共查询到20条相似文献，搜索用时 203 毫秒
1.
基于Mixture模型对液环式航空燃油泵进行自吸阶段的非稳态数值计算,研究自吸过程中燃油泵内气液两相分布的变化过程,对不同时刻下燃油泵内部含气率、气液两相分布、压力及速度流线、熵产率和湍动能变化规律进行分析.结果表明：燃油泵的吸气和排气主要集中在自吸过程的前期和中期;随着自吸时间的增加,各监测面的含气率逐渐降低,当自吸时间为3.00 s时,蜗壳出口含气率接近于0,自吸过程结束;泵内压力随相对距离的增加而增大,泵内同一相对距离平面压力随自吸时间的增加而增大;在气液混合时,高速区域主要集中在叶轮中间流道和蜗壳壁面处,低速区域则集中分布在隔舌附近和导叶出口;随着自吸过程的进行,泵内湍动能和熵产率也随之增大,泵内能量损失增大,主要集中在叶轮叶片、导叶叶片和蜗壳出口处. 相似文献
2.
齿型迷宫灌水器抗堵塞性能分析与结构优化模拟 总被引：1，自引：0，他引：1
《灌溉排水学报》2019,(8)
【目的】揭示齿型迷宫流道灌水器物理堵塞的内在流动特性成因,同步优化提出高抗堵型齿型灌水器流道结构。【方法】基于CFD数值模拟技术中的Workbench数值计算平台,对5种不同齿型流道结构(含改进后流道结构)的灌水器进行水砂两相流数值模拟计算,分析了不同齿型结构水流流速、流道内湍动能、湍动能耗散率分布规律及物理颗粒运动轨迹等。【结果】提出了齿型流道结构优化改进方案,优化后的流道结构增加了灌水器内低速区域面积和低速区域湍动能值,区间湍动能范围同比最高提升了52%～200%,同时提高了物理颗粒的运移速率,减少了颗粒运移路程和滞留时间,提升了齿型迷宫灌水器的抗堵塞性能。【结论】齿型流道灌水器的抗堵塞性能与流道内低速区的流体速度及流道内湍动能大小分布密切相关,流速和湍动能较大的区域不易造成堵塞;湍动能最大值均出现在主流区,并且在齿尖迎水区达到最大;湍流动能耗散率分布与湍动能分布具有十分相似的规律,湍动能耗散最严重的区域分布在齿尖处,齿尖结构对灌水器的消能效果起关键性作用。 相似文献
3.
低比转数排污泵数值计算与实验 总被引：1，自引：0，他引：1
结合数值计算与PIV实验手段,对一改造过的比转数ns =60的潜水排污泵蜗壳内部流动进行了研究。采用六面体结构化网格对其进行全流场数值计算,计算结果表明,由于口环泄漏导致该区域附近的湍动能最大,且设计工况下蜗壳内部湍动能要大于叶轮内部。另外,通过外特性实验结果、PIV测试结果与CFD数值计算的对比发现,二者能够较好地吻合,验证了数值计算的正确性,并得出以下结论：受叶轮出口绝对速度与圆周方向夹角随流量增加而变大的影响,在0.6Qopt 和Qopt 流量下第8断面内的流体一部分再次通过蜗壳进入第1断面内,导致蜗壳隔舌与蜗壳进口之间的速度较高,在该处造成较大的速度梯度;而在1.4 Qopt 工况下此现象消失,蜗壳第8断面附近的速度最高,速度梯度较大;并且在大流量1.4Qopt 下蜗壳第1断面与第5断面之间能够明显地看出3个从叶轮出口射流出来的高速尾迹区域。 相似文献
4.
本研究基于雷诺时均N-S方程,采用k～ε湍流模型,对标准离心泵叶轮内部湍流进行了数值模拟。采用质量加权平均湍流动能及湍流耗散率的方法,分析发现湍流动能和湍流耗散率沿半径的分布有十分相似的规律;除0.6Qd设计工况,湍流动能和湍流耗散率分布呈现出先增加,随后减小,最后增加的现象;0.6Qd设计工况下,湍流动能和湍流耗散率最大,流体能量损失最为严重,因此从效率方面考虑,应避免泵在小流量工况下运行。 相似文献
5.
