孫鵬, 周莉, 王占學(xué), 史經(jīng)緯

(西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院, 陜西 西安 710072)

航空發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣系統(tǒng)在真實(shí)工作狀態(tài)下會(huì)噴射出大量高溫氣體,釋放出顯著的紅外信號(hào),因而成為各類紅外探測(cè)器及制導(dǎo)武器的主要追蹤目標(biāo)[1]。S彎噴管是一種大曲率、多彎、圓轉(zhuǎn)方構(gòu)型的排氣管道,它能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部高溫部件的完全遮擋,并縮短噴管尾焰長(zhǎng)度,從而有效降低航空發(fā)動(dòng)機(jī)的紅外輻射特征[2-3],提高作戰(zhàn)飛機(jī)的隱身性能[4]?；谡鎸?shí)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的S形排氣系統(tǒng)在常規(guī)工作狀態(tài)下,S彎噴管的復(fù)雜幾何構(gòu)型與排氣混合器結(jié)構(gòu)共同作用導(dǎo)致噴管內(nèi)/外流場(chǎng)的溫度分布十分復(fù)雜,從而顯著影響其紅外輻射特征,并可能誘發(fā)S彎噴管結(jié)構(gòu)的局部熱變形。關(guān)注雙涵道S彎噴管的壁面溫度分布及出口下游的尾焰特征,探究相關(guān)流動(dòng)特征的產(chǎn)生機(jī)制具有十分重要的意義。

國(guó)內(nèi)外研究人員近年來(lái)開(kāi)展了一些相關(guān)的研究工作。Crowe等[5]研究了設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)S彎收擴(kuò)噴管流動(dòng)特性的影響,對(duì)比分析了不同幾何構(gòu)型及旋流條件下的S彎噴管內(nèi)部流動(dòng)特征及氣動(dòng)性能。Erwin等[6]對(duì)比了單/雙涵道S形排氣系統(tǒng)尾噴流的紅外特性。研究發(fā)現(xiàn),雙涵道模型的外涵冷流有效避免了熱流對(duì)外壁面的沖擊,減小了排氣系統(tǒng)出口尾焰的寬度。Mats等[7]研究了不同布局下的S彎二元噴管的紅外輻射特性。其中提到了S彎噴管向下彎曲會(huì)導(dǎo)致上壁面受到熱流沖擊,而它的尾焰長(zhǎng)度較小。Nageswara等[8]實(shí)驗(yàn)研究了出口形狀及彎曲流道對(duì)S彎噴管內(nèi)/外流特性的影響,彎曲構(gòu)型及橢圓形出口導(dǎo)致的非對(duì)稱流動(dòng)特征使得尾噴流方向指向噴管下壁面。王丁等[9]研究了波瓣數(shù)對(duì)S形二元排氣系統(tǒng)紅外特性的影響。研究顯示,波瓣數(shù)越少,尾焰核心區(qū)的溫度越低,排氣系統(tǒng)的紅外輻射強(qiáng)度越小。劉友宏等[10]研究了非對(duì)稱波瓣上外擴(kuò)張角對(duì)S彎二元噴管氣動(dòng)熱力性能的影響。研究中提到,在10°～25°的范圍內(nèi),噴管壁面的最高溫度隨著上外擴(kuò)張角的增加而逐漸增大。孫嘯林等[11]分析了不同進(jìn)氣裝置對(duì)S彎噴管流動(dòng)特性的影響。隨著旋流角和支板安裝角的增加,噴管沿程截面上的高溫區(qū)減小,氣動(dòng)性能降低。程穩(wěn)等[12-13]研究了遮擋率對(duì)S彎噴管紅外輻射特性的影響，發(fā)現(xiàn)單/雙涵道S彎噴管的最佳遮擋率是不同的。劉常春等[14]開(kāi)展了一種二元S彎噴管的紅外輻射特性數(shù)值研究。

