20120914哈尔滨工业大学计算颗粒流体力学及两相流技术研讨会新闻

液固外循环流化床内喷嘴对流场影响的数值模拟刘燕;陈赫宇;周千淅;张少峰;王智【摘要】喷嘴是影响液固外循环流化床内颗粒循环的关键部件.应用STAR CCM+软件,基于Realizable κ-ε湍流模型和壁面函数法,采用SIMPLE算法对压力和速度场进行耦合求解,讨论了喷嘴位置与口径比对速度、压力、湍动能以及涡强分布规律的影响.结果表明,喷嘴口径比是影响压力、射流中心速度、阻力大小的关键因素,当喷嘴口径比为0.375时,压降最小,且阻力较小,利于流体循环.流体经喷嘴喷出后,因射流区速度梯度较大而产生剪切力,形成涡旋,当喷嘴安装位置为0 mm时,涡旋达到最大,卷吸力最强.【期刊名称】《河北工业大学学报》【年(卷),期】2016(045)001【总页数】6页(P68-73)【关键词】STAR CCM+;外循环流化床;喷嘴;口径比;数值模拟【作者】刘燕;陈赫宇;周千淅;张少峰;王智【作者单位】河北工业大学海洋科学与工程学院,天津300130;河北工业大学化工学院,天津300130;天津大学化工学院,天津300072;河北工业大学海洋科学与工程学院,天津300130;河北工业大学化工学院,天津300130【正文语种】中文【中图分类】TQ051.1流化床技术已广泛应用于化工、机械、原子能源、材料制备、冶炼金属、环保工业、污水处理等诸多领域[1-4]，而循环流化床换热器在化工行业中的应用尤为突出．在传热的过程中，换热设备接触表面一般都会引起不同程度的结垢现象，其中对涉及蒸发工艺的加热过程影响较为严重，例如制盐、制糖、造纸等工业过程，壁面结垢后会大幅度消减传热效果，明显增加能耗，导致质量以及产量下降，有时甚至导致设备无法正常运转．张利斌等[5]通过在蒸发管内安装几组可做往复运动的弹簧用来除垢，但在换热器中主要是运用加入固体颗粒的方式来除垢，颗粒随着液体的运动而运动，运动过程中颗粒与换热器管壁发生碰撞，从而使管壁上堆积黏附的污垢松动后随着流体一起排出管箱，可以看出颗粒的流动状态以及颗粒的分布就显得尤为重要，颗粒能否正常循环，压降等是重要的影响因素．由于设备运行时换热管箱的阻力过大，导致压降较大，动力不足，严重影响了设备的正常运行，所以在三通管处加入喷嘴，喷嘴的安装位置以及口径比对流场都会有影响，合理的安装位置以及口径比，可使喷嘴本身造成的压降较小，同时喷嘴对下降段水流的卷吸力最大，王利文等[6]在超音速粉碎喷嘴模拟中得到了喷嘴出口速度以及压力的曲线变化图，探究了喷嘴入口直径对其的影响，林正刚等[7]对同轴双剪切喷嘴进行模拟，对同轴双剪切喷嘴进行设计改进，探究对其燃烧率的影响，孙艳琦等[8]采用文丘里管路结构，起到喷嘴作用，对其结构进行改进．但是在液固外循环流化床中，对设备中加入喷嘴的研究很少．为了进一步了解设备内流场分布，本文研究在循环流化床内加入喷嘴后，对流场的影响进行模拟研究．河北工业大学多相流课题组对液固外循环流化床中喷嘴对床内颗粒循环特性的影响进行了实验研究[9]，实验装置如图1所示．其工作原理为：水泵2从储水槽1中吸水，水流经转子流量计3后，在喷嘴4处与颗粒收集筒11中下降的刚玉球颗粒混合，流入换热器换热管8下管箱5，经换热器换热管，从换热器上管箱中流入旋流分离器10内进行液固分离，刚玉球颗粒由旋流器底循环下降段进入颗粒收集筒11，水由旋流器溢流管排出进入储水槽1，实现水的再循环使用．喷嘴是整个工作系统的关键部件，喷嘴对下降管段的卷吸力与喷嘴前后的压降变化，是考察喷嘴最佳结构以及最佳安装位置的重要参考指标．图中d为管道直径，D为喷嘴出口直径，L为喷嘴安装距离．文献 [10]的实验结果表明，喷嘴出口压力变化对喷嘴吸入刚玉球的能力有重要影响，由于实验手段的限制，实验数据的精确度不高．实验中采取的测压方式，如图2所示，喷嘴出口压力采用探测管测量，喷嘴出口共布置6个测压孔，通过插入探测管测量压力，由于管道直径小，探测管本身对管道内流场影响极大，因此所测实验数据变化趋势正确，数据的精确性差．为弥补实验的不足，本文采取数值模拟的方式模拟喷嘴处流场变化规律．喷嘴计算区域几何模型如图3所示，喷嘴全长185 mm．运用多面体网格包裹几何模型以及棱柱层网格处理边界层的方法，使其形成离散化网格，喷嘴处局部体网格如图4所示，体网格数目为21 238 990．喷嘴口径比为D/d，喷嘴的安装距离定为L，把下降段左侧边缘作为安装0点， 20、 10、0、10点的位置见图4，往X轴正方向为正，反之为负方向．3.1 控制方程流体运动的控制方程为[11]：其中：t为时间；ui，xi为速度分量以及坐标分量；为密度以及分子黏性系数；为修正压力；为紊流黏性系数．其中：经验常数C=0.09；湍动能和湍流耗散率对应的Prandtl数方程常数C1=是由于平均速度梯度引起的湍动能的产生项．3.2 边界条件边界条件设置见表1，因旋流器溢流水直接进入储水槽，所以溢流管出口给定压力边界条件，水平管进口及旋流器切向进口根据实验数据设定；对于水平管出口，假定管足够长，喷嘴对其流场影响可忽略，因此水平管出口也设定为压力边界条件，流体介质为纯水，密度为997.561 kg/m3，重力加速度为9.81m/s2，方向向下．3.3 模拟算法本文应用STARCCM+进行模拟，基于有限体积法对求解区域进行离散，速度和压力的耦合采用Simple算法对场内压力和速度进行耦合求解，动量方程采用一阶迎风差分格式进行离散，湍流模型采用标准Realizable湍流模型以及壁面函数法．本文考虑3个口径比D/d=0.35、0.375、0.4，4个喷嘴安装位置L=0mm、10mm、 10mm、 20 mm．着重分析不同几何设置下压力、速度、湍动能以及涡量等物理量的变化规律．从喷嘴断面沿喷嘴中心坐标轴线，均匀布置了15个监测点，如图5所示．4.1 喷嘴安装位置对流场的影响喷嘴的不同安装位置对速度、湍动能、涡量、压降都有影响，但出于简化考虑，本文暂不涉及对压降的分析．4.1.1 喷嘴安装位置对速度的影响喷嘴直径为15mm，口径比0.375．喷嘴安装位置为0mm、10mm、 10mm、20mm时．安装距离与各点速度变化关系曲线如图6所示，因为喷嘴射流发生在中心轴处，沿轴向速度变化较大，故沿在中心线设置监测点．图6正坐标为水平管的来流方向，负坐标为水平管的出流方向，喷嘴出口处为0坐标点．