流動分離與控制

1、流動分離與控制姓名： 學號：授課教師： 教授南京航空航天大學1、通過理論分析說明流動分離產(chǎn)生的必要條件？試分析二維流動分離與三維流動分離有何本質(zhì)差別？（20分）產(chǎn)生邊界層分離的必要條件有兩個：一是物面附近的流動區(qū)域中存在逆壓梯度；二是流體的粘性，二者缺一不可。對于壁面邊界層，如果沿主流方向存在逆壓梯度，在邊界層外的主流能以減少動能即減慢速度來提高壓強。但在邊界層內(nèi)，流動由于受粘性阻滯已經(jīng)失去了部分動能，所以在逆壓梯度作用下，假定沿壁面法向壓力梯度為零，則靠近內(nèi)層的流動速度減小的比例要比外層更大，結(jié)果其速度型沿流動方向變得越來越瘦。圖1-1就是表示在逆壓梯度下邊界層速度型變化示意圖。Separa

2、tion Point圖1-1逆壓梯度下二維邊界層發(fā)展和形成流動分離示意圖與此同時，壁面上的摩擦應力也隨著逆壓梯度的增加而減少。當該壓力梯度足夠大時，鄰近壁面附近的流動依靠其動能已不足以來提高所需要的壓強，這時就會形成靠近壁面附近的流體反向流動而遠離壁面的主流仍按原方向流動的現(xiàn)象，壁面上出現(xiàn)分離點S。在分離點S處，法向速度梯度，即壁面摩擦壓力。所以人們將或壁面摩擦力作為判斷二維層流分離的準則。顯然，分離后的邊界層厚度不再保持薄的狀態(tài)。上述討論中可以清楚地看到形成流動分離的必要條件是粘性作用和流動中有足夠的逆壓梯度。理論上，三維流動分離形成的機理與二維分離相同，都是由于流場中存在逆壓梯度并作用于有

3、粘性阻滯的邊界層造成的。但判斷三維分離的準則要比二維復雜得多。因為在三維邊界層中，若在某個方向上存在逆壓梯度，即使沿該方向的摩擦應力為零，由于邊界層內(nèi)的流體還可以沿其它方向流去，這時邊界層仍然可以保持附著而不分離。所以不能將摩擦應力為零的二維分離判據(jù)簡單地推廣應用到三維邊界層中。為此，許多學者為建立三維流動分離判別模式進行了廣泛深入的研究。2、分析三維流動中鞍點形成的原因，并說明從鞍點發(fā)出的一條線是三維流動分離線的機理。（20分）答：鞍點形成的原因如果物面上某點P(x,y)處的txw=tyw=0，則P點就是摩擦力線方程的奇點或是臨界點。為了解摩擦力線在臨界點P附近的性狀，可將txw(x,y)和

4、tyw(x,y)在P點處按臺勞級數(shù)展開且僅取到一次項。此外，為不失一般性，可將坐標原點o移至P點，則摩擦力線方程可簡化為：（2.1）其中下標“o”是指在臨界點處（原點）的導數(shù)值。由常微分方程相平面分析理論可知，該方程所確定臨界點附近摩擦力線形狀的類型完全取決于它的特征方程根性質(zhì)，即取決于特征方向中的系數(shù)p和q： （2.2）即：（2.3） （2.4）實際上，導數(shù)p和q是物面上摩擦應力向量場中臨界點處的散度和雅可比矩陣。方程（2.3）的特征根為：，其根的判別式：。這樣，在x,y相平面上，由方程（2.1）所確定的積分曲線族是：（2.5）其中，a1、a2、b1、b2為常數(shù)，C1、C2是任意積分常數(shù)。在

5、相平面上這樣確定的積分曲線稱為軌線，其指向是沿著參數(shù)t增加的方向。在物面上可能存在不同形式的摩擦應力量分布，這樣就可得到不同p和q值。所以由特征方程求的根l1和l2，可正可負，可實可虛，也可以是復根或零根，由（2.5）式所確定的臨界點附近軌線形狀的類型可以各不相同，從而形成不同類型的臨界點。下圖2-1給出了p-q平面上各類臨界點的區(qū)域和邊界圖?？梢钥吹街饕娜惻R界點幾乎占了整個p-q平面。圖2-1 臨界點分類當q<0時，由特征根表達形式可知，其特征根是符號相反的兩個實根，設(shè)l1<0<l2，它的軌線方程：（2.6）這類臨界點稱為鞍點。其中C1和C2是任意的積分常數(shù)。鞍點發(fā)出的

6、一條線是三維流動分離線的機理：圖2-2鞍點附近的摩擦力線由關(guān)系式或 （2.7）其中，是常量，h是流線離開物面的距離。由上式可以看到，在三維流動中，使流線很快離開物面即很快變大的影響因素有兩個：一是當流線接近于tw=0點時，即接近于分離點時，流線會迅速離開物面，這就是孤立三維分離奇點處的流動分離狀態(tài)。另一個是當摩擦力線的距離n無限減小時，其上方的流線也將很快地離開物面。因為S1S2是由鞍點發(fā)出的一條摩擦力線，按照前面討論鞍點附近摩擦力線特性已清楚S1S2應是其余所有摩擦力線的漸近線，也就是說，A1A2和B1B2都將無限逼近S1S2，所以A2B2間的距離n將無限減少。這樣使原來十分接近物面的流線A

