雙涵道S彎噴管內/外流場的溫度分布研究

孫鵬, 周莉, 王占學, 史經(jīng)緯

(西北工業(yè)大學 動力與能源學院, 陜西 西安 710072)

航空發(fā)動機的排氣系統(tǒng)在真實工作狀態(tài)下會噴射出大量高溫氣體,釋放出顯著的紅外信號,因而成為各類紅外探測器及制導武器的主要追蹤目標[1]。S彎噴管是一種大曲率、多彎、圓轉方構型的排氣管道,它能夠實現(xiàn)對發(fā)動機內部高溫部件的完全遮擋,并縮短噴管尾焰長度,從而有效降低航空發(fā)動機的紅外輻射特征[2-3],提高作戰(zhàn)飛機的隱身性能[4]?；谡鎸崪u扇發(fā)動機的S形排氣系統(tǒng)在常規(guī)工作狀態(tài)下,S彎噴管的復雜幾何構型與排氣混合器結構共同作用導致噴管內/外流場的溫度分布十分復雜,從而顯著影響其紅外輻射特征,并可能誘發(fā)S彎噴管結構的局部熱變形。關注雙涵道S彎噴管的壁面溫度分布及出口下游的尾焰特征,探究相關流動特征的產(chǎn)生機制具有十分重要的意義。

國內外研究人員近年來開展了一些相關的研究工作。Crowe等[5]研究了設計參數(shù)對S彎收擴噴管流動特性的影響,對比分析了不同幾何構型及旋流條件下的S彎噴管內部流動特征及氣動性能。Erwin等[6]對比了單/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彎噴管向下彎曲會導致上壁面受到熱流沖擊,而它的尾焰長度較小。Nageswara等[8]實驗研究了出口形狀及彎曲流道對S彎噴管內/外流特性的影響,彎曲構型及橢圓形出口導致的非對稱流動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)的紅外輻射強度越小。劉友宏等[10]研究了非對稱波瓣上外擴張角對S彎二元噴管氣動熱力性能的影響。研究中提到,在10°～25°的范圍內,噴管壁面的最高溫度隨著上外擴張角的增加而逐漸增大。孫嘯林等[11]分析了不同進氣裝置對S彎噴管流動特性的影響。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,氣動性能降低。程穩(wěn)等[12-13]研究了遮擋率對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,目前公開發(fā)表的文獻大多聚焦于S彎噴管的流動特性和紅外輻射特性,S彎噴管內/外流場的溫度分布作為連接噴管流動特征與紅外輻射特征的重要橋梁,受到的關注較少,且缺乏細致的機理性分析。此外,研究大多對排氣混合器結構做了簡化,無法反映真實工作環(huán)境下的S彎噴管溫度場特征。因此,本文開展了基于真實排氣混合器構型的雙涵道S彎噴管內/外流場溫度分布研究。細致分析了S彎噴管的壁面溫度分布,明晰其相關流動機理;在此基礎上,探究S彎噴管出口下游的尾焰特征及其形成機制。

1 幾何模型和計算方法

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/外涵通道結構組成。波瓣混合器為環(huán)形擴張結構,其表面沿周向均布“漏斗型”摻混區(qū),尾錐結構延伸至雙S彎噴管內部,相應的外涵通道收縮,內涵通道擴張。雙S彎收斂噴管的型面設計基于多參數(shù)耦合的變截面方法[15],它所涉及主要設計參數(shù)如圖2所示。其中,噴管軸向長度是進口直徑的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計參數(shù)

兩彎軸向長度的比值L1/L2為1.5,第一彎縱向偏距與第一彎軸向長度的比值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彎噴管的流場特征,湍流項與對流項均采用高階精度格式,湍流模型選擇SSTk-ω模型,工質為理想氣體。雙涵道S彎噴管的全三維計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)格無關性驗證

為了評估網(wǎng)格分辨率對數(shù)值模擬結果的影響,本文設置了3套不同單元數(shù)的網(wǎng)格以模擬雙涵道S彎噴管的流場特征,分別為細密網(wǎng)格、中等網(wǎng)格和粗糙網(wǎng)格,相應的網(wǎng)格單元數(shù)分別為1 306萬,595萬和268萬。選取雙S彎收斂噴管對稱面上、下壁面的無量綱靜壓作為關鍵變量。網(wǎng)格無關性驗證結果如圖4所示,不同網(wǎng)格單元數(shù)計算得到的壁面靜壓最大誤差位于第二彎轉彎處的下游區(qū)域。中等網(wǎng)格與細密網(wǎng)格計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。

圖4 不同網(wǎng)格計算的噴管對稱面壁面靜壓分布

1.4 實驗研究

本文基于西北工業(yè)大學噴氣推進理論與工程實驗室的“雙流路排氣系統(tǒng)推力矢量和紅外輻射一體化實驗平臺”,開展了雙涵道S彎噴管縮比模型的冷態(tài)實驗。探究S彎噴管的內/外流場特征,并通過對比實驗測量結果與數(shù)值計算結果驗證數(shù)值方法的準確性。

