气动影响（精选十篇）
气动影响 篇1
随着列车运行速度的提高, 许多在低速时被忽略的问题都日渐突出, 并且在很大程度上影响着列车的提速。车速提高, 作用在列车车身的空气脉动压力波动也显著增加, 气动噪声变得越来越明显。研究表明, 高速列车气动噪声的大小主要取决于列车的运行速度v, 气动噪声声压大约正比于v6~v8。因此, 随着列车运行速度的提高, 气动噪声将急剧增加。当列车的运行速度达到300km/h时, 产生的气动噪声将超过轮轨噪声, 成为高速列车的主要噪声源。所以, 高速列车的气动噪声对环境有着不可忽视的影响, 降低气动噪声已成为控制高速列车噪声的关键问题之一[1]。
本文采用计算流体力学流场大涡模拟方法结合Lighthill声类比理论, 对高速列车外流场进行数值模拟计算, 以得出车体表面气动偶极子声源分布情况, 以此为声源边界条件, 利用直接边界元法对声学方程进行求解, 以对高速列车远场气动噪声的传播情况进行计算分析。
1 气动声学理论
1952年, Lighthill在没作任何简化和假定的前提下, 通过流体运动方程, 得到自由空间中流场声波运动与流场参数之间关系的Lighthill波动方程:
其中:Tij为Lighthill张量;ρ为流场密度;ρ′为流场密度脉动量, ρ′=ρ-ρ0, ρ0为未受扰动时流场密度或其均值;为Hamilton算子;vi、vj分别为i、j方向流体速度分量;δij为流体张量;pij= (p-p0) δij-σij, σij为流体的黏性应力张量, p为流场压力, p0为未受扰动时流场压力或其均值;c0为声音在匀质介质中的传播速度。
方程 (1) 将流场参数与声场参数分立于方程的两侧, 为流场和声场的解耦分析建立了基础。1955年, Curle将Lighthill方程进行推广, 得到考虑流场中存在固壁边界影响的更一般的方程的解, 即LighthillCurle解形式。1966年, Ffowcs Williams和Hawkings将Curle的研究成果扩展到运动固体边界, 并按Lighthill方程的推导方法, 得出FW-H方程:
其中:p′为流场压力脉动量, p′=p-p0;δ (f) 为狄拉克函数;函数f用来描述无限空间中的外部流场问题。
1974年, Goldstein拓展了FW-H方程, 得到了流场发声声源更清晰的解形式[2]:
其中:函数G为格林函数;vn为垂直于表面方向上的速度分量;ρ (x, t) 为点x处t时刻的密度;ρ′ (x, t) 为点x在t时刻的密度脉动量;V、S分别为体积分、面积分。
式 (3) 中, 等式右边A项为存在于运动固体表面之外的四极子声源项;B项为由固体表面气体脉动压力引起的偶极子声源项;C项为由固体表面垂直运动引起的单极子声源项。
单极子声源强度与车体表面垂向速度有关, 而车体表面可近似看作是刚性的, 垂向运动速度几乎为零, 故单极子声源的影响可忽略不计。四极子声源强度与偶极子声源强度之比正比于马赫数的平方, 本文研究车速为300km/h, 此时的偶极子声源强度远强于四极子声源, 故四极子声源也可以忽略。
2 车体表面偶极子声源
偶极子声源的计算需求解列车在一定速度下运行时其周围的流场参数, 得出车体附近气体脉动压力, 再通过傅立叶变换得到不同频域下的列车表面偶极子声源强度[3,4,5,6]。由于声学计算的精度要求边界网格大小不得超过最小计算波长的1/6, 针对人耳对1kHz~3kHz的频率范围声音最为灵敏并考虑到目前计算机的计算能力, 本文分析最高频率为2 000 Hz, 并取头车和尾车建立计算模型, 如图1所示。
采用大涡模拟湍流模型, 对时速为300km/h的列车外部非定常流场进行仿真计算。将流场动态计算结果转换成车体表面偶极子声源强度分布, 如图2所示。从图2可见, 最大声压级 (105dB) 出现在头车底部转向架附近;车头与车身过渡曲面区域和车身中段的气流分离附着区湍流强度较大, 其声源声压级也较大, 为69dB~89dB。在速度相同的条件下, 其他频率车身表面偶极子声源的分布规律也基本一致, 但随着频率的升高声源声压级有所下降。
3 列车声源辐射场及周边环境噪声分析
将空气密度设定为1.225kg/m3, 声速为340m/s, 在300km/h速度下高速列车表面分布的偶极子声源作为边界条件, 利用直接边界元, 计算出列车外部辐射声场的声压级分布情况。列车纵向对称面上1 000Hz和2 000Hz的声压分布情况如图3所示。从图3中可以看出: (1) 车体表面偶极子声源在纵向对称面上辐射主要在与对称面成20°~160°夹角区间内; (2) 频率越低, 纵向对称面上声源辐射方向与地面夹角越大, 声压越高。
国标规定我国铁路边界 (距铁路外侧轨道中心线30m处) 噪声限值为70dB (A) , 其测点位于距铁路外侧轨道中心线30m处, 高1.2m[7]。在300km/h的时速下, 离铁路中心线不同距离高1.2m处每隔2m取1个测点, 共35个测点, 在不同频率下的最大A计权声压分布见表1。
dB (A)
由表1可见:同一频率下, 随着离轨道中心距离的增加, 最大声压值降低, 频率越高, 声压衰减越明显;不同频率下, 距离中心线相同距离的噪声声压也不相同, 频率越高声压越低;在国标规定测点处, 最高A计权声压出现在500Hz频率下, 为70.18dB, 超过国标限值, 因此控制铁路沿线气动噪声十分必要。
4 声屏障对列车气动噪声外辐射场影响分析
距离轨道中心线5m处有、无声屏障时列车头部横断面辐射声场如图4~图6所示。对比可知: (1) 添加声屏障之后, 最大声压值都有所升高, 增加范围在2dB~5dB, 屏障内侧车身周围声压值都有所上升; (2) 声屏障对低频噪声传播规律影响不是很明显; (3) 添加声屏障之后噪声沿屏障顶部向外辐射, 导致屏障外侧近地面声压降低, 其中5 00 Hz~1 000 Hz噪声受阻最为明显。
为研究声屏障对铁路沿线气动噪声的影响, 本文着重分析不同频率下铁路边界气动噪声分布情况。为降低死点对结果的影响, 对铁路边界沿线70 m范围内的35个测点的声压取平均值得到平均声压及最大声压, 见表2。
由表2可见:添加声屏障后, 沿线声压在100Hz~2 000Hz都有所下降, 平均声压降低在3dB~12dB, 其中, 500 Hz~1 500 Hz频率段声压降低最为明显, 在1 000Hz声压降低最大, 最高声压降低11dB;在添加声屏障后, 100 Hz时隔音效果不明显, 最高声压为77.09dB, 也超过了国标限值。
5 结论
从Lighthill声类比理论出发, 采用计算流体力学与边界元相结合的计算方法, 对列车外部气动噪声场的辐射声压分布规律以及声屏障对其辐射规律的影响进行了分析。分析结果表明:
(1) 列车高速运行时, 表面产生的偶极子声源主要集中在湍流强度较大部位, 因此, 降低列车运行时表面湍流强度能够在根源上减少气动噪声的产生。
(2) 铁路周边距离轨道中心线越远, 最大声压值越低, 频率越高, 衰减越明显;当列车在时速300km/h运行时, 在铁路边界500 Hz频率气动噪声已达到70.18dB, 超过国标限值70dB, 频率越低, 最高声压值越高;气动噪声将对铁路周边环境产生较大影响, 控制高速铁路气动噪声对周边环境影响很有必要。
(3) 声屏障对低频噪声的传播路径影响不大, 低频噪声更容易绕射。
(4) 声屏障能使铁路边界100Hz到2 000Hz的气动噪声声压降低3dB~12dB, 最高声压能够降低1 1 dB左右, 在一定程度上降低了气动噪声对铁路沿线的影响。
(5) 声屏障在降低铁路沿线噪声的同时也会使得屏障与列车之间的噪声值上升, 这可能使列车内噪增加, 车内舒适度下降。
摘要：以Lighthill声类比理论为基础, 采用计算流体力学的方法得出列车高速运行时车体表面的偶极子声源分布数据, 在此基础上采用边界元法求解得到高速列车通过时周边气动噪声的分布情况, 对铁路沿线气动噪声的分布规律进行探讨, 得出偶极子声源的辐射规律, 并分析声屏障对铁路边界气动噪声传播规律的影响及其对沿线噪声的抑制作用。
关键词：高速列车,气动噪声,直接边界元,声屏障
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降雨对飞机气动特性的影响分析 篇2
降雨对飞机气动特性的影响分析
计算了飞机在大雨中飞行时飞机表面增加的雨水重量、雨水施加给飞机的冲力及气动性能损失.计算结果表明,飞机在大雨中飞行时飞机表面增加的雨水重量不超过飞机重量的1.8%;降雨率大于500mm/h时,雨水施加给飞机的.水平冲力对飞机的影响较大;无论降雨率多大,降雨都会造成严重的气动性能损失.