由图可知，在水流进入喷嘴锥段后开始逐渐加速，在喷嘴喷出口处速度达到最大值，水流喷出后速度逐渐变小，趋近于来流速度，当安装位置为 20mm的时候，流速度变小的趋势最慢，当距喷嘴出口250mm处，4个安装位置的点速度基本一致，由于管道较细，管道边界摩擦阻力较大，需要较多的能量来克服粘滞阻力，因此速度急剧下降，也就是说喷嘴的影响范围在逐渐消失，以最大速度15.13m/s作为基准，从图6中可以看出，流速在喷嘴后10 mm内的变化规律极为明显，所以取距离为 100mm的4个安装位置的速度值，观察总的速度变化率，用 100 mm位置的速度值与最大速度作比较，当喷嘴安装位置为 20 mm时V20/Vmax=0.75，当喷嘴安装位置为 10mm时，V20/Vmax=0.64，相差11%．理论上讲，速度变化值越缓慢越好，代表喷嘴的喷射影响距离越远．4.1.2 喷嘴安装位置对湍动能的影响图7为不同安装位置下湍动能的变化曲线图，可以看出水流由喷嘴进口至出口，湍动能变化缓慢，从喷嘴喷出以后湍动能逐渐加大，在大约150mm处湍动能达到了最大，随后又逐渐减小．因为水流刚由喷嘴喷出，喷嘴中心射流速度比较稳定，但随流动距离延长，受边壁阻力以及喷嘴影响范围的制约，中心射流速度开始变得不稳定，形成了湍流剪切力，湍动能迅速增到最大，随后迅速下降，由于来流动能的消耗，动力不足，中心射流区逐渐消失，最终变为在管路内的层流流动，湍动能将下降到一个稳定的平衡值，以很小的波动上下浮动．由图看出当安装位置为0mm与10mm时，湍动能在水流离开喷嘴处最先变化，这是因为下降段的来流速度对湍动能有不同程度的干扰，其中喷嘴安装位置为0mm与10mm时干扰较强，在大约130mm处，喷嘴安装位置为0mm与10mm处湍动能远比其它两个安装位置要高，说明喷嘴的安装位置对下降管段的来流速度有影响，来流速度越大，对水平管水流的剪切力越大，湍动能变化也就越大，湍动能的加大，更有利于水流的正常循环，也有利于打散水流中的颗粒，能达到喷嘴前方管壁防除垢的效果，以免存留污垢阻碍喷嘴前射流速度．4.1.3 喷嘴安装位置对涡量的影响图8为同一口径比，不同安装位置下，水流由喷嘴刚喷出那一刻起，由于负压的逐渐增大，在喷嘴出口上下两侧贴近管壁处形成了涡旋的云图．由图可知，中心射流速度较大，在周围流场形成一个极强的切应力，沿管壁出现速度梯度，产生漩涡，由中心射流区作为中心线将上下两个涡旋分开．从图中可以看出当喷嘴安装位置为0 mm与10 mm时，涡旋的影响距离稍微短一些，相对来说安装位置为10 mm 时，上涡旋要比下涡旋大，说明喷嘴对下降段的卷吸力较强，安装位置为0 mm 时，旋涡影响距离比喷嘴安装位置10 mm时长，而且射流中心区较长，利于循环．当喷嘴安装位置为 10mm与 20mm时，涡旋的影响距离差距较小，当喷嘴安装位置为 20 mm时，上下涡旋看起来并不对称，由于中心射流区速度较大，导致下涡旋主要流量来自于水平管来流，上涡旋流量更多来自于喷嘴前产生负压形成涡旋对下降管段水流的卷吸作用，从云图中可看出安装位置为 20 mm时，上涡旋明显影响范围更大，涡强较大，这说明喷嘴对下降段的卷吸力更强一些，但是中心射流区较短，且射流区向外扩散．4.2 口径比对流场的影响喷嘴的不同口径比，对压降和涡量的影响较大，而对速度、湍动能的影响较小，因此主要考虑压降和涡量的影响．4.2.1 喷嘴口径比对压降的影响图9为喷嘴安装位置在10 mm处，口径比分别为0.35、0.375、0.4时压降变化曲线，由图10可看到，口径比为0.35时，水流刚进入喷嘴收缩段后，压力明显最大，而口径比为0.4时，压力明显最小，这是因为口径比越小，喷嘴本身所造成的阻力就越大，水流沿管道经过喷嘴喷出，负压逐渐增大，同时又可看出口径比越小产生的负压值越大，同时喷嘴前后的压力降也就增大了，不难看出当口径比为0.375，喷嘴出口直接为15 mm时，喷嘴阻力较小，而且压降变化值逐渐减小，更有利于水流的循环．4.2.2 喷嘴口径比对涡量的影响图10为喷嘴安装位置在10mm处不同口径比下的涡量云图，可以看到，坐标轴上限设定为2 000/s，口径比为0.35时，喷嘴出口处有一块空白，空白区域比2 000/s大，涡量更强一些，在口径比0.4时涡量最小，观察涡形看出，口径比为0.375时，涡形较为均匀，上下对称，且涡量适中．通过对液固外循环流化床下降管段的模拟分析，得出结论如下：1）喷嘴出口与管道直径的口径比是喷嘴高速射流距离的关键因素，综合考虑压降、涡量、速度来看，当喷嘴口径比为0.375时，口径比的射流速度最佳，压降最小，阻力较小，涡量适中，更有利于流体循环．2）水流经喷嘴射出后形成涡旋，涡旋对下降管段产生卷吸力，喷嘴的安装位置是影响卷吸力大小的重要因素．当喷嘴安装位置为0mm位置处时循环效果最佳，速度变化率较为适中，涡量能产生较大程度的卷吸力，对下降段流体的循环很有利．【相关文献】[1]贾丽云，李修伦，刘姝红，等．液固循环流化床两相流动模型[J]．化工学报，2000，51（4）：531-534．[2]姜峰，贾丽云，刘明言，等．液固循环流化床换热器中固体颗粒分布 [J]．化学工程，2004，32（1）：17-22．[3]刘燕，王琦，赵斌，等．液固循环流化床换热器中颗粒分布板分布性能的实验研究 [J]．河北工业大学学报，2006，35（6）：18-24．[4]Pronk P，Infante FerreiraCA，W itkamp G J．Prevention of fouling and scaling in stationary and circulating liquid-solid fluidized bed heatexchangers: Particle impactmeasurementsand analysis[J]．International Journal of Heatand Mass Transfer，2009，52（15）：3857-3868．[5]张利斌，张金钟，李修伦．多想流流化床换热器研究进展 [J]．现代化工，2001，21（2）：17-19．[6]王利文，潘家祯，王子刚，等．超音速气流粉碎喷嘴数值模拟 [J]．力学与实践，2009，31（2）：12-17．[7]林正刚，高玉闪，李茂，等．同轴双剪切气-气喷嘴数值模拟 [J]．航空动力学报．2010，24（4）：4-6．[8]孙艳琦，牛文全．文丘里管结构参数对其水利性能的影响 [J]．西北农林科技大学学报[J]．2010，38（2）：8-11．[9]张少峰，沈志远，魏建明．喷嘴对液固外循环流化床内颗粒循环特性的影响 [J]．火炸药学报，2009，32（1）：83-86．[10]张少峰，魏建明，刘燕．喷嘴对液固外循环流化床内含固体积分数的影响 [J]．化学工程，2008，36（5）：20-24．[11]王福军．计算流体动力学分析-CFD软件原理与应用 [M]．北京：清华大学出版社，2004．[12]徐继润，罗茜．水力旋流器流场理论分析 [M]．北京：科学出版社，1998．。

