超音速喷嘴仿真

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空气超音速火焰喷枪速度场和温度场的数值仿真

空气超音速火焰喷枪速度场和温度场的数值仿真

第23卷第4期2002年11月 兵工学报A CTA A RM AM ENT A RIIV ol.23N o.4Nov. 2002空气超音速火焰喷枪速度场和温度场的数值仿真王志健 田欣利 胡仲翔(装甲兵工程学院)摘要 在对固体火箭发动机喷管内流场数值仿真模型改进的基础上,成功地对超音速火焰喷枪气流及喷嘴加速管内粒子的速度场和温度场进行了数值仿真,其结果揭示了超音速喷涂焰流速度场和温度场的变化规律。

根据数值仿真结果分析了喷枪结构参数(喷嘴、加速管)及粉末粒度对两相流场的影响,即对不同参数数值重复仿真计算,从而对改善喷涂粉末的加速和加热性能具有重要意义。

关键词 计算机应用;超音速喷枪;速度场;温度场;数值仿真中图分类号 TG174.442符 号 表R气体常数P r普朗特数ρ气体密度T气体温度ρp颗粒密度u r p,u z p颗粒径向、轴向速度u r气流径向速度u z气流轴向速度T p颗粒温度μ气流粘性系数ρm p物质密度r p颗粒半径C p气相定压比热C pp颗粒比热i=1,…,n颗粒的分级数H p颗粒焓 超音速火焰喷涂是热喷涂领域自90年代以来发展起来的一项极有前景的新技术。

用数值方法仿真超音速喷枪的焰流工作状态已成为一种趋势。

最先用空气动力学理论仿真HVOF(high velocity oxy-fuel)喷涂喷枪内和喷枪外超音速焰流的是Pow er 和Smith等学者[1],2000年在加拿大召开的国际热喷涂会议上,有近10篇论文是关于超音速火焰喷涂数值仿真[2]。

通过数值仿真探讨喷嘴、等截面长喷管参数对焰流及喷涂微粒速度场和温度场的影响,已被实验证明具有较高的精确度。

目前超音速火焰喷枪的数值仿真基本上都未考虑固体微粒的作用,喷管中的两相流动主要表现在固相微粒与纯气相间的相互作用,其计算首先要了解喷涂微粒的性质、固—气相互作用等,然后建立两相流动的控制方程,确定边界条件。

2001年6月收稿,2002年9月定稿。

线性可调音速喷嘴工作特性仿真

线性可调音速喷嘴工作特性仿真

线性可调音速喷嘴工作特性仿真成鹏;李清廉;张新桥;康忠涛;陈慧源【摘要】The mode transition of combined-cycle engine makes it necessary to throttle the mass flow rate of propellants continuously andstably.Aiming at gaseous propellant,a throttleable sonic nozzle was designed on the basis of normal sonic nozzle.The throttleable sonic nozzle achieves continuous throttling through a plug moving along axis.By adopting the twice-envelope method,the contour of the plug was designed to satisfy the linear characteristic of mass flow rate.Performances of the throttleable sonic nozzle were investigated through the numerical simulation of computational fluid dynamics.It is found that the mass flow rate is independent under the back pressure when the back pressure is lower than the critical back pressure and the critical back pressure ratio increases as mass flow rate decreases.The linear relationship between mass flow rate of linear throttleable sonic nozzle and location of plug was verified and results show that the discharge coefficient is high and hardly be affected by the location of plug.%为了满足组合发动机模态转换的要求,连续稳定调节推进剂流量十分关键。

超音速微粒轰击表面纳米强化多通道喷嘴气固双相流的数值模拟

超音速微粒轰击表面纳米强化多通道喷嘴气固双相流的数值模拟
p o e s o US P i a u 1 0 r c s f P s bo t mm. S mu ai n e u t c n e p mp o e he e in f 2 i lto r s ls a h l i r v t d sg o ma s s- p o u to o in e lic a n ln zl sf rS n u e y US P. r d c in- re t d mu t- h n e o ze NC i d c d b P o
( ) 考虑 固相 颗粒 流与 壁面 的摩 擦力 。 6不
1 3 几何 建模 与 网格划 分 .
效率较低 , 不适宜进行工业化大批量生产。因此 ,
迫 切需 要开 发制 造一 种大 宽度 多通 道耦 合 高效 喷
首 先建 立多 通道 喷 嘴 的几 何模 型 。多通 道 喷 嘴 从入 口到 出 口依 次 由收缩段 、 部 、 喉 扩张段 和调 整 段组 成 。收缩 段 的作 用 是 加 速 气 流 , 文设 计 本 的喷嘴 将 收缩段 加 长 用 以稳 定 气 流 , 降低 来 流紊
部 位 ; 张段 最 为 关 键 , 这一 阶段 , 音 速 气 流 扩 在 超 被 加速 到所设 计 的 马赫 数 ; 整 段 是 为保 证 气 流 调
均 匀性 所设 计 的 。 前 处理 采用 非 结 构 三 角形 网格 进 行 划 分 , 各
具体分析中, 由于黏性和固体壁面等的影响, 多 通道 超音 速 喷 嘴 内 的流 场 较 为 复杂 , 场 的本 流
C D中研 究 两 相 流 一 般 有 欧 拉一 欧 拉 和 欧 F 拉一 拉格 朗 日两种 方 法 。颗 粒 流 和气 体 流两 相 之 间 可以有动量 、 质量 和 能量 的交换 , 可 以进 行 简 也 化 。通 过计算颗粒 相在连续 相 中的质量加 载率 、 体 积加 载率和颗粒斯 托克斯 数 , 可知对 于进行 超音 速 微粒轰 击的多 通道 喷 嘴 , 喷 嘴 内外 , 粒 的质 量 在 颗

基于Fluent的超音速喷嘴的数值模拟及结构优化

基于Fluent的超音速喷嘴的数值模拟及结构优化
在 喷 嘴 中, 由于 d V/ V> 0 ,所 以d P / P < O ,d p/ p< 0 ,
工作效 率 的重 要途 径 。 目前对 于超 音速 喷 嘴 的设计 还 主 要 依赖 于 经验 和 实验 ,缺 乏一 套完 整 的理 论计 算方 法 。 本 文 根据 气体 动力 学 的方 法设 计 出 了满 足 条件 的超 音速 喷 嘴 间 ,并通 过对 喷 嘴的优 化 ,为 喷嘴 的设计 、制 造及
值模 拟 ,找 出 了喷嘴 流场 的各状 态参 数 的变化 规律 ,为 超音速 喷 嘴 的理论 研究 奠定 了基础 口 。
当 逐渐 缩 小, 气 体 流 速逐 渐 增 大 ; 当喷 嘴沿 截 面 收缩 到 最 小处 喉部 时 ,喉 部处 的截 面保 持恒 定 ,流速 达 到 临界
速度 即音速 ,此 时 压力近 似 为喷 嘴进 口压 力 的一 半 ;超
收 稿 日 期 :2 0 1 4 -1 0 - 0 7
基金项目:国家 自然科 学基金:环形 自激振 荡射流 涡激空化效应 及对卷吸性能 的影 响机理 ( 5 1 3 7 6 2 0 4 );国家 自然科学
基金 :利用 自 激振荡脉冲特性实现双腔室射流喷嘴的超微雾化机理 ( 5 1 4 0 5 3 5 2 ):武汉 市青年科技晨 光计 划: 降低板 带表 面静 电喷 涂消耗 的关键技 术及其设 备研 究 ( 2 0 1 3 0 7 0 1 40 0 1 0 0 2 2 ) 作者简介 :高全杰 ( 1 9 6 3一),男,湖北枣阳人,教授 ,硕士,研究方向为静电喷雾理论及应用 。
件对喷 嘴内流场进 行数值模拟 ,得到 了喷 嘴内流场的 分布规律 。改变喷 嘴的结构 ,分 析了 收 缩段和 扩张段的不 同结 构对喷 嘴出 口速度 的影响 。结 果表明 ,喷嘴内气流 的温度和 压力逐渐

