支撐板構(gòu)型提升燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能研究

燃?xì)廨啓C(jī)作為一種重要的熱功轉(zhuǎn)換設(shè)備,具有結(jié)構(gòu)緊湊,熱效率高等特點(diǎn)。排氣擴(kuò)壓器作為燃?xì)廨啓C(jī)的核心部件之一,可以將動(dòng)力渦輪出口燃?xì)獾牟糠謩?dòng)能經(jīng)過減速擴(kuò)壓過程轉(zhuǎn)化為排氣擴(kuò)壓器出口的靜壓(一般為環(huán)境壓力),進(jìn)而降低動(dòng)力渦輪出口背壓,提升動(dòng)力渦輪的膨脹比,增加動(dòng)力渦輪的功率輸出

。Farokhi的研究結(jié)果表明,排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù)每增加0.1,燃?xì)廨啓C(jī)整機(jī)的功率輸出可提升0.8%

。如今,諸如燃燒室、渦輪等部件已具有相當(dāng)高的效率,進(jìn)一步提升這些部件效率的成本和難度均較大,而排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的提升仍有相當(dāng)大的余地。在這種背景下,探究提升排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的方法具有重要的意義。

燃?xì)廨啓C(jī)在實(shí)際運(yùn)行過程中,渦輪旋轉(zhuǎn)效應(yīng)和葉頂間隙泄漏流及動(dòng)葉尾跡流均會(huì)對(duì)排氣擴(kuò)壓器入口及內(nèi)部流場(chǎng)產(chǎn)生顯著影響

。文獻(xiàn)[4-6]分別實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究了進(jìn)口旋流對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的影響,結(jié)果表明適當(dāng)?shù)倪M(jìn)氣預(yù)旋有利于改善排氣擴(kuò)壓器外殼體壁面的流動(dòng)分離,進(jìn)而提升其靜壓恢復(fù)能力,但進(jìn)氣偏轉(zhuǎn)角大于20°后,排氣擴(kuò)壓器的氣動(dòng)性能會(huì)顯著下降。Hirschmann等實(shí)驗(yàn)測(cè)量了排氣擴(kuò)壓器進(jìn)口總壓分布對(duì)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的影響,研究表明合適的進(jìn)口總壓分布有利于提升排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)性能

。Volkmer等采用上游殼體壁面的間隙射流和下游輪轂壁面的科恩達(dá)射流來抑制排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的流動(dòng)分離,取得了良好的效果

。Schaefer等驗(yàn)證了進(jìn)口阻塞則通過影響排氣擴(kuò)壓器內(nèi)部的二次流結(jié)構(gòu)影響有效通流面積,進(jìn)而影響排氣擴(kuò)壓器的氣動(dòng)性能

。文獻(xiàn)[10-11]分別實(shí)驗(yàn)和數(shù)值調(diào)查了動(dòng)力渦輪尾跡流對(duì)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的影響,結(jié)果表明尾流和二次流的混合效應(yīng)是造成環(huán)形擴(kuò)壓器內(nèi)分離流重新附著的原因。Mihailowitsch等針對(duì)不同強(qiáng)度的葉尖泄漏流導(dǎo)致的渦輪級(jí)和排氣擴(kuò)壓器之間的氣動(dòng)干涉進(jìn)行了研究,結(jié)果表明間隙泄漏流有利于吹除排氣擴(kuò)壓器壁面的低動(dòng)能流體,抑制殼體壁面的流動(dòng)分離,提升排氣擴(kuò)壓器的性能

。Bauer等數(shù)值研究了燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器在設(shè)計(jì)負(fù)荷、部分負(fù)荷和超負(fù)荷運(yùn)行工況下的內(nèi)流流場(chǎng)型態(tài)和壓力恢復(fù)性能,研究指出進(jìn)口旋流和總壓分布對(duì)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能具有顯著影響

。

排氣擴(kuò)壓器的結(jié)構(gòu)對(duì)其氣動(dòng)性能有著重要的影響,鐘兢軍等通過數(shù)值方法研究了入口收縮段對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)排氣系統(tǒng)內(nèi)部流場(chǎng)和氣動(dòng)性能的影響

。文獻(xiàn)[15-17]采用多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)了排氣結(jié)構(gòu)型線,數(shù)值結(jié)果表明優(yōu)化設(shè)計(jì)方案相比于原始設(shè)計(jì)降低了排氣結(jié)構(gòu)的總壓損失系數(shù),提高了靜壓恢復(fù)系數(shù)。黃恩德等采用非軸對(duì)稱設(shè)計(jì)方法優(yōu)化了排氣擴(kuò)壓器殼體,優(yōu)化設(shè)計(jì)型線抑制了排氣擴(kuò)壓器內(nèi)流動(dòng)分離,提高了擴(kuò)壓器的氣動(dòng)性能

。Brown等綜合開展了進(jìn)口流動(dòng)條件和幾何結(jié)構(gòu)的參數(shù)變化對(duì)排氣擴(kuò)壓器性能影響的敏感性研究,指出進(jìn)口馬赫數(shù)分布和支撐板附近環(huán)形壁面的擴(kuò)張角對(duì)排氣擴(kuò)壓器性能有更顯著的影響