作 者：觉谋凯 曹义华 张瑞民 作者单位：北京航空航天大学刊 名：航空科学技术英文刊名：AERONAUTICAL SCIENCE AND TECHNOLOGY年，卷(期)：“”(6)分类号：V2关键词：降雨 飞机性能 雨水重量 雨水冲力 气动性能损失
气动影响 篇3
关键词： 稀薄气体效应； 气动特性； 格子Boltzmann方法
中图分类号： V211.3文献标识码： A文章编号： 1673-5048（2016）05-0003-05
Abstract： The aerodynamic characteristics of missile are the precondition to accurately predict the trajectory， and also the important basis for the measurement of missile range. In the rarefied atmosphere， the premise condition of continuous medium assumption is no longer valid， and accurate aerodynamic parameters of missile cannot be obtained by the corresponding calculation method. A model of conventional layout missile is established and the aerodynamic parameters in the rarefied atmosphere are obtained by the lattice Boltzmann method （LBM） based on mesoscopic physics theory， which are compared with the aerodynamic parameters obtained under the condition of continuous medium assumption. By calculating the high altitude trajectory of missile， it is found that rarefied gas effect changes the aerodynamic characteristics of missile to a certain extent， but the impact on accurate prediction of high altitude trajectory is very limited.
Key words： rarefied gas effect； aerodynamic characteristics； LBM
0引言
现代战争的需要以及高新技术的不断发展与应用， 促进了导弹各方面性能的提高， 同时， 对导弹的射程也提出了更高的要求。 对常规布局导弹而言（为表述方便， 此后导弹均指常规布局导弹）， 其飞行弹道一般位于30 km以下， 射程仅有几十千米。 为了提高导弹的射程， 在传统弹道高度下飞行显然要消耗大量的燃料。 在作战费效比不发生明显改变的情况下， 可以提高导弹飞行高度， 使其进入到稀薄大气中飞行， 能够有效增加导弹的射程。
常规布局导弹在稀薄大气内的飞行情况在以前研究中很少被考虑， 其稳定性和机动性都有待进一步研究。 按照稀薄气体动力学理论， 飞行器在高空飞行时， 随着飞行高度的增加， 稀薄气体效应会随之增大。 高马赫数、 低雷诺数的飞行环境将导致飞行器气动性能发生改变。 因此， 研究稀薄气体效应对导弹气动性能造成的影响， 是实现导弹在稀薄大气内飞行、 完成预定作战任务的前提条件， 也是准确预测高空弹道必须解决的问题。
通过地面试验研究稀薄大气环境中飞行器的气动性能， 往往很难成功且耗资巨大， 因此， 数值模拟研究变得非常关键。 近年来， 国内外学者开展了稀薄气体动力学计算方法相关研究[1-5]， 对高超声速飞行器的气动热分析也越来越多[6-7]， 本文主要关注的则是导弹在稀薄大气中飞行时稀薄气体效应对其气动特性的影响。 在稀薄大气环境下， 尤其是当气体密度降低到气体分子的平均自由程与特征尺度相比不为小量（比值大于0.001）时， 已不能用连续介质的方法研究高空高速气流中所发生的各种现象， 其结果将与实际情况存在较大偏差[8-9]。 因此， 采用基于介观的格子Boltzmann方法计算导弹在稀薄大气条件下的气动特性。
1格子Boltzmann方法的基本理论
2导弹气动特性的计算分析
选定某常规布局导弹作为研究对象， 其前翼和尾翼沿弹身呈“+-×”型布置， 尾翼为全动舵， 前翼和尾翼皆采用梯形后掠翼， 翼型为菱形。 导弹头部为旋成体， 母线为抛物线形。 具体的气动布局如图1所示。
在稠密大气和稀薄大气中分别对该导弹处于不同高度进行气动特性计算和分析（高度范围为10～80 km， 每隔10 km选取一个计算点）； 选取舵偏角为0°； 飞行马赫数选取1， 3， 5； 攻角选取3°， 5°， 8°。
为了准确分析稀薄气体效应对导弹气动特性的影响， 分别采用基于连续介质假设的求解N-S方程方法和基于介观的格子Boltzmann方法对导弹气动特性进行数值模拟。 基于连续介质假设的N-S方程求解过程如图2所示。
与连续介质的模拟方法不同， 格子Boltzmann方法是基于分子动理论， 它是在介观层次上描述流体， 可用于从自由分子流到连续流的跨尺度流动。 该方法能够从底层刻画流体内部的相互作用， 在处理稀薄气体流动问题能够达到较高的精度。 采用格子Boltzmann方法求解稀薄气体中导弹气动特性的具体过程如图3所示。
在攻角为5°的情况下， 利用上述两种方法对导弹气动特性进行计算， 结果如图4～6所示。 基于连续介质假设的计算方法为方法1， 基于介观的格子Boltzmann方法为方法2。
图4中， 两种方法得到的气动升力系数呈相近的变化规律， 即在相同马赫数条件下， 当高度小于70 km时， 升力系数均逐渐减小； 当高度大于70 km后， 升力系数明显增大。 此外， 在相同低空条件下， 对于相同马赫数而言， 方法2的计算结果略小于方法1。 然而， 随着高度的提高， 两种方法差异逐渐减小， 但当高度大于70 km后， 方法2的计算结果（除Ma=5外）均高于方法1， 且低马赫数时差异更为明显。
图5中， 在相同马赫数条件下， 方法1得到的阻力系数随高度变化呈单调递增趋势， 尤其在高空段计算结果失真较为严重； 然而， 方法2得到的阻力系数则呈现先微幅增大、 再减小、 再增大的变化趋势， 但从数值上讲变化幅度并不大。
图6中， 相同马赫数条件下， 两种方法计算的俯仰力矩系数随高度的变化趋势基本一致， 即20 km以下， 俯仰力矩系数均呈减小趋势； 高度大于20 km后， 俯仰力矩系数均单调提高； 高度大于60 km后， 方法2的计算结果变化趋于缓慢。
通过上述分析可知， 方法2的计算结果更真实地反映了导弹气动特性变化规律， 方法1在计算高空段（尤其大于50 km时）导弹气动阻力特性时结果失真较大。 这也说明， 在计算高空段导弹气动特性时， 应充分考虑稀薄气体效应带来的影响， 采用稀薄气体动力学方法能够得到更为准确的结果。
3导弹弹道的计算分析
利用上述两种方法得到的气动参数对导弹纵向弹道进行计算， 计算工况以外的气动参数采用插值方式得到。 导弹飞行的纵向动力学方程如式（11）所示， 各动力学参数的物理意义见文献[15]。