1956年，Sobocinski在水平透明管中研究了油气水三相流，发现在低流量下三相分层流动，而在高流量狭隘出现了分散流动，因而提出了划分三相流型的观点。

1970年，schlichting利用现场管线研究油气水三相流，修正了Lockhart & Martinelli计算方法。

1972年，Bocharov等发表了油、水、天然气三相流动的现场试验结果，指出油水乳状液反相时，管线压降达到最大值。

1974年，Guzhouv等将油气水三相流现场实验结果与两相流加以比较后指出：把稳定油水乳状液的性质用于三相混合物的液相是不合适的。

1991年，德国汉诺威大学的Stapelberg等学者采用对比法，对流型进行了研究。

1992年，美国Rensslaer工业研究院的Acikgoz等学者发表了油气水三相流型的研究成果。

1993-1996年，美国Ohio大学的Jepson、Lee等学者发表了油气水三相流的研究结果，包括流型、压降、分层流的液膜厚度和段塞流频率等研究内容。

1995年,著名学者Taitel、Bernea和Brill等将气液两相流的Taitel-Dukler(1976)流型划分法推广到油气水的三相流动,得到了判别分层流向其他流型转变的方法,并发现在较低气体流速下与试验吻合较好。

同时指出在给定的气体流量下,分层流向其他流型转变时与液面高度直接相关,所以当黏度较高的油品在液相中的流量比增加时,液面高度会上升,分层流将在较低液体流量下发生转变,其区域缩小。