。

支撐板作為排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的核心結(jié)構(gòu),一方面可以減弱排氣擴(kuò)壓器出口的旋流,另一方面則可加強(qiáng)排氣擴(kuò)壓器外殼體的穩(wěn)定性和作為冷卻氣和潤滑油的通道,但支撐板的存在也會(huì)導(dǎo)致排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)更加復(fù)雜,進(jìn)而對(duì)排氣擴(kuò)壓器的氣動(dòng)性能產(chǎn)生影響。文獻(xiàn)[21-22]基于24個(gè)導(dǎo)向葉片和6個(gè)支撐板結(jié)構(gòu)的PGT10燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器,實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究了支撐板對(duì)排氣擴(kuò)壓器流場(chǎng)型態(tài)和氣動(dòng)性能的影響,結(jié)果表明支撐板的存在會(huì)顯著增大排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的流動(dòng)損失。董雨軒等探究了支撐板的型線和徑向傾斜設(shè)計(jì)方法以及支撐板布局方式對(duì)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的影響

。Vassiliev等對(duì)GT26燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器的支撐板在壓氣機(jī)流量增大工況下進(jìn)行了氣動(dòng)優(yōu)化,優(yōu)化后的支撐板使得排氣擴(kuò)壓器排氣損失減少并增加了發(fā)動(dòng)機(jī)的整機(jī)性能

。Siorek等實(shí)驗(yàn)測(cè)量了支撐板交錯(cuò)安裝角度對(duì)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的影響,研究表明支撐板交錯(cuò)安裝對(duì)靠近輪轂壁面附近的流場(chǎng)影響更為顯著,對(duì)殼體壁面附近的流場(chǎng)影響較小

。

不可大口喝猛水。而應(yīng)把一口水含在嘴里，分幾次徐徐咽下。另外患有心臟功能衰竭、急性腎炎、腎功能衰竭者不宜喝水過多。

圖11給出了不同進(jìn)氣預(yù)旋下,3種結(jié)構(gòu)排氣擴(kuò)壓器的動(dòng)壓系數(shù)隨進(jìn)氣預(yù)旋的變化情況。動(dòng)壓系數(shù)體現(xiàn)了排氣擴(kuò)壓器內(nèi)可轉(zhuǎn)化為出口靜壓的流體動(dòng)能的大小。如圖所示,在進(jìn)氣預(yù)旋為0.35和0.48時(shí),結(jié)構(gòu)B支撐板對(duì)應(yīng)的排氣擴(kuò)壓器的動(dòng)壓系數(shù)顯著低于原始結(jié)構(gòu),結(jié)構(gòu)C支撐板對(duì)應(yīng)的排氣擴(kuò)壓器的動(dòng)壓系數(shù)與原始結(jié)構(gòu)沒有明顯差異。在進(jìn)氣預(yù)旋為0.64和0.89時(shí),相比于原始結(jié)構(gòu),結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板均顯著提升了排氣擴(kuò)壓器的動(dòng)壓系數(shù)。在相同的進(jìn)氣條件下,動(dòng)壓系數(shù)取決于排氣擴(kuò)壓器出口動(dòng)壓,即出口流動(dòng)狀態(tài)。不同形狀的支撐板會(huì)導(dǎo)致排氣擴(kuò)壓器內(nèi)不同的流動(dòng)狀態(tài),進(jìn)而形成不同的出口流動(dòng)結(jié)構(gòu)。

盡管有較多關(guān)于排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能探究的文獻(xiàn),但在這些研究中,排氣擴(kuò)壓器多采用常規(guī)的直列對(duì)稱支撐板。在高進(jìn)氣預(yù)旋下,這種典型支撐板會(huì)由于前緣附近進(jìn)氣攻角增大而導(dǎo)致排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能降低。基于PGT10燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器典型支撐板結(jié)構(gòu),本文提出并設(shè)計(jì)了帶有彎度的直列支撐板(結(jié)構(gòu)B)和彎扭支撐板(結(jié)構(gòu)C)2種新構(gòu)型支撐板。在驗(yàn)證數(shù)值方法可靠的基礎(chǔ)上,對(duì)比研究了4種進(jìn)氣預(yù)旋下3種不同構(gòu)型支撐對(duì)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的影響,指出了彎扭支撐板(結(jié)構(gòu)C)能夠有效提高高進(jìn)氣預(yù)旋下排氣擴(kuò)壓器的氣動(dòng)性能。

Analysis of Spatial Distribution Characteristics of A-Class Tourist Attractions in Xinjiang__________________________________Nueraila·Yisipili,TIAN Xiaoxia 12

1 排氣擴(kuò)壓器模型

圖9給出了進(jìn)氣預(yù)旋為0.89時(shí),排氣擴(kuò)壓器內(nèi)

