改型對劍形深波谷交變波瓣噴管射流摻混的作用

盛志強(qiáng) 黃沛霖 姬金祖 王 英

(北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京100191)

波瓣噴管射流摻混效率高，引起的流動損失?。?］，用于航空發(fā)動機(jī)排氣系統(tǒng)可增加推重比、降低油耗［2］、抑制噪聲［3］和紅外輻射［4］.大量研究表明扇形處理可提高波瓣噴管摻混性能［5-9］，斜切處理在促進(jìn)摻混的同時能夠減小流動損失［10-11］，而波谷深淺交替排列的交變波瓣噴管［12-15］相比常規(guī)波瓣噴管扇形處理在某些方面如噪聲抑制上更為優(yōu)異［13］.因此，結(jié)合現(xiàn)有交變波瓣噴管［12-15］的特點對基準(zhǔn)波瓣噴管進(jìn)行處理，設(shè)計了一種新型波瓣噴管——劍形深波谷交變波瓣噴管.本文將研究扇形處理和斜切處理對劍形深波谷交變波瓣噴管射流摻混的作用，以期進(jìn)一步提高其摻混性能.

1 幾何模型

圖1所示為引射混合模型，圖中波瓣噴管為基準(zhǔn)波瓣噴管(BLN，Baseline Lobed Nozzle).噴管入口為環(huán)形截面，內(nèi)圓直徑210 mm，外圓直徑400 mm.噴流繞流整流錐由環(huán)形截面過渡到圓形截面，整流錐長262.5 mm.波瓣外瓣角12.1°，內(nèi)瓣角12.9°，噴管出口距噴管入口截面600 mm，當(dāng)量直徑d=400mm，波峰處直徑550mm，波谷處直徑240 mm.直混合管直徑D=700 mm，入口在基準(zhǔn)波瓣噴管出口前100 mm，出口在基準(zhǔn)波瓣噴管出口后1050 mm，混合段長徑比L/D=1.5.

圖1 基準(zhǔn)波瓣引射混合模型尺寸參數(shù)Fig.1 Geometry dimensions of the baseline lobed mixer

圖2a為劍形深波谷交變波瓣噴管(SwALN，Sword Alternating Lobed Nozzle)，圖2b為劍形深波谷交變波瓣噴管扇形處理1(S1SwALN，Scalloped No.1 Sword Alternating Lobed Nozzle)，圖2c為劍形深波谷交變波瓣噴管扇形處理2(S2SwALN，Scalloped No.2 Sword Alternating Lobed Nozzle)，圖2d為劍形深波谷交變波瓣噴管斜切處理1(Sc1SwALN，Scarfed No.1 Sword Alternating Lobed Nozzle)，圖2e為劍形深波谷交變波瓣噴管斜切處理 2(Sc2SwALN，Scarfed No.2 Sword Alternating Lobed Nozzle).圖中噴管出口處虛卷繞線為改型前出口形狀，實卷繞線為改型后出口形狀.

圖2 各交變波瓣噴管模型尺寸參數(shù)Fig.2 Geometry dimensions of each alternating lobed nozzle

以基準(zhǔn)波瓣波峰為起點傾斜40°切除部分波谷和側(cè)壁，再每隔一個波谷在新的波谷處圓滑連接一斜刺向軸心的劍形擾流片，即形成劍形深波谷交變波瓣，深波谷處直徑150 mm，淺波谷處直徑293.7 mm，波峰處直徑不變.圖3中曲線S1，S2分別為扇形處理1，2切除線，直線Sc1，Sc2分別為斜切處理1，2切除線.扇形處理只切除部分側(cè)壁，斜切處理切除部分側(cè)壁和波峰.斜切處理1波峰處直徑變?yōu)?02.4 mm，斜切處理2波峰處直徑變?yōu)?75.4 mm.斜切處理后波峰處軸向位置更靠前，為了減小波峰和混合管入口軸向相對位置對次流進(jìn)氣的影響，分別將混合管入口沿軸向往前延伸到各斜切處理波峰前100 mm(見圖3標(biāo)注)，以保持所有模型的波峰與混合管入口的軸向距離一致.

