塞錐后體氣膜冷卻對(duì)軸對(duì)稱塞式噴管紅外輻射和氣動(dòng)性能的影響

張靖周*,王旭,單勇

1.南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院 江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,南京 210016 2.先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)協(xié)同創(chuàng)新中心,北京 100191

航空發(fā)動(dòng)機(jī)排氣噴管是飛行器3～5μm波段的主要紅外輻射源,在紅外對(duì)抗日益增強(qiáng)的趨勢(shì)下,針對(duì)紅外輻射特征及其抑制技術(shù)的研究是發(fā)展高性能噴管的一個(gè)重要研究內(nèi)容[1]。

塞式噴管是一種典型的噴管結(jié)構(gòu)形式,在軍用運(yùn)輸機(jī)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)中已得到應(yīng)用。美國國家航空航天局(NASA)在20世紀(jì)70年代已對(duì)軸對(duì)稱塞式噴管的氣動(dòng)和傳熱特征進(jìn)行了系列的研究工作[2-3]。21世紀(jì)初期以來,國內(nèi)外研究人員對(duì)塞式噴管進(jìn)行了較為系統(tǒng)的氣動(dòng)性能研究[4-10],在塞錐結(jié)構(gòu)優(yōu)化、塞式噴管底部減阻、流場(chǎng)結(jié)構(gòu)組織等方面取得了很大的研究進(jìn)展,為改善塞式噴管氣動(dòng)性能、有效提升噴管推力水平提供了技術(shù)支持。相對(duì)于其他結(jié)構(gòu)形式的噴管(如軸對(duì)稱收擴(kuò)噴管、二元噴管、引射噴管、球面收斂矢量噴管、單邊膨脹噴管等)而言[11-17],針對(duì)塞式噴管的紅外輻射特性及其抑制研究報(bào)道很少。陳俊等[18-19]對(duì)軸對(duì)稱塞式噴管和二元塞式矢量噴管的紅外特性進(jìn)行了研究,指出必須對(duì)塞錐尾緣實(shí)施有效的壁面冷卻,才能體現(xiàn)塞式噴管的紅外抑制效果。

塞錐后體的結(jié)構(gòu)類似于帶加力的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室中心錐,對(duì)于噴管腔體中心錐氣膜冷卻及其紅外輻射抑制,國內(nèi)已有相關(guān)研究[20-22],但塞式噴管中的塞錐后體位于噴口截面下游,其冷卻作用所帶來的紅外抑制效果與噴管腔體存在較大的差異,同時(shí)塞錐后體的氣膜射流對(duì)于噴管的氣動(dòng)性能影響也需要開展深入的研究。

本文建立了一種軸對(duì)稱塞式噴管簡(jiǎn)化模型,通過數(shù)值模擬研究塞錐后體氣膜孔排布、噴射角度以及冷卻流量對(duì)排氣噴管總壓恢復(fù)系數(shù)、推力系數(shù)以及紅外輻射強(qiáng)度空間分布的影響。

1 物理模型

本文建立的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)軸對(duì)稱塞式噴管簡(jiǎn)化模型如圖1所示,鑒于所關(guān)注的問題是塞錐的氣膜冷卻及其對(duì)噴管紅外輻射特性的影響,所以在模型中未考察內(nèi)外涵氣流摻混以及噴管腔體內(nèi)的真實(shí)結(jié)構(gòu)等對(duì)氣流流場(chǎng)的影響,而是以假設(shè)內(nèi)外涵氣流充分摻混后的某一截面作為模型的進(jìn)口截面。上述模型簡(jiǎn)化的原因在于,塞錐后體多孔全覆蓋氣膜分析所需的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量很大,為此需要盡可能減少塞錐上游計(jì)算域的網(wǎng)格數(shù)量。

圖2為無冷卻塞錐的剖面結(jié)構(gòu)。塞錐后段壁面的氣膜冷卻結(jié)構(gòu)如圖3所示。冷卻空氣從假定的次流入口進(jìn)入,流經(jīng)夾層后從壁面上的氣膜孔流出,對(duì)塞錐表面進(jìn)行冷卻。取1/9扇區(qū)進(jìn)行氣膜冷卻數(shù)值模擬,氣膜孔直徑d均為1 mm。氣膜孔冷卻參數(shù)如表1所示,從塞錐尾緣頂點(diǎn)向錐底方向以一定的孔排間距進(jìn)行布置,每排遞增一個(gè)氣膜孔且每排氣膜孔均為周向均布。冷卻空氣流量按照噴管熱氣流量的百分比給定。

