几何对称横向射流入射对尾喷流红外辐射特征抑制的数值研究

2015-11-19 08:40吉洪湖张宗斌罗明东
航空发动机 2015年2期
关键词:辐射强度喷流射流

王 飞,张 勃,吉洪湖,李 伟,张宗斌,罗明东

(1.南京航空航天大学,江苏省航空动力系统重点实验室,南京210016;2.中航工业成都飞机设计研究所,成都610041)

0 引言

随着红外探测技术的发展,为了提高战场生存力,对飞行器的红外隐身要求逐渐提高[1]。航空发动机高温尾喷流是飞行器3~5um波段上红外辐射的主要来源之一。研究者对尾喷流的红外抑制技术开展了大量研究,张勃等[2]发现随着矩形喷管宽高比增大,红外抑制作用逐渐增强;张靖周等[3-4]对波瓣混合器的掺混与红外抑制特性进行了研究;刘友宏等[5-6]对波瓣混合器的影响参数进行了深入研究;黄勇等[7-8]对小突片结构对喷流红外辐射特性的影响进行了研究;邓洪伟等[9]研究了某型发动机喷管及其喷流流场的红外辐射特征分布。上述研究主要集中于射流被动掺混技术,而对射流主动掺混技术的研究开展较少。

文献[10-13]表明,在喷管出口下游的剪切层内注入横向射流,能够有效加强尾喷流与环境流体的掺混效果,抑制噪声;尚守堂等[14-15]研究表明,降低发动机热喷流气体辐射较为有效的手段是降低其温度(如加强冷热气流掺混);朱希娟等[16]发现在亚声速条件下,少量横向射流射入尾喷流后与环境流体混合,高温核心区长度及红外辐射强度均有大幅衰减;美国Flint计划研究表明,当横向射流流量占主流3%时,可以缩小尾喷流高温区50%以上。

本文研究了横向射流流量与喷射频率的变化对尾喷流强化掺混与红外抑制特征的影响规律,以增强尾喷流掺混与红外抑制效果。

1 物理模型

以某轴对称收敛喷管为基础,在出口下游设置2股横向射流,其中横向射流与尾喷流流动方向夹角为90°,射流喷射结构的物理模型如图1所示。

由于计算模型具有对称性,计算时采用1/2模型,其2维结构如图2所示。

图1 物理模型

图2 计算模型2维结构

2 计算域、网格及边界条件

设定计算模型喷管出口直径为D,整个计算域长、宽分别为30D、8D。模型计算域对称面网格分布如图3所示。从图中可见,在喷管内流域、射流核心区以及壁面附近,气流速度、温度梯度较大的区域内网格划分比较密集,其中气流内、外流域向贴近壁面处逐渐加密,气流外流场下游网格间距沿程逐渐增大。整体网格数为180万,经过网格独立性验证,满足设计要求。

图3 计算域对称面网格

本文模拟某型航空发动机地面工作状态,在喷管出口引入横向射流,研究其对尾喷流气动与红外辐射特性的影响。边界参数条件见表1。CO2、CO、H2O的质量分数分别为6%、0.05%、3%,红外辐射计算在3~5μm波长范围内展开。

横向射流以质量流量进口为条件,随着时间变化呈正弦分布,上下2股横向射流出口截面上流量峰值均为0.16kg/s(约占尾喷流流量的3%)。随着时间的变化,上下横向射流流量之和保持恒定,均为0.16kg/s,如图4所示。

射流流量为

表1 边界条件

图4 横向射流流量随时间变化分布

3 计算方法

本文利用FLUENT软件对流场与温度场进行模拟,采用耦合隐式求解器分别计算连续、动量和能量方程。利用2阶迎风差分格式进行离散,湍流模型运用SST2方程模型,采用组分输运模型计算各组分质量分数,采用DO模型计算辐射换热的影响。

红外辐射特征计算采用本文自主研发的基于离散传递法的NUAA-IR软件进行。

红外辐射特征探测面如图5所示。从图中可见次流入射喷口形状与入射位置,XOZ、XOY 探测面分别与横向射流入射方向垂直、平行。其中探测角为0°、90°分别在喷管正后方和垂直于喷管轴线的位置。

图5 探测面

4 计算结果及分析

由式(1)可知,横向射流流量随时间呈周期性变化,1个循环周期T=4s。根据气流量变化规律,在1个循环周期内,选取t=0.25T、0.50T 以及0.75T 3个典型时间点分别进行分析,见表2。