基于导弹纵向动力学方程， 经计算， 得到两种气动参数情况下对应的弹道曲线。 为了分析稀薄气体效应对弹道计算带来的影响， 选择初始高度分别为30 km和10 km， 弹道倾角均为30°时的弹道曲线， 如图7所示。
图7（a）中， 在30 km以上高空虽然存在稀薄气体效应的影响， 但与不考虑该效应时形成的弹道几乎重合。 图7（b）中弹道末端存在较大差异（约10 km）。 显然， 这个差异是由于低空气动参数差异造成的。 对低空（10 km）和高空（50 km）气动力进行粗略计算， 两个高度对应的空气密度变化约400倍， 而气动力系数变化约5倍， 这将造成气动力近2 000倍的变化。 说明高空段气动力起到的作用是极其微弱的。 同理， 可以看出气动力矩参数的变化对姿态的影响也是极其微弱的。 在这种情况下， 尽管稀薄气体效应对导弹气动特性造成一定影响， 但对弹道的影响是可以忽略不计的。
4结论
利用连续介质假设理论和格子Boltzmann理论分别计算稠密大气和稀薄大气环境下常规布局导弹的气动特性。 研究发现， 两种计算方法均可用于计算低空稠密大气环境下的气动参数， 但在计算稀薄大气环境下的气动参数时将存在较大差异， 采用格子Boltzmann理论得到的气动参数更加准确。 通过弹道计算结果可知， 尽管稀薄气体效应会对导弹气动特性造成一定影响， 但对弹道计算带来的影响是很小的， 可以忽略不计。
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气膜孔参数对气动及叶片温度的影响 篇4
在涡轮叶片中, 气膜孔位置、冷气喷射方向和气膜孔个数[1]对叶栅流道内燃气主流影响很大。姚玉等[2]研究了沿吸力面不同弦向位置处开设气膜孔对气膜冷却效率的影响, 表明靠近前缘处的气膜孔冷却效率比靠近尾缘处的高;Gritsch等[3]测量了角度对圆形孔流量系数的影响, 倾斜角越大, 流量系数越小;许卫疆等研究了气膜孔径向角度对冷却效率的影响, 表明随着径向角的增大, 冷却效率呈先降低后升高的变化。乔渭阳等[4]对叶片表面不同位置气膜孔喷冷进行研究, 结果发现, 吸力面后部减速扩压流动区域的气膜孔喷气, 使得叶片表面边界层变得更加饱满, 涡轮叶栅损失降低。郭婷婷等[5]用数值方法模拟了射流出射角度对气膜冷却流场的影响, 表明出射角度为负值或零时在射流喷口背风侧流动存在分离, 为正值时随角度的减小射流喷孔下游背风侧的分离现象逐渐消失。
本文应用参数化方法, 以某型涡轮第一级导叶为研究对象, 采用自编程序对两种气膜冷却方式完成设计, 并使用Ansys CFX数值模拟, 对气膜冷却特性进行了研究, 分析两种不同气膜冷却方式对冷却效率及叶片表面温度分布的影响。
1 参数化方法网格自动生成
采用哈尔滨工业大学参数化程序[6]实现气膜孔的参数化, 并通过无量纲叶片弧长和无量纲叶片半径控制气膜孔中心位置, 如图1所示, mcr及xcr在区间[0, 1]变化。首先确定气膜孔列所在壁面, 叶片的吸力侧或压力侧;然后在该壁面建立m-x随体坐标系, 定义吸力侧根部起始点坐标为[0, 0], 吸力侧根部终止点坐标为[1, 0], 吸力侧顶部起始点坐标为[0, 1], 吸力侧顶部终止点坐标为[1, 1], 这样每个孔中心位置就能够通过坐标[m, x]唯一确定。确定了气膜孔中心位置之后, 以孔中心点为坐标原点建立局部坐标系, 孔的轴线方向矢量由m-坐标系的m轴方向和m-x叶片表面法向确定。在三维空间中, 通过一点来确定一个矢量至少需要两个方向的单位矢量, 即两个角度。参数化方法角度设计有两种方法供使用者选择, 一种是通过弦向倾角和径向倾角确定所需矢量方向, 这种方法在实际测量控制中使用不方便, 主要应用于某些已有的冷却结构;另一种确定方法是将孔轴线投影到叶片表面, 获得其与弦向的夹角α1, 然后结合孔轴向与叶片表面的夹角α2确定所需矢量方向, 这种确定方式较为普遍, 大多数的气膜孔设计倾向于使用这种方法。
两种角度定义方法可以相互转化, 转化公式如下:
为了明确气膜孔的改变对叶栅气动效率和叶片冷却效果的影响, 取两种明显不同的孔布置方式, 通过对比分析可以得出气膜孔位置和形式对叶栅气动及冷却的影响。如表1所示, A方案为四列气膜孔, B方案为六列气膜孔, 给出了不同方案的气膜孔位置和孔方向。气膜孔进口条件为冷气流量和总温, 方向垂直孔进口表面。各参数意义为:nh为单列气膜孔数量, sf为气膜孔所在叶片壁面, -1为吸力侧, 1为压力侧, dh为气膜孔截面直径, 单位为mm, px为气膜孔径向无量纲位置, 0为叶根, 1为叶顶;pm为弦向无量纲位置, 0表示前缘点, 1表示尾缘点, 为气膜孔轴线在叶片表面上投影与弦向的夹角, 0表示弦向, π/2表示径向, θ为孔轴线与叶面的夹角, π/2表示法向。气膜孔的网长度皆取1.2 mm。
采用哈尔滨工业大学发动机气体动力研究中心自主开发的H_2D网格自动生成程序划分所需的计算网格, 网格拓扑结构采用O-4H拓扑, 在气膜孔流体域采用O型网格, 同时为了保障孔的形状在网格中不发生变形, 每个孔在径向和弧长方向至少划分3个网格。
在劈缝位置, 对流体域进行参数化, 如图2所示。首先, 在叶片各个截面处, 由吸力侧和压力侧之间的劈缝长度确定压力侧斜劈缝位置;其次通过吸力侧压力侧壁厚比sd/pd和劈缝宽度d确定劈缝位置及宽度;最后在叶展区域给定一定的劈缝生成高度, 即从叶片根部x1高度起开始生成劈缝, 到顶部h-x1高度处停止生成劈缝, h为叶片高度。在根部和顶部位置劈缝均采用局部均匀过渡形式, 保证了网格质量;同时为在劈缝处流体域添加附面层网格, 劈缝与流道叶栅网格并不一一对应, 这需要在CFX-pre中添加交界面。在叶片其他部位, 相关网格交界面均一一对应, 并自动相连。
计算采用标准k-ε模型, 网格总数约为283万, 经过网格无关性验证, 第一层网格厚度选为1×10-5m。计算网格示意图如图3所示。
2 边界条件
由于本计算采用ANSYS公司的CFX计算软件, 该软件在CFX 14.0之前并没有添加径向平衡方程, 因此, 出口必须给定静压沿叶高分布才符合实际情况, 出口静压沿叶高分布如图4。
由于该涡轮叶片为燃气涡轮第一级导叶, 燃气从燃烧室进入燃气涡轮的入口方向为轴向, 给定涡轮叶栅的进口气流方向为轴向进气, 在进口位置边界条件仅仅需要给定进口总温总压即可, 设计中不考虑燃烧室出口的温度以及压力的不均匀性。为便于对比, 冷气进口给定流量及总温。为了准确模拟冷气喷射对效率的影响, 计算中采用多组分计算, 即燃气给定一定的物性, 而从其余的冷气采用理想气体, 其在流道内是一个复杂的掺混过程。燃气Cp随温度变化见图5。
3 计算结果分析以及对比
气动分析的目标为气冷叶栅的气体动力学效率, 采用叶栅后混合气体动能和主气流及冷却空气的可用能之和的比值表示[7], 如式 (2) 所示。
Gr为叶栅进口处的燃气流量, 为通过叶栅的冷却空气的总流量, c1表示冷却叶栅后的混合气体平均速度, Hr表示主气流可用能, HBi表示冷却气体可用能。
为了分析气膜孔参数在叶片表面覆盖情况, 另外给出了叶片无量纲平均壁温参数。无量纲方式以耐受温度为参考, 无量纲定义式为
式 (3) 中T为绝对温度, TM为耐受温度, 为无量纲后温度。两个方案一维数据对比如表2所示。
从表2中可以看出, 在气动效率方面, 采用四列孔的A方案较采用六列孔的B方案低。这一差别的原因是, 相比于B方案, A方案的气膜孔总数相对较少, 导致单孔的出流流量的较大, 由连续性方程可知, 单孔流量增大, 但横截面积不变, 这样造成单孔的出流速度增大;由于单孔的冷气出流速度和流量相对增大, 单孔射流的动量随之增加, 进而叶片表面附面层的扰动增强, 由此增大了冷气掺混损失。同时, 在A方案中, 叶片吸力侧中部存在气膜孔, 由叶栅流道分析可知, 流道叶栅吸力侧喉部位置的流动Ma较大;根据经验公式, 冷气掺混损失与Ma的平方成正比, 因此这样更加增大了这部分的冷气掺混损失。在考虑冷气的涡轮气动设计中, 多数倾向于设计多列气膜孔, 并尽量避免在吸力侧喉部附近位置设置气膜孔。