=-1 m/s的分離流等值面示意圖,在排氣擴(kuò)壓器內(nèi)部,主要存在進(jìn)氣預(yù)旋導(dǎo)致的尾跡流分離區(qū)和支撐板與輪轂間的角區(qū)分離。對(duì)比3種形狀支撐板產(chǎn)生的分離泡可以發(fā)現(xiàn),結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板顯著減弱了支撐板和輪轂之間的角區(qū)分離泡,且對(duì)尾跡分離流也有一定的削弱作用(如圖9紅圈所示)。這會(huì)使得排氣擴(kuò)壓器內(nèi)分離流導(dǎo)致的阻塞效應(yīng)減弱,增大排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的有效通流面積,進(jìn)而改善流動(dòng)結(jié)構(gòu),減少流動(dòng)損失。

圖13給出了進(jìn)氣預(yù)旋為0.89時(shí),支撐板附近的三維流線圖和排氣擴(kuò)壓器出口截面的速度云圖。圖中綠色流線和紅色流線分別為支撐板兩側(cè)的流線,藍(lán)色流線則是靠近輪轂壁面附近的流線。

在排氣擴(kuò)壓器模型進(jìn)氣部分安裝有15個(gè)沿周向均勻分布的進(jìn)氣導(dǎo)葉(IGV),進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)量時(shí)可更換不同偏轉(zhuǎn)角

的進(jìn)氣導(dǎo)葉,進(jìn)氣導(dǎo)葉后方的流場(chǎng)可用于模擬真實(shí)燃?xì)廨啓C(jī)中動(dòng)力渦輪出口即排氣擴(kuò)壓器入口的尾跡流和旋流。測(cè)量截面(1-1)作為排氣擴(kuò)壓器的參考入口截面。排氣擴(kuò)壓器內(nèi)安裝有5個(gè)沿周向均勻分布的支撐板,支撐板采用常規(guī)的NACA葉型。

策略：滑輪組的繞線方法不同，拉力的方向不同，達(dá)到的省力程度也不同，繩子股數(shù)越多越省力。根據(jù)題意判斷出由幾段繩子承擔(dān)物重，按照“奇動(dòng)偶定”的原則就可以確定繩子的起頭。

在排氣擴(kuò)壓器外殼體壁面及參考入口截面(1-1)和出口截面(2-2)布置有壓力探頭測(cè)點(diǎn)。圖1中截面

-0對(duì)應(yīng)排氣擴(kuò)壓器參考入口截面1-1,

-1截面為近輪轂壁面,

-2截面為90%支撐板葉高截面。表1給出了排氣擴(kuò)壓器的主要幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)。

2 數(shù)值方法和驗(yàn)證

采用ANSYS-FLUENT18.0數(shù)值求解三維Reynolds-Averaged Navier-Stokes(RANS)方程,研究了不同進(jìn)氣預(yù)旋下排氣擴(kuò)壓器的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)性能。表2給出了數(shù)值方法。圖2給出了計(jì)算域的網(wǎng)格示意圖及網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果。數(shù)值計(jì)算調(diào)用了壁面函數(shù),壁面網(wǎng)格進(jìn)行加密處理,保證壁面附近的

值小于1。當(dāng)計(jì)算收斂殘差小于10

且1 000個(gè)計(jì)算步內(nèi)監(jiān)測(cè)壓力波動(dòng)小于0.1%時(shí)認(rèn)為計(jì)算收斂。網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果表明,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到約560萬時(shí),監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力基本不再變化,選用560萬網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,經(jīng)過不同湍流模型的比較后選用Realizable

-

湍流模型。數(shù)值計(jì)算的邊界條件與實(shí)驗(yàn)測(cè)量邊界條件相同,實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果來自于課題組搭建的排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能測(cè)試實(shí)驗(yàn)平臺(tái),圖3給出了排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能實(shí)驗(yàn)件和測(cè)量系統(tǒng)。

圖4分別給出了進(jìn)氣導(dǎo)葉無偏轉(zhuǎn)和進(jìn)氣導(dǎo)葉偏轉(zhuǎn)30°時(shí),參考入口截面上的速度沿徑向變化和排氣擴(kuò)壓器殼體壁面上靜壓沿軸向變化的實(shí)驗(yàn)值(EXP)與計(jì)算值(CFD)。如圖所示,在進(jìn)氣導(dǎo)葉無偏轉(zhuǎn)時(shí),數(shù)值計(jì)算可以很好地預(yù)測(cè)參考入口截面上的速度場(chǎng)及排氣擴(kuò)壓器殼體壁面上的壓力場(chǎng),在進(jìn)氣導(dǎo)葉偏轉(zhuǎn)30°時(shí),數(shù)值計(jì)算基本捕捉到了速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)的變化趨勢(shì),但預(yù)測(cè)精度有所降低。這是因?yàn)楫?dāng)進(jìn)氣導(dǎo)葉偏轉(zhuǎn)30°時(shí),支撐板前緣的進(jìn)氣攻角較大,支撐板附近(圖4藍(lán)色圓圈)會(huì)形成嚴(yán)重的流動(dòng)分離現(xiàn)象,排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的流動(dòng)更加復(fù)雜,導(dǎo)致數(shù)值計(jì)算的預(yù)測(cè)精度有所降低。

靜壓恢復(fù)系數(shù)定義為

(1)

