圓轉(zhuǎn)矩形噴管紅外輻射特征范文

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《航空動(dòng)力學(xué)報(bào)》2014年第九期

1計(jì)算域、計(jì)算網(wǎng)格與邊界條件

1.1計(jì)算域、計(jì)算網(wǎng)格本文計(jì)算域?yàn)榘霃?2D、長(zhǎng)為30D（D為噴管出口的當(dāng)量直徑）．圖3所示為模型3計(jì)算域整體網(wǎng)格．可以看到，在中心錐、波瓣混合器、火焰穩(wěn)定1811器等噴管前部結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，流動(dòng)變化較為劇烈，采用密集分布的網(wǎng)格．在圓轉(zhuǎn)矩形收擴(kuò)噴管中速度、溫度梯度較大的噴管壁面、出口區(qū)域均采用局部加密的網(wǎng)格．而外場(chǎng)區(qū)域采用變間距的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格．本文通過(guò)網(wǎng)格數(shù)分別為280萬(wàn)、300萬(wàn)、330萬(wàn)的不同算例進(jìn)行獨(dú)立性驗(yàn)證，最終選擇網(wǎng)格數(shù)為300萬(wàn)的算例進(jìn)行計(jì)算，其滿足網(wǎng)格獨(dú)立性要求。

1.2計(jì)算邊界條件本文模擬海拔為10km，飛行馬赫數(shù)為0．85的高空環(huán)境，計(jì)算條件如表2所示．內(nèi)涵氣體模擬實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)尾焰參數(shù)，各組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)為：CO2為4．4％，CO為0．18％，H2O為0．1％；外涵氣流O2為0．232％．紅外輻射計(jì)算在3～5μm波段上展開(kāi)．計(jì)算中噴管固體壁面及進(jìn)口界面均設(shè)為發(fā)射率為0．9的灰體壁面．

2計(jì)算方法

本文計(jì)算分為流場(chǎng)、溫度場(chǎng)與紅外輻射特征計(jì)算3部分，其中，流場(chǎng)、溫度場(chǎng)分布是紅外輻射計(jì)算的基礎(chǔ)．根據(jù)文獻(xiàn)［2，4］，流場(chǎng)模擬采用SST（shearstresstransport）k－ω模型進(jìn)行，各方程均采用2階迎風(fēng)差分格式離散，耦合求解并實(shí)施亞松弛．此外，利用DO（discreateordinates）模型計(jì)算輻射換熱對(duì)于流場(chǎng)的影響．紅外輻射場(chǎng)計(jì)算采用離散傳遞法，即將微元面入射輻射區(qū)域?qū)?yīng)的立體角劃為多個(gè)小立體角，從而將計(jì)算壁面或者探測(cè)點(diǎn)的入射輻射照的三維空間積分問(wèn)題轉(zhuǎn)換為一維多層介質(zhì)內(nèi)輻射亮度L（單位投影面積向單位立體角中發(fā)射的輻射功率）傳輸問(wèn)題：輻射亮度傳輸方程描繪了輻射能量在介質(zhì)中沿射線傳輸過(guò)程中能量的吸收與變化、散射與發(fā)射的相互關(guān)系，是一個(gè)在射線傳輸方向上的能量平衡方程，方程如下。本文紅外輻射針對(duì)噴管高溫部件與尾噴流同時(shí)展開(kāi)．由于圓轉(zhuǎn)矩形噴管寬、窄邊流動(dòng)存在一定區(qū)別，其紅外輻射特征也不同．圖4以模型1為基準(zhǔn)，給出了寬、窄邊探測(cè)面不同方位角示意圖．

3計(jì)算結(jié)果及分析

3.1速度分布圖5中給出了不同模型對(duì)稱面上的速度矢量分布．以模型1為例，尾噴流在噴口下游受到外流的摻混，速度逐漸減小，其能量通過(guò)摻混傳遞給外流，使得外流速度增大．模型2中，加上鋸齒后，噴管附近能量交換得到強(qiáng)化，氣流摻混增強(qiáng)，外流速度增大，尾噴流速度衰減速度提高．而在模型3中，由于上下齒幾何形狀具有較大差異，上下壓力差的存在使得射流受到上面低壓區(qū)的吸引，脫離下?lián)醢逑蛏狭鲃?dòng)，射流邊界層被破壞，尾噴流衰減明顯增強(qiáng)．