7、1'A2'和B1'B2'在逼進S1S2摩擦力線時很快地離開物面。這就形成了由鞍點發(fā)出的一條摩擦力線S1S2附近的流線會很快離開物面的三維流動分離現(xiàn)象。Lighthill稱由鞍點發(fā)出的一條摩擦力線S1S2為三維分離線。由此看來，在Lighthill三維分離模式中，三維分離線本身就是一條摩擦力線，其鄰近的所有其它摩擦力線都以此漸近。3、試應用紊流間歇性（Intermittency）特點分析光滑平面二維紊流分離的物理過程，并嘗試采用S-P相似理論確定二維紊流分離點。（20分）在一個光滑流線型表面上，紊流邊界層分離并不是一件突發(fā)事件，而是在一個長度范圍內(nèi)發(fā)展的過程。分離

8、過程中，近壁處有很強的間歇式回流，可用出現(xiàn)的時間統(tǒng)計來描述。間歇性回流是由于三維流動瞬時造成的，它的出現(xiàn)和消失基本上是隨機的，其大小、增長速率以及展向位置都很難預測。平面條紋流場顯示試驗表明，分離區(qū)內(nèi)多個分離條紋迅速而連續(xù)地改變形狀。當分離過程向下游發(fā)展時，回流的時間和量不斷地增加，流動逐漸演變成三維紊流流場。根據(jù)S-P外層速度虧損律對整個邊界層進行積分可得方程其中HD代表在零U線上積分得到的形狀因子。上述方程表明形狀因子HD僅是速度比US/U1的單值函數(shù)，意味著如果紊流分離存在相似結(jié)果，就應該在同一速度比下分離。因此要得到分離點處的形狀因子，關(guān)鍵要得到紊流分離時的速度比Us/U1，Simps

9、on采用激光測速儀LDV對分離點附近流體進行精確測量，得到順流率p=0.5處，速度比Us/U1 =1.20±0.05，可得分離點通用形狀因子HD=3.3。眾多學者對流動分離點開展過大量的試驗，圖3-3中的曲線來自不同研究人員分離流動試驗數(shù)據(jù)，盡管有一些分散，但基本上支持速度比Us/U1=1.2，這個通用分離點假設(shè)，而再附點對應的速度比略高一點，這個從圖3-2中壁面摩擦應力可以得到解釋。因此該分離準則具有一定的可信度。 圖3-1順流率和速度比曲線 圖3-2壁面摩擦應力分布 圖3-3分離點和再附點形狀因子4、分析物面曲率(d/R<0.01)對邊界層流動狀態(tài)及分離的影響，試分析分離后

10、的邊界層流動狀態(tài)如何？（20分）物面曲率(d/R<0.01)屬于低曲率，Deutsch和Zierke在低曲率表面試驗研究中發(fā)現(xiàn)曲率對分離影響很少，h與d*/d的路徑同平板零曲率的變化關(guān)系是一樣的。理論上，沿流向曲率對動量方程的影響相對較小，甚至可以忽略，但在法線方向上曲率的影響是很大的。沿流向零壓力梯度下，如果在紊流和非紊流交界面附近，自由流線具有凸曲率運動流線，在離心力作用下，紊流進入邊界層的流體將會減少。這是因為大渦在法向壓力梯度作用下變得扁平，以致渦上噴到自由流中時將遇到逆壓梯度，從而抑制了自由流進入邊界層的能力。外部自由流卷入減少導致邊界層紊流摻混能力下降，邊界層有更小的雷諾應力

11、、更低的相關(guān)速度和更少的紊流擴散。對于凹曲壁，離心力作用使得邊界層經(jīng)受壓力梯度 ，其結(jié)果與上面正好相反，邊界層有更多的外來自由流進入、更多的紊流摻渦和更大的紊流剪切應力。當逆壓梯度出現(xiàn)時，外部自由流流線不可能象曲壁一樣彎曲。因此同零壓力梯度相比，曲壁對外部自由流卷入的影響相對弱一些。試驗表明強壓力梯度下，凸曲壁將減少外部自由流卷入，引起邊界層在上游更遠的地方就出現(xiàn)分離。Schubaur和Klebanof對壁面曲率從d/R=0.01到d/R=0.024接近邊界層分離點為止試驗研究，結(jié)果表明曲率對分離點上游平均速度剖面影響很小。實際上，他們的試驗數(shù)據(jù)都落在Schofield-Rerry平板得的試驗

12、結(jié)果中，服從強壓力梯度下速度剖面相似關(guān)系。Stratford做過“零摩擦力”試驗，采用了短凸和長凹兩種曲面，得到的結(jié)果與Schofield-Perry相同。Wadcock曾利用熱線在NACA4412機翼凸曲面有上做了關(guān)于分離流的試驗，從分離點上游曲率d/R=0.01到后緣點d/R=0.05，得到了同Sandborn-Kline關(guān)于平板邊界層流動分離準則：h與d*/d的相似關(guān)系一致的結(jié)果。5、結(jié)合本專業(yè)，通過文獻資料分析給出流動分離的特點及對本專業(yè)流體機械性能的影響。（20分）引言作為航空發(fā)動機的核心部件，壓氣機設(shè)計難度最大，流動最為復雜，其結(jié)構(gòu)、重量也占據(jù)了流體機械整機的主導地位。壓氣機中常見