圖3 扇形處理、斜切處理對比Fig.3 Comparison of scalloping and scarfing

2 數(shù)值模型及驗證

2.1 數(shù)值模型

數(shù)值模擬模型如圖4所示，因波瓣噴管外形復(fù)雜，整個流場區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分.從壁面外推3層附面層網(wǎng)格，最內(nèi)層厚0.05 mm.在速度、溫度變化劇烈區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，加密區(qū)網(wǎng)格面邊長最大值在15 mm左右，這樣能比較精確地捕捉流向渦.加密區(qū)網(wǎng)格數(shù)在2000萬以上，加密區(qū)外網(wǎng)格數(shù)為200萬左右.

圖4 數(shù)值模擬模型Fig.4 Numerical model

數(shù)值模擬使用FLUENT軟件，湍流模型采用SST k-ω模型，壓力與速度耦合為SIMPLE算法，離散格式都設(shè)為二階.遠(yuǎn)場邊界條件為壓力入口和壓力出口，參考壓力101 325 Pa，溫度300 K，湍流強(qiáng)度5%;噴管入口為速度入口，設(shè)定噴流速度125m/s，溫度850K，湍流強(qiáng)度5%;壁面為絕熱壁，未采用輻射模型，只是加入能量方程，這樣得到的溫度場能精確反映摻混流場，可以溫度分布作為摻混效率的評價指標(biāo)量.

2.2 數(shù)值模型驗證

Hu等人［16］對一個六波瓣噴管做了一系列粒子速度成像實驗，依據(jù)文獻(xiàn)［16］中的幾何參數(shù)建立六波瓣噴管模型.網(wǎng)格劃分方式與數(shù)值模型一樣，但隨尺寸變化對網(wǎng)格大小進(jìn)行調(diào)整.噴管入口噴流溫度設(shè)為300 K，速度與實驗一致，湍流模型分別采用SST k-ω模型和Realizable k-e模型，其余計算設(shè)置與數(shù)值模型保持一致.

圖5為計算結(jié)果與實驗結(jié)果的對比，由圖可見，采用SST k-ω模型計算所得結(jié)果除波峰尾流區(qū)主流速度大于實驗值以外，無論是速度矢量還是速度分布規(guī)律都與實驗結(jié)果相符，尤其核心區(qū)速度大小和范圍都與實驗結(jié)果較一致，說明本文所用數(shù)值模型具有一定的精確性，計算結(jié)果可信.而采用Realizable k-e模型不僅波峰尾流區(qū)主流速度大于實驗值，且速度分布規(guī)律尤其核心區(qū)范圍與實驗結(jié)果存在較大差異.

圖5 波瓣噴管計算結(jié)果與實驗結(jié)果Fig.5 Numerical and experimental results of lobed nozzle

3 結(jié)果分析

3.1 引射流量比

一般用引射流量比Φ衡量波瓣噴管的引射能力:

式中，ms為次流質(zhì)量流量;mp為主流質(zhì)量流量.

各交變波瓣的引射流量比見表1，ΔΦ為Φ相對變化量.可見扇形處理后引射流量比變化較小，斜切處理1減小4.4%，斜切處理 2減小3.4%.

表1 引射流量比及其相對變化Table 1 Pumping ratio and relative variation

3.2 總壓恢復(fù)系數(shù)

總壓恢復(fù)系數(shù)σ的大小反映了射流摻混過程中引起的流動損失的多少:

圖6為各交變波瓣沿程截面總壓恢復(fù)系數(shù)，橫坐標(biāo)x/d為軸向離基準(zhǔn)波瓣出口截面的距離與基準(zhǔn)波瓣出口當(dāng)量直徑之比.總的來看，隨著摻混的進(jìn)程總壓恢復(fù)系數(shù)逐漸減小，在1.0d之前減小幅度較大，在1.5d之后變得平緩.由圖6可知扇形處理前后總壓恢復(fù)系數(shù)變化不大，而斜切處理可減小流動損失.