表3則給出了實(shí)驗(yàn)測(cè)量與數(shù)值計(jì)算得到的排擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù),數(shù)值計(jì)算得到的靜壓恢復(fù)系數(shù)值略低于實(shí)驗(yàn)測(cè)量值。結(jié)合前文對(duì)速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)的預(yù)測(cè)精度分析,可以認(rèn)為數(shù)值計(jì)算結(jié)果是可靠的,選用的

-

湍流模型能夠預(yù)測(cè)排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的流場(chǎng)形態(tài)和氣動(dòng)性能。

3 支撐板構(gòu)型

圖5給出了3種不同形狀的支撐板結(jié)構(gòu)示意圖,其中:結(jié)構(gòu)A為原始結(jié)構(gòu),是一種常用的典型支撐板結(jié)構(gòu);結(jié)構(gòu)B支撐板的葉型中線具有一定的彎度(m)。結(jié)構(gòu)A和結(jié)構(gòu)B均為直列支撐板。結(jié)構(gòu)A采用了NACA0015葉型曲線;結(jié)構(gòu)B采用了NACA9315葉型曲線,其葉型型線前緣的構(gòu)造角

約為30°。結(jié)構(gòu)C支撐板在輪轂壁面的型線與結(jié)構(gòu)B相同,在外殼體壁面的型線則與結(jié)構(gòu)A相同,型線由內(nèi)輪轂至外殼體平滑漸變,形成三維彎扭構(gòu)型支撐板。支撐板前緣線垂直于內(nèi)輪轂壁面,在輪轂壁面型線的前緣點(diǎn)和尾緣點(diǎn)分別和外殼體壁面型線的前緣點(diǎn)和尾緣點(diǎn)重合。3種支撐板具有相同的最大厚度和軸向弦長。

通過改變排氣擴(kuò)壓器模型中進(jìn)氣導(dǎo)葉的偏轉(zhuǎn)角

(如圖1所示),可以在支撐板上游排氣擴(kuò)壓器參考入口截面

-0上獲得不同的進(jìn)氣預(yù)旋,

-0截面上的進(jìn)氣預(yù)旋定義為

(2)

式中:

為切向分速度;

為軸向分速度。

微電網(wǎng)建設(shè)有就近發(fā)電就近用的特點(diǎn)，如何有效的儲(chǔ)存電能成了重點(diǎn)。在微電網(wǎng)中最有效的儲(chǔ)能方式為蓄電池儲(chǔ)能。眾所周知電能難以大量長時(shí)間儲(chǔ)存，在此微電網(wǎng)系統(tǒng)中電源為分布式光伏發(fā)電系統(tǒng)，白天陽光充足，電量可以滿足用戶要求，而夜晚要使用儲(chǔ)存電能，蓄電池的蓄電能力直接影響用戶的正常用電，因此對(duì)蓄電池提出了嚴(yán)格的要求:儲(chǔ)存能量大；充電接受能力好、速度快；適用溫度范圍寬。本系統(tǒng)電能存儲(chǔ)采用鋰離子電池。

4 結(jié)果分析與討論

靜壓恢復(fù)系數(shù)與排氣擴(kuò)壓器進(jìn)出口動(dòng)壓差及總壓差的關(guān)系如下式所示

八只節(jié)足，交替前行，在堅(jiān)硬的巖石地面上，不斷發(fā)出金石相擊聲，火星四濺。聽著那聲音越來越近，青辰的心臟幾乎蹦出來，暗罵老天亡我：自己藏身的巨石，就處在蜘蛛精的前路！

(3)

當(dāng)排氣擴(kuò)壓器結(jié)構(gòu)發(fā)生變化時(shí),排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的總壓損失也會(huì)發(fā)生變化,但總壓損失系數(shù)的增加或減少并不是影響靜壓恢復(fù)系數(shù)變化的唯一因素。因?yàn)榕艢鈹U(kuò)壓器內(nèi)摻混流動(dòng)的增加可能導(dǎo)致排氣擴(kuò)壓器出口流動(dòng)更加均勻,且阻塞效應(yīng)降低,進(jìn)而導(dǎo)致排氣擴(kuò)壓器的動(dòng)能損失減少。為了更好地解釋影響排氣擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能的主要因素,定義總壓損失系數(shù)

t

和動(dòng)壓系數(shù)

(4)

(5)

在形成共意的過程中，各個(gè)屬性粉絲群體的意見領(lǐng)袖便在沖突關(guān)系中凸顯出來，隨著沖突關(guān)系的日趨激烈，他們的權(quán)威性便進(jìn)一步樹立起來，成為其他粉絲競(jìng)相追隨的對(duì)象，粉絲群體的凝聚力便由此提升。

結(jié)合式(3)～式(5),可以得到

、

、

t

之間的關(guān)系為

=

-

t

(6)

4.1 總壓損失

圖6給出了在不同進(jìn)氣預(yù)旋下3種排氣擴(kuò)壓器的總壓損失系數(shù),圖7和圖8則給出了在進(jìn)氣預(yù)旋分別為0.35和0.89時(shí),