低比转数离心泵叶轮内能量转换特性 总被引：4，自引：0，他引：4
对比转数为60的离心泵内部流场进行数值模拟计算,从叶轮做功过程和能量损失过程两方面分析了叶轮内能量转换特性.将叶轮按径向尺寸分为8个区域,展示了不同工况、不同区域中压力和粘性力做功大小、功率密度分布、湍动能耗散率分布、能量损失组成及分布等能量转换相关特征.结果表明,叶轮进口区域能量转换效率相对较低且受叶片进口安放角影响,叶轮中部区域是叶轮做功和流体获得能量的关键区域,叶轮出口区域对叶轮性能有显著影响,壁面摩擦损失是叶轮内能量损失的主要组成部分. 相似文献
6.
不同湍流模型对射流泵内部流场模拟的影响 总被引：4，自引：0，他引：4
为研究不同湍流模型和壁面边界处理方法对射流泵性能和内部流场模拟的影响,尝试寻找一种能够准确预测射流泵性能和内部流场的湍流模型与相应壁面处理方法的组合．将6种湍流模型(即3种k-ε模型,标准和SST k-ω模型以及RSM模型)和2种壁面处理方法(标准壁面函数和增强壁面处理方法)进行搭配．3种k-ε模型和RSM模型分别采用2种壁面处理方法,2种k-ω模型作为低雷诺数模型使用,不采用壁面处理方法,由此共得到10种组合．以某射流泵为例,将其壁面静压分布和性能试验数据作为参考来验证这10种组合的效果．结果表明:当流量比较小时,10种组合均与试验结果吻合较好;当流量比较大时,10种组合的模拟误差均大于10％.通过修正湍流模型常数,部分组合的模拟结果与试验数据之间的误差可以降低到5％以内.模型常数C2ε比σε对计算结果影响更大.湍动能的最大值随着C2ε或σε值的减小而减小,而湍动能的分布区域却相应的增大． 相似文献
7.
8.
多孔介质壁面条件下微尺度流动的数值模拟 总被引：1，自引：0，他引：1
利用多孔介质模拟微通道壁面粗糙元,建立了一种新的微尺度化流场的数值模拟方法.多孔介质模型厚度由微通道壁面相对粗糙度折算,多孔介质的阻力系数由该区域内的流态及阻力计算;配合采用k-ε和k-ω多种形式的湍流模型,对边长为600μm的方形断面微通道流场在雷诺数分别为100和300的情况下进行了数值模拟计算.通过模拟结果与Micro-PIV测量数据的对比分析发现,采用realizablek-ε湍流模型,搭配多孔介质微尺度化模型进行数值计算,能够有效地模拟微尺度流场的流动状况,而标准k-ε湍流模型和RNGk-ε湍流模型的微尺度模拟计算结果虽接近试验测量值,但仍有偏差;标准k-ω湍流模型和SSTk-ω湍流模型的微尺度模拟效果较差. 相似文献
9.
采用标准k-ε湍流模型对180 mm管内径的3种绕转结构(传统回转、半回转、大回转)内部流动进行了数值模拟,对比和分析了水力损失和出口流态,其中出口流态参数包括平均湍动能、速度分布曲线和迪恩涡.结果表明:随着弯管曲率R/d的增大,3种形式的水炮主体的水力损失均减小,相同的R/d=1.4情况下传统回转结构具有最小的水力损失,半回转结构水力损失最大;绕转结构的出口速度分布曲线显示,管轴线附近速度低而速度峰值出现在靠近管壁附近,表明出口处流体带有旋转的特点;在R/d=1.4情况下,大回转结构形式的出口具有最小的平均湍动能值,出口流线具有一个顺时针方向的基本涡,与传统回转结构出口涡形态一致,涡量积分后得到的旋涡强度小于传统回转结构.大回转的绕转结构形式有利于后续水炮炮管和喷嘴内部流动. 相似文献
10.