13、的對性能有嚴重影響的流動現(xiàn)象為葉背分離和角區(qū)分離，該類分離現(xiàn)象產(chǎn)生將使壓氣機流場惡化，造成性能下降。葉背分離通常是在逆壓梯度、彎曲物面等作用下，附面層內(nèi)的流速將會不斷降低，附面層增厚，直至其其內(nèi)的流體停止不前，繼而反向倒流，流體擠壓使附面層內(nèi)流體離開壁面出現(xiàn)分離。葉背分離現(xiàn)象可視為二維分離，一般是非常不穩(wěn)定的，分離位置經(jīng)常變動，在分離區(qū)附近產(chǎn)生分離泡，其在流向附近的生長使分離泡內(nèi)部壓力上升且分布均勻，分離泡的失穩(wěn)加劇了分離泡與主流之間的物質(zhì)輸運作用，其能量交換導致脫落渦的產(chǎn)生，各漩渦在向下游運動的過程中發(fā)生相互耦合作用，大渦卷吸、合并周圍的小渦，同時也可能因為周圍大渦吸引及主流影響產(chǎn)生渦的分解

14、和耗散，從而導致流體的不平穩(wěn)流動，影響壓氣機作功能力，嚴重時甚至引起喘振。角區(qū)分離發(fā)生在葉根處，常形成馬蹄渦，在不同流動狀態(tài)下有著不同的馬蹄渦形式。通常有3種非定常的馬蹄渦模態(tài)，即繞合模態(tài)、脫落繞合模態(tài)以及脫落耗散模態(tài)。一定Re數(shù)下主渦脫落后既可能表現(xiàn)為脫落繞合模態(tài)，也可能表現(xiàn)為脫落耗散模態(tài)，這主要取決于模型頭部形狀對渦軸造成的拉伸以及耗散和擴散程度。與葉背分離不同，角區(qū)分離是一種三維漩渦結(jié)構(gòu)，具更為復雜的奇點形態(tài)組合和演化，不僅呈現(xiàn)常規(guī)的內(nèi)螺旋點，還呈現(xiàn)外螺旋點、極限環(huán)和多重極限環(huán)等復雜流態(tài)。這使得角區(qū)流動中，以漩渦為主體的擬序結(jié)構(gòu)相比二維更為復雜。為了提高壓氣機效率，人們提出多種控制方法，

15、用以抑制壓氣機內(nèi)部復雜的分離流動，特別是防止壓氣機產(chǎn)生喘振、失速等危險氣動問題。本課題組基于壓氣機在大負荷下發(fā)生氣流分離的流動特征提出了一種無源引氣微脈沖射流控制的概念，并對其核心的脈沖射流器進行了特性實驗分析。流動控制方法簡要回顧在過去相當長時間內(nèi)，出于便于應用的考慮，人們一直將研究的焦點放在被動流動控制上1-3。被動控制的特點是在葉輪機械設(shè)計過程中確定對流場的控制方式，該控制方式不能隨流動狀態(tài)的改變而改變，在有些情況下會產(chǎn)生一些不利的“副作用”。而主動流動控制則可以在葉輪機械工作過程中根據(jù)具體流場情況調(diào)節(jié)控制方案，以改變流場結(jié)構(gòu)、使葉輪機械性能有明顯的改善。主動控制手段一般會帶來結(jié)構(gòu)復雜、

16、重量大等問題，多見于外流問題研究，在葉輪機內(nèi)流領(lǐng)域采用得較少。但是目前技術(shù)的發(fā)展顯示，單純的被動控制已經(jīng)不能滿足新一代壓氣機設(shè)計的需要，有必要發(fā)展能克服這些問題的主動控制技術(shù)。國內(nèi)外對葉輪內(nèi)流主動流場控制技術(shù)的研究進行了許多工作，其中最為廣泛的是以“吸附式控制”和“合成射流控制”為代表的主動控制方法。“吸附式控制”方法來源于麻省理工學院提出的吸附式壓氣機概念4，該類方法通過外接低壓的吸氣源來吸除分離的低能氣流，延緩氣流分離，提高擴散度，從而達到提高級壓比的目的。而“合成射流控制”則是采用一個不需外接氣源（即與外界無質(zhì)量流量）的機構(gòu)往復運動形成的具有一定頻率的非定常射流，在調(diào)整到合適頻率時，可以

17、依靠明顯小于定常射流的氣流量有效控制氣流分離，其研究主要集中在以外流為代表的流動控制領(lǐng)域，且國內(nèi)外研究者均得到了較為明顯的控制效果5-8。而在葉輪機械中比較有代表性的工作有德國Hecklau和Gmelin 9-10等進行的脈沖射流抑制壓氣機氣流分離的實驗研究，該研究通過分析一個周期內(nèi)不同時刻通道內(nèi)瞬時流場圖，將非定常脈沖射流的控制機理理解為由于脈沖射流產(chǎn)生的一對旋向相反的漩渦與主流分離渦之間的不同作用模式，這是當前為數(shù)不多的通過實驗揭示脈沖射流抑制氣流分離機理的工作。此外北京航空航天大學周盛等11-12通過二維數(shù)值模擬研究將非定常激勵的作用機理歸結(jié)為合理組織流場中多物體繞流之間的耦合關(guān)系。其對