-1和

-2截面上的流線及速度云圖。

t

反映了排氣擴(kuò)壓器內(nèi)壓力損失的大小,

反映出可以轉(zhuǎn)化為排氣擴(kuò)壓器出口靜壓的流體動(dòng)能的大小,即在不考慮總壓損失的理想情況下,排氣擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)系數(shù)可以達(dá)到的最大值。

觀察圖7和圖8可以發(fā)現(xiàn),進(jìn)氣預(yù)旋為0.35時(shí),在靠近輪轂附近,流體流過支撐板時(shí),受科恩達(dá)效應(yīng)的影響,流體能較好地附著在支撐板表面,沒有顯著的流動(dòng)分離現(xiàn)象發(fā)生。由于排氣擴(kuò)壓器外殼體是擴(kuò)張型壁面,流體在排氣擴(kuò)壓器內(nèi)為減速擴(kuò)壓流動(dòng),流體在外殼體附近的流動(dòng)分離更加劇烈。進(jìn)氣預(yù)旋為0.89時(shí),支撐板前緣的進(jìn)氣攻角增大,科恩達(dá)效應(yīng)不再明顯,流體在

-1面和

-2截面均發(fā)生了范圍更大的流動(dòng)分離。這也是排氣擴(kuò)壓器的總壓損失系數(shù)隨進(jìn)氣預(yù)旋的增加而增加的主要原因。

如圖7所示,與原始典型支撐板(結(jié)構(gòu)A)相比,在

-2截面上,結(jié)構(gòu)B支撐板由于前緣具有一定的彎度,支撐板附近的分離點(diǎn)更靠后(圖7(b)紅色箭頭),但同時(shí)結(jié)構(gòu)B支撐板在軸向方向的投影寬度

更大,導(dǎo)致了支撐板對(duì)流體的阻塞效應(yīng)更強(qiáng),進(jìn)而導(dǎo)致了流體在支撐板附近分離區(qū)域的影響范圍更大。結(jié)構(gòu)C支撐板雖然避免了在外殼體附近造成更大的流動(dòng)分離范圍,但其尾跡流在靠近輪轂附近與主流有更明顯的干涉(圖7(c)紅圈)。最終,在進(jìn)氣預(yù)旋為0.35時(shí),3種不同形狀支撐板對(duì)排氣擴(kuò)壓器總壓損失系數(shù)沒有產(chǎn)生明顯的影響。圖8則表明,進(jìn)氣預(yù)旋為0.89時(shí),與結(jié)構(gòu)A支撐板相比,結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板在輪轂附近的流動(dòng)分離有所減弱(圖8紅圈),這得益于2種結(jié)構(gòu)支撐板前緣彎度減弱了來流攻角。這使得結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板顯著降低了排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的總壓損失系數(shù)。同時(shí),在

-2截面,與進(jìn)氣預(yù)旋為0.35時(shí)不同,結(jié)構(gòu)B支撐板一側(cè)的流動(dòng)分離點(diǎn)(圖8紅色箭頭)不再明顯滯后于結(jié)構(gòu)A。3種結(jié)構(gòu)支撐板一側(cè)均在

-2截面發(fā)生了劇烈的流動(dòng)分離。

圖1給出了PGT10排氣擴(kuò)壓器模型的實(shí)驗(yàn)件幾何示意圖。排氣擴(kuò)壓器模型軸向總長度550 mm,輪轂直徑

為87 mm,排氣擴(kuò)壓器入口外徑

為150 mm,出口外徑

為261 mm。

圖10給出了進(jìn)氣預(yù)旋為0.89時(shí),排氣擴(kuò)壓器出口截面上總壓損失系數(shù)沿徑向分布的曲線。如圖所示,不同結(jié)構(gòu)支撐板對(duì)排氣擴(kuò)壓器出口靠近外殼體附近的總壓分布影響較小,對(duì)靠近輪轂附近的總壓分布影響較大;相比于結(jié)構(gòu)A支撐板,結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板均不同程度的減小了排氣擴(kuò)壓器出口截面上靠近輪轂壁面的總壓損失。結(jié)合前文分析可知,這是因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板顯著減弱了支撐板和輪轂之間的角區(qū)分離,進(jìn)而降低了流動(dòng)損失。

4.2 動(dòng)壓系數(shù)

1936年8月，發(fā)表晚年憤懣最烈的《答徐懋庸并關(guān)于抗日統(tǒng)一戰(zhàn)線問題》；9月作《死》《女吊》；1936年10月19日，走完了交織著孤獨(dú)與合眾、啟蒙與反思、沉寂與奮起、吶喊與彷徨、反顧與前行的一生。

圖12給出了進(jìn)氣預(yù)旋為0.35時(shí),靠近殼體附近支撐板兩側(cè)的三維流線圖及出口截面速度云圖。如圖所示,排氣擴(kuò)壓器出口截面上的低速區(qū)域主要是支撐板附近的分離尾跡流導(dǎo)致的。對(duì)比3種支撐板形成的分離流結(jié)構(gòu)可以發(fā)現(xiàn),結(jié)構(gòu)B支撐板附近的分離流直接影響到了出口截面,結(jié)構(gòu)A和結(jié)構(gòu)C附近的分離流范圍小于結(jié)構(gòu)B附近的分離流。這使得結(jié)構(gòu)A和結(jié)構(gòu)C支撐板對(duì)應(yīng)的出口截面上的低速區(qū)域更小,速度大小分布相對(duì)均勻,也就導(dǎo)致動(dòng)壓損失更小,動(dòng)壓系數(shù)更大。