圖6 各交變波瓣沿程截面總壓恢復(fù)系數(shù)Fig.6 Total pressure recovery coefficient along the axis of each alternating lobed nozzle

3.3 熱混合效率

可用熱混合效率ηtr［17］評價波瓣噴管的摻混效率:

式中，Tp為噴管入口處主流溫度;Ts為摻混前次流溫度;Tm為摻混流體溫度;TM為主、次流完全摻混后的溫度:

圖7為各交變波瓣沿程截面熱混合效率，隨著主、次流的摻混，熱混合效率不斷的增大，在1.0d之前增大較快，在1.5d之后放緩，增大量在流動過程中一直在減小.圖中，0.25d～1.5d所有改型的熱混合效率都有提高，0.75d～2.5d斜切處理提高熱混合效率的作用強(qiáng)于扇形處理.

圖7 各交變波瓣沿程截面熱混合效率Fig.7 Thermal mixing efficiency along the axis of each alternating lobed nozzle

結(jié)合圖6、圖7中總壓恢復(fù)系數(shù)和熱混合效率的變化可知各交變波瓣的射流摻混主要發(fā)生在1.5d之前.1.5d處各交變波瓣的總壓恢復(fù)系數(shù)和熱混合效率見表2.

表2 各交變波瓣1.5d處總壓恢復(fù)系數(shù)和熱混合效率Table 2 Total pressure recovery coefficient and thermal mixing efficiency at 1.5d of each alternating lobed nozzle

圖8為各交變波瓣750 K溫度等值面及1.5d處溫度分布，由圖8a可見劍形深波谷交變波瓣在波峰尾流區(qū)摻混速度仍不夠快，而核心區(qū)主流仍需較長距離才能被完全摻混.隨著扇形處理和斜切處理各自改型程度的增加，波峰尾流區(qū)摻混速度變快，而核心區(qū)主流完全摻混所需距離略有增加.

圖8 各交變波瓣750 K溫度等值面及1.5d處溫度分布Fig.8 750 K temperature iso-surface and temperature contours at 1.5d of each alternating lobed nozzle

3.4 流向渦與正交渦

在主、次流速度比遠(yuǎn)大于1的情況下，主導(dǎo)摻混進(jìn)程的決定因素是流向渦與正交渦的相互作用及變化［18］.這里引入流向渦無量綱平均渦量 ωx和正交渦無量綱平均渦量ωn以方便比較各方案射流摻混過程中的流向渦量和正交渦量:

式中，D為混合管直徑;up為噴管入口處主流速度;u為摻混流體x方向速度;v為摻混流體y方向速度;w為摻混流體z方向速度.

圖9、圖10分別為各交變波瓣沿程截面流向渦、正交渦無量綱平均渦量.0.25d處各交變波瓣的初始流向渦和正交渦無量綱平均渦量如表3所示.

圖9 各交變波瓣沿程截面流向渦無量綱平均渦量Fig.9 Nondimensional average streamwise vorticities along the axis of each alternating lobed nozzle

圖10 各交變波瓣沿程截面正交渦無量綱平均渦量Fig.10 Nondimensional average normal vorticities along the axis of each alternating lobed nozzle

由圖9可見在摻混過程中，各交變波瓣流向渦在不斷衰減.0.25d～0.75d衰減較快，之后衰減速度變慢.圖10中，劍形深波谷交變波瓣、扇形處理1、扇形處理2、斜切處理1正交渦的變化，為一個明顯的↘↗↘過程，0.25d～0.75d衰減較快，1.5d～2.0d正交渦量大于1.0d處和2.5d處.斜切處理0.25d～1.0d正交渦衰減都較快，斜切處理2只在2.0d正交渦量稍大于1.5d處和2.5d處.由圖8各交變波瓣1.5d處溫度分布可見，劍形深波谷交變波瓣、扇形處理1、扇形處理2、斜切處理1波峰尾流區(qū)未完全摻混主流在1.5d附近擠壓附壁.相對劍形深波谷交變波瓣，扇形處理更早擠壓附壁而斜切處理1更晚.擠壓附壁未完全摻混主流的多少，為劍形深波谷交變波瓣＞扇形處理1＞扇形處理2＞斜切處理1，斜切處理2基本沒有擠壓附壁這一過程.各交變波瓣1.5d附近流向渦、正交渦的變化體現(xiàn)了擠壓附壁的影響.