綜上所述,目前公開(kāi)發(fā)表的文獻(xiàn)大多聚焦于S彎噴管的流動(dòng)特性和紅外輻射特性,S彎噴管內(nèi)/外流場(chǎng)的溫度分布作為連接噴管流動(dòng)特征與紅外輻射特征的重要橋梁,受到的關(guān)注較少,且缺乏細(xì)致的機(jī)理性分析。此外,研究大多對(duì)排氣混合器結(jié)構(gòu)做了簡(jiǎn)化,無(wú)法反映真實(shí)工作環(huán)境下的S彎噴管溫度場(chǎng)特征。因此,本文開(kāi)展了基于真實(shí)排氣混合器構(gòu)型的雙涵道S彎噴管內(nèi)/外流場(chǎng)溫度分布研究。細(xì)致分析了S彎噴管的壁面溫度分布,明晰其相關(guān)流動(dòng)機(jī)理;在此基礎(chǔ)上,探究S彎噴管出口下游的尾焰特征及其形成機(jī)制。

1 幾何模型和計(jì)算方法

1.1 幾何模型

本文采用的雙涵道S形排氣系統(tǒng)模型如圖1所示,主要包括排氣混合器和雙S彎收斂噴管。排氣混合器由波瓣混合器、尾錐以及內(nèi)/外涵通道結(jié)構(gòu)組成。波瓣混合器為環(huán)形擴(kuò)張結(jié)構(gòu),其表面沿周向均布“漏斗型”摻混區(qū),尾錐結(jié)構(gòu)延伸至雙S彎噴管內(nèi)部,相應(yīng)的外涵通道收縮,內(nèi)涵通道擴(kuò)張。雙S彎收斂噴管的型面設(shè)計(jì)基于多參數(shù)耦合的變截面方法[15],它所涉及主要設(shè)計(jì)參數(shù)如圖2所示。其中,噴管軸向長(zhǎng)度是進(jìn)口直徑的2.6倍(L/D=2.6),

圖1 雙涵道S形排氣系統(tǒng)幾何模型

圖2 雙S彎收斂噴管的主要設(shè)計(jì)參數(shù)

兩彎軸向長(zhǎng)度的比值L1/L2為1.5,第一彎縱向偏距與第一彎軸向長(zhǎng)度的比值ΔY1/L1為0.296,噴管的出口寬高比We/He為6,面積收縮比為0.436。

1.2 數(shù)值方法及邊界條件

數(shù)值模擬采用ANSYS CFX商用軟件,通過(guò)有限體積法求解雷諾平均Navier-Stokes方程以模擬S彎噴管的流場(chǎng)特征,湍流項(xiàng)與對(duì)流項(xiàng)均采用高階精度格式,湍流模型選擇SSTk-ω模型,工質(zhì)為理想氣體。雙涵道S彎噴管的全三維計(jì)算域模型及邊界條件如圖3所示,波瓣混合器區(qū)域采用四面體網(wǎng)格,其他區(qū)域采用六面體網(wǎng)格。為了適用于SSTk-ω湍流模型,近壁面第一層網(wǎng)格高度y+<1。

1.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為了評(píng)估網(wǎng)格分辨率對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的影響,本文設(shè)置了3套不同單元數(shù)的網(wǎng)格以模擬雙涵道S彎噴管的流場(chǎng)特征,分別為細(xì)密網(wǎng)格、中等網(wǎng)格和粗糙網(wǎng)格,相應(yīng)的網(wǎng)格單元數(shù)分別為1 306萬(wàn),595萬(wàn)和268萬(wàn)。選取雙S彎收斂噴管對(duì)稱面上、下壁面的無(wú)量綱靜壓作為關(guān)鍵變量。網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果如圖4所示,不同網(wǎng)格單元數(shù)計(jì)算得到的壁面靜壓最大誤差位于第二彎轉(zhuǎn)彎處的下游區(qū)域。中等網(wǎng)格與細(xì)密網(wǎng)格計(jì)算得到的壁面靜壓最大誤差僅為1.25%;而粗糙網(wǎng)格與中等網(wǎng)格計(jì)算得到的壁面靜壓最大誤差值為6.33%。因此,本文最終確定采用的網(wǎng)格量為595萬(wàn)。