圖1 軸對(duì)稱塞式噴管簡(jiǎn)化模型Fig.1 Simplified model of axisymmetric plug nozzle

圖2 無冷卻塞錐結(jié)構(gòu)尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of plug geometry without cooling

圖3 塞錐冷卻結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of cooling structure of plug

表1 氣膜孔冷卻參數(shù)Table 1 Parameters of film-holes cooling

2 計(jì)算方法

采用Fluent-CFD軟件對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算?？紤]燃?xì)馀c固體壁面間的輻射換熱,在Fluent軟件中選用了離散坐標(biāo)(DO)輻射模型,所有壁面的發(fā)射率均設(shè)為0.7。

計(jì)算采用的邊界條件如下:主流入口的質(zhì)量流量為130 kg/s,總溫為920 K；冷卻氣流入口設(shè)為質(zhì)量流量進(jìn)口,按照冷卻空氣用量給定,同時(shí)假設(shè)冷卻空氣由外涵氣流提取,總溫設(shè)為480 K。由于噴管出口處的壓力并不是外界大氣壓力,且出口截面流動(dòng)并未充分發(fā)展,所以在尾噴口出口外選取一個(gè)足夠大的區(qū)域作為外場(chǎng)(軸向約30D0,周向約為10D0,D0的定義見圖2),外場(chǎng)邊界壓力值為外界大氣壓力,設(shè)為地面標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力,其他變量按流向偏導(dǎo)數(shù)為0處理。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(shè)定為流-固耦合面。

在計(jì)算時(shí)加入了組分輸運(yùn)模型以確定排氣系統(tǒng)的氣體組分分布。假設(shè)噴管內(nèi)涵入口氣體為完全燃燒的燃?xì)?成分主要是氮?dú)狻⒍趸己退魵?質(zhì)量百分比分別為0.706、0.209、0.085；外涵入口氣體為空氣,成分主要為氧氣和氮?dú)?質(zhì)量百分比分別為0.233、0.767。

采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型和近壁區(qū)標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行湍流流場(chǎng)分析。流動(dòng)與傳熱的控制方程采用二階迎風(fēng)差分格式離散,壓力與速度耦合采用SIMPLEC算法,各變量的收斂精度均設(shè)為10-6。

塞錐及其表面的氣膜孔是研究的重點(diǎn),所以對(duì)塞錐處的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密。圖4為網(wǎng)格獨(dú)立性實(shí)驗(yàn)時(shí),不同網(wǎng)格量下塞錐表面溫度的變化,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到400萬以上后,壓力、溫度、推力等計(jì)算結(jié)果變化很小,在±1.2%范圍內(nèi)波動(dòng),因此本文采用的網(wǎng)格量約為400萬。

從圖4中可以看出,塞錐表面溫度分布在塞錐后體表面的中間區(qū)域,溫度相對(duì)較低,這一趨勢(shì)與主流的流動(dòng)相關(guān)。圖5給出了噴流馬赫數(shù)Ma的分布云圖,由于主流在塞錐斜面上經(jīng)歷了膨脹加速、壓縮等過程,從而在塞錐后緣誘導(dǎo)出局部低靜溫區(qū)域,導(dǎo)致塞錐后體表面的中間區(qū)域溫度相對(duì)較低。計(jì)算所得到的塞錐后體表面溫度分布符合其流動(dòng)傳熱特征。

排氣噴管紅外輻射計(jì)算采用正反射線蹤跡法,詳細(xì)的計(jì)算方法參見文獻(xiàn)[23]?？紤]到軸對(duì)稱塞式噴管的軸對(duì)稱性,可以將氣膜冷卻下的1/9扇區(qū)的壁面溫度分析進(jìn)行周期性賦值得到整個(gè)錐面的壁溫分布；同時(shí)在紅外輻射強(qiáng)度空間分布特征的分析上,僅在鉛垂面0°～±90°范圍內(nèi)布置探測(cè)點(diǎn),探測(cè)角θ的0°方向正對(duì)噴管軸線。探測(cè)距離設(shè)為100 m,如圖6所示。

圖4 網(wǎng)格數(shù)對(duì)塞錐表面溫度的影響Fig.4 Effect of mesh amounts on temperature of plug surface

