蔣建峰,征建生

(1.蘇州工業(yè)園區(qū)服務外包職業(yè)學院,江蘇 蘇州 215123;2.南京郵電大學計算機學院,江蘇 南京 210000;3.中國船舶集團有限公司第七〇三研究所無錫分部,江蘇 無錫 225700)

1 引 言

為了滿足未來戰(zhàn)斗機更加寬泛的性能要求[1],對能夠同時實現(xiàn)戰(zhàn)機俯仰與偏航控制的球面收斂二元矢量噴管研究逐漸得到大家的關注[2-3]。

目前國內(nèi)外針對此類型噴管開展了一系列的研究。針對氣動性能的研究,黃章斌和黃宏艷[4-6]等各自利用模型試驗和數(shù)值模擬手段對球面收斂收擴噴管進行了研究,考察了俯仰角、偏航角和喉道寬高比等尺寸參數(shù)對性能的影響。

鋸齒的加入主要為縮短噴流核心區(qū)的長度,同時增大了對內(nèi)部高溫部件的遮擋,在噴管矢量偏轉時可以有效降低噴管的紅外輻射特征,達到保護戰(zhàn)機的目的。針對鋸齒或突片作用原理的研究逐漸的得到研究人員的探索[7-8]。楊智惠等試驗研究了突片對噴管氣動和紅外輻射抑制效果,結果表明突片會造成推理系數(shù)下降,后向紅外輻射強度有效降低10 %～20 %。

本文針對全尺寸單鋸齒排氣系統(tǒng)進行數(shù)值仿真,分析噴管紅外特性、氣動性能分別受噴管尾部鋸齒結構及噴管俯仰動作的影響規(guī)律。

2 物理模型

本文研究的排氣系統(tǒng)主要包含內(nèi)外涵道、涵道混合器、中心錐體、火焰穩(wěn)定器、球面收斂段和二元擴張段如圖1所示。

1-內(nèi)涵；2-外涵；3-混合器； 4-中心錐；5-火焰穩(wěn)定器；6-球面收斂段；7-噴管擴張段

模型總長度約為2.5 m,寬(W)高(H)比為2,如圖2(a)所示。圖2(a)為本文研究的基準噴管,在噴管出口分別采用不同齒頂角,分別為60°、90°和120°。鋸齒底邊與出口寬度一致,采用等腰三角形形狀,改變鋸齒的頂角β。

圖2 鋸齒噴管示意圖

3 數(shù)值計算方法

3.1 網(wǎng)格劃分與邊界條件

網(wǎng)格劃分采用ANSYS-ICEM軟件。整體采用非結構化網(wǎng)格以應對排氣系統(tǒng)內(nèi)部復雜型面。為對計算模型進行網(wǎng)格獨立性測試,通過改變排氣系統(tǒng)壁面附近網(wǎng)格的疏密和尾跡外場的網(wǎng)格尺寸,劃分計算域網(wǎng)格數(shù)目分別為200萬,3500萬,513萬,602萬和816萬。對比計算結果和計算時間,選定計算網(wǎng)格數(shù)目為602萬。

進口邊界條件采用質量流量進口,其中外涵入口流量為50 kg/s,總溫為400 K,內(nèi)涵入口燃氣流量設為80 kg/s,總溫為1100 K。為了進行噴管紅外輻射計算,在進行流場仿真時考慮流體組分,其中外涵為標準大氣,內(nèi)涵為燃燒后的燃氣,成分僅考慮二氧化碳和水蒸氣,質量占比分別為0.233和0.767。外場邊界為壓力出口,環(huán)境壓力101325 Pa和環(huán)境溫度300 K。固體壁面采用無滑移固壁邊界條件,排氣系統(tǒng)內(nèi)部各部件設定為流-固耦合面,壁面的發(fā)射率設為0.75[9]。

采用標準k-ε湍流模型、近壁區(qū)采用標準壁面函數(shù)進行湍流流場分析。流動傳熱控制方程采用二階迎風差分格式離散,各變量的收斂精度均設為10-6,壓力與速度耦合采用SIMPLE算法[10]。

3.2 紅外輻射特性計算

本文采用正反射線蹤跡法計算排氣噴流和噴管內(nèi)部的3～5 μm波段紅外輻射,詳細計算方法參考文獻[11]。在噴管出口中心線所在的水平面和垂直面上分別取距離噴管出口中心的探測點,探測距離設為60 m。出口中心線為0°位置,探測點具體分布詳見圖3。大氣對紅外輻射特性的影響本次計算暫未考慮。

圖3 紅外輻射探測點的空間分布示意圖

4 計算結果及分析

4.1 氣動特性

圖4為噴管出口下游熱噴流的馬赫數(shù)分布。60°頂角鋸齒結構延長了噴管擴張段的長度,增加了擴張段面積,尾流由于鋸齒的存在,射流張角增大。鋸齒的存在使得噴管熱噴流可以在鋸齒部分繼續(xù)膨脹,但是因為進口條件沒有改變,沒有足夠的壓力使得速度繼續(xù)增加,在出口處存在一道激波用來使流體速度升高。

90°頂角和120°鋸齒擴張段長度同樣被加長,但是面積比60°鋸齒降低。熱噴流也會在鋸齒中繼續(xù)膨脹,由于面積減小,所需要的膨脹壓力降低,這道激波造成的損失減小。90°鋸齒低壓區(qū)域分布面積減小,正激波位置在鋸齒外,且激波強度降低,高壓分布區(qū)域面積降低。隨著噴管偏轉角度的增大,低壓區(qū)的范圍逐漸降低。