为探明不同翼端间隙条件下水翼端部间隙区湍流特征及间隙湍流损失机理,以NACA0009型钝尾缘水翼为研究对象,采用基于SST k-ω湍流模型的超大涡模拟方法,分析了间隙宽度τ（分别为0.1c和0.02c）和翼端倒圆半径r（分别为0,0.5%c和1%c）对间隙区涡系结构、湍流雷诺应力、湍动能和湍流损失的影响。结果表明,不同间隙条件下,间隙流动的雷诺应力分布与间隙涡系分布趋于一致,以法向正应力〈v′v′〉和展向正应力〈w′w′〉为主。大间隙下（τ=0.1c）,湍动能和雷诺应力主要分布在间隙分离涡区域,速度梯度〈v〉/z和雷诺应力〈w′w′〉主导间隙分离涡区域的湍动能生成,随翼端倒圆半径增加,间隙湍流损失因间隙区雷诺应力的显著减小而降低;小间隙下（τ=0.02c）,间隙端壁边界层在间隙泄漏涡的强卷吸作用下形成诱导涡,间隙区湍流损失主要产生于间隙泄漏涡和诱导涡区域内,随翼端倒圆半径增大而增大,其原因是主导诱导涡湍动能生成的雷诺应力〈v′v′〉与速度梯度〈v〉/y和主导间隙泄漏涡湍动能生成的〈v′w′〉与(〈v〉/z+〈w〉/y)均随翼端倒圆半径增加而增大。 相似文献
11.
采用NX软件建立实体模型,Fluent18.0软件进行三维湍流分析,通过非结构化网格和动坐标系技术,选用标准k-ε湍流计算模型和SIMPLEC算法进行速度-压力耦合求解.在原有双曲面搅拌器翼型的基础上,对桨叶进行水平叠加,并计算了2种翼型下双曲面搅拌器在9 m×9 m×5 m的氧化池内的搅拌流场,对比分析了优化前后双曲面搅拌器桨叶附近流场变化和不同安装高程下特定区域的湍动能变化.双曲面搅拌器的桨叶延伸线为螺旋线,研究计算表明,其桨叶的迎水面作为直接与来流撞击的面,其最优应为螺旋线的凹侧且与转盘呈锐角的斜面,背水面最优为与转盘垂直的垂面,且背水面后增加一斜面可对加速后的水体起到整流作用,使搅拌器径向搅拌范围更大.安装高程为H=1 000 mm时,池内平均流速达到0.710 m/s,较优化前提升0.140 m/s,平均湍动能达到0.088 J /kg,较优化前提升0.043 J /kg,主要区域平均湍动能由0.015 J/kg提升至0.028 J/kg. 相似文献
12.
拦河筑坝阻隔了鱼类洄游通道,鱼类具有天然的溯流习性,会感应到主流上溯,为进行产卵、索饵和洄游在过鱼季节聚集在坝下,产生鱼类坝下集群效应。鱼类的集群行为是鱼类行为学研究的重要内容。影响鱼类集群的三个重要水力学条件有流速、水深、紊动能,为研究鱼类坝下集群效应对水力学条件的响应规律,亟须建立集群分布规律与上述三个水力学因子的相关性。采用三维湍流模型对观测时所处运行工况的坝下流域进行了数值模拟,并用试验验证了数值模拟的合理性,使用观测仪器探测坝下四大家鱼分布规律,分析集群行为特点及其相关性。研究表明:当流速处于0.7～0.24 m/s之间时,鱼体数量与流速呈正线性相关,且四大家鱼集群最佳流速范围为0.060～0.12 m/s;当水深值处于2.4～3.9 m之间时,鱼群数量与水深呈正线性相关关系,鱼类集群适宜水深下限值为2.8 m;当紊动能值处于0～0.001 2kg·m~2/s~2之间时,鱼体数量与紊动能有明显的正线性相关关系,当紊动能值处于0.001 5～0.004 0 kg·m~2/s~2之间时,二者成负线性相关,且鱼类集群的平均紊动能适宜范围是0.000 50～0.001 2 kg·m~2/s~2。 相似文献
13.
