排氣管系三分支接頭內部流場的PIV測試研究

汪文輝, 陸振華, 劉 勝, 鄧康耀, 崔 毅

(1. 上海交通大學 動力機械及工程教育部重點試驗室, 上海 200240; 2. 中國北方發動機研究所, 山西 大同 037036)

0 引 言

管道分支結構在流體工程領域有著極為廣泛的應用，常見于內燃機、航空和核工業等能源工程領域的流體管道輸運系統中，其內部流動特性研究對于工程設計具有重要的指導意義。與直管和彎管中的流動相比，分支接頭處流動呈現十分復雜的流動特性。管壁附近的分離區，管道橫截面上產生的二次流動，不同速度流的紊流混合、沖擊擠壓等現象不僅形成了使流動的阻力增大的局部阻障區，也造成了局部流動壓力的損失和能量的耗散。因此，研究人員對分支接頭內部的流動進行了多方面的研究[1-8]。

理論計算方面，文獻[2-3]采用k-ω湍流模型對90° T型分支接頭中的流動進行了數值研究，揭示了接頭內部軸截面的速度分布及壓力分布，并對壓力損失的影響進行了理論分析。文獻[4-6] 基于對分支接頭物理流動模型假定，經理論推導后，得出了不同流型的壓力損失系數計算公式；但是在推導過程中，流動模型中的分界流線的假定有待試驗驗證，且接頭中的流體都被假定為不可壓縮流體，其壓力損失系數的計算結果與試驗結果存在一定差距。

隨著光學測量技術的發展，粒子圖像測速技術(PIV技術)被逐漸應用于分支接頭內部流動的研究中。文獻[7-8]采用PIV對流體介質為液體的微型T型分支接頭內部的流場進行了PIV測試，主要測量分析了流動區域的混合情況，又通過μ-PIV和μ-LIF(Laser-Induced Fluorescence)測量了T型三通液體之間的混合情況，分析了其流動混合過程，并解釋了其流動機理。

已有文獻的研究主要關注于不可壓縮流、直角T型分支接頭流動的研究，對可壓縮流，斜T型接頭的流動研究較少。針對這種情況，結合相關研究，本文采用PIV測試技術，對定結構參數的斜T型三分支管接頭在不同流動參數下的接頭內部高速氣流流場進行測試。

1 試驗測試

本研究涉及的試驗裝置包括管路系統裝置、試驗測試段和PIV測試系統裝置。圖1為三分支接頭流動試驗臺架布置示意簡圖。圖中綠框區域為PIV測試區域。壓氣機用1個電機帶動，電機額定功率為400kW，壓氣機額定流量8000m3/h標準狀態空氣。為了防止在試驗時壓氣機發生喘振，壓氣機后安裝一個放氣閥。總管段和支管段后分別安裝有質量流量傳感器，用來測量進入管接頭不同支管的氣體流量。流量控制閥為閘閥，通過改變閥門的升程來調節不同支路的流量。在接頭連接的3個管段上，分別安裝溫度、壓力以及壓差傳感器，用來測量氣體溫度和壓力(各傳感器參數見表1)。背壓閥安裝在分支接頭的后面，用來調節流出端的背壓。

圖1 分支接頭流動試驗臺架布置簡圖

試驗測量段結構如圖2所示，斜T型接頭的分支夾角為45°，支管段與主管段的內徑均為D=50mm，分支夾角的交界點處以及支管的轉角處都為銳角邊緣。測試的流型為流型6(見圖2(a))，兩股均勻射流在接頭內交匯混合產生復雜的流動特征。試驗的測量區域取在接頭連接處的控制體區域[6]，如圖2(a)中陰影部分所示。試驗測量段的拍攝截面以接頭區域的軸截面為測試截面。圖2(b)為試驗段有機玻璃視窗的實物圖，激光由激光器發出，經過導光臂，發出片光，自上而下垂直透過測試窗口，這里片光透過的區域位于視窗的中線(自外向里)，目的是為了獲得接頭軸截面區域的流場；片光區域中接頭內的示蹤粒子反射光線，CCD攝像機垂直正對測試區域進行拍攝，獲取流場數據。

(a) 流場測試區域示意圖(流型6)

