的探索,国内外可参考的文献较少,本文自行设计了一转速为2 900 r/min的轴流式模型泵并采用数值模拟方法对其进行了性能预测和内部流场分析,探索高转速轴流泵的运行特性。
1 模型泵的设计及结构参数
分别采用升力系数法和流线法对轴流泵叶轮和导叶进行设计,表1为模型泵设计参数及主要水力几何参数。图1为叶片木模图,图2为导叶木模图,结构形式为立式。
2 数值计算过程与结果分析
2.1 数值计算过程
轴流泵内部流场数值模拟应用ANSYS CFX 11.0商用软件,离散格式采用基于有限元的有限体积法,对流项采用CFX中的高分辨率格式(High resolution)其他项采用中心差分格式。由于轴流泵内部流动是充分发展的湍流,因此湍流模型采用ANSYS CFX 11.0中的k-ε模型,控制方程采用旋转坐标系下的定常不可压RANS方程:
为更好的预估高转速轴流泵的性能,详细的了解高转速轴流泵内部流动情况,计算区域包括轴流泵的进口延伸段、进水喇叭口、叶轮、导叶、出水弯管、出口延伸段组成的整体。考虑到计算区域的复杂性,采用ICEM CFD分别对各部分进行非结构网格划分,然后采用GGI(General Grid Interface)网格拼接技术进行耦合。为了捕捉叶轮区流场的细节信息,对叶轮区域网格进行局部加密。采用多重参考系模型(MFR)处理动静交界面,用以保证动静交界面的数据交换。
计算中,泵段入口边界条件设为速度进口,并且给定湍动能和湍动耗散率的值,泵段出口边界条件类型为Outlet,给定出口平均静压ps。所有真实壁面均采用无滑移边界条件(No Slip),近壁区采用壁面函数法进行处理,本文采用可伸缩壁面函数(Scalable Wall Function)。
2.2 数值计算结果及分析
2.2.1 性能预测结果
为了进行性能预估,计算了从小流量到大流量的多个不同工况点,进口取压断面设置在距离叶轮进口2倍进口管径处,出口取压断面设置在距离出口弯管2倍叶轮直径处。最小流量为49.5 m3/h,当流量继续减小时,计算很难收敛。根据CFX提供的质量加权功能及力矩报告功能,分别得到泵进出口总压和叶轮对旋转轴的力矩,根据扬程及效率的定义对模型泵进行性能预测。
图3和图4是在设计转速2 900 r/min时模型泵的预测性能曲线。从图3和图4看出,泵的最佳工况qv=63 m3/h,H=4.5 m,ηmax=70.36%,出现在70%设计流量处,与设计工况有所偏差。叶轮扬程和效率与泵的扬程和效率变化趋势一致,值偏高。高转速轴流泵性能曲线变化规律与常规转速轴流泵整体趋势一致,但也存在很多不同点:由于转速比较高,轴功率随流量变化缓慢;泵效率以及叶轮效率曲线在最优工况附近比较平坦,高效区都比较宽,尤其是叶轮段,从运行高效区的角度来看,也说明入口段和导叶体段的整体性能有待进一步优化,以达到最佳效果。泵的必需气蚀余量曲线在小流量区变化较大,小流量时抗气蚀性能较差,随着流量的增大临界气蚀余量减小,且变化平缓,气蚀性能稳定。然而,对于高转速轴流泵的实际性能还需要进一步的实验予以验证。
2.2.2 计算流场分析
对最优工况下的数值模拟计算结果进行分析,主要分析叶轮叶片速度场压力场,探索高转速轴流泵叶轮内部流动的主要特点。
(1)叶片表面压力分布。
图5所示为叶片压力面和吸力面的压力云图,从图5(a)可以看出,叶片压力面等值线稀疏,基本上沿圆周方向分布,无论沿半径方向还是圆周方向,压力梯度都比较小,在进口边靠近轮毂侧存在范围不大的径向流动。从图5(b)可以看出,叶片吸力面等值线沿径向分布,与旋转轴为中心的圆柱面垂直,在叶轮进口的外缘处,有一个明显的低压区,这也是最容易发生汽蚀的位置,是汽蚀危险区。
整体上来说,叶片压力面上的压力明显大于吸力面上的压力,在叶片头部压力等值线较密,压力梯度大,除了叶片头部区域外,压力从进口到出口逐渐升高,但压力面上的压强增加平缓,吸力面上的压强增加较快,压力面与吸力面的压差逐渐减少。
(2)叶片表面速度分布。
图6所示为叶片表面速度云图,从叶轮进口到叶轮出口,速度等值线基本沿流线方向分布,这与轴流泵圆柱面间液流互不相关假定理论相符。在叶片表面的相应区域,吸力面的速度明显大于压力面,而沿半径方向,压力面的速度梯度要大于吸力面。从图6(b)可以看到,在叶片吸力面的进口轮缘处,速度较大。
综合图5、6,叶轮压力面靠近轮缘处的速度和压力明显高于其他区域,这主要是因为轮缘处翼型较长,轮缘处叶片对水流做功比较多。叶片吸力面轮缘进口边的低压高速区则主要是因为轮缘进口的相对速度较大。
3 优化设计思路
通过对高转速轴流泵流场分析可知,从轮毂到轮缘叶轮叶片头部的速度场和压力场分布均不是很理想,因此应主要对各断面叶片的头部区域型线做一定的修改,从而改善进口边的压力分布和速度分布,提高水泵的扬程和效率,改善叶轮的汽蚀性能。通过对轴流泵内部流场分析和泵性能预测,并根据流场分析结果对叶片进行反复修改以及再设计,最终达到较为理想的效果。
4 结 论
通过对自行设计模型泵进行性能预测及流场分析,发现高转速轴流泵的运行特点:
(1)在设计工况点的扬程偏低;在最优工况点附近高效区较宽,而普通轴流泵效率曲线比较尖,高效区狭窄。
(2)必需汽蚀余量随着流量的增加而降低,设计工况附近汽蚀余量曲线平坦,泵抗汽蚀性能稳定。
(3)叶轮进口边流场分布不理想,压力面进口区存在小范围径向流动,极易在叶片表面引起液道涡;进口轮缘处压力低,容易发生汽蚀。对于高转速轴流泵综合性能的提高,还需要从设计方法、翼型的选择以及实验验证多方面进一步研究探索。
参考文献
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