射流自吸式离心泵三维湍流数值模拟与实验分析 总被引：1，自引：0，他引：1
为了获取射流自吸式离心泵内部流动信息,以一内置射流喷嘴的自吸式离心泵为研究对象,建立了各过流部件三维水体,采用了RNG k-ε湍流模型,通过6组网格无关性检查,确定了计算所需网格,运用CFX 14.0流场分析软件数值模拟预测了7种不同工况下外特性和内部流动,得到了全流场压力、速度等物理量变化规律,并将数值模拟结果与开式实验台测试结果作了对比分析。结果表明,设计工况下数值模拟与实验扬程、轴功率和效率的相对误差为2.63%、6.16%和14.29%,泵实际效率较低,其值为15.68%;当流量Q3.5 m3/h时数值模拟和实验的功率曲线呈近似水平直线,变化很平缓;喷嘴到直线段之间的速度分布沿旋转轴对称,扩散段和叶轮进口之间速度呈上大下小分布,液流不均匀进入叶轮进口;L=0.148 m处是静压、速度和湍动能耗散率等物理量剧烈变化的分界点,静压在此处为最小值,而速度和湍动能耗散率为最大值。数值计算结果为该泵性能预测设计提供了直观的理论依据。 相似文献
14.
采用混合多相流模型与空穴模型相结合的方法,对喷孔内部流动特性及近孔区域燃油喷射及雾化进行数值模拟。计算结果表明,喷孔几何特征对其内部流动特性及近孔区域燃油喷射及雾化具有重要影响,对于截面渐扩的喷孔,孔内空化效应、湍流度均增强,喷孔出口流速提高,喷油压力增大时效果更显著,空穴强度增大能够促进近孔区域燃油快速分裂,使燃油液滴雾化更细小,有利于柴油机油气混合以及性能的提高。对于截面渐缩的喷孔,孔内空化效应受到抑制、湍流度和喷孔出口流速均降低,喷孔出口液柱较长、液块较大,近孔区域燃油雾化程度降低。 相似文献
15.
考虑不可凝结气体的空化流模型及数值模拟 总被引：1，自引：0，他引：1
以均相流假设为基础建立了一种基于输运方程的空化流模型,该模型在质量传输方程中不仅考虑了蒸发和凝结的机理,而且考虑了不可凝结气体的影响.采用RNG k-ε湍流模型,并引入与混合密度相关的修正函数对湍流涡黏性系数进行修正.应用文中的空化流模型,对NA-CA66翼型进行了定常空化流动数值模拟,翼型吸力面的压力系数分布曲线与试验结果吻合很好.在此基础上,进一步研究了模型中不可凝结气体质量分数以及不同进口湍动能和湍流耗散率对空泡形成和发展的影响,确定了模型中不可凝结气体质量分数、进口湍动能和湍流耗散率的合理取值.应用空化流模型对非定常空化流动进行了数值模拟,数值模拟结果清晰地反映了翼型表面空化云的初生、成长、脱落和溃灭的全过程,并指出反向射流是引起空化云脱落的重要原因.非定常计算得到的斯特劳哈数与试验相吻合,进一步验证了该模型在空化流数值计算中的可靠性. 相似文献
16.
在湍流条件下管内几何参数变化会引发非定常脉动,其中大尺度脉动会影响超声波流量计的测量。本文采用数值模拟计算和实验的方法对超声波流量计内非定常脉动流动进行研究。为了限制声波反射路径附近的湍流脉动,设计了一种降湍栅条。采用分离涡（Detached eddy simulation,DES）模型进行数值计算,并通过激光多普勒测速（Laser Doppler velocimetry,LDV）进行实验验证。基于模拟和实验数据,对引入降湍栅条的优化设计和无优化U型基表设计进行了对比。结果表明,从平均流场角度,引入直径1mm降湍栅条对流场整体结构影响不大;从漩涡强度角度,降湍优化设计具有平顺水流的作用,抑制了反射路径附近的漩涡强度,在L＝10~50mm区域,比无优化设计的漩涡强度显著下降;从脉动尺度角度,降湍栅条抑制了湍流向大尺度的自由发展,在反射路径后半段,湍流尺度约降低50%。 相似文献
17.
