Автореферат (Численное моделирование течения вязкого газа в осевых вентиляторах с лопатками обратной стреловидности методика, результаты и практические рекомендации), страница 2

Основные результаты работыдокладывались и обсуждались на:- московской молодежной научно-практической конференции «Инновации вавиации и космонавтике» (Москва, МАИ, 17 – 20 апреля 2012 г.);- семинаре кафедры 105 «Аэродинамики летательных аппаратов» (Москва,МАИ, в июле 2012 г.);- конференции «VII Международный Аэрокосмический Конгресс IAC 2012»(Москва, МГУ, в августе 2012 г.);- конференции «XLVII научных чтений памяти К. Э. Циолковского» (Калуга,в сентябре 2012 г.);7- 11-ой Международной конференции «Авиация и космонавтика-2012»(Москва, МАИ, в ноябре 2012 г.).Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 7глав и заключения. Она содержит 156 страниц машинописного текста,включающего 126 рисунков и список литературы из 114 наименований.СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫВо введении обосновывается актуальность темы диссертационнойработы, еѐ научная новизна и практическая значимость.

Сформулированыцель и задачи исследований. Представлены основные научные положения,выносимые на защиту. Даются структура и содержание диссертации. Данаобщая характеристика диссертационной работы.В первой главе диссертации выполнен обзор теоретических иэкспериментальных работ, посвященных исследованию влияния формылопатки на аэродинамические и аэроакустические характеристики осевыхвентиляторов, а также работ, посвященных историческому развитию методоврасчета проточной части турбомашин.Во второй главе излагается используемая в работе математическаямодель турбулентного течения вязкого газа, включающая в себя осредненныепо Рейнольдсу уравнения Навье-Стокса, записанные в абсолютной системекоординат:     vr  0 - уравнение неразрывности;t v      vr v      v  vt   p    F - уравнение переноса количестваtдвижения; E      vr H  pur      T    v - уравнение переноса энергии,t8где     v   v T   2   vI  - тензор напряжений,  - коэффициент3теплопроводности; E  h pv2p, H  E  - полные энергия и энтальпия2единицы массы жидкости.

В этой формулировке сила Кориолиса ицентростремительное ускорение могут быть представлены одним слагаемым   v  vt  .При моделировании течения в окресности вентилятора использоваласьподвижнаявращающаясясистемакоординат.Такаясистемаможетперемещаться в пространстве с линейной скоростью vt и вращатьсяотносительно неподвижной системы с угловой скоростью  .

Началоподвижной системы находится на радиус-векторе r0 . Ось вращенияопределяется единичным вектором направления a так, что вектор угловойскорости вращения равен a.Расчетная область определяется по отношению к подвижной системекоординат и точки этой области задаются радиус-вектором r . При этомскорость движения жидких частиц по отношению к подвижной системекоординат определяется как  vr  v  u r , где u r  vt    r - скорость движущейся системы относительно неподвижнойинерциальной системы отсчета, v - абсолютая скорость жидкой частицы.

Вобщем случае вектора  и vt могут быть функциями времени.В рассматриваемых задачах подвижная система координат и расчетнаяобласть вводились только в непосредственной близости от вращающегосярабочего колеса. Неподвижная часть расчетной области приходилась накамеру, входной коллектор и спрямляющий аппарат, если он был. При этомразмеры рабочей камеры намного превосходили габариты подвижной частирасчетной области.9Приведенная система уравнений замыкалась моделью турбулентности.В диссертационной работе после тестирования нескольких моделейтурбулентности была выбрана модель − Realizable.

Уравнения переносакинетической энергии k турбулентности и диссипации для Realizable k  модели в неподвижной системе координат выглядят следующим образом: k     k v        ttk    k   Gk   ,       v        tt 2      C1S  C 2k  ,где k,   S , S  2Sij Sij .C1  max 0.43,  5В этих уравнениях слагаемое Gk  t S 2 отвечает за генерацию турбулентнойкинетической энергии за счет градиента осредненной скорости потока, C1 иC 2 - постоянные модели,  k и   - турбулентные числа Прандтля для k и  ,соответственно.Как и в других моделях, коэффициент турбулентной вязкости вычисляется из t  C k2Различие между Realizable k   моделью и стандартной моделью, а такжемоделью RNG заключается в том, что коэффициент C  более не являетсяпостоянным, а вычисляется с помощью следующих соотношений:C 1A0  AS~ ~kU*, где U *  S ij S ij  ij ij и~ij  ij  2 ijkk ;ij  ij   ijkk ,где ij - тензор осредненной скорости вращения в движущейся системеотсчета с угловой скоростью  k .10Для решения системы дифференциальных уравнений движениявызкого несжимаемого газа в работе из CFD пакета ANSYS Fluentиспользовался так назывемый полу-неявный метод для связанных черездавление уравнений SIMPLE в одном из его вариантов (SIMPLEC).Полученная в результате система алгебраических уравнений решалась спомощьюитерационногометодаГаусса-Зейделявсочетаниисалгебраическим многосеточным (AMG) методом.В третьей главе приведены результаты исследований по выборунаиболее подходящей модели турбулентности, сеточной сходимости примоделировании турбулентных течений в вентиляторе, а также серийныерасчеты течения в окрестности вентилятора ЦАГИ ОВ-23 с разным числомлопаток и их сопоставление с экспериментальными данными (проверкадостоверности используемого метода).