18、應的實驗由于合成射流激勵強度不夠，無法做到真正的線激勵，實驗控制分離的效果比計算結(jié)果要差較多。無論是“吸附式控制”還是“合成射流控制”，在滿足控制效果的基礎(chǔ)上，外接裝置的復雜性和重量等因素限制了其在葉輪機械中的工程應用，因此簡化控制系統(tǒng)、減少重量成為了壓氣機主動流場控制的發(fā)展方向。本課題組基于該理念提出了一種新型無源引氣微脈沖射流控制的概念：利用葉盆葉背壓差在葉背側(cè)生成脈沖射流，依靠適當頻率脈沖射流與分離區(qū)具有特定頻率的渦結(jié)構(gòu)發(fā)生相干作用，達到控制氣流分離的目的，最終實現(xiàn)提高壓氣機擴壓能力的目的。相比于串列葉柵13-14、開縫葉片3等定?？刂品绞剑疚奶岢龅臒o源脈沖射流技術(shù)開縫寬度較小，可通過

19、更小的能量輸入達到相同或更佳的控制效果，且可在無需流場控制狀態(tài)下主動關(guān)閉流道以適用更廣的工作范圍，是一種有希望的葉柵流動控制方法。新型無源脈沖射流控制方式簡介新型無源脈沖射流控制方式中核心部件為脈沖射流器，該射流器的關(guān)鍵部件是兩個貼近的縫柵，一個縫柵固定，另一個縫柵在驅(qū)動裝置的作用下以一定頻率進行運動。通過兩個縫柵所開縫的對通或錯開來形成通流或節(jié)流的效果，從而利用葉盆葉背之間的壓差在葉背側(cè)生成一定頻率的脈沖射流，如圖1所示。該控制方式基于特定頻率的非定常流場相干作用，僅需不大的葉盆引氣就能實現(xiàn)分離流的控制，此外無源脈沖射流器無需外接氣源，結(jié)構(gòu)上比較簡單。本課題組提出的這種新型流動控制技術(shù)已獲得

20、了國家發(fā)明專利授權(quán)ZL200810195408.3，在應用時可利用MEMS（Micro-Electronic Mechanical System 微型機械電子技術(shù)）工藝將體積和重量控制在較小的范圍內(nèi)15。圖 1 脈沖射流控制方式示意圖基于脈沖射流器工作原理，本試驗研究過程中運動縫柵采用微型電機進行驅(qū)動。主體結(jié)構(gòu)包括引氣口、脈沖射流出口、旋轉(zhuǎn)縫柵、微型電機，如圖2所示。其中微型電機帶動旋轉(zhuǎn)縫柵旋轉(zhuǎn)，當旋轉(zhuǎn)縫柵縫隙與流道相通時，在引氣口與噴口的壓差驅(qū)動下產(chǎn)生氣流噴射；在氣路關(guān)閉時基本不產(chǎn)生射流。由于微電機轉(zhuǎn)速可以通過調(diào)節(jié)電壓實現(xiàn)無級可調(diào)，理論上可實現(xiàn)脈沖射流頻率的無級可調(diào)，此外通過選擇合適的縫柵條

21、數(shù)及電機轉(zhuǎn)速，脈沖射流最大頻率可以達到數(shù)千赫茲。圖 2 電磁驅(qū)動式脈沖射流器示意圖脈沖射流器特性分析非定常激勵信號的好壞直接影響著非定常控制效果，為了分析非定常控制抑制氣流分離的機理，激勵頻率需覆蓋非定常分離流主頻?？紤]到葉柵通道內(nèi)分離渦主頻從幾百到上千赫茲不等，激勵源氣流狀態(tài)的變化周期在毫秒量級。在如此高頻狀態(tài)下，如何產(chǎn)生強度可觀、頻率可控乃至波形可定制的脈沖射流對于后續(xù)的非定?？刂茖嶒炗兄匾囊饬x。因此首先針對脈沖射流器特性進行了相關(guān)的研究，力求從原理上分析影響射流頻率及波形的結(jié)構(gòu)參數(shù)。圖 3 脈沖射流特性測量系統(tǒng)脈沖射流特性測量系統(tǒng)如圖 3所示，其中葉片葉型參考中國燃氣渦輪研究院提供的

22、某壓氣機靜子葉根截面設(shè)計，葉片弦長為80mm，葉高為100mm。射流縫出口位置位于弦長71%處，出口縫寬為0.2mm，射流縫出口與壁面間角度為15°。旋轉(zhuǎn)縫柵直徑為4mm，縫寬為0.8mm，轉(zhuǎn)靜子間隙為0.02mm，開縫條數(shù)4條，引氣口寬度為2.5mm，保證了柵內(nèi)氣路與引氣氣路在各個縫柵旋轉(zhuǎn)角度下都處于連通狀態(tài)，射流器結(jié)構(gòu)參數(shù)、葉片安裝方式及測點分布如圖 4所示。圖 4 射流器參數(shù)示意圖射流器旋轉(zhuǎn)縫柵轉(zhuǎn)速采用南京航空航天大學微型發(fā)動機研究所研制的轉(zhuǎn)速傳感器采集，轉(zhuǎn)速控制通過脈沖射流控制系統(tǒng)完成。動態(tài)壓力測量參數(shù)主要包括脈沖射流器出口縫內(nèi)靜壓及出口總壓，其中動態(tài)壓力采用昆山雙橋CYG5