柴油机渐缩形喷孔喷嘴流动特性研究 总被引：3，自引：0，他引：3
利用混合多相流空穴模型,对柴油机渐缩形喷孔喷嘴进行了三维气液两相流数值模拟,分析了喷油压力、喷油背压及针阀运动对其内部空穴分布、湍动能分布、喷孔出口平均流速及流量系数的影响规律,并与圆柱形喷孔喷嘴进行了对比分析。结果表明：对于渐缩形喷孔喷嘴,喷油压力的提高或针阀开启速度的加快,均可增强喷孔内的空化效应,强化喷孔内的液流紊乱,提高喷孔出口平均流速及循环喷油量,这对于燃油喷射及雾化的改善、柴油机性能的提高都是有利的;随着喷油背压的增加,喷嘴的流量系数虽略有提高,但喷孔内的空化效应、液流紊乱及喷孔出口平均流速均逐渐降低;相同喷射条件或针阀升程下,喷嘴内的空化效应弱于圆柱形喷孔喷嘴,喷孔出口平均流速及流量系数高于圆柱形喷孔喷嘴。 相似文献
18.
迪恩涡流及螺旋流作为管路中常见的湍涡结构，虽然具有相似的传热传质等功能，但迪恩涡流易引发管路系统振荡，对有压输水管路系统安全产生巨大威胁。通过前人的物理模型试验建立了管径D=50 mm，曲率半径为2.8 D的弯管管路系统，并根据试验数据验证了数学模型。基于模型管段设计了27种导流片组合用以形成螺旋流，模拟了管内多尺度涡流结构，重点分析了涡流在弯管段及出口直管段的流速、压强和湍动能分布。模拟结果表明：涡流的湍动能及湍流强度对管路系统存在不同程度的影响，弯管管路系统的输水能力在湍动能较大、湍流强度较低的条件下相对较高；螺旋流强度对弯管的输水效率及管路系统的安全性影响显著，当管路进口流速V=1.5 m/s时，弯管管路系统在导流片（个数N=8个、高度H=15 mm、偏转角度θ*=60°）作用下，管路输水效率相对提升10.62%，管路事故风险概率相对降低24.41%。研究成果可为长距离螺旋流输送理论及有压管路系统优化提供技术指导。 相似文献
19.
基于Reynolds时均N-S方程,采用标准k-ε湍流模型,压力速度耦合使用SIMPLEC计算,对SXB型消防用多级泵进行三维定常全流场湍流数值模拟,得到该泵的速度矢量图、静压图、湍动能分布图等,并对其内部流动规律进行定性分析.分析结果表明首级叶轮-导叶、次级叶轮-蜗壳中间轴向截面的速度场分布均匀,导叶与蜗壳起到很好的整流作用;首级叶轮-导叶、次级叶轮-蜗壳中间轴向截面的压力场分布均匀,叶片上压力分布非常规则,仅在首级叶轮与导叶的间隙区存在具有对称性的局部高压区;首级叶轮-导叶区湍动能分布较为规则,而次级叶轮-蜗壳区域的湍动能在沿叶轮旋转方向靠近隔舌的区域分布紊乱,在远离隔舌区湍动能较小,隔舌区湍流损失大.模拟结果显示出了泵内能量损失严重的区域,可为改进泵设计提供参考. 相似文献
20.
为了揭示旋涡泵内部流场结构和非定常压力脉动特性,研制具有开式叶轮和闭式流道结构的多级旋涡泵,基于RNG k-ω湍流模型、SIMPLEC算法与块结构化网格,对旋涡泵内部流场进行数值模拟和试验验证.通过外特性数值预测验证了该旋涡泵能够满足设计参数的要求.基于CFD数值模拟技术,对旋涡泵内部流场进行数值模拟.结果表明:随着流量逐渐增大,旋涡泵扬程呈现陡降的趋势,同时叶轮叶片的做功能力变差,叶片对液体的增压能力逐渐降低.在叶轮吸入口和压出口两侧的叶片流道内部,其速度分布和湍动能分布变化梯度较大,其它叶片流道内部速度分布和湍动能分布较为相似.叶轮流道内部叶顶区域中间流道内存在1个低速区,随着流量的逐渐增大,低速区越来越小.叶轮流道内部叶根区域中间流道内存在1个速度梯度密集区,该区域湍动能较大,即叶片流道的叶根区域存在较大的损失耗散区,随着流量的逐渐增大,该损失耗散区越来越小.分析旋涡泵各特征位置的压力脉动特性发现,在叶轮叶片不同监测位置和闭式流道不同监测位置,压力脉动频率特性较为明显,即此处会诱发较为明显的水力振动和噪声.结果揭示了旋涡泵内部流场和性能的影响机理,为旋涡泵的设计提供了理论依据. 相似文献