Форма и габаритные размерырасчетной области задавались в соответствии с размерами и формойэкспериментального стенда ЦАГИ, на котором проводились испытаниявентиляторов.Приведенные в главе результаты серии численных методическихэкспериментов позволяют сделать следующие заключения: Установленавозможностьиопределендиапазонприменимостигазодинамического пакета ANSYS Fluent для решения задач помоделированю течений в осевых вентиляторах.

Отработаны методическиевопросыпоприменимостимоделейтурбулентностиисеточнойсходимости. Самая подходящая из исследованных модель турбулентности длямоделирования течения в окрестности лопаточных машин – это модель − Realizable при дроблении области вокруг вентилятора по нормалипрофиля на 40 частей, по обходу профиля – 200 частей. При увеличениичисла узлов разностной сетки имеет место сеточная сходимость решения.11 Результаты расчетов вентилятора ЦАГИ ОВ-23 в целом хорошосогласуются с экспериментом при малых углах установки лопатоквентилятора (уст = 15 - 20 градусов), а при больших углах установкихорошее согласие с экспериментом имеет место только в областиустойчивой работы вентилятора – области безотрывного обтеканиялопаток.В четвертой главе предложен следующий оригинальный вариантпостроения лопатки вентилятора с переменной обратной стреловидностью попередней кромке.РадиусДуга-линия совмещенияпрофилейПрофилиРис.

1. Cхема построения лопатки обратной стреловидности.Схема построения лопатки обратной стреловидности во многихдеталях может быть такой же, что и схема построения прямой лопатки.Разница заключается в том, что ось совмещения прямой лопатки – прямая, аось совмещения лопатки обратной стреловидности может быть дугойокружности. Лопатка обратной стреловидности вычерчивается следующимобразом: для каждого расчетного сечения на хорде , наклоненной под углом к плоскости вращения, строится средняя линия - дуга окружности12радиусом . На среднюю линию “надевается” аэродинамический профиль,координаты которого задаются аналитически или из таблиц. Координата отсчитывается по дуге средней линии путем деления ее на несколькохарактерных частей. Величина координат профиля откладывается вверх ивниз от средней линии по радиусу кривизны .

Полученые таким образомточки вернего и нижнего контуров профиля соединяются плавной локальнойкривой. Величины радиусов носика нос и хвостика хв выбираются привычерчивании контуров профиля исходя из условия получения плавногосопряжения. При вычерчивании лопатки обратной стреловидности профилиотдельных сечений распологаются так, чтобы точки совмещения профилейнаходились на дуге окружности, радиус которой примерно равен радиусувентилятора.Этадугарасполагаетсятакимобразом,чтобыточкасовмещения концевого профиля отклонялась от такой же точки прямойлопатки на 20 - 25 градусов. Точка совмещения профилей имеет координату = 0.4 и распологается на средней линии.

Эта точка близка к центрутяжестипрофиля.Такимобразомвычерчениелопаткиобратнойстреловидности отличается от вычерчения прямой лопатки только линиейсовмещения.В этой же главе проведено численное исследование вентиляторов скриволинейными лопатками обратной стреловидности Н-1, Н-2, Н-3 сиспользованием − Realizable модели турбулентности. Эти вентиляторыпостроены на основе вышеизложенной концепции вентиляторов семейства“Н”, общий вид которых представлен на рис. 2. Некоторые наиболеехарактерныерезультатырасчетарасходно-напорныххарактеристиквентиляторов выборочно представлены на рис. 3 - 11. На рис. 3 - 5 показаназависимость коэффициентов полного давления, мощности и КПД от числалопаток на примере вентилятора Н-1. На рис. 6 - 8 эти же коэффициентыпредставлены в сравнении с вентилятором ЦАГИ ОВ-23 для случая рабочихколес вентиляторов с пятью лопатками.

На рис. 9 приведены результатырасчетовпокоэффициентуполногодавлениядляпятилопастного13вентилятора Н-2 в сравнении с вентилятором ОВ-23 (эксперимент ЦАГИ ирасчет). Аналогичные результаты, но для пятилопастного вентилятора Н-3представлены на рис. 11. На рис. 10 приведен общий характер зависимостикоэффициента полного давления для вентиляторов Н-3 от количествалопаток.Вдиссертациитакжевыполненосравнениенекоторыххарактеристик вентиляторов “Н” с характеристиками вентилятора ОВ-121.Рис. 2. Общий вид вентиляторов Н-1, Н-2, Н-3, соответственно.0,15ψ0,10,05Vint_H-1_4л_n=1200Vint_H-1_5л_n=1200Vint_H-1_6л_n=1200000,10,2φ 0,3Рис. 3. Зависимость коэффициента полного давления откоэффициента производительности.0,04λ0,030,02Vint_H-1_4л_n=1200Vint_H-1_5л_n=1200Vint_H-1_6л_n=1200Vint_H-1_8л_n=12000,01000,10,2φ 0,3Рис.

4. Зависимость коэффициента мощностиот коэффициента производительности.14η10,90,80,70,60,50,40,30,20,10Vint_H-1_4л_n=1200Vint_H-1_5л_n=1200Vint_H-1_6л_n=1200Vint_H-1_8л_n=120000,1φ 0,30,2Рис. 5. Зависимость коэффициента полезногодействия от коэффициента производительности.0,15ов-23_n=1200-эксперψов-23_n=1200_rkeVint_H-1_n=12000,10,05000,10,2φ 0,3Рис. 6. Зависимость коэффициента полного давления откоэффициента производительности (5-ть лопаток).0,04ов-23_n=1200-экспер.ов-23_n=1200_rkeVint_H-1_n=1200λ0,02000,10,2φ 0,3Рис.