23、04GL型微型超微壓壓力傳感器測量。圖 5 壓力時域圖圖5給出了在進口穩(wěn)態(tài)壓力1800 Pa，旋轉(zhuǎn)縫柵轉(zhuǎn)速9000 r/min時射流器出口縫內(nèi)靜壓及出口總壓時域圖，文中壓力均采用表壓表示。由圖可知：在旋轉(zhuǎn)縫柵旋轉(zhuǎn)一周過程中，射流器產(chǎn)生4股明顯的脈沖射流，這一特征在各個轉(zhuǎn)速狀態(tài)下均存在，表明脈沖射流器能產(chǎn)生明顯的脈沖射流且射流頻率無級可調(diào)；出口總壓變化與縫內(nèi)靜壓變化規(guī)律基本一致，幅值相對較小，其影響原因一方面由于氣流在射流器出口縫內(nèi)的流動損失導致，另一方面是由于出口測量探針直徑（0.6 mm）大于射流縫出口寬度（0.2 mm），實驗測得的壓力與實際狀態(tài)下射流器出口壓力有一定的差異；縫內(nèi)靜壓及出口

24、總壓均存在負壓，考慮到試驗過程中進口壓力基本保持在1800 Pa左右，這一特征在定常射流狀態(tài)下并不存在，該特征的產(chǎn)生來源于流道的周期性開關(guān)過程。為了進一步分析該現(xiàn)象，對實驗模型進行了相應的數(shù)值模擬分析。數(shù)值模擬采用Ansys公司的Fluent二維大渦模擬方法進行。計算域包含整個實驗系統(tǒng)，總網(wǎng)格數(shù)約為9萬，其中旋轉(zhuǎn)部分采用Moving-Mesh進行模擬，轉(zhuǎn)靜交接面采用Interface進行處理，計算過程中考慮轉(zhuǎn)靜部件間間隙的影響，其中通道壁面及葉片前后緣附近網(wǎng)格點進行了局部加密，保證近壁面，圖6為模型結(jié)構(gòu)和網(wǎng)格局部示意圖。計算過程中進口壓力及縫柵轉(zhuǎn)速參考實驗條件給定，采用雙時間步長進行時間加速推

25、進求解，物理時間步長為，總計算時間為20倍脈沖射流周期。圖 6 模型結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格局部示意圖圖7給出了在一個脈沖射流周期內(nèi)不同時刻通道內(nèi)靜壓分布圖，當縫柵內(nèi)流路與下游流道完全錯位時，柵內(nèi)氣流速度基本為零，柵內(nèi)流體總壓與上游進口總壓相等，出口縫內(nèi)靜壓與外界大氣壓力基本相同（t=0T），T為射流周期。隨著流道面積增加，柵內(nèi)高壓流體在壓差力作用下逐漸向下游流動，出口縫內(nèi)壓力隨之增加，然而氣流的加速導致靜壓逐漸降低，因此當流通面積增加到一定程度時，出口縫內(nèi)靜壓達到最大值（t=0.38T）。隨著流道面積的進一步增加，縫柵上游氣流流速增加，流路損失增加，柵內(nèi)氣流總靜壓有一定程度的降低（t=0.5T）。隨著流道

26、面積從最大值逐漸減小，縫柵內(nèi)向下游流動的流體逐漸減少，壓力逐漸降低，氣流速度也隨之逐漸降低；當流路基本斷開時，出口縫內(nèi)流體仍保持向下游流動，此時縫內(nèi)流體得不到有效補充，壓力降至大氣壓以下，形成瞬時局部負壓區(qū)域；當縫內(nèi)流體向下游流動速度降至零時，局部負壓區(qū)壓力達到最小值（t=0.88T），此后外界流體開始流入射流縫內(nèi)，縫內(nèi)壓力逐漸增加。 圖 7 不同時刻瞬時壓力場數(shù)值模擬得到的射流縫內(nèi)靜壓及出口總壓變化規(guī)律與實驗結(jié)果基本一致，表明本文采用的大渦模擬方法在把握射流器內(nèi)流動的主要特征方面具有一定的準確度。由于加工誤差的存在，實際過程中旋轉(zhuǎn)縫柵4條縫隙兩兩之間的金屬輻條寬度并不完全相同，其中1號與4號

27、縫隙之間間距約為2.2 mm。該現(xiàn)象導致實驗測得的一個周期內(nèi)對應的4個壓力波峰波谷值并不完全相同，其變化規(guī)律與旋轉(zhuǎn)縫柵4條縫隙之間的間距分布相吻合。表明在同等轉(zhuǎn)速下通過調(diào)整縫隙之間間距可以達到設(shè)計射流波形的目的，該現(xiàn)象的存在為后續(xù)脈沖射流波形的定制奠定了基礎(chǔ)。值得說明的是：隨著射流頻率的增加，射流器出口縫內(nèi)平均壓力基本保持不變，壓力波動幅值逐漸增加。仿葉柵通道模型簡介無源脈沖射流控制方式針對的是高負荷壓氣機內(nèi)由于大擴張導致的葉背側(cè)氣流分離，考慮到直接將該技術(shù)運用至壓氣機或平面葉柵進行研究會面臨實驗系統(tǒng)復雜性的影響，不利于分析清楚流動機理。為了簡化實驗模型，本文在抽取葉柵內(nèi)主要流動特征的基礎(chǔ)上建