为便于比较,本文定义无横向射流的状态为基准模型,有喷流的状态根据其喷射时间分别 以 0.25T、0.50T 和0.75T 模型命名。

不同时刻尾喷流流场对称面(XOY 面)温度分布如图6所示。图中横坐标为无量纲长度(x/D)。在不同时刻,尾喷流高温区均呈锥形分布。当t=0.25T 时,上、下横向射流流量均达到峰值,高温区长度为4.4D;当t=0.50T 时,上、下横向射流流量均为峰值的一半,高温区长度为5.05D;当t=0.75T 时,上、下横向射流流量均为0,高温区长度增大为7.8D,高温区宽度也明显增大。可见横向射流单侧射入时,掺混效果最好;两侧等流量射入时,掺混效果明显下降。

表2 横向射流流量分布

图6 不同时刻尾喷流流场对称面(XOY 平面)温度分布

不同时刻XOZ 平面温度分布如图7所示。图中横坐标为无量纲长度(x/D)。该平面上高温区长度与XOY 平面上所示相同,但形状发生了明显改变。当t=0.25T 和t=0.50T 时,射流高温区横向扩张增强,呈多峰现象,其射流结构类似于矩形喷管射流结构。射流的横向扩张强化了其与外流掺混效果,缩短了高温区长度。

4.1 模型光谱强度分布

在t=0.25T 时刻光谱辐射强度分布如图8所示。图中给出了t=0.25T 时刻、3~5μm波段上的光谱辐射强度随波长的变化规律。其中,横、纵坐标分别为波长和光谱辐射强度Iλ,单位分别为μm、W/(sr·μm)。

图7 不同时刻XOZ 平面温度分布

图8 在t=0.25T 时刻光谱辐射强度分布

基于XOY 与XOZ 探测面,给出了探测角度为0°、10°、30°、60°、90°时的光谱曲线。以XOY 探测面上0°探测结果为例,在3~4.16μm和4.6~5μm波长范围内,由于高温固体壁面的光谱辐射导致辐射强度较大;而在4.16~4.6μm范围内,由于对应波段上CO2与CO气体的吸收与放射,导致辐射强度出现波峰、波谷分布。结果表明,XOY 与XOZ 探测面的光谱辐射强度分布规律相同,但是在4.16~4.6μm范围内CO2与CO气体的吸收与放射较少。

在不同探测角度下,红外光谱辐射强度曲线规律相同,但是在3~4.16μm和4.6~5μm波长范围内的辐射随着探测角度的增大而减小,而在4.16~4.6μm范围内则逐渐增大,这是由于固体壁面与气体辐射的不同特征导致的。

4.2 积分辐射强度分布

对光谱红外辐射强度进行积分,得到红外辐射强度分布为

式中:I、Iλ分别为红外、光谱辐射强度;λ1,λ2为本文研究波段的下限与上限,取值分别为3、5μm。

在不同时刻、探测面上,尾喷流辐射强度分布如图9所示。从图9(a)中可见,加入次流前,基准模型中尾喷流积分辐射强度总体上随着探测角度的增大而增大;加入次流后,其随探测角度变化规律与基准模型相似,但是量值减小,且随着探测角度增大,减小值逐渐增大。在t=0.25T、0.50T、0.75T 时刻得到的红外辐射强度分布规律相同,但是在0.25T 与0.75T 时刻的结果相近,而在0.25T 时的红外辐射强度最小,这与图6中所示尾喷流温度场变化是吻合的。在该探测平面内,射入横向射流以后,加强了尾喷流与环境流体的掺混能力,引起高温区长度大幅度衰减,导致各探测角度上积分辐射强度均有一定程度的减小。随着探测角度的增大,尾喷流辐射强度衰减愈加明显。在0.25T 时刻尾喷流积分辐射强度降幅达48%,而在0.50T 时刻降幅则为41%。

图9 不同探侧面、时刻上尾喷流积分辐射强度分布

从图9(b)中可见,随角度分布规律与XOY 面上的相同,但是不同时刻积分辐射强度变化较大。以90°探测结果为例,相比基准喷管,采用横向射流时,0.25T 时刻尾喷流积分辐射强度降幅达48%,0.50T时刻降幅则为41%。这是由于在此探测平面测到的尾喷流受到两侧横向射流“挤压”,引起高温区长度缩短而导致的。

5 结论

本文对横向射流入射对发动机尾喷流温度场以及红外辐射特性的影响进行了数值模拟。在保持入射流量和喷射规律一定的情况下,比较研究不同时刻尾喷流掺混与红外抑制特性随时间的变化特征。

(1)采用横向射流入射,能够显著强化尾喷流掺混效果。当横向射流流量为主流3%时,尾喷流高温区长度明显缩短,与横向射流流动方向垂直的探测面上尾喷流辐射强度降低可达48%。

(2)在对称横向射流入射时,尾喷流掺混效果随时间变化较大。当2股射流喷射相同流量时,强化掺混效果最强,红外抑制效果最佳;而随着两侧喷射流流量差别增大,尾喷流强化掺混效果逐渐减弱。

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