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    图1-1 不同叶轮的组合方式
    Rutherford K[11]等通过轴编码器和LDA详细研究了双层盘式透平桨的流场，尤其是叶片后面尾涡的结构，在桨叶附近直径为1.2d和高度为1.0d的范围内，整体平均所得到的数值与窗口平均所得到的相差较大，但在该区域以外，两种平均获得的结果基本接近。这表明搅拌槽内在搅拌桨附近存在强烈的非定常周期性流动。Mishra.V.P.和Joshi.J.B.[12]利用LDA测量了双层盘式透乎桨的流场，重点是研究了搅拌桨与搅拌桨之间的流动以及搅拌桨叶片出口的速发分布，发现在层间距较小时，浆叶出口的速度分布与单桨的有很大的差别，所呈现的不再是比较接近抛物线的分布。同时还计算了叶轮区和主流区的能量消耗，并用该参数定义了搅拌桨的水力系数，也认为多层桨的混合效率比单层桨的低。Markopoulos.J和Kontogeorgaki.E[13]归纳和分析了无档板多层径流桨搅拌槽内自由面的涡流深度与搅拌桨层数的关系。
    黎树根等人以水—煤油及水—环己烷为体系,研究Rushton涡轮桨(RT)，半椭圆管涡轮(HEDT)及翼形轴流式桨（CBY）的6种不同组合桨的液-液分散特性。测定了不同输人功率时分散相体积分率沿轴向及径向的分布。结果表明：当搅拌槽内液位与槽径之比达1.5， 在相同输人功率时， 三层桨的液液分散性能优于两层桨, 功率准数较低的CBY组合桨在输人功率0.8kw/m3时， 槽内的轴向及径向分散相体积分率达到稳定的均匀分布。而功率准数较大的RT组合桨需要在输入功率1.8kw/m3时才能达到槽内分散相的均匀分布[14]。
    童鸣[4,15] 采用粒子图像测速技术(PIV)对不同中层桨位置下的三层组合桨(HEDT+
    2WHu)搅拌槽(槽径0.476m)内的流动特性进行了分相位研究，在搅拌转速和顶桨浸没深度不变的情况下，得到了中层桨位置的变化对搅拌槽内的相位平均速度、相位解析的速度场和湍流动能的影响规律。结果表明，中层桨位置的改变对搅拌槽上部区域流体的流动特性影响显著，而对搅拌槽下部区域流体的流动特性产生影响较小：随中层桨位置降低，槽上部液面处反向回流区逐步缩小直至消失，中、项层桨合并轴向流断裂，底桨上涡环作用范围不断压缩，底桨区的相位平均径向速度最大值减小，中、上层桨区域流体的相位平均轴向速度最大值逐渐分离；对于相位解析速度场，较之中层桨尾涡几乎没有变化，顶桨尾涡的发展由极其微弱逐渐清晰，底桨尾涡则提前了10°相位出现；对于湍流动能分布，中、上层桨逐渐趋向于类似两层桨单独作用，底、中层桨间整体湍流动能增大。
    1.3  搅拌槽内流场的实验测量方法
    在实验研究方面，由于不同研究者所用测量仪器的迥异，主要研究方法有毕托管测速、热线/热膜风速仪测速、LDV及粒子图像测速PIV，研究结果分歧较大，甚至得出截然相反的结论。到本世纪七十年代，随着测试技术的发展，特别是激光测速的发展和完善，文献中对搅拌槽内宏观特性研究结果基本趋于一致，但对微观特性目前尚未达成定论。
    1.3.1  毕托管
    从原理上说，毕托管测速基于流体力学的能量方程，在定常、理想无粘、不可压假设下即成为Bernoulli方程。一般来说，由于受到上述条件的限制，毕托管只用于平均速度测量或流量测量；另一方面，对总静压差的检测开始时采用液柱式微压差计， 这也使得速度量的测量仅局限于平均值的反映。目前，毕托管一般在工业级应用中比较普遍，或者做为其它测量方法的预估测量方案或辅助结果验证，很少真正作流体力学实验研究中最后的速度测量依据。
    1.3.2  热线/热膜风速测量
    热线/热膜风速仪是利用放置在流场中具有加热电流的细金属丝(直径0.5～5μm)来测量风速的仪器。由于金属丝中通过了加热电流，因而当风速变化时，金属丝的温度就随之而改变，从而产生了电信号的变化，这种变化和风速之间具有单调的一一对应关系，因此，通过预先的校准过程，测量该电信号的变化就可以得到实际流场的速度大小。作为接触式测量的方法，热线探头不可避免地会对被测流场产生影响，如果待研究流场范围较小，如在毫米级直径的管道中， 探头的影响经常不可忽略，最为重要的是，这种影响经常无法估计。由于以无限长圆柱体与周围流体的强迫对流换热为理论模型，所以热线探针中热丝的长细比有一定的要求，一般要大于300，这就限制了热线探针的长度尺寸的减小以增加空间测量分辨力。一般来说，热线探头的尺寸在毫米量级，加上支杆的影响，造成热线风速仪在测量流速时空间分辨力很难得到有效的提高，这也从一个方面限制了其在局部流场和小流场测量中的应用。
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