圖4 不同網(wǎng)格計(jì)算的噴管對(duì)稱面壁面靜壓分布

1.4 實(shí)驗(yàn)研究

本文基于西北工業(yè)大學(xué)噴氣推進(jìn)理論與工程實(shí)驗(yàn)室的“雙流路排氣系統(tǒng)推力矢量和紅外輻射一體化實(shí)驗(yàn)平臺(tái)”,開(kāi)展了雙涵道S彎噴管縮比模型的冷態(tài)實(shí)驗(yàn)。探究S彎噴管的內(nèi)/外流場(chǎng)特征,并通過(guò)對(duì)比實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證數(shù)值方法的準(zhǔn)確性。

S彎噴管冷態(tài)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑槲闹醒芯康碾pS彎收斂噴管幾何尺寸的10∶1縮比模型,實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D5所示。噴管前端連接環(huán)形混合器模型。環(huán)形混合器的2股流道分別用于模擬噴管的內(nèi)/外涵通道,并分別連接主/次流引氣裝置與S彎噴管模型。環(huán)形混合器的內(nèi)涵通道為圓形管道,主流沿軸向進(jìn)入管內(nèi),外涵通道設(shè)計(jì)為徑向進(jìn)氣,次流由8個(gè)尺寸相同的圓形管沿徑向進(jìn)入通道,隨后沿軸向偏轉(zhuǎn),在混合器出口位置與主流開(kāi)始進(jìn)行摻混。

圖5 雙涵道S彎噴管的實(shí)驗(yàn)安裝模型

雙S彎收斂噴管的壁面靜壓測(cè)量采用壓力掃描閥及靜壓探針。在噴管壁面上沿縱向開(kāi)設(shè)3條靜壓孔,每條8個(gè),共24個(gè),靜壓測(cè)量點(diǎn)分布如圖6所示。設(shè)定噴管進(jìn)口中心為坐標(biāo)原點(diǎn),各測(cè)點(diǎn)相對(duì)于噴管總長(zhǎng)度的軸向位置xi/L分別為0.111,0.222,0.333,0.444,0.556,0.667,0.778,0.899。此外,采用紋影系統(tǒng)測(cè)量S彎噴管的尾噴流特征,獲取噴管出口下游對(duì)稱面上真實(shí)的激波-膨脹波系以及噴流剪切層分布。

πcp定義為噴管內(nèi)涵進(jìn)口總壓與環(huán)境壓力之比,πbp定義為噴管外涵進(jìn)口總壓與環(huán)境壓力之比。雙涵道S彎噴管實(shí)驗(yàn)采用地面工況,噴管進(jìn)口邊界設(shè)置為πcp=3,πbp=3。無(wú)量綱靜壓(p/pb)表示噴管壁面靜壓與環(huán)境壓力之比。

圖6 S彎噴管壁面靜壓測(cè)量點(diǎn)分布

2 結(jié)果分析

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真對(duì)比

S彎噴管對(duì)稱面上、下壁面靜壓的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值分布對(duì)比如圖7所示。上壁面靜壓在第一段S彎通道內(nèi)持續(xù)下降,隨后在第二段S彎通道前側(cè)快速上升,局部最小值位于第一彎轉(zhuǎn)彎處x/L=0.36。下壁面靜壓在第一段S彎通道及第二段S彎通道前側(cè)基本不變,它從第二段S彎通道x/L=0.45位置處開(kāi)始快速下降。此外,數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)的分布趨勢(shì)基本一致,大部分測(cè)點(diǎn)落在了數(shù)值預(yù)測(cè)曲線上,相對(duì)誤差均小于2%。較大誤差的測(cè)點(diǎn)主要出現(xiàn)在噴管出口及兩彎轉(zhuǎn)彎處,這是由于上述區(qū)域的靜壓梯度較大,它放大了由測(cè)點(diǎn)位置誤差產(chǎn)生的測(cè)量誤差。

圖7 對(duì)稱面壁面靜壓的數(shù)值分布與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的相對(duì)誤差