比較噴管出口下游馬赫數(shù)的衰減速度可以發(fā)現(xiàn)隨著齒頂角的增大,衰減速度逐漸降低,這是由于尾噴流的膨脹程度逐漸降低,動能衰退速度變慢導致。

對于排氣系統(tǒng)而言,推力系數(shù)是反應矢量噴管排氣系統(tǒng)氣動性能的主要參數(shù)之一。針對考慮內(nèi)、外涵進氣的排氣系統(tǒng),其定義如下:

噴管推力系數(shù)Cv:

Cv=F/Fi

(1)

式中,F是噴管實際推力；Fi是通過一維等熵公式計算出的理論推力。

圖5為各類型鋸齒噴管在不同俯仰角下推力系數(shù)變化圖?？梢钥闯?加裝了鋸齒結構噴管后推力系數(shù)比常規(guī)噴管小。這是由于增加了鋸齒結構,尾噴流摻混能力加強,噴管的推力系數(shù)有一定程度的降低。推力系數(shù)隨著頂角的增大先減小后增大。隨著下俯矢量角的增加,推力系數(shù)均有所下降,但是齒頂角90°噴管對推力系數(shù)的影響較大。

圖5 排氣系統(tǒng)氣動性能的影響

4.2 氣體紅外輻射特性對比

圖6為不同俯仰角時鋸齒修型噴管和基準噴管在水平方向熱噴流各個探測方向3～5 μm波段熱噴流紅外輻射強度與基準噴管熱噴流紅外輻射強度峰值的比值(Ir)。

圖6 熱噴流3～5 μm波段紅外輻射強度對比值

從圖6中可以看出無偏轉時水平方向在熱噴流紅外輻射空間分布呈現(xiàn)明顯的雙峰形狀,這是由于氣體的輻射和吸收在整個氣體容積中進行的,在中間90°位置,雖然燃氣輻射大,但同時氣體的吸收也大,因而被探測到得值較低。在處于對稱位置的80°與100°的測點處可以探測到最高的熱噴流輻射。無偏轉時可以看出鋸齒對熱噴流的影響較小。隨著矢量偏轉時,雙峰結構逐漸減弱。偏轉20°時,60°頂角鋸齒噴管熱噴流輻射形狀與其他鋸齒不同,這是由于鋸齒面積過大而遮擋了部分尾流核心區(qū)輻射。與原始噴管相比,90°探測點探測的數(shù)值差距隨著偏轉矢量角的增大而加大,從無偏轉時的3.7 %到20°偏轉時的41.5 %?？傮w來看,鋸齒對熱噴流的影響效果隨頂角的增大而減弱。

從圖6(c)中可以看出原始噴管在發(fā)生矢量偏轉時,“雙峰”結構逐漸消失,這意味著90°測點處氣體容積輻射效果減弱,測點逐漸遠離氣體溫度核心區(qū)。20°矢量偏轉后90°測點位置數(shù)值降20.2 %。而加裝鋸齒結構噴管隨著偏轉矢量角度的增加,也同樣保持的這樣的規(guī)律,但推遲了雙峰結構的消失。20°矢量偏轉后90°位置探測到的輻射強度下降34.2 %。

4.3 總體紅外輻射特性對比

圖7為不同俯仰角下噴管在水平方向各個探測方向3～5μm波段總體紅外輻射強度與基準噴管總體紅外輻射強度峰值的比值(Ir)?？傮w紅外輻射由內(nèi)部高溫部件、壁面以及氣體輻射組成。

從圖7(a)中可以看出鋸齒的增加在無偏轉矢量角時,鋸齒噴管與原始噴管無明顯差別。在噴管發(fā)生矢量偏轉時,鋸齒噴管高溫部件輻射降低,且隨著頂角的增大輻射值也增大。這是因為鋸齒溫度比噴管內(nèi)部溫度低很多,主要起到遮擋高溫部件的作用。因而從圖中可以明顯看出來,隨著偏轉矢量角的增加不同鋸齒的差別逐漸顯現(xiàn)。鋸齒頂角越小,鋸齒面積越大,遮擋的高溫部件范圍也越多,因而被探測到得數(shù)值也越低,20°矢量偏轉時,60°頂角鋸齒數(shù)值突降。鋸齒內(nèi)部高溫部件遮擋住,內(nèi)部的高溫部件時輻射的主要來源,90°測點位置下降95 %,效果顯著,90°和120°頂角則分別降低25.6 %和12.3 %。

圖7 3～5 μm波段總體紅外輻射強度對比值

隨著噴管作矢量偏轉時,高溫部件紅外輻射強度逐漸減弱,且隨著偏轉矢量角的增大而降低。原始噴管在10°矢量角和20°矢量角偏轉時,峰值分別下降30.3 %和69.9 %。90°頂角鋸齒噴管則分別下降77.7 %和36.6 %?？梢婁忼X噴管在矢量偏轉時對高溫部件輻射偏轉時效果更好。

5 結 論

(1)與基準噴管相比,鋸齒的使用均會引起推力系數(shù)下降,同時90°齒頂角對噴管推力系數(shù)的影響要大于另外兩組齒頂角鋸齒噴管。

(2)單鋸齒噴管出口尾跡與基準噴管相比,速度核心區(qū)有所擴大,但是速度衰減更為快速。

(3)鋸齒對水平方向噴管中心向兩側15°方向內(nèi)尾跡紅外輻射強度有一定的影響,其余水平方向影響甚微。

(4)無偏轉的鋸齒噴管在水平方向上總體紅外輻射與基準噴管強度接近,鋸齒作用體現(xiàn)在噴管偏轉時。20°矢量偏轉時,水平方向90°探測角位置60°頂角鋸齒噴管下降95 %,90°和120°頂角則分別降低25.6 %和12.3 %。