本試驗為冷態(溫度不超過60℃)的氣體流場，且流速較快，示蹤粒子的消耗量巨大。測試采用空心玻璃微珠作為示蹤粒子，粒徑為30μm。試驗的氣源由電機驅動的壓氣機提供，由于管路內氣體流速較快，采用空氣壓縮機將示蹤粒子噴入流場內。在測試段前端的管路上，安裝連接示蹤粒子發生裝置。示蹤粒子進入流場的位置距離測量段較遠，添加示蹤粒子對流場幾乎不構成影響。為了同時測量流動的壓力損失，通過編程，開發數據采集系統。在PIV測試試驗時，傳感器的輸出信號同步采集，采樣頻率為1kHz。對于粒子的跟隨性問題，這里以BBO方程為基礎，利用粒子和氣流速度的Fourier積分來計算粒子與氣流速度的幅值比和相位差[9]。經過計算和測試驗證，在試驗測試的速度范圍內，試驗所采用的粒子具有良好的跟隨性和光散射性且分布均勻，滿足試驗要求。

PIV測量系統是基于Dantec公司生產的PIV 2100系統構建的。其主要部件為：雙諧振脈沖式Nd:YAG激光器(最大工作頻率10Hz)、高分辨率CCD相機、同步時序控制器Timer Box 80N75以及配套的PIV應用軟件(Dynamics)。激光器片光源厚度小于1mm，沿測試窗口軸截面透射入測試區。相機分辨率為2048×2048像素，快門延時100μs，相機鏡頭通過二維坐標架來實現橫向和縱向位移的精確控制調節。測試前，采用測試軟件通過對標定尺進行圖像標定，完成測試段圖像尺寸與實際尺寸的轉換。由于在強脈沖激光作用下，測試區域中流場的近壁面會受到固體壁面強烈散射光的影響，該區域粒子的反射光被強激光的散射光所掩蓋。為了克服這一問題，試驗前對測試窗口進行區域遮蓋，同時CCD相機成像時采用長波濾色鏡片。這樣壁面的散射光透過濾色片后，強激光的反射和折射影響得以消除，保證了近壁面以及夾角區域附件流場的較好測量。同步采集的圖像采用互相關圖像分析高斯擬合方法，計算結果可達±0.1像素的亞像素精度[10]，在圖像分析處理時，采用多重自適應變形窗口算法，并對矢量場進行相干性過濾及局部流場的有效性判定，處理分析后的數據真實地反映了采集圖像所記錄的實際流動信息。

流場測試的工作流程為：通過PIV軟件發出采集命令，由激光器發出的激光束經過片光元件轉換為片光源透射入測試區域；同時，CCD相機同步采集測試區域中示蹤粒子散射光形成的圖像；連續曝光的圖像經由軟件處理分析，得到測試數據。

2 結果與分析

2.1三分支接頭內部的流動特征

圖3為三分支接頭內部中心截面流場的速度矢量圖及流線圖譜。從速度矢量圖中可以看出，流動的典型特征為兩股氣流進入接頭區域中，經過交匯混合，從出流管端流出。兩股氣流在接頭內壁的約束作用下均發生一定的轉向(小于分支夾角)，越靠近氣流匯合分界處轉向角度越大。流場中分界流線交匯處未觀測到大尺度的漩渦和回流，這是由于兩股氣流流速相差不大，不能引起強烈的剪切流動。

在該工況下，由速度分布圖可見，速度沿流線逐漸增大，在出流管端的區域存在較大的速度梯度。峰值速度出現在出流管端轉角點的貼壁處，高速區域的面積較小，沿流線方向面積較大的區域為中速區，且分布較為均勻；在分支夾角的交界處以及轉角前緣處出現低速區，由此可推測這些區域(圖3(b)中紅色圓圈處)存在不易觀測的渦旋和回流；從流線圖來看，各層流線在入流端和靠近壁面外側的區域分布較為均勻，在兩股氣流的交匯分界處和出流管端的中部，流線較為緊密，這主要是因為兩股流體相互擠壓收縮而形成。

(a) 速度矢量圖

(b) 速度分布云圖及流線圖

2.2支管與總管流量比的影響

從圖4中可以看出，當q為0時，即支管無氣流流入，主管形同直管流動，此時由于支管的總壓小于總管的總壓，所以Kbc(支管端與總管端的總壓損失系數)為負值；隨著q的增大，即支管的動壓增大，支管與總管的差值也逐漸增加，總壓損失系數在數值上也隨之增加；當q=1，Ma=0.59時，總壓損失系數為0.52，即此時三分支接頭的總壓損失達到出流管端動壓的一半。將圖4中總壓損失系數的變化曲線擬合成流量比及馬赫數的函數表達式為(r為相關系數)：