當(dāng)然，有學(xué)者提出《江蘇高院會(huì)議紀(jì)要》與《民間借貸若干規(guī)定》第24條的規(guī)定沖突，但本文認(rèn)為，民間借貸司法解釋規(guī)定的為讓與擔(dān)保合同，兩者不同。讓與擔(dān)保，是指?jìng)鶆?wù)人或者第三人為擔(dān)保債務(wù)人的債務(wù)，將擔(dān)保標(biāo)的物的所有權(quán)等權(quán)利移轉(zhuǎn)于擔(dān)保權(quán)人，而使擔(dān)保權(quán)人在不超過擔(dān)保之目的范圍內(nèi)，于債務(wù)清償后，擔(dān)保標(biāo)的物應(yīng)返還于債務(wù)人或者第三人，債務(wù)不履行時(shí)，擔(dān)保權(quán)人得就該標(biāo)的物優(yōu)先受償?shù)姆堑湫托該?dān)保物權(quán)[11]。也有學(xué)者提出了后讓與擔(dān)保概念[12]，此非討論重點(diǎn)，只需明確讓與擔(dān)保與以房抵債是不同的概念即可。

如圖13所示,支撐板兩側(cè)的流線在支撐板尾緣附近相互摻混,形成卷積渦(圖13位置

),且該渦有向輪轂壁面遷移的趨勢(shì)。對(duì)比3種支撐板靠近輪轂附近的流線(圖13位置

)可以發(fā)現(xiàn),在大進(jìn)氣預(yù)旋條件下,結(jié)構(gòu)A支撐板由于前緣沒有彎度,靠近輪轂壁面附近的流體分離更加劇烈,且有被卷積渦向上卷起的趨勢(shì)。結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板則不存在這種現(xiàn)象,這最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板對(duì)應(yīng)的出口截面上的速度云圖分布相近,但與結(jié)構(gòu)A支撐板對(duì)應(yīng)出口截面上的速度云圖分布差異較大。結(jié)構(gòu)A支撐板對(duì)應(yīng)出口截面上的低速區(qū)延伸到靠近輪轂附近,且影響范圍更大,這意味著出口流場(chǎng)分布更加不均勻,流動(dòng)損失會(huì)更大,動(dòng)壓系數(shù)更小。圖12和圖13很好解釋了圖11中反映的3種不同結(jié)構(gòu)支撐板在不同進(jìn)氣預(yù)旋下的動(dòng)壓系數(shù)變化規(guī)律。

確定導(dǎo)墻基坑開挖線，并報(bào)監(jiān)理驗(yàn)收合格后進(jìn)行基坑開挖，施工嚴(yán)格按設(shè)計(jì)要求控制軸線、標(biāo)高以及坡度，導(dǎo)墻溝槽機(jī)械開挖至離設(shè)計(jì)高程差0.2 m時(shí)，采用人工清理至設(shè)計(jì)高程。施工平臺(tái)邊坡采用編織袋裝砂礫護(hù)坡，以保持施工平臺(tái)邊坡穩(wěn)定。

4.3 靜壓恢復(fù)性能

靜壓恢復(fù)系數(shù)是評(píng)價(jià)排氣擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)能力的核心指標(biāo),圖14給出了不同進(jìn)氣預(yù)旋下排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù)。

如圖14所示,隨著進(jìn)氣預(yù)旋的增加,排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù)會(huì)急劇下降。這一方面是因?yàn)榕艢鈹U(kuò)壓器的總壓損失會(huì)隨著進(jìn)氣預(yù)旋的增加而增加,另一方面則是動(dòng)壓系數(shù)會(huì)隨著進(jìn)氣預(yù)旋的增大而減小。與原始結(jié)構(gòu)(結(jié)構(gòu)A)支撐板相比,在進(jìn)氣預(yù)旋分別為0.35和0.48時(shí),結(jié)構(gòu)B支撐板對(duì)應(yīng)排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù)顯著降低,結(jié)構(gòu)C支撐板對(duì)應(yīng)排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù)則與結(jié)構(gòu)A支撐板沒有明顯差異。在進(jìn)氣預(yù)旋為0.64和0.89時(shí),結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板對(duì)應(yīng)的靜壓恢復(fù)系數(shù)均高于結(jié)構(gòu)A支撐板。結(jié)合式(6)、圖6和圖11可知,這是因?yàn)樵谶M(jìn)氣預(yù)旋為0.35和0.48時(shí),3種結(jié)構(gòu)支撐板對(duì)應(yīng)的總壓損失系數(shù)沒有明顯差異,但結(jié)構(gòu)B支撐板由于降低了排氣擴(kuò)壓器的動(dòng)壓系數(shù),最終導(dǎo)致靜壓恢復(fù)系數(shù)降低。在進(jìn)氣預(yù)旋增大為0.64和0.89時(shí),結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板靠近輪轂附近的流動(dòng)分離更小,導(dǎo)致總壓損失下降明顯,且出口流動(dòng)結(jié)構(gòu)有所改善,動(dòng)壓系數(shù)上升,最終導(dǎo)致靜壓恢復(fù)系數(shù)有所增加。