由叶片无量纲平均壁温可知, B方案叶片无量纲平均壁温较A方案降低11.68%, 且从图6可以看出A方案高温区域面积远大于B方案, 在某些位置冷气甚至没有覆盖叶片表面。这主要是因为, 在A方案中, 单孔吹风比较大, 射流易穿透流动附面层进入主流, 这样气膜孔喷射的冷气并没有很好地在叶片表面形成气膜, 且增大了附面层扰动强度, 破坏了上一列孔形成的冷气气膜;同时气膜孔较少时, 冷气在叶片表面的覆盖面积较小, 气膜均匀度较差, 因此在不导致气膜孔冷气倒灌和保证单孔冷气流量较小的前提下, 应当尽可能多地布置气膜孔列。叶片吸力面喉部为叶片间横向二次流与马蹄涡交汇产生通道涡的位置, 当在该位置喷射冷气时, 难以在喉部表面形成均匀有效的气膜覆盖。
上述分析表明, 在气冷涡轮叶栅设计中, 单纯考虑气冷叶栅性能, 仅仅靠源项法将冷气喷射出去, 而忽略气膜孔布置的气动设计是不精确也是不完整的;同时, 仅考虑冷却效果, 布置气膜孔而忽略了气膜孔的布置方式对气动效果的影响也是不合理的, 在未来的设计中考虑冷却的涡轮气动设计是十分必要的。因此, 冷气与主流一体化设计在未来的气冷涡轮设计中, 应该成为一个主导设计体系。
4 结论
通过对两种形式的气膜冷却结构进行研究, 得出以下结论:
(1) 六列气膜孔相比四列而言, 气动效率提高0.3%, 在总流量不变的情况下, 增加列数, 可降低单列孔内冷气动量, 减弱冷气与主流的掺混效果, 降低了损失。
(2) 六列气膜孔冷却效果优于四列气膜孔, 气膜孔较少时, 冷气在叶片表面的覆盖面积较小, 气膜不均匀度增大, 同时四列气膜孔冷气易穿透流动附面层进入主流, 不能有效形成气膜, 且增大了附面层扰动强度, 会破坏上游的冷气气膜。叶片表面无量纲温度降低了11.68%。
参考文献
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[6] 王松涛, 迟重然, 温风波, 等.涡轮动叶冷却结构设计方法I:参数化方法.工程热物理学报, 2011:581—584
气动影响 篇5
Microtab对风力机叶片翼型气动特性的影响研究
选取S814风力机叶片翼型进行了二维几何建模和计算网格划分,通过求解Navier-Stokes方程对翼型的空气动力特性进行了数值模拟,并与实验数据进行了对比分析,验证了计算模型及求解器的可靠性.对S814翼型后缘加载Microtab进行了气动数值模拟,分析了其流场和空气动力特性.计算结果表明:风力机叶片翼型后缘加载Microtab可以改变翼型的`环量,达到增升的目的,与此同时伴随一定阻力的增加,但升阻比得到小幅的提升.
作 者：郝礼书 乔志德 宋科 宋文萍 袁先士 HAO Li-shu QIAO Zhi-de SONG Ke SONG Wen-ping YUAN Xian-shi 作者单位：西北工业大学,翼型、叶栅空气动力学国家重点实验室,陕西,西安,710072刊 名：航空计算技术 ISTIC英文刊名：AERONAUTICAL COMPUTING TECHNIQUE年，卷(期)：201040(2)分类号：V211.3关键词：Navier-Stokes方程 翼型 Microtab 空气动力特性
气动机械手概述 篇6
关键字：机械手 控制器 仿人操作
机器人技术是综合了计算机、控制论、机构学、信息和传感技术、人工智能、仿生学等多学科而形成的高新技术，是当代研究十分活跃，应用日益广泛的领域。机器人应用情况，是一个国家工业自动化水平的重要标志。机器人并不是在简单意义上代替人工的劳动，而是综合了人的特长和机器特长的一种拟人的电子机械装置，既有人对环境状态的快速反应和分析判断能力，又有机器可长时间持续工作、精确度高、抗恶劣环境的能力，从某种意义上说它也是机器的进化过程产物，它是工业以及非产业界的重要生产和服务性设各，也是先进制造技术领域不可缺少的自动化设备。机械手是模仿着人手的部分动作，按给定程序、轨迹和要求实现自动抓取、搬运或操作的自动机械装置。在工业生产中应用的机械手被称为“工业机械手”。生产中应用机械手可以提高生产的自动化水平和劳动生产率：可以减轻劳动强度、保证产品质量、实现安全生产;尤其在高温、高压、低温、低压、粉尘、易爆、有毒气体和放射性等恶劣的环境中，它代替人进行正常的工作，意义更为重大。因此，在机械加工、冲压、铸、锻、焊接、热处理、电镀、喷漆、装配以及轻工业、交通运输业等方面得到越来越广泛的引用。机械手的结构形式开始比较简单，专用性较强，仅为某台机床的上下料装置，是附属于该机床的专用机械手。随着工业技术的发展，制成了能够独立的按程序控制实现重复操作，适用范围比较广的“程序控制通用机械手”，简称通用机械手。由于通用机械手能很快的改变工作程序，适应性较强，所以它在不断变换生产品种的中小批量生产中获得广泛的引用。
机械手的组成
机械手主要由执行机构、驱动系统、控制系统以及位置检测装置等所组成。
（一）执行机构
包括手部、手腕、手臂和立柱等部件，有的还增设行走机构。
1、手部
即与物件接触的部件。由于与物件接触的形式不同，可分为夹持式和吸附式手在本课题中我们采用夹持式手部结构。夹持式手部由手指（或手爪）和传力机构所构成。手指是与物件直接接触的构件，常用的手指运动形式有回转型和平移型。回转型手指结构简单，制造容易，故应用较广泛。平移型应用较少，其原因是结构比较复杂，但平移型手指夹持圆形零件时，工件直径变化不影响其轴心的位置，因此适宜夹持直径变化范围大的工件。手指结构取决于被抓取物件的表面形状、被抓部位（是外廓或是内孔）和物件的重量及尺寸。常用的指形有平面的、V形面的和曲面的：手指有外夹式和内撑式;指数有双指式、多指式和双手双指式等。而传力机构则通过手指产生夹紧力来完成夹放物件的任务。传力机构型式较多时常用的有：滑槽杠杆式、连杆杠杆式、斜面杠杆式、齿轮齿条式、丝杠螺母弹簧式和重力式等。
2、手腕
手腕是连接手部和手臂的部件，并可用来调整被抓取物件的方位（即姿势）。
3、手臂
手臂是支承被抓物件、手部、手腕的重要部件。手臂的作用是带动手指去抓取物件，并按预定要求将其搬运到指定的位置。工业机械手的手臂通常由驱动手臂运动的部件（如油缸、气缸、齿轮齿条机构、连杆机构、螺旋机构和凸轮机构等）与驱动源（如液压、气压或电机等）相配合，以实现手臂的各种运动。
4、立柱
立柱是支承手臂的部件，立柱也可以是手臂的一部分，手臂的回转运动和升降（或俯仰）运动均与立柱有密切的联系。机械手的立柱因工作需要，有时也可作横向移动，即称为可移式立柱。
5、行走机构
当工业机械手需要完成较远距离的操作，或扩大使用范围时，可在机座上安滚轮式行走机构可分装滚轮、轨道等行走机构，以实现工业机械手的整机运动。滚轮式布为有轨的和无轨的两种。驱动滚轮运动则应另外增设机械传动装置。
6、机座
机座是机械手的基础部分，机械手执行机构的各部件和驱动系统均安装于机座上，故起支撑和连接的作用。
（二）驱动系统
驱动系统是驱动工业机械手执行机构运动的动力装置调节装置和辅助装置组成。常用的驱动系统有液压传动、气压传动、机械传动。控制系统是支配着工业机械手按规定的要求运动的系统。目前工业机械手的控制系统一般由程序控制系统和电气定位（或机械挡块定位）系统组成。控制系统有电气控制和射流控制两种，它支配着机械手按规定的程序运动，并记忆人们给予机械手的指令信息（如动作顺序、运动轨迹、运动速度及时间），同时按其控制系统的信息对执行机构发出指令，必要时可对机械手的动作进行监视，当动作有错误或发生故障时即发出报警信号。