Ma=0.13，Kbc=-1.63q2+2.0832q-0.7757

(r2=0.9983)

Ma=0.31，Kbc=-1.79q2+2.9232q-0.7716

(r2=0.9694)

Ma=0.59，Kbc=-1.69q2+2.8481q-0.6642

(r2=0.9728)

圖4 流量比及馬赫數對總壓損失系數的影響

q=0q=0.25

q=0.5 q=0.75

q=1

圖5給出了Ma=0.31 時，不同流量比工況下接頭軸截面的速度矢量圖。當q為0時，主管形同直管流動，而少量氣流由于夾角處的流通面積突然增大，在支管中分離而形成了大尺度回流區。隨著q增大，回流區消失，支管氣流的平均速度逐漸增大，支流對主流的阻滯作用增強，射流穿入主流的深度也隨之增加，同時兩股氣流交匯處分界線呈逐漸偏移的趨勢。支管中的氣流由于壁面約束導致流向改變，由于主管中的流速相對較高，流動的慣性作用較強，支管氣流的轉向角度不大。q為0.5時，氣流交匯處分界線到達出流端的中心軸線處。當支管流速大于主管時，主管氣流也出現一定角度的轉向。在q接近1時，即為折彎管流動，主管中出現大尺度渦旋，此時流動具有很強的紊動性，同時支管氣流已經可以撞擊管壁，壓力損失最大(見圖4)。對比分析均出現渦旋的流量比為0和1的矢量圖以及壓力損失曲線圖，可以推測認為沖擊損失是接頭壓力損失的重要部分。此外測試還發現，當流量比q在0.1～0.9范圍內時，接頭內部軸截面未觀測到大尺度回流或漩渦存在。

2.3流出管端馬赫數的影響

由于射流緊縮現象，綜合實驗臺條件，本試驗對3種不同流出端馬赫數時的接頭內部流場工況進行了PIV測試，通過控制進氣總流量來分析其對接頭內部流場的影響。即Ma=0.13、0.31和0.59。由圖4可以看出，出流管端的馬赫數對接頭的總壓損失有著一定的影響。Ma=0.13和0.31時的總壓損失系數幾乎相同，這主要是由于馬赫數增至0.3時，總壓損失的增幅和流出端總壓與靜壓差值的增幅相當。所有測試工況中，流出端的雷諾數Re均大于105，故流動摩擦的影響相對而言可忽略[11-12]。

表2給出了q=0.5時，分支接頭一種流徑的總壓損失系數和靜壓損失系數的測試結果。從表中可以看出，隨著馬赫數的增加，靜壓損失系數也增加，這是由于流體的壓縮性改變了接頭內部壓力梯度的分布。同時也表明總壓損失系數與靜壓損失系數的變化趨勢不同，不能僅以一種參數值的變化來描述接頭內部的流動特征。

表2 q=0.5時馬赫數對壓力損失的影響

比較q=0.5時，Ma=0.13、0.31和0.59時接頭內部軸截面的速度分布及流線圖(見圖6)，可以發現，速度沿流線逐漸增大，且馬赫數越大，速度梯度越大；高、中及低速區的速度分布可認為相同，低速區也都出現于分支夾角的交界處以及轉角前緣處。這是因為匯合流時，接頭入流端的靜壓數值上幾乎相等[6]，結合本測試的入端溫度也相等，致使氣流的壓縮性對接頭內流場分布的影響有限，通過測試結果可認為不可壓縮流與可壓縮流時接頭內部流體的高低速度區分布一致。從流線圖來看，不同馬赫數工況下，接頭上游的流線分布較均勻，下游流線均出現流動收縮，在兩股氣流的交匯分界處和出流管端的中部，流線也都較為緊密，形成的流線分界線的偏移位置都位于流出端的相同位置。基于此，流動模型中的分界流線的假定[13]對于試驗條件下的亞音速流也適用，當然對于其他結構參數的三分支亞音速流動仍有待試驗驗證。