28、立了一套仿葉柵通道模型。通過對通道內(nèi)分離流動進行脈沖射流控制，掌握該控制方式的特點，理解其抑制氣流分離的機理，從而為后續(xù)在平面葉柵乃至真實壓氣機中的運用奠定基礎(chǔ)?？紤]到仿葉柵通道與葉柵通道在流場細節(jié)方面存在的差異性，因此后期將開展相應的葉柵風洞試驗以驗證無源脈沖控制技術(shù)的控制效果，具體仿葉柵通道實驗模型如圖8所示。圖 8 仿葉柵通道結(jié)構(gòu)示意圖實驗及測量方案試驗主體結(jié)構(gòu)由仿葉柵通道、抽氣裝置、脈動阻尼器和轉(zhuǎn)速驅(qū)動及控制系統(tǒng)組成，實驗進口馬赫數(shù)為0.1。穩(wěn)態(tài)壓力測量參數(shù)包括進口靜壓、葉片及出口段表面靜壓和出口總壓分布；動態(tài)壓力測量參數(shù)包括脈沖射流器出口縫內(nèi)靜壓、葉片表面靜壓及通道內(nèi)壓力分布，其中通

29、道內(nèi)動態(tài)壓力分布通過移動傳感器測量位置獲得，具體測點分布如圖9所示，其中沿流向總共13個測量位置，L1位置接近于葉片前緣，L7位置靠近尾緣，每個位置沿徑向測量17個點，壁面附近局部加密。穩(wěn)態(tài)壓力參數(shù)采用美國PressureSystem公司的PSI智能壓力掃描儀采集，動態(tài)壓力采用昆山雙橋CYG504GL型微型超微壓壓力傳感器測量。實驗過程中各個狀態(tài)下數(shù)據(jù)采集時間均為120s，以減小出口截面氣流壓力波動帶來的數(shù)據(jù)采集誤差。圖 9 測點分布實驗通道內(nèi)流特性分析脈沖射流控制中射流頻率、位置及強度等參數(shù)均以無控仿葉柵通道內(nèi)流動特性為參考，為了分析脈沖射流對分離的控制規(guī)律，首先需針對無控仿葉柵通道內(nèi)流動結(jié)

30、構(gòu)進行分析，掌握通道內(nèi)流動的定常及非定常特性，為后續(xù)脈沖射流控制實驗奠定基礎(chǔ)。穩(wěn)態(tài)壓力分布測量分析脈沖射流控制的一個重要參數(shù)射流位置是相對分離點位置而言，結(jié)合實驗測得的葉片表面及出口段靜壓分布曲線可得通道內(nèi)分離及再附點位置，其中分離點位置位于葉片弦長60%處，對應的射流縫出口位置位于分離區(qū)內(nèi)。圖10給出了動態(tài)壓力傳感器所測壓力平均值在通道內(nèi)的分布，其中通道內(nèi)測點與其對應流向位置的參考線之間的距離反映了其壓力大小，由于通道內(nèi)部壓力的表壓值均為負值，因此每個流向位置對應的壓力曲線均位于參考線前，距離越大則壓力值越小，其中c表示弦長，為測點壓力，表示進口動壓頭，和表示進口氣流密度和速度。考慮到試驗過

31、程中動態(tài)壓力傳感器測量方向垂直于葉片指向進口方向，因此主流區(qū)內(nèi)所測壓力信號大致反映了測點的總壓大小。圖 10 通道內(nèi)平均壓力分布由圖可知，隨著氣流沿著葉片向下游流動，葉片表面附近氣流動能一方面轉(zhuǎn)化為壓力能，另一方面受到壁面剪切阻力逐漸被耗散，流速逐漸降低，總壓隨之減小且影響范圍逐漸擴展至通道內(nèi)部（L1-L4）。當氣流流至分離點時，葉片表面附近氣流發(fā)生分離，沿壁面法向測得的壓力曲線在壁面處基本垂直于壁面。其原因是分離區(qū)內(nèi)靜壓沿壁面法向梯度基本為零，沿徑向靜壓基本保持不變，而傳感器所測壓力信號在分離區(qū)內(nèi)更為接近于靜壓。當壓力曲線出現(xiàn)拐點時，表明測點沿法向逐漸移出分離區(qū)域，壓力曲線對應的拐點可以理解

32、為分離區(qū)的邊界線點，因此結(jié)合分離點及再附點位置可大致得到通道內(nèi)分離區(qū)的位置及大?。↙5-L10）。隨著通道內(nèi)分離的再附，壁面附近速度在主流區(qū)的影響下逐漸增加，壁面氣流總壓增加，主流區(qū)內(nèi)總壓逐漸降低，總壓型趨于平緩（L11-L13）。分流區(qū)特定截面上動態(tài)流場的頻譜特性由于葉片分離區(qū)的存在導致通道內(nèi)包含不同尺度和頻率的旋渦，另一方面通道進出口、上側(cè)壁面、測量段也將產(chǎn)生不同形式的干擾信號，如何準確把握通道內(nèi)占據(jù)主導地位的分離渦特性顯得尤為關(guān)鍵?？紤]到分離渦在向下游移動過程中沿徑向壓力有著明顯的差異，導致沿徑向不同點壓力波動幅值存在差異，因此在通道某一流向位置沿徑向取點做壓力的頻譜分析，如果存在某一頻