3.2模型對(duì)稱面溫度分布圖6為噴管窄邊對(duì)稱面（YOZ面）上的射流溫度分布．可以看出，在噴管內(nèi)部，內(nèi)涵氣流在內(nèi)涵出口處與外涵氣流混合后，溫度沿程逐漸降低，經(jīng)過(guò)噴管出口，與外流進(jìn)行摻混，溫度進(jìn)一步降低．定義高于600K的區(qū)域?yàn)楦邷貐^(qū)，則模型1尾流出口高溫區(qū)長(zhǎng)度約為13．4D．加上鋸齒后，模型2的高溫區(qū)長(zhǎng)度略有縮短，減小到12．9D左右高溫區(qū)長(zhǎng)度縮短3．7％，可見(jiàn)鋸齒尺寸較小，對(duì)尾噴流擾動(dòng)并不劇烈．進(jìn)一步增大鋸齒尺寸后，模型3的高溫區(qū)長(zhǎng)度縮小到9D以內(nèi)高溫區(qū)長(zhǎng)度縮33％．觀察發(fā)現(xiàn)，模型1，2中射流高溫區(qū)是關(guān)于中心軸線Y軸對(duì)稱的，而模型3中，上下鋸齒結(jié)構(gòu)不同，使得射流呈現(xiàn)向Z軸正方向偏轉(zhuǎn)的趨勢(shì)．

3.3模型固體壁面探測(cè)面積變化發(fā)動(dòng)機(jī)固體壁面與尾噴流是3～5μm波段上紅外輻射的主要來(lái)源，對(duì)于固體壁面而言，投影面積隨方位角的變化是影響其紅外輻射變化的重要原因．圖7固體壁面探測(cè)面積隨方位角的變化規(guī)律（寬邊）以模型1寬邊為例，給出了各固體壁面的探測(cè)面積（A）隨方位角（α）的變化規(guī)律．可以看33％．觀察發(fā)現(xiàn)，模型1，2中射流高溫區(qū)是關(guān)于中心軸線Y軸對(duì)稱的，而模型3中，上下鋸齒結(jié)構(gòu)不同，使得射流呈現(xiàn)向Z軸正方向偏轉(zhuǎn)的趨勢(shì)．

3.4模型紅外光譜輻射圖圖8以模型1圓轉(zhuǎn)矩形噴管為例，分別給出其寬、窄邊探測(cè)面上不同方位角下的光譜輻射強(qiáng)度Iλ分布．以正后方0°探測(cè)結(jié)果為例，在3～4．15μm和4．5～5μm波段范圍內(nèi)，紅外輻射主要來(lái)源于固體壁面輻射，而在4．15～4．5μm之間則存在相間分布的波峰與波谷，這是由于CO與CO2的吸收與發(fā)射造成的．不同方位角下，紅外輻射光譜隨波長(zhǎng)變化趨勢(shì)相同，但是隨著方位角的增大，固體壁面輻射逐漸減小，這是由于壁面探測(cè)面積隨方位角的增大而減小導(dǎo)致的，如圖7．在4．15～4．5μm波段圍內(nèi)，光譜輻射強(qiáng)度隨著方位角的增大而增大，這是由于隨著方位角的增大，燃?xì)饬鞯耐队懊娣e逐漸增大，紅外輻射相應(yīng)增加．在方位角較小時(shí)，波峰范圍較小而波谷較大，方位角增大后，波峰范圍增大而波谷減小，這是由于CO2在方位角較小時(shí)主要表現(xiàn)為對(duì)紅外輻射的吸收作用，而在方位角較大時(shí)主要表現(xiàn)為對(duì)紅外輻射的發(fā)射作用導(dǎo)致的．