S彎噴管出口下游對(duì)稱面上的噴流紋影與數(shù)值計(jì)算獲得的Ma分布對(duì)比如圖8所示。可以看到,高速噴流與大氣之間的速度差誘導(dǎo)形成黏性剪切層，噴管出口形成2束膨脹波,它們?cè)趪娏骷羟袑由戏瓷涞玫絻墒げ?激波反射形成膨脹波,最終形成膨脹波-激波系,導(dǎo)致噴流剪切層變得彎曲,尾噴流通道呈現(xiàn)葫蘆形狀。此外,數(shù)值預(yù)測(cè)的噴流剪切層以及膨脹波系的角度和位置與紋影圖所示基本一致。因此,本文采用的數(shù)值方法能夠較為準(zhǔn)確地模擬雙涵道S彎噴管的內(nèi)/外流場(chǎng)特征。

圖8 噴管出口下游對(duì)稱面上的噴流紋影與Ma分布對(duì)比

2.2 S彎噴管的壁面溫度特征

圖9 S彎噴管沿程截面的無(wú)量綱軸向位置

為了便于分析S彎噴管沿程截面的流動(dòng)特征,首先給出了沿程截面的無(wú)量綱軸向位置分布,如圖9所示。其中:截面D位于第一、二彎轉(zhuǎn)彎處之間;截面E位于第二彎轉(zhuǎn)彎處,截面F位于S形收斂段出口;截面G為噴管出口截面。S彎噴管的壁面溫度分布如圖10所示。可以看到,噴管壁面上出現(xiàn)了典型的局部高溫區(qū),即“熱斑”現(xiàn)象。它主要出現(xiàn)在噴管第二彎通道及等直段,且呈“帶狀”分布。噴管下壁面的“熱斑”范圍及溫度值明顯高于上壁面,下壁面中間區(qū)域出現(xiàn)2條溫度值相對(duì)較高且寬度較大的局部“高溫帶”,而上壁面均布6條溫度值相對(duì)較低且寬度較窄的局部“次高溫帶”。噴管側(cè)壁面也出現(xiàn)輕微的“熱斑”現(xiàn)象,但“熱斑”范圍及溫度值遠(yuǎn)低于上、下壁面。

圖10 S彎噴管的壁面溫度分布

為了進(jìn)一步分析S彎噴管的壁面“熱斑”沿流向的發(fā)展趨勢(shì),本文給出了不同沿程截面的周緣壁面靜溫分布,如圖11所示。與圖10所示的噴管壁面溫度分布相適應(yīng),沿程截面的周緣壁面溫度呈現(xiàn)“波浪形”分布。上壁面出現(xiàn)6個(gè)溫度峰值,下壁面出現(xiàn)2個(gè)溫度峰值,下壁面的溫度峰值明顯高于上壁面。沿橫向方向,溫度值由中間區(qū)域向兩側(cè)逐漸降低,相比上壁面,下壁面的溫度變化程度較為劇烈。此外,隨著流動(dòng)從截面D逐步發(fā)展至出口截面G,沿程截面的周緣壁面溫度峰值逐漸增加,高溫區(qū)的橫向范圍持續(xù)增大,但較大的溫度變化率主要出現(xiàn)在第二彎轉(zhuǎn)彎處,截面E上的溫度峰值相比截面D上升33%。

S彎噴管上、下壁面的平均溫度及溫度峰值如表1所示。壁面溫度峰值出現(xiàn)在下壁面區(qū)域,為867 K,相比噴管上壁面增加25.1%。但上、下壁面的平均溫度差異相對(duì)較小,噴管下壁面的平均溫度為512 K,僅比上壁面高出7.1%,這是因?yàn)橄卤诿娴母邷貐^(qū)范圍較小。

圖11 S彎噴管不同沿程截面的周緣壁面靜溫分布

表1 S彎噴管上、下壁面的平均溫度及溫度峰值

圖12對(duì)比了有/無(wú)排氣混合器結(jié)構(gòu)的2組S彎噴管的典型截面的渦量分布及壁面溫度分布?？梢钥吹?排氣混合器復(fù)雜結(jié)構(gòu)在噴管下游誘導(dǎo)產(chǎn)生大量流向渦,它們?cè)赟形圓轉(zhuǎn)方構(gòu)型的約束下,強(qiáng)化了內(nèi)/外涵冷熱氣流的摻混。噴管壁面附近的流向渦卷吸著內(nèi)涵高溫?zé)崃鳑_擊噴管壁面形成“熱斑”特征,即局部高溫區(qū),“熱斑”區(qū)域?qū)?yīng)噴管近壁面的高渦量區(qū)。因此,排氣混合器誘導(dǎo)產(chǎn)生的流向渦是噴管壁面“熱斑”形成的直接動(dòng)因,它們與S形圓轉(zhuǎn)方構(gòu)型共同影響著S彎噴管壁面溫度分布。