33、率的幅值隨著徑向有著明顯的先增大再減小現(xiàn)象，則可判斷此頻率應為通道內(nèi)分離渦主頻。圖 11 不同徑向位置壓力頻譜圖圖11給出了L9位置不同徑向測點的壓力頻譜分布圖，其中坐標Location中0代表最近壁處測點，1代表最遠端測點，具體測點位置參照圖9。圖中Y表示測點與最近壁面測點之間的徑向間距，L表示最大間距，表示測點壓力信號頻譜分析得到的幅值，表示最大幅值。由圖可知，通道內(nèi)各個測點壓力頻譜圖均存在較為明顯的峰值，其對應頻率在266Hz左右。隨著測點位置逐漸向通道內(nèi)部移動，峰值越來越明顯，并在測點8及測點9位置達到最大值。隨著測點進一步向通道內(nèi)移動，測點位置逐步遠離分離渦影響范圍，壓力波動幅值減小

34、，峰值逐漸減小。試驗過程中得到了頻率266Hz左右的壓力波動幅值隨著徑向存在先增大再減小的現(xiàn)象，因此可以將頻率266Hz當作通道內(nèi)分離渦主頻。 反映流場非定常特征的重要參數(shù)是斯特勞哈爾數(shù)，其中F為渦脫落頻率，D為特征長度，U為特征速度，該數(shù)值一般穩(wěn)定在0.17-0.19左右16?？紤]到通道非定常效果來源于流動的分離，特征長度選為分離區(qū)最大徑向尺寸，特征速度選為分離區(qū)最大徑向位置對應的平均氣流速度17。計算得出的，與參考值十分吻合，表明斯特勞哈爾數(shù)的特征量選擇符合通道流動特征，驗證了分離區(qū)大小判斷方式的合理性。分離區(qū)動態(tài)壓力分布特性為了分析通道內(nèi)流動的非定常特性，引入了標準差用來評估壓力波動程度

35、。 (1)式中：p為實驗采集的測點壓力值；為平均壓力；N為數(shù)據(jù)采集的樣本數(shù)目。標準差越大，壓力波動幅值越大，測點受通道內(nèi)分離渦的影響程度就越大。圖 12 通道內(nèi)標準差分布由圖12所示，靠近葉片前緣區(qū)域（L1-L2），徑向標準差最大值點為最靠近壁面測點，主流區(qū)內(nèi)壓力波動較小，靠上壁面測點在上壁面的影響下壓力波動較為明顯。隨著氣流向下游流動，L3-L9位置對應的標準差最大值點沿徑向逐漸向通道內(nèi)部移動，且幅值逐漸增大，并在L9位置處幅值達到最大值。隨著氣流繼續(xù)向下移動，標準差最大值對應的徑向位置基本保持不變，幅值逐漸減小，標準差分布趨于平緩（L10-L13）。為了進一步分析標準差分布與分離渦之間的關(guān)

36、系，結(jié)合L9位置壓力平均值和標準差大小還原了測點壓力波動特征，如圖13所示。圖 13 不同徑向位置壓力波動特性從圖中可以看出通道內(nèi)局部位置存在瞬時最大壓力值大于大氣壓即進口總壓的現(xiàn)象，該現(xiàn)象本質(zhì)原因是由于旋渦造成高度的流體動能積聚，導致局部位置流體的瞬時能量大于進口平均能量。圖中標準差最大值點對應的平均壓力介于主流及分離區(qū)壓力之間，該點瞬時最大壓力值接近于徑向瞬時壓力極大值，考慮到旋渦低壓核心區(qū)內(nèi)中心速度基本為零，核心區(qū)內(nèi)最大瞬時總壓低于大氣壓，因此徑向壓力波動最大值點大致位于分離渦與主流的交接面處，標準差最大值點與壁面之間的徑向距離大致反映了分離渦的尺寸大小。結(jié)合通道內(nèi)標準差分布規(guī)律及標準差

37、與旋渦之間的相互關(guān)系可知：通道內(nèi)旋渦產(chǎn)生于前緣并緊貼葉片表面向下游移動，并在分離點附近產(chǎn)生明顯的向通道內(nèi)部發(fā)展壯大的現(xiàn)象，旋渦尺寸達到最大值后基本保持不變，但渦量逐漸減小，最終在粘性的作用下逐漸被耗散。脈沖射流控制效果分析相比于定?？刂品绞?，非定?？刂谱顬殛P(guān)鍵的參數(shù)之一是非定常激勵頻率。對于脈沖射流，在射流位置、角度及強度一定的基礎(chǔ)上，本文針對仿葉柵通道進行了射流頻率對通道總體性能的影響規(guī)律的試驗研究，實驗測量了頻率從60 Hz到600 Hz的微脈沖射流對分離流的控制效果。射流器引氣口直接與大氣相連，射流縫參數(shù)參照脈沖射流器性能實驗，試驗模型如圖14所示。圖 14 脈沖射流控制系統(tǒng)局部結(jié)構(gòu)圖1