S彎噴管冷態(tài)實驗模型為文中研究的雙S彎收斂噴管幾何尺寸的10∶1縮比模型,實驗模型如圖5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/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)形混合器的內涵通道為圓形管道,主流沿軸向進入管內,外涵通道設計為徑向進氣,次流由8個尺寸相同的圓形管沿徑向進入通道,隨后沿軸向偏轉,在混合器出口位置與主流開始進行摻混。

圖5 雙涵道S彎噴管的實驗安裝模型

雙S彎收斂噴管的壁面靜壓測量采用壓力掃描閥及靜壓探針。在噴管壁面上沿縱向開設3條靜壓孔,每條8個,共24個,靜壓測量點分布如圖6所示。設定噴管進口中心為坐標原點,各測點相對于噴管總長度的軸向位置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)測量S彎噴管的尾噴流特征,獲取噴管出口下游對稱面上真實的激波-膨脹波系以及噴流剪切層分布。

πcp定義為噴管內涵進口總壓與環(huán)境壓力之比,πbp定義為噴管外涵進口總壓與環(huán)境壓力之比。雙涵道S彎噴管實驗采用地面工況,噴管進口邊界設置為πcp=3,πbp=3。無量綱靜壓(p/pb)表示噴管壁面靜壓與環(huán)境壓力之比。

圖6 S彎噴管壁面靜壓測量點分布

2 結果分析

2.1 實驗結果與數(shù)值仿真對比

S彎噴管對稱面上、下壁面靜壓的實驗數(shù)據(jù)與數(shù)值分布對比如圖7所示。上壁面靜壓在第一段S彎通道內持續(xù)下降,隨后在第二段S彎通道前側快速上升,局部最小值位于第一彎轉彎處x/L=0.36。下壁面靜壓在第一段S彎通道及第二段S彎通道前側基本不變,它從第二段S彎通道x/L=0.45位置處開始快速下降。此外,數(shù)值計算結果與實驗測量數(shù)據(jù)的分布趨勢基本一致,大部分測點落在了數(shù)值預測曲線上,相對誤差均小于2%。較大誤差的測點主要出現(xiàn)在噴管出口及兩彎轉彎處,這是由于上述區(qū)域的靜壓梯度較大,它放大了由測點位置誤差產(chǎn)生的測量誤差。

圖7 對稱面壁面靜壓的數(shù)值分布與實驗測量的相對誤差

S彎噴管出口下游對稱面上的噴流紋影與數(shù)值計算獲得的Ma分布對比如圖8所示?？梢钥吹?高速噴流與大氣之間的速度差誘導形成黏性剪切層，噴管出口形成2束膨脹波,它們在噴流剪切層上反射得到兩束激波,激波反射形成膨脹波,最終形成膨脹波-激波系,導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)值預測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)值方法能夠較為準確地模擬雙涵道S彎噴管的內/外流場特征。

圖8 噴管出口下游對稱面上的噴流紋影與Ma分布對比

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量綱軸向位置

為了便于分析S彎噴管沿程截面的流動特征,首先給出了沿程截面的無量綱軸向位置分布,如圖9所示。其中:截面D位于第一、二彎轉彎處之間;截面E位于第二彎轉彎處,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?？梢钥吹?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條溫度值相對較低且寬度較窄的局部“次高溫帶”。噴管側壁面也出現(xiàn)輕微的“熱斑”現(xiàn)象,但“熱斑”范圍及溫度值遠低于上、下壁面。

圖10 S彎噴管的壁面溫度分布

為了進一步分析S彎噴管的壁面“熱斑”沿流向的發(fā)展趨勢,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,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個溫度峰值,下壁面出現(xiàn)2個溫度峰值,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%,這是因為下壁面的高溫區(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對比了有/無排氣混合器結構的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?排氣混合器復雜結構在噴管下游誘導產(chǎn)生大量流向渦,它們在S形圓轉方構型的約束下,強化了內/外涵冷熱氣流的摻混。噴管壁面附近的流向渦卷吸著內涵高溫熱流沖擊噴管壁面形成“熱斑”特征,即局部高溫區(qū),“熱斑”區(qū)域對應噴管近壁面的高渦量區(qū)。因此,排氣混合器誘導產(chǎn)生的流向渦是噴管壁面“熱斑”形成的直接動因,它們與S形圓轉方構型共同影響著S彎噴管壁面溫度分布。

圖12 有/無排氣混合器結構的S彎噴管流動參數(shù)對比

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。“漏斗形”區(qū)域下游的內涵與外涵壁面均出現(xiàn)低Ma區(qū)。內/外涵氣流之間的摻混首先發(fā)生在“漏斗形”摻混區(qū),導致混合器外涵通道側的壁面末端發(fā)生輕微的氣流分離;外涵氣流沿著“漏斗形”型面進入內涵,阻礙并改變了內涵氣流的流動方向,使得混合器內涵通道側的壁面流線發(fā)生分離。外涵通道側的氣流分離程度明顯低于內涵通道側,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,上壁面的流動分離主要由較大曲率的半球體型面誘導產(chǎn)生,它表現(xiàn)為1對反向旋轉的分離渦,且出現(xiàn)在半球體上側的起始位置;而下壁面是一個范圍較大的流動分離區(qū),它表現(xiàn)為從鞍點到結點的分離流線,它是由沿流向的逆壓梯度導致的,分離區(qū)出現(xiàn)在尾錐下壁面中間位置后側。