圖12 有/無(wú)排氣混合器結(jié)構(gòu)的S彎噴管流動(dòng)參數(shù)對(duì)比

首先給出了波瓣混合器的近壁面Ma及流線分布,如圖13所示?！奥┒沸巍眳^(qū)域下游的內(nèi)涵與外涵壁面均出現(xiàn)低Ma區(qū)。內(nèi)/外涵氣流之間的摻混首先發(fā)生在“漏斗形”摻混區(qū),導(dǎo)致混合器外涵通道側(cè)的壁面末端發(fā)生輕微的氣流分離;外涵氣流沿著“漏斗形”型面進(jìn)入內(nèi)涵,阻礙并改變了內(nèi)涵氣流的流動(dòng)方向,使得混合器內(nèi)涵通道側(cè)的壁面流線發(fā)生分離。外涵通道側(cè)的氣流分離程度明顯低于內(nèi)涵通道側(cè),且并未出現(xiàn)流線分離。尾錐的壁面極限流線分布如圖14所示。尾錐上、下壁面均出現(xiàn)流動(dòng)分離,尾錐與S形彎曲通道產(chǎn)生的合壓力在尾錐上壁面沿流向表現(xiàn)為順壓力梯度,而在下壁面表現(xiàn)為逆壓力梯度。因此,上壁面的流動(dòng)分離主要由較大曲率的半球體型面誘導(dǎo)產(chǎn)生,它表現(xiàn)為1對(duì)反向旋轉(zhuǎn)的分離渦,且出現(xiàn)在半球體上側(cè)的起始位置;而下壁面是一個(gè)范圍較大的流動(dòng)分離區(qū),它表現(xiàn)為從鞍點(diǎn)到結(jié)點(diǎn)的分離流線,它是由沿流向的逆壓梯度導(dǎo)致的,分離區(qū)出現(xiàn)在尾錐下壁面中間位置后側(cè)。

圖13 波瓣混合器的近壁面Ma及流線分布

圖14 尾錐壁面極限流線分布

雙涵道S彎噴管沿程截面上的渦量分布如圖15所示。在截面B上,真實(shí)的波瓣混合器構(gòu)型產(chǎn)生了雙層環(huán)形流向渦,內(nèi)涵通道側(cè)形成的渦量明顯強(qiáng)于外涵通道側(cè)。隨著流向渦發(fā)展至第二彎通道內(nèi)的截面D上,波瓣混合器誘導(dǎo)產(chǎn)生的流向渦沿縱向聚集,截面上側(cè)的高渦量區(qū)與上壁面存在一定間距,而截面下側(cè)中間位置的兩對(duì)流向渦貼壁分布。而尾錐在截面中心區(qū)域誘導(dǎo)形成2對(duì)流向渦。在第二彎的截面E上,由于曲率中心移動(dòng)至噴管型面下方,截面下側(cè)的渦量明顯高于上側(cè),且與噴管下壁面的貼合程度更高。截面的橫向擴(kuò)張促使流向渦進(jìn)一步沿橫向拉伸,因而它與噴管上、下壁面的貼合范圍更大。此外,截面上側(cè)的一對(duì)旋渦運(yùn)動(dòng)至角區(qū)附近,使得角區(qū)的渦量顯著增強(qiáng)。在截面F和G上,沿程截面繼續(xù)沿縱向收縮,沿橫向擴(kuò)張,高渦量區(qū)的貼壁程度更高,貼壁范圍更大,但渦量有所減弱。