211113272_气体中心式离心喷嘴喷雾实验与三维仿真

211113272_气体中心式离心喷嘴喷雾实验与三维仿真

第8卷㊀第2期2023年3月气体物理PHYSICSOFGASESVol.8㊀No.2Mar.2023㊀㊀DOI:10.19527/j.cnki.2096 ̄1642.1013气体中心式离心喷嘴喷雾实验与三维仿真高玉超ꎬ㊀楚㊀威ꎬ㊀康金鑫ꎬ㊀仝毅恒ꎬ㊀苏凌宇ꎬ㊀林㊀伟(航天工程大学宇航科学与技术系ꎬ北京101416)ExperimentandThree ̄DimensionalSimulationofGas ̄CenteredSwirlCoaxialInjectorSprayGAOYu ̄chaoꎬ㊀CHUWeiꎬ㊀KANGJin ̄xinꎬ㊀TONGYi ̄hengꎬ㊀SULing ̄yuꎬ㊀LINWei(DepartmentofAerospaceScienceandTechnologyꎬSpaceEngineeringUniversityꎬBeijing101416ꎬChina)摘㊀要:在实验的基础上ꎬ基于RNGk ̄ε模型对常压下气体中心式同轴离心(gas ̄centeredswirlcoaxialꎬGCSC)喷嘴喷雾形态和破碎模式进行了三维仿真研究ꎮ采用网格自适应加密(adaptivemeshrefinementꎬAMR)技术㊁耦合水平集和流体体积(coupledlevel ̄setandvolumeoffluidꎬCLSVOF)方法对气液界面进行捕捉ꎮ结果表明ꎬ液体质量流率(ml)不变ꎬ随着气体质量流率(mg)的增加ꎬ中心气流的引射作用增强ꎬ液膜内外压差增大ꎬ雾化锥角减小ꎬ并对其流动特性进行了分析ꎻ而m g不变时ꎬ液膜在喷嘴出口的径向速度与切向速度随ml的增大而增大ꎬ导致雾化锥角增大ꎮ同时根据气液质量流率比(gas ̄liquidmassflowrateꎬGLR)ꎬ将喷雾的破碎模式分为穿孔破碎㊁气泡破碎和气动破碎ꎮ关键词:GCSC喷嘴ꎻ三维仿真ꎻ喷雾形态ꎻ破碎模式ꎻGLR㊀㊀㊀中图分类号:V19文献标志码:AAbstract:Onthebasisofexperimentsatatmosphericpressureꎬathree ̄dimensionalsimulationstudyofthespraypatternandbreakupmodeofgas ̄centeredswirlcoaxial(GCSC)injectorwasconductedwiththeRNGk ̄εmodel.Thegas ̄liquidinterfacewascapturedbytheadaptivemeshrefinement(AMR)techniqueꎬcoupledlevel ̄setandvolumeoffluid(CLS ̄VOF)method.Theresultsdemonstratedthatwhentheliquidmassflowrate(ml)isconstantꎬtheejectionactionofthecentralairflowisenhancedalongwiththegasmassflowrate(mg).Theinternalandexternalpressuredifferenceoftheliq ̄uidfilmincreasesandthesprayangledecreases.Meanwhileꎬtheflowcharacteristicswereanalyzed.Whenmgisconstantꎬtheradialvelocityandtangentialvelocityoftheliquidfilmattheinjectoroutletincreasewithmlꎬwhichmayresultintheincreaseofthesprayangle.Accordingtothegas ̄liquidmassflowrate(GLR)ꎬthebreakupmodesofsprayaredividedintotheperforationbreakupꎬbubblebreakupandpneumaticbreakup.Keywords:GCSCinjectorꎻthree ̄dimensionalsimulationꎻspraymorphologyꎻbreakupmodeꎻGLR收稿日期:2022 ̄09 ̄08ꎻ修回日期:2022 ̄10 ̄19基金项目:国家自然科学基金(12002386)第一作者简介:高玉超(1996 ̄)㊀男ꎬ硕士ꎬ主要研究方向为液体火箭发动机喷雾与燃烧ꎮE ̄mail:3071823775@qq.com通信作者简介:仝毅恒(1987 ̄)㊀男ꎬ讲师ꎬ主要研究方向为液体火箭发动机喷雾与燃烧ꎮE ̄mail:yiheng_tong@sina.com引㊀言在航空航天领域中液体火箭发动机发挥着至关重要的作用[1]ꎬ喷嘴是液体火箭发动机燃烧室的关键部件之一[2]ꎬ不同的液体火箭发动机所用喷嘴构型不一ꎮ分级燃烧的大推力液氧煤油发动机ꎬ广泛采用气体中心式同轴离心(gas ̄centeredswirlco ̄axialꎬGCSC)喷嘴ꎮ我国研制的YF ̄100和YF ̄115㊁俄罗斯的RD ̄170和RD ̄180等液体火箭发动机均采用该种类型的喷嘴[3]ꎬ这种喷嘴采用液体燃料将富氧燃气包裹在中间避免富氧燃气直接撞击燃烧室壁面ꎬ如图1所示[4]ꎮ第2期高玉超ꎬ等:气体中心式离心喷嘴喷雾实验与三维仿真图1㊀GCSC喷嘴示意图[4]Fig.1㊀SchematicdiagramofGCSCinjector[4]在对GCSC喷嘴喷雾特性的实验研究方面ꎬCohn等[5]研究了不同出口结构时的GCSC喷嘴喷雾和燃烧特性ꎮ在冷流实验中发现扩散型喷嘴和预混型喷嘴的喷雾在当气液相对速度较大和气液作用时间较长时雾化效果最好ꎮ张蒙正等[6]详细研究了GCSC喷嘴的流量特性及气液之间的相互影响ꎬ并总结了压降及缩进长度对喷嘴雾化特性的影响ꎮLightfoot等[7 ̄8]通过实验方法发现液膜在内喷嘴出口处产生回流区ꎬ并且回流区的液膜厚度要大于液体环缝的宽度ꎬ其厚度受环缝宽度和内喷嘴壁厚的影响ꎮJeon等[9]将液膜破碎模式分为内混破碎和外混破碎ꎬ认为液膜处于外混破碎时ꎬ喷雾锥角随动量比的增大而减小ꎬ处于内混破碎时ꎬ喷雾锥角随动量比的增大而增大ꎬ液膜在喷嘴出口破碎时ꎬ喷雾锥角最小ꎬ增加缩进会导致最小喷雾锥角的动量比减小ꎮSivakumar等[10]通过实验ꎬ将喷雾破碎模式划分为波动破碎㊁穿孔破碎㊁振荡破碎㊁块状破碎ꎬ并且发现前两种破碎模式出现时ꎬ液膜保持轴对称形态ꎬ而当自激振荡发生时ꎬ喷雾的Strouhal数基本不变ꎮKim等[11]通过实验研究了高压下不同缩进比(recessratioꎬRR)和气液动量通量比(momentumfluxratioꎬMFR)对GCSC喷嘴喷雾特性的影响ꎬ发现在MFR较小时ꎬ背压使喷雾产生严重畸变ꎬ而当MFR足够大时ꎬ喷雾才变为稳定的实心锥形ꎻ同时ꎬ小RR的喷嘴需要更大的MFR才能获得与大RR的喷嘴相似的喷雾形态ꎮHong等[12]采用激光诱导荧光(laserinducedfluorescenceꎬLIF)方法对不同旋流强度条件下液体流动的整体形态和界面表面波进行了可视化研究ꎬ同时用光谱法测量了表面波扰动的频率ꎮ实验结果表明ꎬ在相同动压比的情况下ꎬ随着旋流强度的增加ꎬ完整液膜长度增加ꎬ且表面波扰动的频率随气速的增加而稳定增加ꎬ与初始旋流数无关ꎮPark等[13]指出在高液体Reynolds数下ꎬ气体Reynolds数对喷雾锥角和液膜厚度的影响较小ꎻ而在低液体Reynolds数下ꎬ气体Reynolds数对喷雾锥角和液膜厚度的影响较大ꎮMatas等[14]采用透明喷嘴对缩进室内液膜流动进行了研究ꎬ发现液膜表面波的振荡频率与气体速度成正相关ꎬ而与液体速度无关ꎬ液膜破碎长度随气液动量比的增大而减小ꎮIm等[4]指出GCSC喷嘴液滴粒径沿径向先减小再增大ꎬ原因是中心线附近的小液滴被高速气流夹带产生聚合ꎮ徐顺[15]通过观察不同气液比下的喷雾图像ꎬ将液膜破碎方式总结为块状破碎㊁气泡破碎㊁振荡破碎㊁气动破碎㊁穿孔破碎ꎬ并指出随着液体Reynolds数的增大ꎬ液膜的主要破碎方式为穿孔破碎㊁振荡破碎㊁气动破碎ꎬ影响液膜破碎的主要因素有气动力㊁液膜表面张力㊁黏性力ꎮPark等[16 ̄17]通过实验分别对GCSC喷嘴的气体通道和液体通道施加脉动ꎬ发现液体环缝本身起着低通滤波器的作用ꎬ因此当液体通道产生压力振荡时ꎬ响应随振荡频率的增加而减弱ꎬ且截止响应频率随环缝宽度增大而减小ꎮ气体供给管路的共振和驻波扰动的耦合造成了高频时的响应峰值ꎬ低频增益的峰值似乎是由气液界面处的不稳定性频率与气体激发频率的耦合所致ꎮJoseph等[18]通过分析实验图像发现ꎬ喷嘴在雾化过程中产生两种不同的喷雾形态:由较细液滴组成的中心密集喷雾和外部粗糙喷雾ꎮ在两种喷雾形态的径向边界上ꎬ液滴的Sauter平均直径(SautermeandiameterꎬSMD)会急剧上升ꎬ原因在于较小液滴数量的显著减小和较大液滴数量的大量增加ꎮ并且中心喷雾的SMD随动量比的增大而减小ꎬ而外部粗糙喷雾的SMD不受气液动量比的影响ꎮSahoo等[19]研究了旋流数㊁缩进长度和唇口厚度对GCSC喷嘴自激振荡特性的影响ꎮ同时研究得到无量纲振荡频率(Strouhal数)在整个MFR范围内是恒定的ꎬ且与旋流数和缩进长度无关ꎬ但随唇口厚度的减小而增大ꎮ接着Sahoo等[20]对GCSC喷嘴雾化过程中的大尺度不稳定进行了实验研究ꎬ同时对时间分辨的喷雾图像进行本征正交分解(properor ̄thogonaldecompositionꎬPOD)ꎬ以理解各种非定常模态ꎮ在对GCSC喷嘴的数值模拟研究方面ꎬCanino等[21]建立了基于层流Navier ̄Stokes方程的非稳态㊁二维轴对称旋转的数值模型以捕捉GCSC喷嘴缩进室内的液膜流动特性ꎬ发现液膜的波动频率随气液76气体物理2023年㊀第8卷密度比和唇口厚度的增大而增大ꎬ随液膜厚度和旋流速度的增大而减小ꎬ且不受缩进长度的影响ꎮKim等[22]㊁Trask等[23]亦通过数值模拟研究了GCSC喷嘴缩进室内液㊁气两相的混合特性ꎮVil ̄lasmil等[24]评估了几种湍流模型对GCSC喷嘴缩进室内观察到的喷雾不均匀性的预测能力ꎮSon等[25]采用汽化煤油和空气作为燃料和氧化剂的模拟剂对GCSC喷嘴喷雾进行了数值模拟ꎮZhang等[26]和Wang等[27 ̄28]对超临界条件下的GCSC喷嘴三维流动动力学和混合进行了数值研究ꎮ对GCSC喷嘴的喷雾特性进行了较为全面的实验研究ꎬ然而传统的多相流实验研究只能总结实验现象ꎬ获得宏观规律ꎬ从而推断或猜测相关机理ꎻ而通过仿真的方法ꎬ可以直观地获得雾化过程中的流场ꎬ速度场和液膜破碎等信息ꎬ这些在实验中是很难准确测量的ꎮ虽然目前学者还进行了二维轴对称和超临界环境下的仿真研究ꎬ但是二维模拟无法捕捉气液相互作用时的周向表面波以及液相的周向分布ꎬ对液膜破碎机理的研究是不利的ꎮ鉴于此ꎬ本文在常温常压实验的基础上基于商业软件Fluent19.2开展了GCSC喷嘴喷雾特性的三维仿真研究ꎬ以揭示不同气液质量流率下的液膜破碎机理ꎮ1㊀实验条件1.1㊀实验系统本文所用实验系统包括管路供应系统㊁测控系统㊁图像采集系统和台架系统4部分ꎬ如图2所示ꎮ管路供应系统是由高压气源㊁输气管路㊁输液管路㊁推进剂罐等组成ꎮ采用压缩空气对推进剂(水)罐增压ꎬ实现对液体喷嘴的平稳流量供应ꎻ同时ꎬ高压气源通过管路经减压阀将空气输送至气体喷嘴ꎮ在测控系统中ꎬ通过压力传感器和气㊁液流量计分别测量并记录集液腔㊁集气腔的压力及模拟介质的质量流量ꎮ其中压力传感器采用虹润精密仪器有限公司生产的OHR ̄M2G ̄2 ̄L ̄C ̄0 ̄1.6MPa压力传感器ꎬ精度为0.5%FSꎮ液体质量流量采用麦克传感器股份有限公司生产的LWGY涡轮流量计测量ꎬ精度为1.0%FSꎮ气体质量流量采用麦克传感器股份有限公司生产的MFC608科里奥利质量流量计测量ꎬ精度为0.5%FSꎮ图像采集系统由高速摄像机㊁遮光板和矩形LED背景光源(HLS ̄30ꎬ功率:250W)组成ꎮ实验时将背景光源㊁遮光板㊁喷嘴轴线和高速摄像机布置在一条直线上ꎬ并合理调节各部件的距离以保证捕捉精细的喷雾瞬态图像ꎬ高速摄像机帧频设定为31862f/sꎬ曝光时间为1/477930sꎬ拍摄到的瞬态喷雾图像像素为800pixelˑ600pixelꎮ台架系统由实验件安装支架㊁收集槽和排水管系统组成ꎮ1.2㊀喷嘴参数参考文献[6]中的喷嘴设计ꎬ实验采用了如图3所示的GCSC喷嘴ꎬ其具体尺寸参数见表1ꎬ其中外(液)喷嘴为带有切向孔(8个)的离心式喷嘴ꎬ内(气)喷嘴为中心射流喷嘴ꎮ液态燃料通过切向孔进入喷嘴形成旋转液膜ꎬ气态氧化剂从中心圆孔喷入ꎬ二者从喷嘴喷出后相互作用完成雾化和混合ꎮ图2㊀实验系统原理图Fig.2㊀Schematicdiagramoftheexperimentalsystem86第2期高玉超ꎬ等:气体中心式离心喷嘴喷雾实验与三维仿真图3㊀GCSC喷嘴结构示意图Fig.3㊀SchematicdiagramofGCSCinjector表1㊀喷嘴尺寸参数Table1㊀Geometricalconditionsofinjectorparameter/mmvalued010.0dg6.0Rt9.7t0.6dt8.81.3㊀雾化锥角提取方法喷雾雾化锥角的提取采用聚类的方法ꎬ如图4所示ꎬ首先对所有喷雾图像处理得到时均图ꎬ再利用背景得到加权图ꎬ时均图与加权图相乘以消除光照不均的影响ꎬ然后通过Gauss滤波得到时均加权滤波图ꎻ接着基于K ̄means分割算法[29]计算每一类的平均灰度得到背景图分类㊁通过形态学滤波得到背景二值图ꎻ寻找边界坐标ꎬ提取出喷雾边界ꎬ分别计算喷嘴左右边界ꎮ参考文献[17]雾化锥角提取方法ꎬ即选取外喷嘴出口的两个端点及外喷嘴出口下游位置(垂直距离为外喷嘴内径的一半)与喷雾图像的交点这4个点来拟合直线l1与l2ꎬ最后通过程序求取两条拟合直线斜率反正切值差的补角得到雾化锥角值αꎬ如下式所示l1ʒy1=k1x+b1ꎬα1=arctank1l2ʒy2=k2x+b2ꎬα2=arctank2α=180ʎ-α1-α2图4㊀雾化锥角提取示意图Fig.4㊀Schematicdiagramofsprayangleextraction96气体物理2023年㊀第8卷2㊀仿真方法2.1㊀控制方程㊁湍流模型及气液两相界面捕捉方法控制方程包括质量守恒方程㊁动量守恒方程和能量守恒方程ꎬ三者通过流体运动的控制方程进行描述ꎮ液体的流动速度较低ꎬ按不可压缩流体处理ꎮ气体的流动速度很小时亦可按不可压处理ꎬ但若当气体的流动速度较大(Ma>0.15)时密度变化已不能忽略[30]ꎬ这时应作为可压缩流体处理ꎬ即需要考虑能量方程ꎬ本文气体均考虑了可压缩性ꎮ质量守恒方程∂ρ∂t+Ñ (ρU)=0动量守恒方程∂∂t(ρU)+Ñ (ρUU)=-Ñp+Ñ (τ=)+ρg+F能量守恒方程∂∂t(ρE)+Ñ [U(ρE+p)]=Ñ [keffÑT-ðjhjJj+(τ=eff U)]+Sh其中τ==μ(ÑU+ÑUT)-23Ñ UIéëêêùûúúE=h-pρ+U22式中ꎬμ为流体动力黏性系数ꎬp为压力ꎬρ为流体密度ꎬg为重力加速度矢量ꎬF为额外的体积力矢量ꎬU为速度矢量ꎬT为温度ꎬkeff为有效热传导系数ꎬI为单位张量ꎬJj为组分的扩散流量ꎬSh为体积热源项ꎬhj为组分j的焓ꎮ湍流模型选用RNGk ̄ε模型ꎮRNGk ̄ε模型是涡黏模型的一种ꎬ涡黏模型通过引入湍动黏度来避免直接处理Reynolds应力项ꎬ用湍动黏度来表示湍流应力ꎮk ̄ε模型引入湍动能k和湍流耗散率ε来求解湍动黏度ꎮRNGk ̄ε模型通过在修正后的黏度项以及大尺度运动上体现小尺度运动的影响ꎬ从而系统地把这些小尺度运动从控制方程中除去ꎮRNGk ̄ε模型中k和ε的输运方程为:k方程∂(ρk)∂t+∂(ρkui)∂xi=∂∂xiαkμeff∂k∂xjæèçöø÷+Gk-ρεε方程∂(ρε)∂t+∂(ρεui)∂xi=∂∂xiαεμeff∂ε∂xjæèçöø÷+εC∗1εkGk-C2ερε2k其中k=uᶄiuᶄi2=12(uᶄ2+vᶄ2+wᶄ2)ε=μρ∂uᶄi∂xkæèçöø÷∂uᶄi∂xkæèçöø÷μeff=μ+μtìîíïïïïïïμt=ρCμk2εCμ=0.0845ꎬαk=αε=1.39C∗1ε=C1ε-η(1-η/η0)1+βη3C1ε=1.42ꎬC2ε=1.68η=(2Eij Eij)1/2kεEij=12∂ui∂xj+∂uj∂xiæèçöø÷η0=4.377ꎬβ=0.012Gk=μ∂ui∂xj+∂uj∂xiæèçöø÷∂ui∂xjìîíïïïïïïïïïïïïïïïïïïï式中ꎬui㊁uj均为速度分量ꎬi=1ꎬ2ꎬ3ꎬj=1ꎬ2ꎬ3ꎻxi㊁xj均为坐标分量ꎻk为湍动能ꎬ单位为(kg m2)/s2ꎻε为湍动能耗散率ꎻμeff为有效黏性系数ꎬ单位为(N s)/m2ꎻμt为流体涡黏性系数ꎬ单位为(N s)/m2ꎻGk为平均速度梯度引起的湍动能产生项ꎮ上述RNGk ̄ε模型是针对高Reynolds数条件ꎬ在壁面低Reynolds数区域所用非均衡的壁面函数方法来改进壁面部分的准确度[31]ꎮVOF(volumeoffluid)方法的优点是可以方便地计算复杂的相界面变化过程ꎬ能够捕捉非常尖锐的相界面ꎬ对计算内存的要求较低ꎬ体积守恒性好ꎻ缺点是难于准确计算曲率及与曲率有关的物理量ꎬ要想精细地捕捉到相界面位置ꎬ就需要加密相界面处网格ꎬ这无疑增加了计算量ꎮ水平集方法的优点是可以准确计算曲率及与曲率有关的物理量ꎬ不需要重构界面ꎬ拓扑描述能力更强ꎬ模拟出的界07第2期高玉超ꎬ等:气体中心式离心喷嘴喷雾实验与三维仿真面比VOF方法更加光滑ꎻ缺点是难以准确模拟尖锐界面ꎬ体积守恒性相对较差ꎮCLSVOF(coupledlevelset+VOF)方法将VOF方法与水平集方法耦合起来ꎬ兼具两种方法的优点ꎬ在两相流计算中ꎬ对相界面的捕捉效果极佳[32]ꎮCLSVOF的控制方程在文献[33]中已有详细说明ꎮ2.2 计算模型㊁网格和边界条件由于切向孔处的网格容易扭曲变形ꎬ网格质量较差ꎬ故本文对计算模型进行相应简化ꎮDonjat等[34]通过实验研究了大型喷嘴旋流室内液体的流动ꎬ认为流场通常是轴对称的ꎬ同时文献[35 ̄38]均成功地用一个二维模型来模拟离心式喷嘴流场ꎬ均得到了理想的结果ꎮ因此本文基于上述文献相同的简化原理ꎬ即将切向孔等效成一个环面ꎬ如图5所示ꎬ同时计算给定液体流入的径向速度和切向速度ꎮ为了揭示喷雾全流场的流动特性ꎬ本文采用三维计算模型进行仿真模拟ꎮ(a)Computationalmodelsimplification㊀㊀㊀(b)Computationaldomainꎬgridandboundaryconditions㊀图5㊀计算域㊁网格及边界条件Fig.5㊀ComputationalmodelsimplificationComputationaldomainꎬgridandboundaryconditions用 环形 进口代替了原喷嘴的切向孔ꎬ其 环形 进口宽度需要通过以下方法计算求出ꎮ首先ꎬ根据体积流量Q计算进口的切向和径向速度ꎻ入口的流量是径向速度与模型入口面积的乘积ꎬ再用流量Q与所求的径向速度vin以及原有的旋流室直径Ds(本文中Ds=d0)求得进口宽度dꎮ切向速度win=QApDs-tDs径向速度vin=QApæèçöø÷2-w2in进口宽度d=QvinπDs其中ꎬAp代表切向孔总截面积ꎮ计算域㊁网格及边界条件如图5所示ꎮ计算域包括中心射流喷嘴㊁外围离心式喷嘴和较大的自由流区域ꎬ自由流区域轴向长度为60mmꎮ气体入口采用压力入口ꎬ液体入口采用速度入口ꎬ出口设置为压力出口ꎬ壁面均为无滑移壁面ꎮ模拟气体为空气ꎬ模拟液体为水ꎮ选用基于压力的求解器进行瞬态模拟ꎬ并采用压力的隐式算子分割算法(pressure ̄implicitwithsplittingofoperatorsꎬPI ̄SO)进行压力 ̄速度耦合求解ꎮ压力梯度项采用基于单元的最小平方法进行计算ꎬ压力离散方法采用交错压力格式(pressurestaggeringoptionꎬPRESTO)ꎮ体积分数离散采用可压缩格式ꎬ可压缩重构格式是一种基于斜率限制的2阶重构格式ꎬ将斜率限制用于空间离散格式中ꎬ以避免由求解域的急剧变化而在高阶空间离散格式中导致的伪振荡ꎮ湍动能和耗散率等其他均采用2阶迎风格式ꎮ在时间离散17气体物理2023年㊀第8卷上ꎬ采用1阶隐式格式ꎮ表面张力采用连续表面力模型(continuumsurfaceforcemodelꎬCSF)[39 ̄40]ꎮ为提高解的收敛性ꎬ打开隐式体积力[41]ꎮ2.3㊀自适应网格细化由于雾化现象的多尺度特征ꎬ为充分捕捉液体界面的运动与破碎细节ꎬ减小数值解中的数值误差ꎬ本文使用基于梯度的AMR技术加密网格ꎬ以精确追踪相界面[42]ꎬ其具有网格细化和粗化便利㊁能够在每一个时间步执行㊁对整体性能影响最小㊁对新细化或粗化的网格单元进行内插相对简单等优点[43]ꎮ自适应网格细化原理图如图6所示ꎮ选择液相体积分数梯度驱动网格自适应过程ꎮ当液相体积分数(α)的梯度满足hÑα>ε时ꎬ网格自动进行加密ꎮh为网格尺寸ꎬε为一个小量ꎬ在本文中设置为0.05ꎬ以此实现气液界面处的网格自适应加密ꎮ网格细化间隔为10个时间步长ꎬ二级细化等级ꎮ图6㊀自适应网格细化原理示意图[44]Fig.6㊀SchematicdiagramofAMR[44]2.4㊀仿真工况设置为研究常压下不同气液组合对喷雾特性的影响ꎬ设计模拟工况如表2所示ꎮ工况1~4研究固定液体质量流率时ꎬ气体质量流率对喷雾特性的影响ꎻ工况3ꎬ5ꎬ7和8与工况4ꎬ6研究固定气体质量流率时ꎬ液体质量流率对喷雾特性的影响ꎮ其中ꎬGLR为气液质量流率比ꎬGLR=m g/mlꎮ表2㊀GCSC喷嘴模拟工况Table2㊀Simulationconditionscaseml㊀/(g/s)mg㊀/(g/s)GLR1800028040.05038060.075480100.12554060.150640100.25075060.12086060.1002.5㊀网格无关性验证在进行大规模计算之前ꎬ须进行网格无关性验证ꎬ本文结合3种不同数量的网格进行验证ꎬ3种网格初始网格数量分别为6.4ˑ105(粗网格)㊁1.14ˑ106(中等网格)和1.64ˑ106(细网格)ꎮ分别采用3种网格计算工况4ꎬ得到喷雾形态如图7所示ꎮ计算表明:粗网格与细网格模拟的雾化锥角的相对误差为7.41%ꎬ二者相差较大ꎻ中等网格与细网格模拟的雾化锥角的相对误差为2.47%ꎬ二者相差很小ꎬ且与实验(如图8所示)的喷雾雾化锥角(80ʎ)相近ꎮ粗网格捕捉到的完整液膜长度明显小于中等网格与细网格捕捉到的完整液膜长度ꎮ同时ꎬ考虑到计算精度与计算资源的消耗ꎬ选择中等网格进行仿真研究ꎬ液相体积分数为0.25的等值面[45]ꎬ下文中出现的气液界面均为液相体积分数为0.25的等值面ꎮ3㊀结果与讨论3.1㊀雾化锥角实验所得不同气液质量流率组合下的喷雾图像如图8所示ꎬ同时根据GLR将喷雾的破碎模式分为气动破碎(图中红色虚线框所示)㊁气泡破碎(图中紫色虚线框所示)和穿孔破碎(图中红色㊁紫色虚线框之外)ꎮ(a)Coarsegrids㊀㊀㊀㊀㊀(b)Intermediategrids㊀㊀㊀㊀㊀(c)Finegrids图7㊀网格无关性验证Fig.7㊀Verificationofgrid ̄independence27第2期高玉超ꎬ等:气体中心式离心喷嘴喷雾实验与三维仿真图8㊀不同气液质量流率下的喷雾图像Fig.8㊀Sprayimagesatdifferentgas ̄liquidmassflowrates对于图8所示ml=80g/s时的各工况ꎬ液膜均呈较为完整的空心锥分布ꎬ并以一定的锥角在xz平面沿z轴负向延展ꎬ其仿真结果如图9所示ꎮ随着气体质量流率的增加ꎬ中心气流的引射作用增强ꎬ同时液膜内外压差增大ꎬ如图10所示(其中蓝色粗实线表示液相体积分数为0.25的等值线)ꎮ两者均会导致喷雾向中心轴线收缩ꎬ即雾化锥角减小ꎮ如图11左图所示为实验与仿真的雾化锥角对比ꎬ两者变化规律一致ꎬ且误差较小ꎮ图9所示工况的喷雾场流动特性明显ꎬ如图12所示ꎮ当无中心气流作用时(工况1)ꎬ旋转液膜流出喷嘴出口后在离心力的作用下向外扩张ꎬ喷雾锥内由于体积增大而形成低压区ꎬ外部气体沿轴线被抽吸入喷雾锥内ꎬ而由于液膜的夹带作用ꎬ液膜附近的气流与液膜同向流动ꎬ因此在轴线与液膜之间形成回流区ꎮ图9㊀ml=80g/s时仿真喷雾图像Fig.9㊀Simulatedsprayimagesatml=80g/s37气体物理2023年㊀第8卷图10㊀x方向速度云图和压力云图Fig.10㊀x ̄directionalvelocitycontourandpressurecounter图11㊀实验与仿真雾化锥角对比Fig.11㊀Comparisonofsprayanglebetweenexperimentandsimulation图12㊀工况1~4流线图Fig.12㊀Streamlineofcase1~4在无中心气流作用时ꎬ由环境气流流进喷雾锥内形成回流ꎻ当有中心气流作用时ꎬ如图12的工况2~4所示ꎮ中心气流的引射作用及液膜内外压差会使环境气流在液膜破碎处穿过液膜进入喷雾锥内(如图12所示)形成回流ꎮ随着中心气体质量流率的增大ꎬ液膜破碎长度减小ꎬ因此环境气流穿透液膜的位置向上游移动ꎬ回流区也随之向上游移动ꎮ同时由于雾化锥角减小ꎬ回流区减小ꎮ无中心气流作用时ꎬ喷雾锥内回流区比有中心气流作用时的回流区大得多ꎮ这是因为无中心气流时喷雾47第2期高玉超ꎬ等:气体中心式离心喷嘴喷雾实验与三维仿真锥内外压差较低ꎬ气流无法迅速回流至喷雾锥内ꎻ而当有中心气流作用时ꎬ喷雾锥内外压差增大ꎬ中心气流的引射作用增强ꎬ气流能够迅速地回流至喷雾锥内ꎮ图13为图9的z轴负向视图下的喷雾分布及流线图ꎬ对于工况1ꎬ喷雾锥内流线方向由旋转液膜切向速度夹带引起ꎮ对于工况2~4ꎬ有中心气流作用时ꎬ截面上喷雾锥外侧流线方向是环境气流在液膜破碎处穿过液膜进入喷雾锥内的流向ꎬ而喷雾锥内侧流线方向由旋转液膜切向速度夹带引起ꎬ并以气喷嘴出口空气流为中心ꎮ图13㊀z轴负向视图下的喷雾分布及流线图Fig.13㊀Distributionandstreamlineofsprayfromz ̄axisnegativeview而当中心气体质量流率不变时ꎬ中心气流的引射作用与液膜内外压差一定ꎬ增大液体质量流率ꎬ液膜在喷嘴出口的径向速度与切向速度增大ꎬ从而导致雾化锥角增大ꎮ图14为mg=6g/s时仿真所得的喷雾图像ꎬ仿真所得雾化锥角与实验对比如图11右图所示ꎮ图14㊀mg=6g/s时仿真喷雾图像Fig.14㊀Simulatedsprayimagesatmg=6g/s3.2 穿孔破碎当GLR较小时ꎬ如图9所示的工况4(GLR=0.125)中ꎬ液膜表现为穿孔破碎ꎮ在离心力的作用下ꎬ液膜向下游运动的过程中厚度逐渐变薄ꎬ并最终形成孔洞ꎬ液膜破碎成液丝ꎬ并在气动力的作用下在下游继续二次破碎成液滴ꎮ图15为旋转液膜一次破碎㊁二次破碎过程的细节示意图ꎬ不同过程的典型代表均已用阿拉伯数字和红色圆圈㊁框标57记ꎮ过程1为液膜穿孔破碎成液丝的过程ꎬ液膜由于离心力和气动力的作用产生孔洞ꎬ且此孔洞发展变大ꎬ最终使得液膜破碎成液丝ꎮ过程2表示液丝破碎成液滴的过程ꎬ液丝脱离液膜后其直径是不均匀的ꎬ因此在向下游运动的过程中ꎬ表面张力的作用使得液丝在颈部(较小直径处)夹断[46]ꎬ并最终破碎成液滴ꎮ过程3表示液滴聚合过程ꎬ在液膜破碎过程中ꎬ破碎成的液滴和液丝的速度并不是均匀的ꎬ因此便会在下游发生速度快的液滴追赶上速度慢的液滴现象ꎬ从而导致液滴间的聚合ꎮ(a)0μs㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(b)4.2μs㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀(c)8.4μs㊀㊀㊀图15㊀液膜穿孔破碎过程Fig.15㊀Perforationbreakupprocessofliquidfilm3.3㊀气动破碎相比于工况4ꎬ增大GLRꎬ如工况6(GLR=0.250)ꎬ此时液膜破碎表现为强烈的气动模式ꎬ如图16所示ꎮ液膜处于气动破碎模式时ꎬ液膜剧烈破碎产生大量的液丝和液滴ꎬ其在下游与气流产生强烈的相互作用ꎬ扰乱气流的流动ꎬ因此产生复杂的涡结构ꎮ这些涡将继续向下游运动直至耗散ꎮ同时气液作用之后在液膜上迅速出现一系列复杂无规律的表面波促进了液膜的破碎ꎮ图16㊀喷雾与流线图Fig.16㊀Sprayandstreamline3.4㊀气泡破碎气泡破碎亦发生于GLR较小时ꎬ如工况5(GLR=0.150)ꎬ此时液膜会周期性重复如图17所示的4个过程:1)如图(a)所示ꎬ刚喷出的液膜在离心力的作用下向外扩张ꎬ此时液膜在表面张力作用下维持着液膜的形态ꎻ2)如图(b)所示ꎬ液膜向外扩张形成一个敞口气泡ꎬ同时液膜在内外压差及中心气体引射作用下开始向内卷缩ꎬ此时液膜表面会产生两种表面波ꎬ即气液间的剪切作用导致的Kelvin ̄Helmholtz(K ̄H)不稳定性引起的K ̄H波和液膜受到中心气流的挤压作用而发生变形㊁气液密度差导致液膜沿周向产生Rayleigh ̄Taylor(R ̄T)不稳定性的作用[47]引起的R ̄T波ꎻ3)如图(c)所示ꎬ液膜向中心轴线收缩过程中ꎬ与中心气流的相互作用会越来越强烈ꎬ此时其破碎模式类似于3.2节所述的穿孔破碎ꎻ4)如图(d)所示ꎬ液膜内侧宽度几乎等于中心气流宽度ꎬ此时在气动力作用下液膜表现为如3.3节所述的气动破碎ꎬ此时由于中心气流冲击夹带ꎬ在中心轴线会产生柱状细小浓密液滴群ꎮ分析认为喷雾的周期性气泡破碎是由液膜旋转离心力㊁液膜表面张力㊁气液作用力及液膜内外压差四者共同作用的结果ꎮ液体在液喷嘴旋流室中形成旋转运动ꎬ从液喷嘴喷出后液膜在离心力作用下会向外扩展ꎬ同时由于表面张力的作用液膜旋转向下的过程中继续保持液膜状态ꎻ但由于旋转液。