因此，油水流量比对流型的变化有重要影响。

1997年,Hewitt等在高压多相流设备上进行了三相流实验,研究了流型、压降和相分率。

Acikgoz流型划分:实验在恒温（26±0.5℃）下进行，管径为19mm，管长为5.78m，其中流动发展段为2.93m，试验段为1.83m。

选择类似北海原油的矿物油做油相，25℃时其粘度为116.4mPa·s，密度为864kg/m3 。

液固流化床中颗粒流动特性的数值模拟
刘国栋;沈志恒;王帅;王家兴;陆慧林
【期刊名称】《哈尔滨工业大学学报》
【年(卷),期】2010(042)007
【摘要】应用欧拉-欧拉双流体模型,液相采用k-ε湍流模型,同时考虑液固两相间耦合作用,数值模拟液固流化床内液固两相流动,研究了液体密度和粘度对液固流化床内流动特性的影响.研究结果表明,液固流化床内液体、颗粒混合比较均匀,呈现散式流态化特性.颗粒轴向速度随着液体密度和粘度的增大而增大,并且在床内分布趋势相同.数值模拟得到床层膨胀高度的结果与Babu等人公式计算值相吻合.
【总页数】4页(P1108-1111)
【作者】刘国栋;沈志恒;王帅;王家兴;陆慧林
【作者单位】哈尔滨工业大学,能源科学与工程学院,哈尔滨,150001;哈尔滨工业大学,能源科学与工程学院,哈尔滨,150001;哈尔滨工业大学,能源科学与工程学院,哈尔滨,150001;哈尔滨工业大学,能源科学与工程学院,哈尔滨,150001;哈尔滨工业大学,能源科学与工程学院,哈尔滨,150001
【正文语种】中文
【中图分类】TK222
【相关文献】
1.基于DEM模拟液固流化床粒度级配对颗粒流动特性的影响 [J], 丁冬峰;程可;陆晓峰;朱晓磊;朱凌雪
2.液-固流化床中液速分布与颗粒循环流动 [J], 郝晓刚;张忠林;郭金霞;孙彦平
3.高密度液固循环流化床流动特性研究及数值模拟 [J], 聂向锋;卢春喜;蓝兴英
4.液固流化床内双组分颗粒流动数值模拟 [J], 贾雨彬;王树青;朱玉颖
5.倒置液固流化床内液固两相流动特性的数值模拟 [J], 沈志恒;刘文铁;金记英;陆慧林
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第一作者简介:王申(１９８３ )ꎬ男ꎬ河南南阳人ꎬ高级工程师ꎬ硕士研究生ꎬ研究方向为航空宇航推进理论与工程ꎮＤＯＩ:１０.１９３４４/ｊ.ｃｎｋｉ.ｉｓｓｎ１６７１－５２７６.２０２２.０１.０３９基于ＡＭＥＳｉｍ的卫星推进系统流阻特性研究王申１ꎬ２ꎬ朱一骁１ꎬ２(１.上海空间推进研究所ꎬ上海２０１１１２ꎻ２.上海空间发动机工程技术研究中心ꎬ上海２０１１１２)摘㊀要:根据对某卫星在轨故障模式的分析ꎬ针对卫星推进系统流阻特性展开研究ꎮ基于ＡＭＥＳｉｍ建立两颗卫星氧化剂和燃料的液路模型ꎬ通过数值模拟的手段对液路流阻进行计算ꎬ并与已有的在轨飞行及地面测试数据进行比较ꎬ验证数值模拟模型的有效性ꎬ为推进系统流阻的进一步数值模拟提供帮助ꎮ关键词:卫星ꎻ推进系统ꎻ流阻特性ꎻＡＭＥＳｉｍꎻ数值模拟中图分类号:ＴＰ３９１.９㊀㊀文献标志码:Ｂ㊀㊀文章编号:１６７１￣５２７６(２０２２)０１￣０１５４￣０３ＲｅｓｅａｒｃｈｏｎＦｌｏｗＲｅｓｉｓｔａｎｃｅＣｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆＳａｔｅｌｌｉｔｅＰｒｏｐｕｌｓｉｏｎＳｙｓｔｅｍＢａｓｅｄｏｎＡＭＥＳｉｍＷＡＮＧＳｈｅｎ１ꎬ２ꎬＺＨＵＹｉｘｉａｏ１ꎬ２(１.ＳｈａｎｇｈａｉＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＳｐａｃｅＰｒｏｐｕｌｓｉｏｎꎬＳｈａｎｇｈａｉ２０１１１２ꎬＣｈｉｎａꎻ２.ＳｈａｎｇｈａｉＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒｏｆＳｐａｃｅＥｎｇｉｎｅꎬＳｈａｎｇｈａｉ２０１１１２ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｃｃｏｒｄｉｎｇｔｏｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｏｎ－ｏｒｂｉｔｆａｕｌｔｍｏｄｅｏｆａｃｅｒｔａｉｎｔｙｐｅｏｆｓａｔｅｌｌｉｔｅꎬｔｈｅｆｌｏｗｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｔｈｅｓａｔｅｌｌｉｔｅｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍｗａｓｓｔｕｄｉｅｄ.ＢａｓｅｄｏｎＡＭＥＳｉｍꎬｔｈｅｌｉｑｕｉｄｐａｔｈｍｏｄｅｌｓｏｆｏｘｉｄａｎｔａｎｄｆｕｅｌｆｏｒａｃｅｒｔａｉｎｔｙｐｅｏｆｓａｔｅｌｌｉｔｅｓｗｅｒｅｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ.Ｔｈｅｆｌｏｗｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｌｉｑｕｉｄｐａｔｈｗａｓｃａｌｃｕｌａｔｅｄｂｙｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ.Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｗｅｒｅｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｔｅｓｔｄａｔａꎬｗｈｉｃｈｖｅｒｉｆｉｅｄｔｈｅｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓｏｆｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｍｏｄｅｌꎬａｎｄｐｒｏｖｉｄｅｄａｓｓｉｓｔａｎｃｅｆｏｒｔｈｅｆｕｒｔｈｅｒｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｆｌｏｗｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｏｆｓａｔｅｌｌｉｔｅｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｓａｔｅｌｌｉｔｅꎻｐｒｏｐｕｌｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍꎻｆｌｏｗｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓꎻＡＭＥＳｉｍꎻｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ０㊀引言某型号卫星在实施某阶段变轨工作期间ꎬ卫星突然出现异常干扰力矩并持续增大ꎬ随即实施了紧急关机措施ꎮ通过故障树分析及试验排查工作ꎬ认定４９０Ｎ发动机在轨工作异常的最大可能是由于发动机喉部内部温度过高ꎬ使涂层提前失效ꎬ出现烧蚀引起燃气泄漏ꎮ在轨使用工况偏高叠加是发动机喉部温度过高的原因之一[１－２]ꎮ通过分析４９０Ｎ发动机的问题ꎬ卫星推进系统部提出４９０Ｎ发动机不允许超工况在轨使用的要求ꎮ系统流阻是影响４９０Ｎ发动机在轨工况的主要因素ꎬ为避免４９０Ｎ发动机在轨超工况使用ꎬ需要对系统流阻进行复核和复算ꎮ液体火箭推进系统是用液路㊁气路将各部㊁组件联接起来的流体网络系统ꎬ流体管路具有直径小㊁流量大㊁压力高的特点[３－５]ꎮ管流的主要影响因素包括可压缩性㊁惯性和黏性ꎬ研究液体的管路模型可以忽略流体的压缩性ꎬ只考虑流阻ꎮ随着计算机技术的发展ꎬ国内外开发了能够进行液压气动系统数值模拟的软件[６－９]ꎬ其中ＡＭＥＳｉｍ软件中提供的管路模型多达２０余种ꎬ可以根据管路的特征和流体的流动特性选用合适的管路模型[１０]ꎮ本文基于ＡＭＥＳｉｍ建立Ａ星和Ｂ星氧化剂和燃料的液路模型ꎬ通过数值模拟的方法对液路流阻进行计算ꎬ并与已有的在轨飞行及地面测试数据进行比较ꎬ以验证数值模拟的有效性ꎮ１㊀系统建模１.