3.5模型紅外輻射強(qiáng)度分布噴管探測(cè)面積隨方位角的變化會(huì)對(duì)其紅外輻射強(qiáng)度產(chǎn)生相應(yīng)的影響．當(dāng)考慮具體高溫部件時(shí)，這種影響更為明顯．圖9中以模型1寬邊探測(cè)為例，給出了典型高溫部件紅外輻射強(qiáng)度隨方位角變化規(guī)律．可以看出，中心錐紅外輻射強(qiáng)度較大，隨方位角增大呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)，火焰穩(wěn)定器的紅外輻射強(qiáng)度則是先增大后緩慢減小，波瓣混合器的紅外輻射強(qiáng)度較?。梢钥闯觯浼t外輻射強(qiáng)度分布的方向性特征十分明顯．圖10（a），圖10（b）給出了寬邊與窄邊不同方位角下，模型在3～5μm波段上的紅外輻射強(qiáng)度I分布．以圓轉(zhuǎn)矩形噴管為例，可以看出，其紅外輻射強(qiáng)度隨方位角增大逐漸減小，在噴口后方，方位角較小時(shí)，降低速度較快，這是由于此方位角范圍內(nèi)，固體壁面輻射較大，而其隨著方位角增大是迅速降低的．模型1正后向紅外輻射強(qiáng)度達(dá)到1050W／sr，在方位角大于20°以后，紅外輻射強(qiáng)度迅速降低到100W／sr以內(nèi)．模型2、模型3中，紅外輻射強(qiáng)度分布規(guī)律與模型1相同，但是紅外幅射強(qiáng)度值明顯降低．模型2正后方紅外輻射強(qiáng)度降低為970W／sr，其降幅為7．6％．而模型3正后方紅外輻射強(qiáng)度降低為820W／sr左右，其降幅高達(dá)21％．鋸齒的強(qiáng)化摻混對(duì)于紅外輻射特征抑制起到了明顯效果．

3.6推力系數(shù)特征分布發(fā)動(dòng)機(jī)噴管的推力系數(shù)是衡量噴管性能的重要參數(shù)之一，推力系數(shù)（C）的定義為實(shí)際推力Fr與理想推力Fi之比，即表3所示．可以看出，將軸對(duì)稱收擴(kuò)噴管改為圓轉(zhuǎn)矩形噴管后，推力損失達(dá)到1．4％，加裝小尺寸多個(gè)鋸齒后，推力損失達(dá)到1．9％，采用單個(gè)大尺寸鋸齒形式后，推力損失進(jìn)一步達(dá)到2．2％，強(qiáng)化摻混的同時(shí)帶了一定的推力損失．

4結(jié)論

本文將軸對(duì)稱收擴(kuò)噴管改型設(shè)計(jì)為圓轉(zhuǎn)矩形噴管，在考慮中心錐、波瓣混合器、火焰穩(wěn)定器以及加力燃燒室筒體影響的條件下，設(shè)計(jì)了兩種不同鋸齒形式圓轉(zhuǎn)矩形噴管，并對(duì)其流動(dòng)、換熱與紅外輻射特征進(jìn)行了數(shù)值模擬研究．主要結(jié)論有：1）考慮發(fā)動(dòng)機(jī)高溫部件結(jié)構(gòu)時(shí)，部件本身溫度分布的不均勻性使得噴管實(shí)際腔體紅外輻射強(qiáng)度的方向性特征更加明顯．2）加裝鋸齒結(jié)構(gòu)后，發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流與外流摻混增強(qiáng)，采用小尺寸鋸齒時(shí)，高溫區(qū)長(zhǎng)度有一定縮短；采用大鋸齒時(shí)，高溫區(qū)長(zhǎng)度進(jìn)一步縮短，強(qiáng)化摻混效果明顯，使得噴管紅外輻射強(qiáng)度降低．3）將軸對(duì)稱收擴(kuò)噴管改為圓轉(zhuǎn)矩形噴管并加裝鋸齒后，強(qiáng)化尾噴流與外流摻混，降低其紅外輻射強(qiáng)度的同時(shí)帶了一定的推力損失．

作者：李偉張勃王飛吉洪湖華佳張宗斌羅明東單位：南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院中國(guó)航空工業(yè)集團(tuán)公司成都飛機(jī)設(shè)計(jì)研究所