Ma=0.13

Ma=0.31

Ma=0.59

3 結 論

從三分支接頭內部流場的PIV的測試結果可以得出以下結論：

(1) 流型6時，在兩股氣流的相互作用下，接頭內部流場存在明顯的流線收縮，形成的分界流線將接頭分為兩個區域。測試結果驗證了分界流線的勢流理論，且對于可壓縮流此理論假定仍適用；

(2) 氣流參數影響接頭內部的流動特性。支管和總管流量比、流出端馬赫數將影響接頭內部的流動，從而影響接頭局部的速度分布，繼而決定了壓力損失的變化。其中，總壓損失隨流量比的增大而增大。馬赫數對總壓損失系數的影響，取決于總壓損失的增幅和流出端總壓與靜壓差值的增幅之比的變化。

(3) 當其他參數一定時，隨著支管和總管流量比的增大，接頭區域形成的分界流線逐漸向主管底部偏移。而流出段馬赫數對速度分布及分界流線的位置幾乎無影響。

參考文獻:

[1]廖振強. 多分支管道若干流動現象和特性的探討[J]. 氣動實驗與測量控制, 1996, 10(3): 31-39.

Liao Zhenqiang. Investigation of several phenomena and properties of flows inmanifolds[J]. Aerodynamic experiment and measurement & control, 1996, 10(3): 31-39.

[2]Perez-Garcia, Sanmiguel-Rojas, Hernandez-Grau, et al. Numerical and experimental investigations on internal compressible flow at T-type junctions[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2006, 31: 61-74.

[3]方志宇, 穆海林, 解茂朝. 二維三維可壓縮流體分支流場的數值模擬[J]. 內燃機學報, 1996, 14(3): 295-301.

Fang Zhiyu, Mu Hailin, Xie Maozhao. Numerical simulation of two dimensional and three dimensional branch junction flow field for compressible flow[J]. Transactions of CSICE, 1996, 14(3): 295-301.

[4]Winterbone D E, Pearson R J. Theory of engine manifold design-

wave action methods for IC engines[M]. Professional Engineering Publications, London, 2000.

[5]Bassett M D, PearsonR J, Fleming N P, et al. A multi-pipe junction model for one dimensional gas-dynamic simulations[J]. SAE Paper, 2003-01-0370.

[6]Bassett M D, Fleming N P, Pearson R J. Calculation of steady flow pressure loss coefficients for pipe junctions[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C, 2001, 215: 861-881.

[7]Hoffmann M, Rabiger N. Experimental and numerical investigations of T-shaped micromixers[C]//11th Eur. Conf. Mixing. Bamberg, 2003.

[8]Hoffmann M, Schlüter M, Rabiger N. Experimental investigation of liquid-liquid mixing in T-shaped micro-mixers using LIF and PIV[J]. Chemical Engineering Science, 2005, 61(9): 2968-2976.

[9]Hjelmfet A T, Mockros L F. Motion of discrete particles in a turbulent fluid[J]. Appl. Sci. Res., 1996, 16: 149-161.

[10] 謝龍, 靳思宇, 王玉璋. 閥體后90°圓形彎管內部流場PIV測量及POD分析[J]. 實驗流體力學, 2012, 26(3): 21-25, 31.

Xie Long, Jin Siyu, Wang Yuzhang, et al. PIV measurement and POD analysis of inner flow field in 90° bending duct of circular-section with fore-end valve[J]. Journal of Experiments in Fluid Mechanics, 2012, 26(3): 21-25, 31.

[11] Paul J, Selamet A, Miazgowicz K D, et al. Combing flow losses at circular T-junctions representative of intake plenum and primary runner interface[J]. SAE Technical paper series 2007, 2007-01-0649.

[12] Oka K, Ito H. Energy losses at tees with large area ratios[J]. Journal of fluids engineering, 2005, 127: 110-116.

[13] Abou-Haidar N I, Dixon S L. Pressure losses in combining subsonic flows through branched ducts[J]. Trans. ASME, Turbomach, 1992, 114(1): 264-270.

作者簡介:

汪文輝(1984-)，男，安徽安慶人，博士生。研究方向：內燃機增壓及性能研究。通信地址：上海市閔行區東川路800號機械與動力工程學院C樓312室(200240)。E-mail:wwh328@sjtu.edu.cn