１㊀数学模型系统流阻由３个部分组成:管路沿程流阻㊁弯管及通类局部流阻和组件流阻ꎮ１)管路沿程流阻损失当限制流动的固体边界使流体作均匀流动时ꎬ流体内部以及流体与固体壁面之间产生的沿程不变的切应力ꎬ称为沿程阻力ꎮ由沿程阻力引起的流阻损失称为沿程流阻损失ꎬ用ΔｐＬ表示ꎬ计算公式如下:ΔｐＬ＝λＬＤρｖ２２式中:λ为管路沿程流阻损失系数ꎻＬ为管路长度ꎻＤ为管道当量直径ꎻρ为液体介质密度ꎻｖ为液体介质流速ꎮ２)局部流阻流体因固体边界急剧改变而引起速度重新分布ꎬ质点间进行剧烈动量交换而产生的阻力称为局部阻力ꎮ由局部阻力引起的流阻损失称为局部阻力损失ꎬ用Δｐｃ表示ꎬ计算公式如下:Δｐｃ＝ξρｖ２２４５１ 博看网 . All Rights Reserved.式中:ξ为管路局部流阻损失系数ꎮ局部流阻损失包括多通局部流阻损失和圆弯管局部流阻损失ꎬ液路多通局部流阻损失系数ξ见图１ꎬ圆弯管的局部流阻损失计算公式如下:Δｐᶄｃ＝０.１３１＋０.１６３２ＤＲ()３.５[]θ９０ʎæèçöø÷０.５ρｖ２２式中:θ为弯管弯曲角度ꎻＲ为弯管弯曲半径ꎻＤ为弯管直径ꎮ图１㊀多通局部流阻损失系数ξ１.２㊀ＡＭＥＳｉｍ数值模拟１)结构模型图２和图３所示为某两颗卫星推进分系统燃料和氧化剂管路的Ｃｒｅｏ模型ꎮ系统包括燃料部分和氧化剂部分ꎬ每个部分均由支路和主路组成ꎬ主路由直管㊁弯管㊁孔板㊁三通和自锁阀组成ꎮ为便于计算ꎬ在数值模拟建模时对结构模型进行适当简化ꎬ将自锁阀简化为孔板进行数值模拟ꎮ图２㊀Ａ星推进分系统结构模型图３㊀Ｂ星推进分系统结构模型２)数值模拟模型根据系统原理及所建立的数学模型ꎬ使用ＡＭＥＳｉｍ的液压库和液阻库建立了系统的ＡＭＥＳｉｍ数值模拟模型ꎬ如图４和图５所示ꎮAB C DFE图４㊀Ａ星推进分系统ＡＭＥＳｉｍ数值模拟模型BAC DFE图５㊀Ｂ星推进分系统ＡＭＥＳｉｍ数值模拟模型在数值模拟模型中ꎬ直管通过ＡＭＥＳｉｍ库中的直管进行模拟ꎬ选取类型为ＨＬ０００３ꎻ弯管通过ＡＭＥＳｉｍ库中的直管和弯管的组合来模拟ꎮ其中ꎬ直管部分模拟真实组件的沿程流阻ꎬ选取类型为ＨＬ０００３ꎻ弯管部分模拟真实组件的局部流阻ꎬ选取类型为ＨＲ２３２ꎮ直管和弯管的设置参数如表１所示ꎮ孔板通过ＡＭＥＳｉｍ库中的孔板进行模拟ꎬ选取类型为ＨＹＤＯＲＦ０ꎻ三通用ＡＭＥＳｉｍ库中的三通进行模拟ꎬ选取类型为ＨＲ３Ｐ０１ꎮ表１㊀设置参数类型参数/单位取值直管管径/ｍｍ６.４管长/ｍｍ以实际为准壁厚/ｍｍ０.８相对摩擦系数０.０００８弯管管径/ｍｍ６.４中心角/ｍｍ以实际为准曲率半径/ｍｍ２４１.３㊀数值模拟方案１)对燃料和氧化剂支路代表自锁阀的孔板流阻进行调节ꎬ主要是通过调节孔板的孔径ꎬ使得孔板的压差与自锁阀组件试验测试结果校准ꎻ２)对燃料和氧化剂支路的总流阻进行调节ꎬ主要是通过调节孔板的孔径ꎬ使得并联贮箱支路流阻与试验测试结果校准ꎻ３)进行推进系统管路流阻数值模拟研究ꎬ主要是通过设置与试验一致的进口流量ꎬ获得燃料和氧化剂主路交汇至液路压传的流阻ꎬ完成流阻数值模拟ꎮ２㊀结果分析２.１㊀试验结果通过在轨遥测和地面测试的手段ꎬ获得Ａ星和Ｂ星的实测数据ꎬ实测数据将在下文数值模拟结果分析部分用来与数值模拟结果进行对比ꎮ２.２㊀数值模拟结果分析通过对Ａ星燃料和氧化剂支路自锁阀和孔板的调整ꎬ获得了各支路自锁阀流阻和支路流阻ꎬ如表２所示ꎮ从表中可以看出ꎬ数值模拟结果与实测结果的误差在１％以内ꎮ５５１ 博看网 . All Rights Reserved.表２㊀推进分系统各支路自锁阀流阻类型位置数值模拟结果/ＭＰａ单机实测结果/ＭＰａ误差/％自锁阀燃支路Ａ０.０５７５０.０５７７０.３５燃支路Ｂ０.０５３８０.０５４１０.５６氧支路Ｃ０.０８７８０.０８７８０氧支路Ｄ０.０８４７０.０８４５－０.２４并联贮箱支路流阻燃支路Ａ０.１０２２０.１０２４０.２０燃支路Ｂ０.１０２９０.１０２１－０.７８氧支路Ｃ０.１０４００.１０３９－０.１０氧支路Ｄ０.１０３４０.１０４４０.９７㊀㊀１)主路流阻数值模拟通过对Ａ星和Ｂ星各支路进口流量的调整ꎬ并根据卫星在轨数据ꎬ可以得到如表３所示的液路流阻与实测数据对比结果ꎮ从表中可以看出ꎬＢ星数值模拟结果与地面实测数据吻合度高ꎬＡ星数值模拟结果与在轨数据基本吻合ꎬ但是燃料路流阻数值模拟数据与在轨数据偏差较大ꎬ因此在下文针对Ａ星数值模拟结果进行误差分析ꎮ表３㊀液路流阻数值模拟结果与在轨数据对比位置Ａ星管路实测结果/ＭＰａ管路计算结果/ＭＰａ偏差/％Ｂ星管路实测结果/ＭＰａ管路计算结果/ＭＰａ偏差/％氧化剂路０.