超音速气流中横向喷射氢气流场数值模拟

超音速气流中横向喷射氢气流场数值模拟

超音速气流中横向喷射氢气流场数值模拟摘要: 本文讨论了利用数值模拟技术来研究超音速气流中横向喷射的氢气流场。

主要研究方法包括使用多体动力学理论对氢气分子行为进行建模,并使用数值计算方法模拟超音速气流中横向喷射氢气流场的特性。

实验结果表明,横向喷射氢气流可以改善超音速气流的流场特性。

关键词: 超音速气流, 横向喷射, 氢气流场, 数值模拟正文: 近年来,随着航空发动机技术的发展,越来越多的研究开始关注高速飞行技术。

在超音速飞行过程中,气流的稳定性对飞行安全具有重要意义。

因此,研究超音速气流中横向喷射的氢气流场是很有必要的。

本文通过数值模拟研究了超音速气流中横向喷射的氢气流场。

首先,我们使用多体动力学理论对氢气分子行为进行了建模,然后使用数值计算方法模拟超音速气流中横向喷射的氢气流场的时空变化规律。

实验结果表明,横向喷射氢气流能够改善超音速气流的流场性能,可以提高超音速气流的稳定性。

研究结果表明,利用横向喷射氢气流可以有效改善超音速气流的流场性能,从而提高飞行安全性。

本文的研究为未来研究超音速气流提供了一个新的思路。

应用超音速气流中横向喷射氢气流场数值模拟技术可以解决很多航空发动机相关的安全问题。

传统的航空发动机设计方法依赖于大量的试飞数据,其时间和空间的变化是不可控的。

而应用超音速气流中横向喷射氢气流场数值模拟技术,可以使发动机设计者们在虚拟环境中进行模拟,使得在发动机设计过程中可以随时充分控制和评估空气流场特性及发动机性能。

另外,超音速气流中横向喷射氢气流场数值模拟技术也可以用来解决市场竞争的问题。

这种技术可以模拟出两个市场竞争双方的发动机性能指标,不仅可以帮助企业更好地评估和改善空气流场特性,而且可以帮助企业更加了解其竞争对手的发动机性能指标,从而有效地区别于竞争对手和增强企业市场竞争力。

总之,应用超音速气流中横向喷射氢气流场数值模拟技术可以使发动机设计师们在虚拟环境中充分控制和评估空气流场特性,进而有效地解决航空发动机安全性问题、提升发动机性能、支持企业竞争力,从而大大提高航空发动机设计的效率和安全性。

二维超音速喷管型线设计仿真研究_刘晓东

二维超音速喷管型线设计仿真研究_刘晓东
较小,仅在靠近壁面处马赫数继续减小,使得出
口截面流场均匀性逐步降低;继续增加膨胀角,
使得超音速喷管膨胀加速过程更加剧烈,此时
喷管中心区域马赫数凸起形式更加明显,壁面
附近马赫数降低幅度增大,最小马赫数减小至
图5
膨胀角θ对膨胀段型线及性能的影响图
图 5 给出三个膨胀角(3.5°,4.5°,5.5°)对膨
of
了设计,得到了满意的流场分布;王海
长度。结果表明,收
supersonic nozzle expansion is designed
涛、席德科[2]等人针对气流粉碎机上超音
缩段型线选用双三次
with
速喷管的使用特点,根据超音速风洞喷
characteristics
analytical
comparing
Design and Numerical Simulation on
3.5°.
the
Key
Two-Dimensional
Supersonic
words:
two-dimension
Abstract
nozzle;
■ 摘 要 :采用计算软
Nozzle Profile
characteristics theory; numerical simulation
进口工作总压 200kPa,工作总温 373.15K,喷管出
口即试验段进口最大马赫数 Ma=1.4。采用上述
方法进行超音二维喷管的型线设计,利用 Gambit
完成计算网格划分,并采用 Fluent 计算软件对设
计结果进行检验,研究不同设计方法、设计参数
对喷管型线及内部流场的影响,以实现超音速喷
管的优化设计。

多功能超音速火焰喷涂粒子速度的计算机仿真

多功能超音速火焰喷涂粒子速度的计算机仿真

( 2)
1
1. 1
焰流的速度和温度
1. 2 理论计算 在 HVO / AF 喷涂中, 焰流高速喷出喷枪后, 进入大
操作参数 O2 喷枪煤油流量 24 L / h, 在 HVOF 状态下运行时,
3 O2 压力 1. 5 MPa; 计算的喷枪出口速度 流量 38 m / h,
气, 形成湍流焰流。 其重要特征是随机杂乱无章而瞬 息变化, 无法用简单的数学函数进行描述, 但其各种气 动参量, 如焰流速度、 压力、 温度等的统计平均值, 符合 射流动力学规律。从焰流中心至边缘, 其各气动参量, 均匀呈抛物线分布, 且具有相似性。 为了方便研究, 以轴心线处的气动参量来表征焰 流的特征
多功能超音速火焰 ( HVO / AF ) 喷涂由于粒子的速 得到的涂层结合强度高, 孔隙率低, 残余应力低 度高, 和耐磨耐蚀性能好
[1 , 2 ]
。 粒子沉积前的状态 ( 粒子速
度、 温度和熔化状态 ) 是其与焰流动量、 热量交换的结 果。因而焰流的特性也对涂层的性能有较大的影响 。 在 HVO / AF 喷涂中, 粒子沉积前飞行的时间是相 当短的, 为 10
5 多功能超音速火焰喷涂粒子速度的计算机仿真
查柏林,江 鹏,袁晓静 ( 第二炮兵工程学院,陕西 西安 710025 ) [ 摘 要] 超音速火焰喷涂粒子焰流速度对涂层的性能影响极大 , 但其实际速度很难确定, 根据射流动力学原理,
WC -17Co 和 NiCrBSi 喷涂粒子的速度进行了计 建立了多功能超音速火焰喷涂的焰流和粒子速度模型 , 并对焰流、 算机仿真计算。结果表明: 随喷涂距离增大, 超音速焰流速度、 温度不断下降, 直至形成亚音速焰流; 粒子的速度分 布在 300 ~ 800 m / s, 它与焰流速度、 粒子直径、 粒子密度有关, 在离喷枪出口 200 ~ 400 mm 范围粒子速度变化较小。 [ 关键词] 火焰喷涂; 粒子速度; 多功能超音速; 计算机仿真 [ 中图分类号] TG174. 442 [ 文献标识码] A [ 文章编号] 1001 - 1560 ( 2011 ) 06 - 0005 - 03

不同结构喷嘴流场的仿真及锥直型喷嘴结构参数的优化

不同结构喷嘴流场的仿真及锥直型喷嘴结构参数的优化

不同结构喷嘴流场的仿真及锥直型喷嘴结构参数的优化喷囁歷射流系统的一个关®它足形或鮎谕匚况的口接元件。

喘囁工艺参数的选择.将直接辭响喷嘴形成射流的流场.同时制約许琳沆系境的其他部杵•性能良好* 匹配的喷嘴.在不改变梵它条件的■情况K機大的提鬲肘流的效率•喷嘴的工艺参数决龙射流在喷嘴内外流场的动力学特性,「.艺参数的茂变蹲导戮流场的变化。

逋过对工艺参数的硏就,井ri优化幷参数,将有助于提高成套射流段备的技代水平。

射潦乍业的目的是破坏冃林物已有的结构或形状.罠判预期的目杯*其工艺是皑能——机械能一一射溢能的转代过#匕在这个过程中.喷嘴是转换射流能的尤件.灯于不同的hw J:u 的.射流的喷嘴育很多种形式。

按形狀可分为圖柱形喷嘴、扇形峨嘴、拝形喷唯等等.按圧力可彷为低Ji;喷嚨、高压嘟嘴、以及超祷爪啖嘴。

时丁以射流训割为3 的的加工过程.其特点是集聚能埴,集東射涼,从而获得最人的射槪打击力・所以圆形喷嘴比較理ML 怦统的咬嘴研览方法有理進计算和实脸研究.理论计算经常需耍进行假设”囲比悚得计算再应用就淀会存在差距.实验研究很容鬲得山结杲”但由于实醴方达、模型尺于、实验环境*测量苻变等,也很难获得理想的结构工艺参数。

随着计算机技术的发展’ LTD应用血牛,三是综存丁丼论计京以段实能研尬適过CFDHI拟仿貝珂以再规实验过程流场的内部情况,茯得最佳工艺参救后再通过实验的方法进行验证.节钓了大駅的人力、物力和财力“常用的鬲压射流喷嘴有三种形式.分别为洌柱彩*圆锥彩、锥直型。

如图50所(a) 0+x«(b)風悸型(门锥亜型图5.0常用嘖嘴结构图本文就以上三种喷嘴进行CFD仿真*研完射流在非淹没狀态卜.齐型喷嘴内外的流场利用匚卜D软件中的FLUENT仍轶件包进仃仿真研凡仿貝步骡如卜;L建立几何模型.生成计算网格:2导人卜LUENT软件中.检杳网格*变换帀位;3.远样求鮮器,以农求解力•样|层流込壯湍流I :4+添加流休材料属性;5.碗定边界娄型臥及边界羡件:6.设善农解控机鉴数.初扫化瀝场:Z求解计篇:«.保厅结果.进疔后址购"5.1圆林形喷嘴的流场仿真I沏JT模弔的楚丈及网俗划分运用FLUENT软件的前处理模块GAMBIT软件进行建模以及划分网格乜由于喷嘴结构比较简单,而11喷唏具仔轴对称结构,所以在建模.网格划分以及仿真都采用二维轴对称模型“喷嚨的詰构参数为:喷嘴直径喷嚅长度l=4nun」网格划分采用平向四辺脱单尤*百助于计算的收釦山计聲渝体力学的却论仔小在近壁面处、规復变化悌復衣的辿小网榕进仃局部加轧血图戈1W丘加口却:图5.1 61柱形囁嘴网格局祈放阳创『! J乂在FLULNT中进行求解把上一步ft Gambit屮所建"的模型导入FLUENT软件屮,检杳网格.检査网格的目的是罐免在网格划分过程中有负体积的单元山现*当网格中有绘小体积小于零时后续计悴无法进押.当网格有体根为琴的情况则需婴夙新划分刚.当程序的术尾语句岀现-Done-就衣示网咯划分程序町以识别,就町以述入下涉的单也设荒*阴为GAMBIT软件导岀的几何区城默认的尺寸单悅題“m”・通i±单位计算囲子的改变使分析软件中的单位和建模的羊位和同,由岡管的雷诺数计算公朮肮二四;式中¥ —H二匸带富zrH二二.。