圖5 馬赫數(shù)分布云圖Fig.5 Mach number contour

圖6 探測(cè)位置分布示意圖Fig.6 Schematic diagram of detection position distribution

3 計(jì)算結(jié)果與討論

3.1 氣膜孔排布的影響

圖7為氣膜孔傾角為15°、冷卻空氣用量為3%時(shí),3種氣膜孔排布方式下的塞錐表面溫度分布。由圖可知,方式A的孔排間距最小、氣膜孔數(shù)最多,方式C的孔排間距最大、氣膜孔數(shù)最少。從溫度分布的趨勢(shì)分析,在塞錐后體近1/5的前端區(qū)域(軸向坐標(biāo)X對(duì)應(yīng)范圍為2.2～2.4 m),氣膜孔按方式A排布的壁面溫度要高于其他2種排布方式；而在塞錐后體其余部分,氣膜孔按方式A排布則可以得到更低的表面溫度。這是因?yàn)?在氣膜冷卻流量保持一致的條件下,方式A的單孔氣膜射流速度相對(duì)其他2種方式要小,因此氣膜孔陣列前排的氣膜射流在壁面上的延展流動(dòng)動(dòng)量較低,所形成的氣膜冷卻效果要低于其他2種氣膜孔排布方式；而在塞錐后體的中下游區(qū)域,方式A的致密多孔可以形成更為均勻的氣膜覆蓋,導(dǎo)致壁面的氣膜冷卻效果較其他2種氣膜孔排布方式得以提升。

圖7 氣膜孔排布對(duì)塞錐后體表面溫度分布的影響Fig.7 Effect of film-holes arrangement on temperature distribution on plug rear-body surface

圖8 為氣膜孔傾角為15°、冷卻空氣用量為3%時(shí),3種氣膜孔排布方式下的噴管相對(duì)紅外輻射強(qiáng)度分布。以塞錐無冷卻的噴管紅外輻射I0作為對(duì)比基準(zhǔn),塞錐的氣膜冷卻作用可以將噴管紅外輻射的峰值降低60%以上,其中氣膜孔排布方式A在60°～90°探測(cè)方位角范圍內(nèi)的紅外輻射抑制效果略微占優(yōu),而在較小的探測(cè)視角內(nèi)其紅外輻射抑制效果則略遜于其他2種氣膜孔排布方式,這與壁面的溫度分布特征是一致的。

圖9為氣膜孔傾角為15°、冷卻空氣用量為3%時(shí),3種氣膜孔排布方式下塞錐氣膜冷卻對(duì)噴管總壓恢復(fù)系數(shù)和推力系數(shù)的影響,噴管出口截面選取為圖2所示的輔助面。塞錐氣膜冷卻的塞式噴管的總壓恢復(fù)系數(shù)均有小幅降低,其中氣膜孔排布方式C的下降幅度最大。這是因?yàn)樵谙嗤睦鋮s空氣質(zhì)量流量下,氣膜孔數(shù)的減少使得單股氣膜射流向主流的穿透能力增強(qiáng),誘導(dǎo)的局部摻混損失增加且對(duì)主流近壁流場(chǎng)的擾動(dòng)加劇。氣膜冷卻塞式噴管的推力系數(shù)相比無冷卻噴管的降低幅度很小,僅為0.5%以內(nèi)。

綜合考察氣膜孔排布方式對(duì)噴管紅外輻射和氣動(dòng)性能的影響,小孔排間距的多孔氣膜冷卻排布方式更具優(yōu)勢(shì)。

圖8 氣膜孔排布對(duì)噴管紅外輻射強(qiáng)度分布的影響Fig.8 Effect of film-holes arrangement on infrared radiation intensity of plug nozzle

圖9 氣膜孔排布對(duì)噴管總壓恢復(fù)系數(shù)和推力系數(shù)的影響Fig.9 Effect of film-holes arrangement on total pressure recovery and thrust coefficients

3.2 氣膜孔傾角的影響

圖10 為在氣膜排布方式C下、冷卻空氣用量為3%時(shí),不同氣膜孔傾角下的塞錐表面溫度分布。在本文的氣膜孔傾角范圍內(nèi),氣膜孔傾角對(duì)塞錐表面溫度的影響不大。15°氣膜孔傾角可以使得氣膜射流具有更好的貼壁流動(dòng),塞錐后體表面溫度可以得到一定的降低,但相對(duì)于30°傾角氣膜孔的降溫效果并不顯著。

圖10 氣膜孔傾角對(duì)塞錐后體表面溫度分布的影響Fig.10 Effect of film-holes inclination angle on temperature distribution on plug rear-body surface