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,真實的波瓣混合器構型產(chǎn)生了雙層環(huán)形流向渦,內涵通道側形成的渦量明顯強于外涵通道側。隨著流向渦發(fā)展至第二彎通道內的截面D上,波瓣混合器誘導產(chǎn)生的流向渦沿縱向聚集,截面上側的高渦量區(qū)與上壁面存在一定間距,而截面下側中間位置的兩對流向渦貼壁分布。而尾錐在截面中心區(qū)域誘導形成2對流向渦。在第二彎的截面E上,由于曲率中心移動至噴管型面下方,截面下側的渦量明顯高于上側,且與噴管下壁面的貼合程度更高。截面的橫向擴張促使流向渦進一步沿橫向拉伸,因而它與噴管上、下壁面的貼合范圍更大。此外,截面上側的一對旋渦運動至角區(qū)附近,使得角區(qū)的渦量顯著增強。在截面F和G上,沿程截面繼續(xù)沿縱向收縮,沿橫向擴張,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彎收斂噴管的進口截面B上,冷熱流摻混作用導致截面溫度呈現(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。在截面下側中間位置,伴隨著2對流向渦貼壁分布,旋渦卷吸著2個局部高溫區(qū)貼附噴管下壁面,相應區(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,由于截面橫向擴張以及中心區(qū)域渦量的存在,高溫核心區(qū)演化成“鯨魚尾”形狀。截面下側的渦量顯著增強且沿橫向拉伸,因而熱流對下壁面的沖擊程度更強,高溫區(qū)的貼壁范圍增大。由于截面沿縱向收縮,截面上側4個局部高溫區(qū)在旋渦的作用下開始貼附上壁面。

在截面F和G處,由于截面進一步沿縱向收縮,熱流對噴管上、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構與S形圓轉方構型共同決定。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。波瓣混合器誘導產(chǎn)生的流向渦是S彎噴管壁面“熱斑”形成的直接動因。流向渦在復雜噴管構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)域對應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,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-激波交替的復雜波系結構,尾焰核心區(qū)呈現(xiàn)高溫區(qū)與低溫區(qū)交錯排列的分布特征。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。根據(jù)上述分析,由于噴管截面的橫向擴張以及中心區(qū)域流向渦的作用,噴管出口截面的高溫核心區(qū)形狀為“鯨魚尾”形,因而在橫向對稱面的中心區(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張,波瓣混合器誘導產(chǎn)生的流向渦的橫向運動十分劇烈,卷吸著內涵高溫熱流向外側擴散,并在截面E處開始入侵噴管側壁面。因此,噴管出口下游橫向對稱面兩側均出現(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?？梢钥吹?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“鯨魚尾”形,周圍沿環(huán)形分布多塊局部高溫區(qū)。當流動發(fā)展至截面X/D=4.4時,“鯨魚尾”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、下側的局部高溫區(qū)消失。流動進一步發(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)開始融合,且表現(xiàn)為橢圓形特征。隨著流動繼續(xù)向下游延伸,經(jīng)過摻混的低溫熱流高度逐漸增大,當X/D=9.5時,高溫核心區(qū)消失,截面上的低溫熱流分布近似圓形特征。因而可以得出,二元截面出口噴出的高溫熱流經(jīng)過與大氣的摻混,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 論

本文揭示了雙涵道S彎噴管內/外流場的溫度分布特征,明晰了壁面溫度分布及尾焰特征形成的流動機理,得出了如下結論:

1) 開展了雙涵道S彎噴管縮比模型的冷態(tài)實驗,測量了噴管對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)值計算結果進行了對比,有效驗證了數(shù)值模擬方法的準確性。

2) S彎噴管的壁面“熱斑”特征,即局部高溫區(qū),由排氣混合器結構與S形圓轉方構型共同決定。波瓣混合器誘導產(chǎn)生的流向渦是噴管壁面“熱斑”形成的直接動因,它卷吸著高溫熱流沖擊噴管壁面形成“熱斑”,“熱斑”區(qū)域對應噴管近壁面的高渦量區(qū)。

3) S彎噴管結構沿縱向彎曲且型面持續(xù)收縮,波瓣混合器產(chǎn)生的流向渦在復雜幾何構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,下壁面“熱斑”的溫度峰值相比上壁面增加25.1%,達到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張以及中心區(qū)域流向渦的存在導致出口截面上形成“鯨魚尾”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動,尾焰核心區(qū)兩側出現(xiàn)溫度較低的熱流;尾焰中心線上的溫度下降速率因內/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,因而噴出的高溫熱流在出口下游最終表現(xiàn)為圓形特征。