（三）控制系统
控制系统是支配着工业机械手按规定的要求运动的系统。目前工业机械手的控制系统一般由程序控制系统和电气定位（或机械挡块定位）系统组成。控制系统有电气控制和射流控制两种，它支配着机械手按规定的程序运动，并记忆人们给予机械手的指令信息（如动作顺序、运动轨迹、运动速度及时间），同时按其控制系统的信息对执行机构发出指令，必要时可对机械手的动作进行监视，当动作有错误或发生故障时即发出报警信号。
（四）位置检测装置
控制机械手执行机构的运动位置，并随时将执行机构的实际位置反馈给控制系统，并与设定的位置进行比较，然后通过控制系统进行调整，从而使执行机构以一定的精度达到设定位置。
参考文献：
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[5]严学高,孟正大.机器人原理.南京:东南大学出版社,1992
气动影响 篇7
在现代化的医院中, 病房楼大多是高层建筑, 人员上下依靠电梯, 物品运送不便, 遇到紧急情况将大大影响医疗工作, 在这种情况下, 物流传输系统成为较好的选择。针对物品传输频繁、单次传输量小的特点, 医院安装的物流传输系统大多为气送式。气动物流传输系统 (Pneumatic Tube System, PTS) 是一个由传输管道、鼓风机、三向转接机和工作站组成的网络, 传输管道组成的路径和转向器、工作站组成的节点构成了完整的系统。系统以气压为动力, 将气送子 (传输瓶) 从一个工作站移至另一个工作站, 由中央控制器、管线控制器、装置控制器等来控制整个传输过程[1,2]。PTS的使用为医院节省了大量的人力、物力, 大大提高了工作效率。
PTS可用于文件、标本、药品等医疗用品的传送, 具有安全、快速、准确等优点。PTS在传送过程中有方向的变换和较强的撞击力, 存在震荡, 可能引起血性标本溶血。本文对相关研究进行综述并提出了减少PTS影响的方法。
1 PTS对生化标本检测结果的影响
沈建成等[3,4]采集153例生化标本, 每例标本一分为二, 1份采用PTS传送到检验科, 距离300 m, 落差20 m;另1份人工送到检验科标本室, 然后2份标本同时采用同种检测方法进行配对检测并记录结果。研究显示:丙氨酸转氨酶 (ALT) 、天门冬氨酸转氨酶 (AST) 、总蛋白 (TP) 、血糖、钠 (Na+) 、镁 (Mg2+) 6个项目人工传送与PTS传输检测结果差异无显著性差异 (P<0.05) , 但经物流传送后结果偏高。乳酸脱氢酶 (LDH) 、α2羟丁酸脱氢酶 (HBDH) 、钾 (K+) 经2种传送方法的检测结果差异有统计学意义 (P<0.05) 。若先对经PTS的标本进行棉袋包裹、泡沫海绵固定处理后再传输, 则LDH、HBDH、K+经人工传送与PTS传输检测结果差异无统计学意义 (P>0.05) 。
朱跃辉等[5]对20名受试者按规定同时抽取双份标本、分别用人工和PTS (4 m/s) 两种途径运送, 然后在同等条件下进行出凝血血浆凝血酶原时间测定 (Prothrombin Time, PT) 、部分活化凝血酶时间 (Activeated Partial Thromboplastin Time, APTT) 和血常规 (WBC、RBC、PLT) 的测定, 并进行统计学分析。结果显示, 两种途径运送标本测得RBC计数均值一致。WBC和PLT计数均值气动传送偏高, PT和APTT均值气动传送偏低, 配对t检验显示5个项目的差异均无统计学意义 (P>0.05) , 且相关性较好。
王欣茹等[6,7]将45例患者的EDTA-K2 (二胺四乙酸二钾) 抗凝静脉血分为4管, 分别经人工运送到检验科或经PTS传送1次、2次和3次后到检验科进行血常规检测, 每次物流管道系统传输距离为150 m, 落差45 m。结果表明:经物流管道系统传输1次时各项参数与人工运送组相比差异没有统计学意义;物流传输2次时RBC、MCV (红细胞平均体积) 、RDW-SD (红细胞体积分布宽度) 和RDW-CV (红细胞体积分布宽度变异系数) 等4项参数与人工运送组相比差异有统计学意义 (P<0.01) , 传输3次时差异更加显著。但其变化的程度<3%, 不影响临床诊断。
祝二娟[8]将50例标本分别采用人工传送、PTS快速传送 (6 m/s) 、PTS慢速传送 (3 m/s) 后作血常规检测, 检测项目有血细胞比容、MCV、红细胞分布宽度 (RDW) 、血小板压积、血小板体积 (MPV) 、血小板分布宽度 (PDW) 、WBC、RBC、血红蛋白含量 (HGB) 、PLT。结果显示, 组间差异无统计学意义 (P>0.05) 。
Weaver等[9]通过对标本在管道长为253 m传输速度为7.6 m/s的PTS传输后观察发现, 标本经传输后可使乳酸脱氢酶活性增高, 而对血清K+、Na+、Cl-、CO2、TP、白蛋白、Ca2+、糖、肌酐、总胆红素、碱性磷酸酶、AST、酸性磷酸酶、尿酸、WBC、RBC、HGB、红细胞压积、凝血时间 (CT) 、APTT的测定均无明显影响。
LDH、HBDH、K+在红细胞内有较高的浓度, 细胞内的浓度约为血浆的几十倍至几百倍。在PTS传输过程中由于变速时惯性的冲击、传输距离及弯道数量的影响, 会对部分红细胞膜有损伤, 使红细胞内的LDH、HBDH、K+析出到血清中。本文建议用PTS传输生化标本时, 要进行固定、防震等处理, 并用低速进行传输。
2 PTS对血气标本检测结果的影响
王欣茹等[10]将合格血气标本40例分别经PTS传输或放置15 min后检测血气变化, 结果显示合格标本在传输前后的血气变化没有统计学差异 (P>0.05) ;将该40例吸入0.1m L空气后分别经PTS传输或放置15 min后检测血气变化, 结果显示含气泡标本在传输前后多个血气参数的变化有统计学意义 (P<0.05) 。该研究提示PTS能放大或加重气泡对PO2测定的不利影响。
Zaman等[11,12]对58例标本 (其中31例含有气泡) 进行PTS传输前后血气分析结果的对比, 发现PTS对没有气泡的血气分析标本的p H、Pa CO2和Pa O2无明显影响, 而会明显增加含有气泡的血气分析标本的Pa O2。Pa O2≥100mm Hg的含气泡标本通过PTS传输可使其Pa O2增加10~20mm Hg, 而Pa O2非常低的含气泡标本通过PTS传输后可上升为中度甚至正常Pa O2。
Astles等[13]选取Pa O2从70~400 mm Hg的不同标本为研究对象, 观察血气标本中气泡对通过PTS传输的不同Pa O2标本的影响。研究结果显示, 在PTS传输过程中, 血氧含量不足的标本其Pa O2更易受气泡的影响, 甚至可以出现足以引起临床误诊的结果。含有气泡的Pa O2<85 mm Hg的标本通过PTS传输后其Pa O2可升高至10 mm Hg以上。高Pa O2且对标本进行冷却可减少气泡在PTS传输中对Pa O2的影响。同时实验结果显示, 在传输桶内放置衬垫等机械缓冲物对实验的干扰性并无明显的影响, 而降低传输速度50%可明显降低PTS传输对Pa O2的影响。
Collinso等[14]在实验中发现, 血气标本经PTS传输520 m、耗时19 min后Pa O2发生改变, 而对Pa CO2和p H没有任何影响。如果采用带压力的密封桶传输标本则可避免Pa O2发生改变, 其测定结果和床旁检测结果无明显区别 (P=0.2897) 。