圖11 為在氣膜排布方式C下、冷卻空氣用量為3%時(shí),不同氣膜孔傾角對(duì)排氣系統(tǒng)總壓恢復(fù)系數(shù)和推力系數(shù)的影響。在本文的氣膜孔傾角范圍內(nèi),氣膜孔傾角對(duì)噴管總壓恢復(fù)系數(shù)和推力系數(shù)的影響可以忽略。

圖11 氣膜孔傾角對(duì)噴管總壓恢復(fù)系數(shù)和推力系數(shù)的影響Fig.11 Effect of film-holes inclination angle on total pressure recovery and thrust coefficients

氣膜孔傾角減小并沒有顯著降低塞錐后體表面溫度以及改善噴管的氣動(dòng)性能,卻由于氣膜孔長徑比大幅增加而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)制備的實(shí)現(xiàn)難度顯著加劇,因此塞錐表面的氣膜孔傾角宜選取更具工程實(shí)際應(yīng)用價(jià)值的30°傾角。

3.3 冷卻空氣用量的影響

圖12為在氣膜排布方式C下、氣膜孔傾角為30°時(shí),不同冷卻空氣用量下的塞錐表面溫度分布。對(duì)于塞錐后體提供1%主流質(zhì)量流量的冷卻空氣,塞錐表面的溫度降低幅度可以達(dá)到100～150 K。隨著冷卻空氣質(zhì)量流量增大,塞錐后體表面溫度明顯降低,冷卻空氣用量從1%增加到3%,塞錐后體表面溫度降低幅度為100 K左右。

圖12 冷卻空氣用量對(duì)塞錐后體表面溫度分布的影響Fig.12 Effect of cooling air usage on temperature distribution on plug rear-body surface

圖13 為在氣膜排布方式C下、氣膜孔傾角為30°時(shí),不同冷卻空氣用量下噴管相對(duì)紅外輻射強(qiáng)度分布。對(duì)塞錐后體提供1%主流質(zhì)量流量的冷卻空氣,噴管紅外輻射強(qiáng)度下降50%左右；冷卻空氣用量比增大至3%,噴管紅外輻射強(qiáng)度相對(duì)無冷卻時(shí)降幅達(dá)到60%以上。

圖13 冷卻空氣用量對(duì)噴管紅外輻射強(qiáng)度分布的影響Fig.13 Effect of cooling air usage on infrared radiation intensity distribution of plug nozzle

冷卻空氣用量的增加在獲取更強(qiáng)的噴管紅外輻射抑制效果的同時(shí),也會(huì)帶來一些較大的總壓損失,如圖14所示。當(dāng)冷卻空氣用量從2%提高至3%時(shí),總壓恢復(fù)系數(shù)降低的幅度幾乎是冷卻空氣用量從1%提高至2%時(shí)的3倍,相對(duì)無冷卻噴管降低了3%；相對(duì)而言,冷卻空氣用量對(duì)噴管推力系數(shù)的影響則非常微弱。

圖14 冷卻空氣用量對(duì)噴管總壓恢復(fù)系數(shù)和推力系數(shù)的影響Fig.14 Effect of cooling air usage on total pressure recovery and thrust coefficients

綜合考察氣膜冷卻空氣用量對(duì)噴管紅外輻射和氣動(dòng)性能的影響,冷卻空氣用量不宜超過2%。

4 結(jié) 論

1)氣膜孔排布方式的影響較為顯著。在相同的冷卻空氣用量下,小孔排間距的多孔氣膜冷卻排布方式在取得近乎相同的紅外輻射抑制效果的同時(shí),總壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)無冷卻噴管時(shí)下降幅度要明顯小于大孔排間距的排布方式。

2)在相同的冷卻空氣用量和氣膜孔排布方式下,氣膜孔傾角從30°減小至15°,對(duì)塞錐后體表面溫度的降低以及噴管總壓恢復(fù)系數(shù)的改善效果微弱。

3)冷卻空氣用量的影響顯著。對(duì)塞錐后體提供1%主流質(zhì)量流量的冷卻空氣,噴管紅外輻射強(qiáng)度相對(duì)無冷卻噴管下降約50%；冷卻空氣用量增大至3%,噴管紅外輻射強(qiáng)度下降60%以上；當(dāng)冷卻空氣用量從2%提高至3%時(shí),總壓恢復(fù)系數(shù)降低的幅度幾乎是冷卻空氣用量從1%提高至2%時(shí)的3倍。

4)塞錐后體的氣膜冷卻對(duì)噴管推力系數(shù)的影響十分微弱,可以忽略。

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