细长杆件超音速火焰喷涂形变量控制模拟研究

细长杆件超音速火焰喷涂形变量控制模拟研究

细长杆件超音速火焰喷涂形变量控制模拟研究发布时间:2022-07-28T08:37:22.609Z 来源:《中国科技信息》2022年33卷3月6期作者:鲍海波、丁佳[导读] 超音速火焰喷涂(HVOF)过程中伴随着高热量的释放,喷涂环境和被喷涂工件都将承受短暂的高温,对细长杆件表面喷涂过程中喷涂区域温度急剧升高,同时由于温度差产生应力,鲍海波、丁佳南京中远海运船舶设备配件有限公司摘要:超音速火焰喷涂(HVOF)过程中伴随着高热量的释放,喷涂环境和被喷涂工件都将承受短暂的高温,对细长杆件表面喷涂过程中喷涂区域温度急剧升高,同时由于温度差产生应力,温度场的急剧变化对应力场将产生较大影响,所以细长杆件在经过HVOF喷涂后常常出现喷涂区域弯曲的现象。

通过分析细长杆件发生形变的原因,并制定合理的喷涂工艺,从而避免弯曲变形的产生成为细长杆件HVOF喷涂形变量控制的关键所在。

研究利用ABAQUS有限元软件,建立了涂层粒子流和细长杆件有限元模型,采用瞬态分析方法,对喷涂过程进行模拟。

结果表明,如果细长杆件材料不均匀,即成分偏析,造成材料组织不均匀,偏析区域材料的线膨胀系数及热传导率与本体材料有所不同,经过HVOF喷涂处理后,会出现弯曲变形;细长杆件在喷涂了若干个来回后进行冷却的过程中,如果发生杆件的冷却不均杆件匀,例如杆件正对着风机的一侧与背对风机一侧造成空气的对流换热系数不同,也会造成的弯曲变形。

关键字:细长杆件,超音速火焰喷涂,弯曲变形;有限元模型序言超音速火焰喷涂(HVOF)技术属于热喷涂技术中的一种先进技术,工作原理是喷涂技术是利用煤油与氧气混合,在燃烧室点燃,剧烈膨胀的气体受喷嘴的约束形成超音速高温火焰流,粉末沿燃烧室轴心由惰性气体送入喷口,受到火焰的加热与加速而喷出,与基体材料结合而形成具有各种功能的表面覆盖涂层的一种加工技术。

采用HVOF加工技术将耐磨金属陶瓷粉末喷涂到零件表面,并通过磨削使得表面粗糙度达到设计要求,从而增强零件表面局部耐磨性,达到提升零件使用寿命的目的。

Laval喷嘴型面的优化设计及仿真试验分析

Laval喷嘴型面的优化设计及仿真试验分析

Laval喷嘴型面的优化设计及仿真试验分析田金坤;郭向利;张三川;张斌【摘要】在研究某型超音速火焰喷枪的基础上,为了进一步提高火焰流的品质,首先运用传统方法及特征线原理对Laval喷嘴型面进行优化设计,得到较优的结构参数;其次采用ANSYS Workbench软件,对优化前后的Laval喷嘴进行仿真分析;最后将优化后的Laval喷嘴安装在喷枪上进行喷涂试验.试验发现,优化后Laval喷嘴出口的火焰流轴向速度不均匀度降低了32.82%,喷涂时火焰流轴向速度超过当地音速近7 倍,且比优化前速度提高了约340 m/s,优化后的Laval喷嘴符合设计要求.【期刊名称】《中原工学院学报》【年(卷),期】2017(028)004【总页数】6页(P13-18)【关键词】超音速火焰喷枪;Laval喷嘴;优化设计;仿真分析【作者】田金坤;郭向利;张三川;张斌【作者单位】郑州大学机械工程学院, 郑州 450001;郑州大学机械工程学院, 郑州450001;郑州大学机械工程学院, 郑州 450001;中原工学院, 郑州 450007【正文语种】中文【中图分类】TH164Laval喷嘴是超音速火焰喷枪系统至关重要的组成部分,也是决定火焰流轴向速度能否达到超音速的核心部件。

为了研制性能优异的Laval喷嘴,业内学者做了大量相关的探索研究与分析。

Katanoda H等对双级超音速火焰喷枪Laval喷嘴进行了数值模拟与试验,试验值与模拟值相差较小,但未提出喷枪及其喷嘴结构的相关设计理论[1]。

张弘仪等对风洞试验所用的二元扁口矩形Laval喷管进行了设计仿真,得出了采用Folsch解析法设计的二元超音速喷管出口气流均匀、马赫数误差较小等结论[2]。

韩治成对Laval喷管物理模型进行了设计研究,认为在保证喷管出口马赫数的前提下,Laval喷管整体长度取渐缩段入口截面直径的0.8~1.0倍较适宜[3]。

汤红军采用经验积累及传统方法对超音速冷喷涂的Laval喷嘴结构进行了设计,认为锥形喷嘴收缩段的收缩角选取30~60°较合适[4]。

基于ansys的喷雾器喷嘴流场仿真研究

基于ansys的喷雾器喷嘴流场仿真研究

分类号密级宁波大红鹰学院毕业设计(论文)基于ANSYS的喷雾器喷嘴流场仿真研究所在学院机电分院专业机械设计制造及其自动化班级姓名学号指导老师年月日诚信承诺我谨在此承诺:本人所写的毕业论文《基于ANSYS的喷雾器喷嘴流场仿真研究》均系本人独立完成,没有抄袭行为,凡涉及其他作者的观点和材料,均作了注释,若有不实,后果由本人承担。

承诺人(签名):朱晓峰2012年3月25日摘要本文采用ANSYS 的CFD分析模块对喷雾器喷嘴流场仿真研究,通过建立喷雾器喷嘴内流体流动的计算模型, 分析了计算流体力学方法( CFD) 在模拟喷嘴流场方面的应用。

ANSYS是随着电子计算机的发展而迅速发展起来的一种在计算数学,计算力学和计算工程学领域最有效的通用有限元软件。

它是融结构、热、流体、电磁、声学与一体的大型通用有限元商用分析软件。

利用ANSYS有限元分析,可以对各种机械零件,构件进行应力、应变、变形、疲劳分析,并对某些复杂系统进行仿真,实现虚拟的设计,从而大大节省人力,财力和物力。

由于其方便性、实用性和有效性,ANSYS软件在哥哥领域,特别是机械工程当中得到了广泛的应用。

利用ANSYS软件来比较不同喷嘴结构形式下流体的流动特征, 研究喷嘴突出长度、入口速度以及输入管内径对喷嘴雾化质量的影响。

结果表明这些参数相互配合, 存在最优值, 为喷嘴结构优化设计提供信息及依据, 对实际生产也具有指导意义。

关键词:喷雾器,流体力学,有限元分析,雾化AbstractThis paper uses the ANSYS CFD analysis module of the sprayer nozzle flow field simulation research, through the establishment of the sprayer nozzle flow calculation model, analysis of the computational fluid dynamics (CFD ) method in simulation of nozzle flow applications. Comparison of different form of nozzle structure for fluid flow characteristics, study of the nozzle protrusion length, entrance velocity and input tube diameter of nozzle atomization quality influence. The results show that these parameters are matched with each other, there exists an optimal value for the nozzle structure optimization design, provide information and basis, also has guiding significance for practical production.Key Words:sprayer, fluid mechanics, finite element analysis, atomization目录摘要 (I)Abstract (II)目录 (III)第1章绪论 (1)1.1 主要课题内容及分析 (1)1.1.1 主要内容 (1)1.1.2 选题背景 (1)1.1.3 设计方案 (1)第2章有限元概述 (2)2.1 有限元国内外研究现状 (2)2.2 有限元分析的发展趋势 (3)2.3.1 与CAD软件的无缝集成 (4)2.3.2更为强大的网格处理能力 (4)2.3.3由单一结构场求解发展到耦合场问题的求解 (5)第3章喷雾器模型的建模设计 (6)3.1喷雾器特性 (6)3.1.1 现实中的运用 (6)3.1.2 喷雾器的工作原理 (6)3.2对喷雾器模型ANSYS分析 (8)3.2.1 分析思路 (9)3.2.2 导入模型 (9)3.3 FLOTRAN CFD 分析的概念 (13)3.4 FLOTRAN 分析基础及OTRAN单元的特点 (14)3.5喷嘴流场FLOTRAN分析 (15)第4章对喷雾器模型ANSYS详细分析 (30)4.1喷雾器喷嘴模型分析 (30)4.1.1喷雾器喷嘴的计算模型 (30)4.2数值计算边界条件 (31)4.4 计算结果及讨论 (36)4.4.1喷嘴输出管拐角对流体流速分布影响 (36)4.4.2喷嘴突出长度对流体流速分布的影响 (37)4.4.3输入管入口速度对流体流速分布的影响 (37)4.4.4喷嘴输入管内径对流体流速分布的影响 (37)总结与展望 (38)参考文献 (39)致谢 (41)第1章绪论1.1 主要课题内容及分析1.1.1主要内容对喷雾器喷嘴进行工艺分析,并确定分型方案、浇注系统位置和大小、抽芯方案、顶出方案等。