相关研究表明, PTS传输对不含气泡的标本的血气分析结果无显著影响, 而含气泡标本经PTS传输后血气分析结果发生变化。因为空气中PO2、PCO2与血液中水平相差较大, 二者接触时会发生气体交换以达到平衡, 而PTS传输过程中的震荡加剧了这种交换, 因此PTS能放大或加重气泡对血气分析测定的不利影响。本文建议血气标本采集时应特别注意标本中不能含有气泡, 并采用低速传输。
3 PTS对脑脊液标本检测结果的影响
Wenham等[15]在11例脑脊液标本中加入取自手指末梢血的红细胞, 使红细胞的终浓度达到 (1916~8746) ×106。每例脑脊液标本分成6份, 其中3份在实验室常温下放置, 另外3份通过PTS传输到实验室。所有的标本在3000 g离心力下离心10 min后用350~600 nm波长扫描上清液, 观察扫描曲线415 nm处氧化血红蛋白引起的波峰。实验结果显示, 所有的脑脊液标本在415 nm波长处都出现了波峰, 但经过PTS传输后的脑脊液标本, 其吸光度明显增加, 表明传输后的标本发生了溶血, 破碎的血细胞释放出了更多的氧化血红蛋白。该实验证明PTS传输可使含有血细胞的脑脊液标本发生溶血, 且红细胞浓度和溶血程度间无相关性。
传输时加速和减速过程的惯性会对红细胞膜施加一定的作用力, 使标本发生溶血。本文建议避免使用PTS传输蛛网膜下腔出血等血性脑脊液标本。
4 PTS对血液制品的影响
李春仙等[16]取质检合格悬浮红细胞32袋, 每袋分2份, 1份留用, 另1份棉布包裹后经PTS传输 (总落差78 m, 速度3 m/s) 后返回, 离心取上清液测定悬浮红细胞上清液游离血红蛋白 (FHb) 的含量。经配对t检验, P>0.05, PTS传输前后FHb含量差异无统计学意义, 可认为PTS传输对悬浮红细胞质量无影响。Tanley等[17]通过早期实验发现, PTS对血型鉴定、抗体检测和分型及直接抗球蛋白实验标本无明显影响。
库存红细胞制品离开了人体内环境, 红细胞膜对震荡的耐受性下降, 对运送要求比较严格[18]。本文建议通过PTS运送悬浮红细胞时需有固定、缓冲装置。
综上所述, 在PTS传输过程中的震荡和冲击对标本中红细胞膜会造成损伤, 如使用不当会影响标本成分, 甚至发生溶血, 进而影响临床诊断。根据相关研究结果, 本文建议标本采集时应按规程操作, 避免气泡的产生。传输时需注意使用固定或缓冲装置, 并尽可能用低速模式传输。血性脑脊液标本受PTS传输影响较大, 建议人工送检。这样既可以发挥PTS快捷、准确的优势, 又可避免PTS传输过程对标本检测结果的影响。
摘要：气动物流传输系统可能引起血性标本中的红细胞破碎, 从而影响检测结果。本文对相关研究进行了综述, 并提出了减少物流传输系统对标本影响的建议。
气动影响 篇8
近年来随着我国新一代高速列车的发展,对列车的设计制造提出了更高的要求。高速条件下列车稳定安全的运行与空气动力学特性密切相关,由此衍生出相关的问题,如减阻方法和设计,列车交会等;这些问题的解决,必须建立在准确预测列车升阻力的大小和分布的基础上。
国内外对列车空气动力学进行了大量实验研究和数值模拟。田红旗等在实车试验和数值模拟方面对列车的交会、隧道行驶进行了系统及深入的研究[1]。安亦然等人用LBM方法数值模拟列车在测风等工况下的空气动力特性[2]。基于这些研究,人们不断地对列车外形减阻设计等进行探讨与改进[3]。
然而现有数值模拟大多都使用简化列车模型,关于列车各部件对整车气动性能的影响分析相对较少。因此本文用Fluent数值模拟CRH-2列车以270km/h的速度在明线的行驶,分别计算含有风挡,转向架,受电弓等不同组合的算例,分析阻、升力以及其系数,研究各部件对整车气动力的影响和产生的原因,试图从构造部件的角度为列车外形的设计与制造提供理论支持。
1 数值模拟
1.1 数值计算基本控制方程
列车在270km/h的工况下,其马赫数Ma<0.3,其引起的空气流动可以假定为不可压缩粘性流体。本文研究列车稳态运行这一特定条件,按照定常流动处理,就可以得到诸如空气阻力、升力等基本规律。由质量守恒和动量守恒定律,不可压缩流体稳态基本控制方程如下:
连续性方程:
动量守恒方程:
其中为有效粘性系数,为动力粘性系数和湍流粘性系数之和。湍流粘性系数的计算公式为:
湍流动能k方程:
湍流耗散率ε方程:
式中是层流黏性系数,其他参数根据工程经验在数值模拟时分别取:C1=1.47,C2=1.92,σt=1.0,σε=1.33。
1.2 几何模型和计算区域
本文以CRH-2列车为模型,主要研究3节列车编组的光滑车体,其长度方向为75.2米。为了研究不同列车部件对阻力的影响,分别构建如下模型:(1)光滑车体;(2)风挡;(3)风挡和转向架;(4)风挡、转向架和受电弓。在建模的过程中,也对这些部件也做了相应的简化。
计算区域选取半圆柱形的数值风洞作,列车几何中心点为原点,并且整体置于靠近风洞入口处,如图1所示。风洞的宽度x方向:-200~200米,长度z方向:-400~200米,高度y方向:-0.2~199.8米。这样可以保证列车周围流场能够充分发展。
1.3 边界条件
为了较为真实的模拟列车运行的情况,设置地面为滑移边界条件,速度在z方位向为-75m/s。入口边界和上半圆柱边界为速度进口边界条件,给定均匀速度。出口边界为压力出口边界条件,截面静压系数为0。
1.4 网格生成
网格划分使用六面体核心hexcore网格类型,即复杂结构表面采用四面体网格,而在主要的计算区域采用六面体网格,这样即可以控制网格数量,也保证了网格精度。
本文更多侧重分析各部件对列车阻力影响的分析,在网格选区中前期分别模拟高密度网格(195万单元)和中等密度网格(126万单元)下3节编组的光滑车体模型,以列车阻力为参照对象,其结果分别为9155N和8982N,相差2%左右。在精度允许的范围内,选定如图2所示的非结构化网格,该算例带有风挡、转向架和受电弓,共有网格单元1759095个。
2 计算结果分析
计算列车以270km/h的速度在明线行驶的工况,分析不同几何复杂度下列车整车和各部件所受到的阻力、阻力系数,升力、升力系数,并且研究各个列车部件对整车气动性能的影响。结果如表1所示,算例4的阻力系数与文献5的数值模拟结果非常接近,具有一定可参照性。
算例1与算例4的结果有43.6%的误差,因此光滑车体用于分析列车阻力,以及相关设计和研究需要,显得不够精确。算例4中各个部件所占的阻力分别为:头车42%,中间车16%,尾车27%,受电弓14%,风挡1%。
2.1 列车车身阻力分析
在算例4中,列车所受阻力大部分为压差阻力。头车受到的压差阻力最大,尾车次之。这是因为列车头部为正压区,在鼻锥点压力达到最大值,这可以从列车表面压力云图图3中看出。此外在此处气流分别流向车顶,车两侧以及底部。从车顶流过的气息造成的一定范围的负压区,此后负压逐渐降低,列车两侧以及顶部呈现负压区。但在车尾的车窗过渡区有小范围的正压区。
2.2 风挡、转向架和受电弓对阻力的影响
虽然风挡本身所受阻力较小,但是对整车阻力影响较大;由表1可知算例2比算例1阻力增加12%。在真实的列车运行中一方面风挡使得列车表面出现不连续,使得阻力增加,另一方面在风挡处迎风面上方受到正压,相对应的背风面出现负压,二者的压差使得阻力增加。在风挡内部区域是一个稳定的正压区,数值范围在200Pa-500Pa,产生压差阻力较低,相当于一个静压腔[4]。
考虑转向架后,算例3比算例2阻力增加38%。头车相对于中间车厢和尾车,转向架使其阻力增加一倍,如表2所示。
对比有无转向架时,列车底部z方向速度分布云图,如图4所示。算例3的列车头车在转向架处有明显的拖拽力,在尾车的最后一个转向架也有相同的现象,但影响没有头车大。这种作用发展到中间车厢会明显减弱。对于无转向架的情况,这种拖拽力并不存在,是发展较好的速度场。由此可知,列车第一个转向架对于减阻非常重要,需要重点考虑头车和尾车两端的转向架的设计[5]。