圖15給出了壁面靜壓曲線位置。圖16給出了進(jìn)氣預(yù)旋為0.35時(shí),壁面上6個(gè)周向位置的靜壓恢復(fù)系數(shù)沿軸向的變化,圖中L和T分別表示支撐板的前緣和尾緣。

如圖16所示,壁面靜壓在支撐板前緣附近會(huì)達(dá)到一個(gè)峰值。這是因?yàn)樵谥伟迩熬壐浇鼤?huì)形成一個(gè)氣流滯止區(qū)域,部分流體動(dòng)壓會(huì)轉(zhuǎn)化為靜壓。觀察圖16可以發(fā)現(xiàn),-12°位置上的曲線形成的靜壓恢復(fù)系數(shù)峰值最大。這是因?yàn)榇嬖谶M(jìn)氣旋流時(shí),氣流對(duì)支撐板前緣靠近來流方向一側(cè)的沖擊更強(qiáng),在該側(cè)的滯止效應(yīng)也更強(qiáng),對(duì)另一側(cè)的沖擊則弱一些。靜壓恢復(fù)系數(shù)在支撐板附近會(huì)迅速下降,在支撐板尾緣附近達(dá)到最低值。這一方面是因?yàn)橹伟宓拇嬖趯?dǎo)致排氣擴(kuò)壓器內(nèi)的通流面積減小,流體加速,靜壓轉(zhuǎn)化為動(dòng)壓;另一方面則是由于支撐板附近的流動(dòng)分離導(dǎo)致總壓損失增加,進(jìn)而導(dǎo)致靜壓下降。流體在流過支撐板尾緣后,靜壓恢復(fù)系數(shù)開始上升,對(duì)比3種結(jié)構(gòu)支撐板對(duì)應(yīng)的靜壓恢復(fù)系數(shù)上升曲線可以發(fā)現(xiàn),整體而言,結(jié)構(gòu)A和結(jié)構(gòu)C支撐板尾緣后的靜壓恢復(fù)能力更強(qiáng),這與圖14體現(xiàn)的靜壓恢復(fù)系數(shù)規(guī)律一致。

圖17給出了進(jìn)氣預(yù)旋為0.89時(shí)壁面上6個(gè)周向位置上的靜壓恢復(fù)系數(shù)沿軸向的變化。對(duì)比圖16可以發(fā)現(xiàn),進(jìn)氣預(yù)旋增大后在支撐板附近的靜壓下降更顯著。由前文分析可知,這是由于進(jìn)氣預(yù)旋增加導(dǎo)致支撐板附近流動(dòng)分離加劇導(dǎo)致的。在流體流過支撐板尾緣后,靜壓恢復(fù)系數(shù)緩慢上升,且在靠近出口附近,靜壓恢復(fù)速度有所增加。對(duì)比3種結(jié)構(gòu)支撐板尾緣附近的靜壓分布可以發(fā)現(xiàn),與結(jié)構(gòu)A支撐板相比,整體而言,在結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板尾緣附近的靜壓更高(如圖17紅色箭頭所示),但結(jié)構(gòu)A支撐板附近壁面靜壓的周向差異更小,分布更加均勻。

“兩線合一”的劃定是一個(gè)集自然、社會(huì)與經(jīng)濟(jì)的符合生態(tài)系統(tǒng)，本文以生態(tài)控制的視角，將城市開發(fā)邊界與生態(tài)安全關(guān)聯(lián)起來，結(jié)合以往城市“兩線合一”的劃定經(jīng)驗(yàn)，將其分類研究，探索“兩線合一”的劃線模式，并以北京城市副中心的“兩線合一”劃定為例，提出“守住底線，總量控制，留有余地”的生態(tài)控制型城市開發(fā)邊界與生態(tài)紅線“兩線合一”的劃線方法。

圖18給出了進(jìn)氣預(yù)旋為0.89時(shí)排氣擴(kuò)壓器出口截面上靜壓恢復(fù)系數(shù)沿徑向的變化。如圖所示,當(dāng)徑向高度比大于60%后,排氣擴(kuò)壓器出口靜壓恢復(fù)系數(shù)在靠近外殼體附近有顯著增加的趨勢(shì)。這是因?yàn)樵诳拷鈿んw附近存在大量低動(dòng)能流體,流體速度相對(duì)更低,靜壓相對(duì)更高。對(duì)比3種結(jié)構(gòu)支撐板可以發(fā)現(xiàn),結(jié)構(gòu)B與結(jié)構(gòu)C支撐板對(duì)應(yīng)排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù)分布曲線相近,但遠(yuǎn)大于結(jié)構(gòu)A支撐板對(duì)應(yīng)排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù)分布。這與圖14反映的靜壓恢復(fù)系數(shù)大小規(guī)律一致。