１２６００.１３１０＋４.００.０７８４０.０７８０－０.５燃料路０.１２１００.１１２０－７.４０.０４８７０.０４９５＋１.６２.３㊀误差分析从数值模拟结果与在轨数据对比可以看出ꎬ氧化剂路流阻数值模拟值与在轨数据误差－７.４％ꎬ燃料路流阻数值模拟值与在轨数据误差＋４.０％ꎮ误差值的偏差较大ꎬ考虑到混合比偏差对在轨数据的影响ꎬ按照混合比偏差１.８％对数值模拟结果进行误差分析ꎮ根据额定混合比１.６５ꎬ当混合比偏差取－１.８％时ꎬ混合比为１.６２０３(即同一工况下ꎬ燃料消耗较大)ꎻ当混合比偏差取＋１.８％时ꎬ混合比为１.６７９７(即氧化剂消耗较大)ꎬ计算结果见表４－表６ꎮ从计算结果可以看出ꎬ在考虑混合比偏差的情况下ꎬ氧化剂路流阻数值模拟值与在轨数据误差为－４.０％~＋４.０％ꎬ燃料路流阻数值模拟值与在轨数据误差为－７.４％~－１.６％ꎮ由此可见ꎬ混合比偏差会对数值模拟结果与在轨数据的吻合度产生影响ꎮ表４㊀推进分系统并联贮箱支路流阻位置混合比偏差/％数值模拟结果/ＭＰａ水流阻燃料/氧化剂流阻燃料支路氧化剂支路燃料支路氧化剂支路－１.８０.１０３０.０８５０.１０１０.０８３０.１０７０.０８９０.１０４０.０８５燃料支路氧化剂支路燃料支路氧化剂支路＋１.８０.０９９０.０８２０.１０４０.０８５０.１０３０.０８５０.１０９０.０８９表５㊀推进分系统交汇至液路压传流阻位置混合比偏差/％数值模拟结果/ＭＰａ水流阻燃料/氧化剂流阻燃料主路氧化剂主路燃料主路氧化剂主路－１.８０.０３３０.０２７０.０４７０.０３８０.０３６０.０３００.０５６０.０４６燃料主路氧化剂主路燃料主路氧化剂主路＋１.８０.０３９０.０３２０.０５６０.０４６０.０３３０.０２７０.０５００.０４１表６㊀Ａ星液路流阻数值模拟结果位置混合比偏差/％燃料/氧化剂流阻/ＭＰａ数值模拟结果在轨数据误差/％燃料路氧化剂路燃料路氧化剂路－１.８０.１１２０.１２１－７.４０.１２１０.１２６－４.００.１１９０.１２１－１.６０.１３１０.１２６＋４.０燃料路氧化剂路燃料路氧化剂路＋１.８０.１１４０.１２１－５.８０.１３１０.１２６＋４.００.１１２０.１２１－７.４０.１２９０.１２６＋２.４３㊀结语本文基于ＡＭＥＳｉｍ建立了Ａ星和Ｂ星的氧化剂和燃料的液路模型ꎬ通过数值模拟的手段对液路流阻进行计算ꎬ并与已有的在轨飞行及地面测试数据进行比较ꎬ验证了数值模拟模型的有效性ꎬ为推进系统流阻数值模拟提供帮助ꎮ参考文献:[１]张忠利ꎬ张蒙正ꎬ周立新.液体火箭发动机热防护[Ｍ].北京:国防工业出版社ꎬ２０１６.[２]汪广旭ꎬ郭灿琳ꎬ石晓波ꎬ等.基于时滞模型的纵向燃烧不稳定性分析[Ｊ].推进技术ꎬ２０１６ꎬ３７(６):１１２９￣１１３５.[３]杨俊ꎬ何永英ꎬ连仁志ꎬ等.双组元落压推进系统应用现状及关键技术[Ｊ].火箭推进ꎬ２０１６ꎬ４２(４):２１￣２５ꎬ５７.[４]窦唯.液体火箭发动机用过滤器流阻特性及试验[Ｊ].导弹与航天运载技术ꎬ２０１１(１):１０￣１３.[５]赵婷ꎬ陈夏超ꎬ杨成虎ꎬ等.面向高轨卫星的液体轨控发动机研制进展[Ｊ].火箭推进ꎬ２０１８ꎬ４４(１):１￣７ꎬ２１.[６]杨成骁ꎬ王长辉.液体火箭发动机推力室复合冷却流动与传热研究[Ｊ].推进技术ꎬ２０２０ꎬ４１(７):１５２０￣１５２８.[７]王慧洁ꎬ许坤梅.液体火箭发动机燃烧室壁液膜冷却的数值模拟[Ｊ].航空动力学报ꎬ２０１８ꎬ３３(１１):２６６０￣２６６８.[８]王行仁.建模与仿真技术的发展和应用[Ｊ].机械制造与自动化ꎬ２０１０ꎬ３９(１):１￣６ꎬ４５.[９]罗茂春.航空发动机控制系统多学科仿真平台[Ｊ].机械制造与自动化ꎬ２０２０ꎬ４９(３):９４￣９７.[１０]施开志.气动系统主要元件的建模和系统仿真的研究[Ｄ].哈尔滨:哈尔滨工业大学ꎬ２００６.收稿日期:２０２０１２０４６５１博看网 . 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湍流的理论与实验研究湍流的理论与实验研究湍流是流体力学界公认的难题，被认为是经典物理学中最后一个未被解决的问题。