本算例中,不考虑受电弓的振动特性,将其简化为刚性支架。该算例中受到的阻力为2191N,与风洞实验数据[9]2427N较接近。图5为受电弓所受到的压力云图。在弓头的前滑板与上臂的交界处其受到的压力是最大的,其值甚至超过了头车的前端。这是因为上臂和弓头附近的空气,受到了较高的气流扰动作用。此外,上下臂连接的横梁、底座,绝缘子处也受到了较大的压力。因此可以从这几方面来设计受电弓从而降低阻力或对提高受压能力。
2.3 整车升力分析
列车设计时对升力的分析也同样重要,希望在稳定运行时能够接近零。否则如果升力过大会产生“飘”的现象,容易造成列车脱轨;如果为负,会造成轮轨与轨道的摩擦增加。
不同算例各节车的升力如表3所示,各部件对列车升力的影响比较复杂,并没有统一的规律。风挡减小尾车正升力,使整车受到较大负升力;转向架减小头车的负升力,因而整车升力比较小;受电弓主要是影响列车表面压差,使升力略有增加。光滑车体底面过于平坦,升力较大。而带有转向架等复杂结构的车体,因为底面的不平整,削弱了升力效应。受电弓的造成列车上下表面压差升力增大,总升力也变大。
与无横风,带裙摆的双拱列车的风洞实验数据[7]相比较,数值模拟的结果与其有相似的升力分布规律,即头车受到的是较大的负升力,中间车厢可能受到正升力,也可能受到负升力,但数值都比较低,尾车一般受到较大的正升力。
3 结论
数值模拟的结果表明,头车占据总阻力的一半;风挡处使得列车表面不连续增加了压差阻从,总阻力增大;空气经过转向架时会产生拖拽列车前进的阻力,集中表现为头车阻力相对于光滑车体增加一倍;受电弓虽小但是产生的阻力不可忽视,弓头前滑板与上臂的交界处的压力最大。升力并没有普遍的规律,一般头车受到负升力,尾车受到正升力,二者绝对值较大;中间车升力绝对值较小。
通过对含不同部件列车气动性能的分析,对高速列车的研制,以及形设计和制造中,将给予有效的参考和指导意义。
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气动影响 篇9
关键词：煤矿,气动发动机,转速,活塞行程,输出扭矩,仿真
0 引言
众所周知, 煤矿井下环境恶劣, 周围环境含有瓦斯、CO等易燃、易爆气体和煤尘, 而煤矿井下有很多的电力机械运转, 不可避免地产生电火花, 当瓦斯积聚到一定的浓度, 在矿井内部空气的助燃下, 一旦遇到电气火花等火源, 就会发生爆炸。因此, 从本质上减少机电设备电火花的发生对避免瓦斯爆炸有重要的意义。气动发动机是一种新型的动力装置, 它以压缩空气作为能量来源, 靠压缩空气膨胀做功, 属于纯物理机械, 运行过程中不会产生电火花, 并且对环境无任何污染。因此, 研究气动发动机并将其应用在煤矿井下, 对预防井下瓦斯爆炸有重要的意义。国外对气动发动机有了一定的研究, 国内的研究目前还处于起步阶段, 其中浙江大学和合肥工业大学[1,2]对气动发动机进行了一定的研究。本文在前人研究的基础上, 分析转速和活塞行程对气动发动机工作性能的影响, 为气动发动机的设计和性能改善提供一定的依据。
1 气动发动机数学模型及求解
气动发动机是将高压空气的压缩能转换为机械能驱动输出轴转动的一种机械设备。高压气体进入某一工作腔后, 气体的压力使其能推动活塞或叶片对外做功, 同时体积膨胀, 热力学状态发生改变, 温度压力降低, 气体具有的内能部分转化为活塞或叶片的动能, 最终由相应的机械结构传递到输出轴, 使输出轴旋转, 驱动车轮等负载。气缸内气体的压力是由气体的状态决定的, 因此, 发动机的输出扭矩与气缸内气体的状态相关。气动发动机由进气门和排气门控制气体的进入和排出, 改变气缸内气体的质量, 同时, 发动机不断变化的活塞位置使气缸中气体的体积随之不断改变, 所以气缸中气体的状态也不断变化。发动机工作过程中气缸内气体状态的变化规律, 也就决定了发动机的工作特性。
气动发动机工作的数学模型主要包括以下几个方程:
能量守恒方程:
质量守恒方程:
理想气体状态方程:
发动机扭矩输出方程:
式中:T为气体温度;Q为与外界交换的热量;W为机械功;h为气体比焓;m为气体质量;Cv为气体定容比热容;τ为时间;P为缸内气体压力;V为气体体积;R为气体常数;Mp为输出扭矩;P0为进气压力;S为活塞顶投影面积;r为曲轴半径;β为连杆与汽缸轴线夹角;ϕ为曲轴转角;ω为曲轴转动角速度;λs为曲轴连杆比;下标i表示进口;下标e表示出口。
从某一初始条件开始, 对应于气动发动机工作循环任一曲轴转角位置, 气动发动机的数学模型可概括为由独立的2个变量即缸内气体质量m和气体温度T相互联力的2个常微分方程:
边界条件:τ=τ0, m=m (τ0) =m0, T=T (τ0) =T0。为求解以上方程组, 本文采用Simulink的ode45方法求解微分方程[2]。
对应于任一稳定转速下, 根据以上数学模型可以求解任一曲轴转角位置的气缸内气体状态量压力P、温度T和质量m以及气动发动机瞬时的输出扭矩Mp。
2 转速、活塞行程对气动发动机性能的影响
根据所建立的模型, 利用Simulink对其进行仿真模拟, 所取气动发动机参数如表1所示。
为研究某一参数对气动发动机性能的影响, 只改变该参数而保持其它参数不变, 具体分析如下。
2.1 转速对气动发动机性能的影响
保持其它参数不变, 改变转速n, 当n分别为400 r/min、600 r/min、800 r/min、1 000 r/min时, 所对应的缸内气体温度T、缸内气体压力P、缸内气体质量m、输出扭矩Mp的变化曲线分别如图1～图4所示。
从图1可看出, 缸内气体温度随转速增大而增大, 随着转速增大, 进气段最高温度和膨胀终了温度亦增加;从图2可看出, 当缸内气体达到最高压力后随着转速的增加, 压力下降幅度增大, 转速越大, 压力下降的相位角越靠前;从图3可看出, 缸内气体质量随着转速增大变化量较小;从图4可看出, 输出转矩随着转速增大而减小。这是由于进气压力与配气机构的配气相位不变, 在相同的压差和气门开启面条件下, 气体流动的速度是相同的, 但是随着气动发动机转速的上升, 每单位工作循环时间减小, 进气量和排气量均减少, 结果在进气冲程气缸内能达到的最高压力逐步降低, 膨胀率也相对降低, 温度下降幅度减小, 正向扭矩输出减小;而排气冲程气缸内气体残余量增加, 在排气末段被压缩程度增加, 压力上升, 温度升高, 反向扭矩增大。同时气动发动机转速升高后, 机械损失迅速增大, 进一步减小了有效扭矩的输出, 因此, 总体效果呈现为平均有效压力和有效输出扭矩的下降和平均温度的上升。
2.2 活塞行程对气动发动机性能的影响
气动发动机的气缸容积是气动发动机设计时的一个重要参数, 这个参数不仅决定发动机的结构尺寸, 对发动机的性能也是具有关键性影响。通过改变活塞行程来改变气缸容积, 在其它条件不变的情况下, 改变活塞行程s, 当s分别为55 mm、50 mm和45 mm时, 所对应的缸内气体温度T、缸内气体压力P、缸内气体质量m、输出扭矩Mp的变化曲线分别如图5～图8所示。
从图5～图8可以看出, 随着气动发动机气缸容积的增大, 缸内气体温度和压力变化曲线基本重合, 气缸容积的变化较小;气动发动机的输出扭矩和缸内气体质量随气缸容积增加而有明显的增大, 这是因为在进排气节流很小的情况下, 增大气缸容积将在单位时间里容纳更多的高压气体进入气缸膨胀做功, 输入气缸的能量增多, 气动发动机动力输出必然也随之增大。因此, 提高气动发动机输出扭矩可以采用增加气缸容积的办法, 但是增加气缸容积会使得气动发动机的体积增大, 应考虑空间要求选择合适的尺寸。