本次調(diào)查主要采用路線調(diào)查與典型調(diào)查相結(jié)合的方法。路線調(diào)查主要在保護(hù)區(qū)不同植被型、不同海拔梯度、不同生境類別選擇適宜的路線進(jìn)行調(diào)查，如海拔千米以上的有大吳地至桂和、桂和至馬家坪、羅地至青石坑、馬家坪至建魁嶺的小路，海拔千米以下的有下車至龍龜、龍龜至坪水、青婆渡-林斜等林間小道；典型調(diào)查選擇了太平僚、大斜、桂和、池家山等原生性風(fēng)水林。此外對(duì)23個(gè)珍稀植物監(jiān)測(cè)點(diǎn)樣方內(nèi)所有植物種類、區(qū)域內(nèi)房前屋后綠化盆栽植物以及一些特殊生境等進(jìn)行調(diào)查。在此基礎(chǔ)上查閱相關(guān)文獻(xiàn)資料，把近年發(fā)現(xiàn)的新種、在保護(hù)區(qū)的新分布、新記錄種整理錄入。

5 結(jié) 論

為提升燃?xì)廨啓C(jī)排氣擴(kuò)壓器在不同進(jìn)氣預(yù)旋工況下的氣動(dòng)性能,本文基于傳統(tǒng)的排氣擴(kuò)壓器支撐板結(jié)構(gòu),提出并設(shè)計(jì)了帶有彎度的直列支撐板(結(jié)構(gòu)B)和彎扭支撐板(結(jié)構(gòu)C)兩種新構(gòu)型支撐板。對(duì)比分析了在4種進(jìn)氣預(yù)旋條件下3種支撐板結(jié)構(gòu)對(duì)排氣擴(kuò)壓器的流場(chǎng)型態(tài)和氣動(dòng)性能的影響,得出如下結(jié)論。

(1)在不同進(jìn)氣旋流條件下,結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板均不同程度降低了排氣擴(kuò)壓器的總壓損失系數(shù)。進(jìn)氣預(yù)旋為0.35時(shí),在靠近殼體附近,結(jié)構(gòu)B支撐板附近分離點(diǎn)更靠后,但阻塞寬度增加導(dǎo)致分離范圍增大;結(jié)構(gòu)C支撐板避免了在外殼體附近造成更大的流動(dòng)分離范圍,但支撐板的尾跡流與主流有更明顯的干涉。這最終使得結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板雖略微降低了排氣擴(kuò)壓器的總壓損失系數(shù),但影響有限。進(jìn)氣預(yù)旋大于0.35后,隨著進(jìn)氣預(yù)旋的增加,結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板顯著減弱了輪轂附近的角區(qū)分離,使得排氣擴(kuò)壓器的總壓損失系數(shù)顯著下降。

(2)在不同進(jìn)氣旋流條件下,結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板對(duì)排氣擴(kuò)壓器的動(dòng)壓系數(shù)產(chǎn)生了不同影響。進(jìn)氣預(yù)旋為0.35時(shí),由于結(jié)構(gòu)B支撐板一側(cè)的分離流更靠近出口,對(duì)出口流動(dòng)結(jié)構(gòu)影響更大,導(dǎo)致動(dòng)壓系數(shù)顯著低于結(jié)構(gòu)A和結(jié)構(gòu)C支撐板。在進(jìn)氣預(yù)旋大于0.64后,結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C支撐板由于減弱了靠近輪轂附近的分離流,改善了出口流動(dòng)結(jié)構(gòu),進(jìn)而增大了排氣擴(kuò)壓器的動(dòng)壓系數(shù)。

(3)結(jié)構(gòu)C支撐板有效地提高了高進(jìn)氣預(yù)旋下排氣擴(kuò)壓器的氣動(dòng)性能進(jìn)而拓寬了排氣擴(kuò)壓器的高效工作范圍。相比于典型結(jié)構(gòu)A,結(jié)構(gòu)B支撐板雖然在進(jìn)氣預(yù)旋為0.64和0.89時(shí)增大了排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù);在進(jìn)氣預(yù)旋為0.35和0.48時(shí),由于動(dòng)壓損失增大,靜壓恢復(fù)系數(shù)有所降低。結(jié)構(gòu)C支撐板在進(jìn)氣預(yù)旋為0.35和0.48時(shí)沒有對(duì)排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù)產(chǎn)生明顯影響;在進(jìn)氣預(yù)旋為0.64和0.89時(shí),顯著提升了排氣擴(kuò)壓器的靜壓恢復(fù)系數(shù),靜壓恢復(fù)系數(shù)在兩種進(jìn)氣預(yù)旋下分別相對(duì)提升約16%和23%。

(4)在進(jìn)行支撐板設(shè)計(jì)時(shí),靠近輪轂壁面的型線前緣構(gòu)造角應(yīng)盡可能接近動(dòng)力渦輪排氣氣體的旋流角,靠近外殼體壁面的型線應(yīng)采用傳統(tǒng)對(duì)稱型線。這種彎扭構(gòu)型支撐板一方面可以提升排氣擴(kuò)壓器在設(shè)計(jì)工況下的氣動(dòng)性能,在變工況運(yùn)行條件下亦可拓寬排氣擴(kuò)壓器的高效工作范圍。

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