38、5給出了射流頻率對通道出口總壓損失系數(shù)的影響規(guī)律，其中，表示進口總壓，為出口總壓耙所測壓力平均值， 表示進口動壓頭。考慮到射流平均動量與主流動量之比僅為0.3%左右，單純射流的注入導致的通道總壓損失的變化幅度相比于最佳狀態(tài)下控制效果而言相對較小，因此總壓損失系數(shù)計算過程中并未考慮脈沖射流注入帶來的影響。圖 15 出口總壓損失系數(shù)隨射流頻率的變化曲線由圖可知，隨著射流頻率的增加，總壓損失逐漸減小，當射流頻率為264Hz時即接近于通道內(nèi)分離渦主頻時通道總壓損失最小，總壓損失較無控流場降低了約5%，控制效果最為顯著。隨著射流頻率繼續(xù)增加，通道總壓損失逐步增加，控制效果逐漸減弱。值得說明的是，本文引入

39、的無源脈沖射流控制技術(shù)在射流強度僅為0.3%的狀態(tài)下即得到了較定常射流控制更為顯著的控制效果，通過更小的能量輸入即可得到更佳的控制效果，在真實壓氣機狀態(tài)下將顯著減小由于引氣導致的壓力面流動特征及壓氣機總體性能的變化。為了進一步分析射流頻率對通道總體性能影響規(guī)律的產(chǎn)生機制，試驗在不同射流頻率下分析了L9位置沿徑向不同測點的動態(tài)壓力特性。圖16給出了徑向第7號測點在無控、定常射流控制及不同頻率的脈沖射流控制狀態(tài)下對應的壓力頻譜圖，測點位置參照圖10。圖 16 不同狀態(tài)下壓力頻譜圖對比對比分析圖16中5個狀態(tài)的壓力頻譜圖可知，定常射流狀態(tài)下壓力頻譜圖相比于無控流場并沒有明顯的差別，兩者壓力波動特性并

40、沒有本質(zhì)的差別。而隨著脈沖射流的注入，射流頻率對應的頻譜幅值較周圍其它頻率有著明顯的躍升，且隨著射流頻率的增加，對應的頻譜幅值呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，并在射流頻率與通道內(nèi)分離渦主頻一致時達到最大值，且對應的幅值-頻率曲線最為陡峭?？紤]到頻譜分析FFT變化的頻譜幅值代表了信號分解對應該頻率的正弦函數(shù)的振幅，在壓力脈動強度一定的基礎(chǔ)上，幅值越大表明壓力信號更接近于正弦信號，表明通道內(nèi)占據(jù)主導地位的分離渦導致的壓力脈動的周期性特性更為明顯，流場結(jié)構(gòu)較無控、定常射流控制及其它脈沖射流頻率狀態(tài)更為有序。值得說明的是，頻譜圖中單一頻率對應幅值增加并不意味著占主導地位的分離渦得到了強化，只能表明壓力信號的周

41、期性特性得到了改善，渦系結(jié)構(gòu)強度的變化只有在一段頻率區(qū)域內(nèi)進行分析才有參考價值。當脈沖射流頻率與通道內(nèi)主導地位的分離渦頻率一致時，相比于單一射流頻率對應的幅值增加，在絕大部分頻率區(qū)域頻譜幅值都有著明顯的下降，總幅值較無控狀態(tài)下降了10.7%。表明其它頻率的壓力脈動強度有著明顯的降低，反映了在合理的脈沖射流作用下，通道內(nèi)絕大多數(shù)渦系結(jié)構(gòu)對流場的影響程度被顯著的削弱。實驗結(jié)果表明射流頻率對脈沖射流的控制效果有著明顯的影響，采用該控制方式能達到控制氣流分離的目的。此外試驗中發(fā)現(xiàn)，脈沖射流控制效果受分離區(qū)位置及尺寸等參數(shù)影響，基于單一射流控制方案（射流位置、角度及強度）分析脈沖射流控制氣流分離的機理略

42、顯牽強，對其機理的進一步研究將結(jié)合后續(xù)實驗與數(shù)值模擬進行。目前結(jié)果表明，在射流控制參數(shù)并未優(yōu)化的情況下，本文已獲得流動損失降低約5%的效果，無源微脈沖射流技術(shù)是一種有希望的葉柵流動控制方法。結(jié) 論1) 無源脈沖射流控制方式中核心的脈沖射流器能產(chǎn)生明顯的脈沖射流且射流頻率無級可調(diào)；射流器出口瞬時總壓存在低于出口環(huán)境壓力的現(xiàn)象。 2) 基于無源脈沖控制方式的特點建立了一套仿葉柵通道試驗臺，得到了通道內(nèi)平均壓力及壓力波動幅值的分布規(guī)律，大致得到了分離區(qū)大小和分離渦特性。在進口馬赫數(shù)0.1狀態(tài)下，通道分離渦主頻為266Hz，對應的斯特勞哈爾數(shù)。3) 從通道總壓損失減小的效果來看，當脈沖射流頻率接近通道

43、內(nèi)分離渦主頻時，通道總壓損失最?。ㄝ^無控狀態(tài)減小了約5%），脈沖射流控制效果最為明顯。此時通道內(nèi)占主導地位的分離渦的周期性特性得到了明顯的改善，其它頻率的旋渦對流場的影響程度在脈沖射流的作用下被削弱，流場結(jié)構(gòu)較無控、定常射流控制及其它脈沖射流頻率狀態(tài)更為有序。實驗結(jié)果表明了采用脈沖射流的控制方式能有效的抑制通道內(nèi)氣流分離，為后續(xù)的平面葉柵實驗奠定了基礎(chǔ)。參 考 文 獻 1Rivir R B, Bons J P, Lake J P. Passive and active control of separation in gas turbines. AIAA-2000-2235, 2000.2He

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