圖15 噴管沿程截面上的渦量分布

雙涵道S彎噴管沿程截面上的靜溫分布如圖16所示。在雙S彎收斂噴管的進(jìn)口截面B上,冷熱流摻混作用導(dǎo)致截面溫度呈現(xiàn)“花瓣形”分布。在截面D上,高溫核心區(qū)呈現(xiàn)“豌豆形”特征,局部高溫區(qū)環(huán)繞分布。在截面下側(cè)中間位置,伴隨著2對(duì)流向渦貼壁分布,旋渦卷吸著2個(gè)局部高溫區(qū)貼附噴管下壁面,相應(yīng)區(qū)域出現(xiàn)2條局部“高溫帶”,如圖10所示。

圖16 噴管沿程截面上的靜溫分布

在截面E上,由于截面橫向擴(kuò)張以及中心區(qū)域渦量的存在,高溫核心區(qū)演化成“鯨魚(yú)尾”形狀。截面下側(cè)的渦量顯著增強(qiáng)且沿橫向拉伸,因而熱流對(duì)下壁面的沖擊程度更強(qiáng),高溫區(qū)的貼壁范圍增大。由于截面沿縱向收縮,截面上側(cè)4個(gè)局部高溫區(qū)在旋渦的作用下開(kāi)始貼附上壁面。

在截面F和G處,由于截面進(jìn)一步沿縱向收縮,熱流對(duì)噴管上、下壁面的沖擊范圍更寬,沖擊程度更高,但冷熱流的持續(xù)摻混也導(dǎo)致局部高溫區(qū)的溫度逐漸下降,因而噴管上、下壁面的“熱斑”范圍繼續(xù)增大,但“熱斑”溫度值沒(méi)有明顯升高。

綜上所述,S彎噴管的壁面“熱斑”特征由排氣混合器結(jié)構(gòu)與S形圓轉(zhuǎn)方構(gòu)型共同決定。S彎噴管型面沿縱向發(fā)生較大彎曲,且高度沿流向逐漸降低。波瓣混合器誘導(dǎo)產(chǎn)生的流向渦是S彎噴管壁面“熱斑”形成的直接動(dòng)因。流向渦在復(fù)雜噴管構(gòu)型約束下沖擊第二彎通道及等直段的上、下壁面,形成“帶狀熱斑”?！盁岚摺眳^(qū)域?qū)?yīng)噴管近壁面的高渦量區(qū)。該區(qū)域下壁面附近的渦量相比上壁面貼壁作用更強(qiáng),下壁面“熱斑”的溫度峰值相比上壁面增加25.1%,溫度峰值為867 K。而噴管下壁面的平均溫度為512 K,僅比上壁面高出7.1%。在第二彎附近區(qū)域,“熱斑”特征的變化最顯著。

2.3 S彎噴管的尾焰特征

圖17給出了雙涵道S彎噴管出口下游的對(duì)稱面靜溫分布。在超臨界落壓比條件下,噴管出口氣流處于欠膨脹狀態(tài),因而出口下游出現(xiàn)膨脹波-激波交替的復(fù)雜波系結(jié)構(gòu),尾焰核心區(qū)呈現(xiàn)高溫區(qū)與低溫區(qū)交錯(cuò)排列的分布特征。由于氣流的能量沿流向逐漸耗散,該分布特征變得逐漸模糊,且尾焰溫度沿流向逐漸降低。

圖17 噴管出口下游的對(duì)稱面靜溫分布

雙涵道S彎噴管出口下游的尾焰特征與噴管出口截面上的溫度分布密切相關(guān)。根據(jù)上述分析,由于噴管截面的橫向擴(kuò)張以及中心區(qū)域流向渦的作用,噴管出口截面的高溫核心區(qū)形狀為“鯨魚(yú)尾”形,因而在橫向?qū)ΨQ面的中心區(qū)域出現(xiàn)1股冷流,它將原本位于中心區(qū)域的高溫噴流分隔為2股寬度較大的熱流。此外,S彎噴管型面沿流向逐漸擴(kuò)張,波瓣混合器誘導(dǎo)產(chǎn)生的流向渦的橫向運(yùn)動(dòng)十分劇烈,卷吸著內(nèi)涵高溫?zé)崃飨蛲鈧?cè)擴(kuò)散,并在截面E處開(kāi)始入侵噴管側(cè)壁面。因此,噴管出口下游橫向?qū)ΨQ面兩側(cè)均出現(xiàn)一股溫度較低的熱流。