3 结语
气动发动机在运行过程中不会产生电火花, 如应用于煤矿井下可有效地减少瓦斯爆炸事故, 因此, 研究气动发动机对提高煤矿生产的安全性具有重要意义。本文运用仿真计算方法对单级膨胀气动发动机工作特性进行了仿真计算, 分析了转速和活塞行程对气动发动机性能的影响。研究结果表明: (1) 单级膨胀气动发动机具有低转速输出扭矩大, 高转速输出扭矩小的特点, 要想让气动发动机输出大的扭矩, 必须降低其转速; (2) 增大气动发动机的活塞行程可以显著提高其输出扭矩, 即增大气缸容积有利于提高气动发动机的动力性能。
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气动影响 篇10
关键词：叶片数,截面缩放,非定常流,气动载荷,切向力
转/静干涉是叶轮机械内部所固有的非定常流动现象,为了深入研究其流动机理以及其对叶轮机械结构可靠性等方面的影响,需要进行时间精确的非定常流场数值计算。通常叶轮机中各叶排中叶片数目不相等,非定常计算通常需要在全周叶排通道内进行,但是这往往受限于计算机硬件和计算时间。目前叶片数约化方法[1]被广泛地应用非定常计算,它是对原几何模型的近似。这种近似处理方法必然会对叶轮机总体气动性能、流场分布以及受迫响应分析等造成一定的影响,而不同约化方案对计算结果影响的研究工作做的还不多,对它的认识水平仍有待提高。
近年来计算机运算速度和存储量都得到了飞速的发展,计算流体力学的方法也有了很大进步,国外不少学者已经重新开展对叶片数约化的影响研究。Clark等[2]研究了叶片数约化对进口导叶与动叶之间的转/静干涉效应的影响。Yao等[3]利用其发展的N-S方程并行求解器,采用了不同约化方案,对Aachen 1.5级涡轮进行非定常数值模拟。María等[4]对一级压气机采用多种约化方案。通过比较叶片表面压力非定常量的时空分布,分析了约化方案对非定常压力扰动相位的影响,并引入模态力评估约化对受迫响应风险大小的影响。Seyed等[5]对一级高负荷跨音速涡轮进行了非定常数值模拟,分别从气动和结构动力学角度进行了分析。
在国内开展相关工作的学者还比较少[6]。本文以跨音速风扇级为研究对象,通过对几何模型采用不同约化方案的非定常计算,讨论约化后上游静叶截面缩放对下游动叶非定常气动载荷的影响。
1 数值方法及研究对象
1.1数值方法
本文通过求解柱坐标系下积分形式的三维雷诺平均N-S方程
来模拟叶轮机非定常内部流场。式中Vmg=ωr为网格移动速度,UVmg是由于网格运动带来的额外的无粘通量。U,F,G和H为无粘通量,S为源项,Vx,Vθ和Vr为黏性通量。采用了B—L紊流模型来封闭方程。方程组空间离散采用中心有限体积方法,时间积分采用了四步龙格库塔时间推进方法,并且使用双时间方法、多重网格法和残差光顺等技术加速计算。
1.2研究对象
计算算例采用NASA 120859风扇的第一级静叶与第二级动叶所构成的一级。原几何模型中,静叶数目为46,动叶数目为60,计算域需要23个静叶通道和30个动叶通道。在叶片数约化方案中,保持静子叶排与转子叶排之间的轴向间距不变。定义静叶截面缩放因子fS为
式(2)中,NBscaled为缩放后的静叶数目, NBorig为静子原始叶片数。表1为本文所采用的非定常计算方案,两种约化方案能够不同程度地减少计算工作量。
1.3 计算网格和边界条件
计算采用H型网格,如图1所示,静叶和动叶网格节点分布分别为33×130×37和33×115×37(周向×轴向×径向)。定常计算转静交界面采用了混合平面法;非定常计算中,转静交界面参数通过二阶插值传递。进口给定总压,总温,进口气流角;出口给定轮毂处背压。
2 计算结果及分析
2.1静压系数分布
定义叶片表面静压系数为:
式(3)中,p为动叶表面某点在一个静叶通过周期内的静压时均值。p1 和pt1分别为一个静叶通过周期内的该截面进口静压和总压时均值。图2为50%叶高动叶表面静压系数时均值分布。在动叶吸力面70%和压力面30%轴向弦长位置,具有明显的激波结构。对比三种不同方案,发现上游静叶截面缩放影响了激波的轴向位置。静叶截面放大的方案中,相对原几何模型激波位置向上游移动,而静子截面缩小的方案,激波位置略向下游移动。
2.2非定常载荷的时空分析
图3为50%叶高动叶表面非定常静压脉动量 (
图3中白色点划线之间的区域表示尾迹通过的位置,由于尾迹与激波发生干扰,激波后静压波动的幅值水平显著上升,并且尾迹的形态影响了其幅值的大小。图3中黑色虚线表示动叶表面主要静压扰动的轴向位置。相对于原几何模型计算方案(图3(b)),上游静叶截面放大的约化方案中,静压主要扰动向上游移动;静叶截面缩小的方案中,主要动叶表面主要扰动向下游移动。此外,叶片前缘位置附近扰动A和扰动B,在不同的方案中,它们在时间轴上坐标差发生了改变,也就是扰动之间的相位差发生了改变。在叶片表面非定常静压扰动的相位差,以及轴向位置均可能会影响到叶片非定常气动力的大小。
2.3叶片数约化对叶片非定常气动力影响
图4给出了50%叶高截面动叶表面相同轴向位置处压力面静压脉动量和吸力面静压脉动量之差(
图3(a)中,C扰动与叶片表面最主要扰动(D和E)的相位差大约为180°,并且其幅值较高,它能够有效减小非定常气动力幅值。而在图3(b)中,C扰动的轴向幅值水平降低,并且与其他主要扰动的相位差发生改变。
前文对图3的分析知,不同方案改变了前缘附近叶片两个表面的静压扰动A和B的相位差,也就影响了两者之差的幅值(图4中扰动D)的幅值大小。由于扰动D的大小对该截面非定常气动力有着较大贡献。相对于原几何方案,fS=1.150方案中,扰动D的幅值水平较低。综合以上两点,就可以理解本文中出现的非定常效应增强时切向气动力的脉动幅值降低的现象。
由于叶片数约化是在非定常计算中采用的一种近似处理方法,这种近似必然会引入一定的人为误差。叶片非定常气动力大小可以对受迫振动风险进行初步的评估,所以定量的分析叶片数约化方法对非定常气动力各阶谐波幅值造成的影响有着一定的意义。
图5(a)和图5(b)分别为一个动叶所受的非定常切向力的时间变化曲线和频谱特性图。可以看出本文各种方案中,切向力的非定常量主要构成为其一阶谐波分量,二阶及以上谐波分量均较小。通过与原几何方案相对比, 可以看出静叶截面放大时非定常气动力的一阶谐波幅值降低。前文对分析不同方案中50%叶高当地非定常切向力的分析,可以解释这一现象。本文中,原型结果中二阶谐波幅值水平较低。
不同方案对非定常切向力的一阶谐波幅值造成了显著的影响,在缩放因子为0.958和1.150的两种方案中,与原几何模型下非定常切向力的一阶谐波幅值变化分别达到了13.21%和30.11%。尤其是fS=1.150的方案中,如此大的误差,在工程应用中是很难接受的。
3 结论
通过采用不同的叶片数约化方案,对NASA 120859风扇开展了转/静干涉非定常计算及分析工作,分别采用了时域和频域的分析方法对叶片数约化对叶片气动载荷的影响进行分析、讨论。得到以下结论。
1)对50%叶高动叶表面平均静压系数的分析表明:叶片数约化对通道中激波的位置产生了略微的影响,在上游静叶截面放大的方案中,激波位置略微向上游移动,静叶截面缩小时,激波略微向下游移动。
2)上游静叶截面缩放造成了下游动叶表面主要扰动的幅值以及轴向位置的改变。
3)上游静叶截面放大的方案对下游非定常效应增强,但是叶片表面非定常切向力的一阶谐波幅值水平降低。这与静叶表面主要扰动的轴向位置变化有关。
4)在本文的约化方案中,可以看出,上游静叶缩放,造成了比较显著的非定常气动力幅值的变化。
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