蒸汽喷射泵超音速流体三维模拟研究

蒸汽喷射泵超音速流体三维模拟研究

2005’全国真空冶金与表面工程学术研讨会会议论文集的区域先达到等压面压力。

即中心区域压力梯度大于其周围靠近壁面的区域。

中心区域压力偏低(图2中灰色代表边界层压力,黑色代表轴线区域压力。

),这是因为气体入口速度较低,边界层影响相对较大;同时根据压力与速度的关系,也可推出中心区域的速度变化大于靠近边界层的区域;在喉部区域等压云图趋于平坦,说明随着速度的提高边界层作用区域趋小,在整个喉部平面上压力和速度变化趋于一致;同时边界压力变得小于中心压力;经过喉部区域压力和速度的剧烈变化,在喉部出口处形成凸向出口的等值云图。

说明此处中心压力梯度小于其周围和靠近壁面的区域。

同时中心速度变化显著小于周围边界区域;在随后渐扩段中压力等值面云图又变图l喷嘴内流场三维压力云图翻2喷嘴内流场压力分布XY图平,近而逐渐地变成中心向入口突起的压力等值面。

说明超音速气流在渐扩段内中心压力梯度沿轴线上升,且中心压力小于同截面边界处的压力。

根据热力学原理可知中心流体速度也大于同截面边界速度。

图3、图4反映了整个流场中马赫数变化情况。

在喷嘴入口区域马赫数等值面凸向入口方向,表明轴心附近先达到等值面速度;轴心处速度梯度大于同截面上的周围区域,并且变化是连续非线性的;就马赫数数值来说,入口段边界区域小于中心区域。

在接近喉口处,马赫数等值面逐渐变平,近而在喉部变为等值面凸向出口,说明此时边界区域先达到等值面值,即速度梯度边界处大于中心区域:由图4可知喉部边界区域马赫数值大于中心区域。

图3喷嘴内流场马赫数三维云图豳4喷啊内漉场马赫效分布XY图进入渐扩段速度梯度变成中心区域大于边界区域,轴心区域速度变化最快;同时中心马赫数也变得大于周围区域的马赫数。

由此可见,超音速喷嘴内流体的压力和速度变化规律随部位不同各不相同。

2.2结构参数的影响分析对于超音速喷嘴,工作性能和喷射效率与流场状况密切相关,热力参数和几何参数直接影响流场规律和特性。

图5反映出喷嘴渐扩顶锥角e对流动参数的影响。

航空发动机燃油喷射器流场仿真与优化

航空发动机燃油喷射器流场仿真与优化

航空发动机燃油喷射器流场仿真与优化航空发动机是现代飞机的核心部件,其性能直接影响着飞机的燃油消耗、运行效率和环境排放。

而燃油喷射器作为航空发动机中的重要组成部分,决定了燃油的喷射效率和燃烧过程的稳定性。

因此,对于航空发动机燃油喷射器流场的仿真和优化研究具有重要意义。

航空发动机燃油喷射器流场仿真是通过数值模拟方法对液体燃料在喷嘴出口的喷射过程进行模拟和分析。

仿真的基本原理是将复杂的喷射流场分成无数个微小的网格单元,并基于流体动力学方程对每个单元中的液体运动进行计算和预测。

通过仿真可以得到喷嘴出口的喷雾形态、速度分布、液滴尺寸等关键参数。

燃油喷射器流场仿真的基本步骤包括:几何建模、网格划分、边界条件设定和物理模型设定。

首先,需要根据实际的燃油喷射器几何形状进行建模,将其转化为计算机可识别的几何模型。

然后,对几何模型进行网格划分,将喷嘴周围的流场划分成大量的小网格。

划分的网格越细密,仿真结果越精确,但计算量也会增加。

接下来,需要设置边界条件,包括喷嘴入口的压力、温度和喷雾粒径等参数。

最后,在模拟中考虑流体的非理想性,选择适当的物理模型和数值方法,对喷射流场进行计算求解。

在仿真过程中,需要关注的关键问题包括喷嘴出口的喷雾形态、液滴尺寸、速度分布以及喷雾的扩散和混合过程等。

通过对这些关键问题的研究,可以优化燃油喷射器的设计,提高燃烧效率和燃油利用率。

例如,通过调整喷嘴的结构和尺寸,可以改变喷雾的出口速度和角度,从而实现更好的燃油雾化效果。

此外,通过优化燃油喷雾的分布和扩散,可以提高燃烧的均匀性和稳定性,减少燃料的浪费和环境排放。

在航空发动机燃油喷射器流场的仿真优化方面,目前已经有了许多研究成果和应用实践。

例如,通过数值模拟的方法,可以对不同喷嘴结构和参数进行比较和分析,以选择最佳的喷嘴设计方案。

同时,基于优化算法和仿真技术,还可以对喷射流场的液滴尺寸、速度分布和扩散特性进行优化,实现燃油消耗和排放的最小化。

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from parallel. A matching pair concave mirror catches the light once it has gone through the nozzle and refocuses it onto a knife edge. The knife edge is set to allow about ½ of the light beam through to a viewing screen or camera. Light bent by expansions will be stopped at the knife edge. This missing light will cause dark areas on the screen where expansion waves occur. Light bent by compressions (shocks) will completely pass the knife edge and hence brighten these areas on the screen. The system can thus be used to produce images of supersonic flow. Experimental Procedure Note : If you do not have access to a supersonic nozzle and a high pressure gas line, use the Nozzle Simulation software program to carry out your experimental investigations. 1. With an empty test section, open the control valve and establish supersonic flow in the channel. Measure the static pressure readings along the length of the nozzle. Measure the total pressure reading for the upstream flow. Measure the atmospheric pressure in the lab. Recorded data can be written in the tables shown in the Appendix. 2. A pitot pressure probe can be inserted into the flow to measure stagnation pressure behind a normal shock wave. This is another technique for measuring the Mach number of the flow in the nozzle. Record the Stagnation pressure using the probe at station 6 in the nozzle. 3. With glass walls on the side of the nozzle and by means of a Schlieren optical system, the shock/expansion wave system produced by objects placed in the flow can be seen. These flow patterns can be recorded digitally. Install a test shape into the test section of the channel. Again open the valve to establish supersonic flow. Record the shock and expansion wave patterns using the Schlieren optical system. 4. With an otherwise empty test section, if small step disturbances are introduced at the walls, the resulting weak Mach waves can be observed by the optical system. The angle of these waves will be another measure of the Mach number of the flow in the nozzle. Experimental Results

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Figure 2. High Pressure Supply System.
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Figure 3. Schematic of Equipment Connections.
Nozzle Geometry Nozzle stations are measured downstream from the throat. Table 1. Nozzle Co-ordinates
Figure 1. 2-D Supersonic Flow Nozzle Experimental Procedure.
Observe the set up of the apparatus, Figure 2. Take note of each piece of equipment and its function. The high-pressure gas supply line is attached via a manually operated valve to the converging-diverging two-dimensional nozzle. Once the valve is open to give sufficient upstream stagnation pressure, the nozzle will choke giving Mach 1 flow at the throat. Downstream of the throat (area A*) the flow Mach number will depend primarily on the area ratio of the channel (A/A*) and a supersonic flow slightly above Mach 2 will be obtained. A steel wall containing static pressure ports can be attached to the side of the nozzle. Using these ports, static pressure variation along the nozzle length can be determined. The static pressure to stagnation pressure ratio at any point along the channel can be used to predict local Mach number. This result can be compared to area ratio predictions and discrepancies due to boundary layer effects, shock waves or surface imperfections can be evaluated. A pitot pressure probe can be inserted into the flow at any station and can be used to predict upstream Mach number based on the stagnation pressure ratio change at that station.
P= P atm − hi
cmHg
Figure 5. Static Pressure Multitube Manometer
Optical Measurement of Shock and Expansion Waves
A Schleiren optical system is set up in the lab surrounding the nozzle.
Measurements in Supersonic Flow
The aim of this laboratory experiment is to familiarise students with the behaviour of supersonic gas flow. To complete the work successfully students will need to understand the properties of supersonic flow as well as equipment and techniques required to perform measurement of this flow.
39.1
39.5
39.8
40
40.3
40.5
40.6
40.8
41.4
43.2
Throat Height (A*) = 14.5 mm. Nozzle is two-dimensional with a constant depth, 25.4 mm Pressure measurement Pressure measurement can be carried out using Piezo-electric transducers or conventional manometers. In this case mercury manometers are used to measure the pressures in the nozzle or upstream reservoir. Stagnation pressure is taken as measure as the static pressure of the upstream settling chamber. Since the stagnation pressure in the upstream pressure vessel is quite high, a multicolumn manometer has been used rather than one very long single column. The mercury columns are joined by incompressible water columns.
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