雙涵道S彎噴管出口下游沿程截面的溫度分布如圖18所示。可以看到,由于高溫噴流與大氣冷流的持續(xù)摻混,沿程截面上的高溫核心區(qū)范圍沿流向逐漸減小,溫度逐漸降低。在X/D=3.1的截面上,高溫核心區(qū)與噴管出口截面類似,為“鯨魚(yú)尾”形,周圍沿環(huán)形分布多塊局部高溫區(qū)。當(dāng)流動(dòng)發(fā)展至截面X/D=4.4時(shí),“鯨魚(yú)尾”形高溫核心區(qū)被冷流分割為兩部分,由于尾噴流呈矩形分布,核心區(qū)上、下側(cè)的熱流與大氣冷流的接觸面積較大,摻混作用更加充分,因而截面上、下側(cè)的局部高溫區(qū)消失。流動(dòng)進(jìn)一步發(fā)展至截面X/D=5.7,高溫核心區(qū)與周圍的局部高溫區(qū)開(kāi)始融合,且表現(xiàn)為橢圓形特征。隨著流動(dòng)繼續(xù)向下游延伸,經(jīng)過(guò)摻混的低溫?zé)崃鞲叨戎饾u增大,當(dāng)X/D=9.5時(shí),高溫核心區(qū)消失,截面上的低溫?zé)崃鞣植冀茍A形特征。因而可以得出,二元截面出口噴出的高溫?zé)崃鹘?jīng)過(guò)與大氣的摻混,最終表現(xiàn)為圓形特征。

圖18 噴管出口下游沿程截面的靜溫分布

3 結(jié) 論

本文揭示了雙涵道S彎噴管內(nèi)/外流場(chǎng)的溫度分布特征,明晰了壁面溫度分布及尾焰特征形成的流動(dòng)機(jī)理,得出了如下結(jié)論:

1) 開(kāi)展了雙涵道S彎噴管縮比模型的冷態(tài)實(shí)驗(yàn),測(cè)量了噴管對(duì)稱面壁面的靜壓分布,獲取了噴管出口下游的噴流特征,并與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比,有效驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。

2) S彎噴管的壁面“熱斑”特征,即局部高溫區(qū),由排氣混合器結(jié)構(gòu)與S形圓轉(zhuǎn)方構(gòu)型共同決定。波瓣混合器誘導(dǎo)產(chǎn)生的流向渦是噴管壁面“熱斑”形成的直接動(dòng)因,它卷吸著高溫?zé)崃鳑_擊噴管壁面形成“熱斑”,“熱斑”區(qū)域?qū)?yīng)噴管近壁面的高渦量區(qū)。

3) S彎噴管結(jié)構(gòu)沿縱向彎曲且型面持續(xù)收縮,波瓣混合器產(chǎn)生的流向渦在復(fù)雜幾何構(gòu)型約束下沖擊噴管第二彎通道及等直段的上、下壁面,形成“帶狀熱斑”。由于該區(qū)域下壁面附近的渦量相比上壁面更高,且貼壁作用更強(qiáng),下壁面“熱斑”的溫度峰值相比上壁面增加25.1%,達(dá)到867 K。由于下壁面的局部高溫區(qū)范圍較小,下壁面的平均溫度僅比上壁面高7.1%。

4) S彎噴管截面的橫向擴(kuò)張以及中心區(qū)域流向渦的存在導(dǎo)致出口截面上形成“鯨魚(yú)尾”形高溫核心區(qū),尾焰核心區(qū)表現(xiàn)為2股較寬的高溫噴流,由于流向渦的橫向運(yùn)動(dòng),尾焰核心區(qū)兩側(cè)出現(xiàn)溫度較低的熱流;尾焰中心線上的溫度下降速率因內(nèi)/外流溫差減小而逐漸降低;二元出口沿縱向的氣流摻混程度明顯高于橫向摻混,因而噴出的高溫?zé)崃髟诔隹谙掠巫罱K表現(xiàn)為圓形特征。