自然界和工程领域的绝大多数流动都是湍流，因此湍流研究具有重大意义。

近年来，随着实验测量技术和数值模拟能力的不断增强，学术界对高雷诺数和高马赫数湍流有了许多新的认识。

我国科学界也结合国家重大战略需求和学科发展前沿，分析国际上湍流研究的特点、现状和发展趋势，希望对湍流产生机制和流动本质进行深入研讨，加强与航空、航天、航海等相关单位和部门间的沟通与联系，推动湍流研究的发展。

针对国内学科发展现状，尤其是实验研究相对薄弱的特点，国家自然科学基金委员会数理科学部、工程与材料科学部和政策局，于2014年3月20-21日在北京联合举办了第110期双清论坛，论坛主题为“湍流的理论与实验研究”。

来自全国15个单位的近50位流体力学与工程领域的专家学者应邀出席。

与会专家通过充分而深入的研讨，凝练了该领域的重大关键科学问题，探讨了前沿研究方向和科学基金资助战略。

本期特刊登此次论坛学术综述。

一、湍流研究的重要意义自1883年雷诺（Reynolds）发现湍流以来，湍流问题的研究一直困扰着众多学者。

著名物理学家费曼曾说，湍流是经典物理学中最后一个未被解决的难题；2005年《科学》杂志在其创刊125周年公布的125个最具挑战性的科学问题中，其中至少两个问题与湍流相关。

在我们日常生活中，湍流无处不在。

自然界和工程应用中遇到的流动，绝大部分是复杂的湍流问题。

在自然界，从宇宙星系的时空演化，到星球内部的翻滚流动，从大气环流的全球运动，到江河湖泊的区域流动，都有湍流的身影。

在工程领域，从陆地、海洋、空天等交通运载工具，到原子弹、氢弹、导弹、战斗机、舰船等国防武器的设计；从全球气象气候的预报，到地区水利工程的设计；从传统行业如叶轮机械、房桥建筑、油气管道，到新兴行业如能源化工、医疗器械、纳米器件的设计，都需要了解和利用湍流。

因此，湍流流动的研究不仅仅是一个学科发展的问题，更具有重要的工程应用价值。