表3 各交變波瓣0.25d處流向渦無量綱平均渦量、正交渦無量綱平均渦量Table 3 Nondimensional average streamwise vorticities and nondimensional average normal vorticities at 0.25d of each alternating lobed nozzle

圖11為各交變波瓣在0.25d處速度矢量、溫度分布及軸向速度分布，圖中用溫度分布來定義速度矢量的顏色，速度矢量縮比因子等設(shè)置保持一致.由圖可分析主、次流的分布與流向渦、正交渦形態(tài)的關(guān)系以及流向渦、正交渦的相互作用.

圖11a主流繞流劍形深波谷在深波谷端兩側(cè)形成近圓形流向渦，深波谷端流向渦卷吸深波谷與淺波谷之間的主流往兩側(cè)偏轉(zhuǎn)，受主流偏轉(zhuǎn)的作用，深波谷側(cè)側(cè)壁尾流區(qū)流向渦狹長而淺波谷側(cè)側(cè)壁尾流區(qū)流向渦飽滿.與此同時，主流軸向速度高于壓力驅(qū)動的次流軸向速度，主、次流交接面因黏性而受剪切力的作用形成正交渦.

圖11中A為淺波谷側(cè)側(cè)壁尾流區(qū)流向渦，B為深波谷側(cè)側(cè)壁尾流區(qū)流向渦，C為側(cè)壁尾流區(qū)摻混和未摻混主流過渡區(qū)，D為波峰尾流區(qū)摻混氣流，C和D之間為側(cè)壁尾流區(qū)和波峰尾流區(qū)未摻混的高溫高速主流.對比各交變波瓣淺波谷側(cè)和深波谷側(cè)側(cè)壁尾流區(qū)流向渦的形態(tài)、波峰尾流區(qū)摻混氣流的軸向速度梯度、側(cè)壁尾流區(qū)和波峰尾流區(qū)未摻混高溫高速主流區(qū)域大小，可以發(fā)現(xiàn)扇形處理和斜切處理對射流摻混流場的作用.

圖11 各交變波瓣0.25d處速度矢量、溫度分布及軸向速度分布Fig.11 Contours of velocity vector，temperature and axes velocity at 0.25d of each alternating lobed nozzle

扇形處理使側(cè)壁尾流區(qū)摻混提前而使淺波谷側(cè)和深波谷側(cè)側(cè)壁尾流區(qū)流向渦更飽滿，側(cè)壁尾流區(qū)和波峰尾流區(qū)未摻混高溫高速主流區(qū)域更小，側(cè)壁尾流區(qū)摻混有所加速.斜切處理的側(cè)壁尾流區(qū)摻混也提前，因波峰位置更靠前，徑向向外的主流受次流影響其向外的偏角減小，淺波谷側(cè)側(cè)壁尾流區(qū)流向渦更飽滿但強(qiáng)度更弱，而深波谷側(cè)側(cè)壁尾流區(qū)流向渦形態(tài)改變不明顯，側(cè)壁尾流區(qū)和波峰尾流區(qū)未摻混高溫高速主流區(qū)域大小介于劍形深波谷交變波瓣和扇形處理之間，說明側(cè)壁尾流區(qū)摻混比扇形處理慢但仍快于劍形深波谷交變波瓣，而波峰位置更靠前波峰尾流區(qū)摻混提前，其軸向速度梯度明顯更小.在側(cè)壁尾流區(qū)主流被快速摻混后，波峰尾流區(qū)更快速地?fù)交焓剐鼻刑幚?.75d～2.5d的熱混合效率高于扇形處理.受側(cè)壁尾流區(qū)摻混加速影響，沿深波谷通道刺入的次流溫度有所升高，從而使核心區(qū)主流完全摻混所需距離略有增加.

4 結(jié)論

1)對于劍形深波谷交變波瓣，斜切處理促進(jìn)摻混能力好于扇形處理，扇形處理后引射能力和流動損失基本不變，斜切處理后引射能力和流動損失稍有減小.

2)對于劍形深波谷交變波瓣，隨著扇形處理和斜切處理各自改型程度的增加，波峰尾流區(qū)摻混變快，而核心區(qū)完全摻混所需距離略有增加.

3)就劍形深波谷交變波瓣及其扇形處理、斜切處理改型來說，流向渦的形態(tài)對摻混效率的影響大于流向渦的強(qiáng)弱.

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