圆转矩形喷管红外辐射特征范文

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《航空动力学报》2014年第九期

1计算域、计算网格与边界条件

1.1计算域、计算网格本文计算域为半径12D、长为30D（D为喷管出口的当量直径）．图3所示为模型3计算域整体网格．可以看到，在中心锥、波瓣混合器、火焰稳定1811器等喷管前部结构较为复杂，流动变化较为剧烈，采用密集分布的网格．在圆转矩形收扩喷管中速度、温度梯度较大的喷管壁面、出口区域均采用局部加密的网格．而外场区域采用变间距的结构化网格．本文通过网格数分别为280万、300万、330万的不同算例进行独立性验证，最终选择网格数为300万的算例进行计算，其满足网格独立性要求。

1.2计算边界条件本文模拟海拔为10km，飞行马赫数为0．85的高空环境，计算条件如表2所示．内涵气体模拟实际发动机尾焰参数，各组分质量分数为：CO2为4．4％，CO为0．18％，H2O为0．1％；外涵气流O2为0．232％．红外辐射计算在3～5μm波段上展开．计算中喷管固体壁面及进口界面均设为发射率为0．9的灰体壁面．

2计算方法

本文计算分为流场、温度场与红外辐射特征计算3部分，其中，流场、温度场分布是红外辐射计算的基础．根据文献［2，4］，流场模拟采用SST（shearstresstransport）k－ω模型进行，各方程均采用2阶迎风差分格式离散，耦合求解并实施亚松弛．此外，利用DO（discreateordinates）模型计算辐射换热对于流场的影响．红外辐射场计算采用离散传递法，即将微元面入射辐射区域对应的立体角划为多个小立体角，从而将计算壁面或者探测点的入射辐射照的三维空间积分问题转换为一维多层介质内辐射亮度L（单位投影面积向单位立体角中发射的辐射功率）传输问题：辐射亮度传输方程描绘了辐射能量在介质中沿射线传输过程中能量的吸收与变化、散射与发射的相互关系，是一个在射线传输方向上的能量平衡方程，方程如下。本文红外辐射针对喷管高温部件与尾喷流同时展开．由于圆转矩形喷管宽、窄边流动存在一定区别，其红外辐射特征也不同．图4以模型1为基准，给出了宽、窄边探测面不同方位角示意图．

3计算结果及分析

3.1速度分布图5中给出了不同模型对称面上的速度矢量分布．以模型1为例，尾喷流在喷口下游受到外流的掺混，速度逐渐减小，其能量通过掺混传递给外流，使得外流速度增大．模型2中，加上锯齿后，喷管附近能量交换得到强化，气流掺混增强，外流速度增大，尾喷流速度衰减速度提高．而在模型3中，由于上下齿几何形状具有较大差异，上下压力差的存在使得射流受到上面低压区的吸引，脱离下挡板向上流动，射流边界层被破坏，尾喷流衰减明显增强．

3.2模型对称面温度分布图6为喷管窄边对称面（YOZ面）上的射流温度分布．可以看出，在喷管内部，内涵气流在内涵出口处与外涵气流混合后，温度沿程逐渐降低，经过喷管出口，与外流进行掺混，温度进一步降低．定义高于600K的区域为高温区，则模型1尾流出口高温区长度约为13．4D．加上锯齿后，模型2的高温区长度略有缩短，减小到12．9D左右高温区长度缩短3．7％，可见锯齿尺寸较小，对尾喷流扰动并不剧烈．进一步增大锯齿尺寸后，模型3的高温区长度缩小到9D以内高温区长度缩33％．观察发现，模型1，2中射流高温区是关于中心轴线Y轴对称的，而模型3中，上下锯齿结构不同，使得射流呈现向Z轴正方向偏转的趋势．

3.3模型固体壁面探测面积变化发动机固体壁面与尾喷流是3～5μm波段上红外辐射的主要来源，对于固体壁面而言，投影面积随方位角的变化是影响其红外辐射变化的重要原因．图7固体壁面探测面积随方位角的变化规律（宽边）以模型1宽边为例，给出了各固体壁面的探测面积（A）随方位角（α）的变化规律．可以看33％．观察发现，模型1，2中射流高温区是关于中心轴线Y轴对称的，而模型3中，上下锯齿结构不同，使得射流呈现向Z轴正方向偏转的趋势．

3.4模型红外光谱辐射图图8以模型1圆转矩形喷管为例，分别给出其宽、窄边探测面上不同方位角下的光谱辐射强度Iλ分布．以正后方0°探测结果为例，在3～4．15μm和4．5～5μm波段范围内，红外辐射主要来源于固体壁面辐射，而在4．15～4．5μm之间则存在相间分布的波峰与波谷，这是由于CO与CO2的吸收与发射造成的．不同方位角下，红外辐射光谱随波长变化趋势相同，但是随着方位角的增大，固体壁面辐射逐渐减小，这是由于壁面探测面积随方位角的增大而减小导致的，如图7．在4．15～4．5μm波段围内，光谱辐射强度随着方位角的增大而增大，这是由于随着方位角的增大，燃气流的投影面积逐渐增大，红外辐射相应增加．在方位角较小时，波峰范围较小而波谷较大，方位角增大后，波峰范围增大而波谷减小，这是由于CO2在方位角较小时主要表现为对红外辐射的吸收作用，而在方位角较大时主要表现为对红外辐射的发射作用导致的．

3.5模型红外辐射强度分布喷管探测面积随方位角的变化会对其红外辐射强度产生相应的影响．当考虑具体高温部件时，这种影响更为明显．图9中以模型1宽边探测为例，给出了典型高温部件红外辐射强度随方位角变化规律．可以看出，中心锥红外辐射强度较大，随方位角增大呈现逐渐减小的趋势，火焰稳定器的红外辐射强度则是先增大后缓慢减小，波瓣混合器的红外辐射强度较小．可以看出，其红外辐射强度分布的方向性特征十分明显．图10（a），图10（b）给出了宽边与窄边不同方位角下，模型在3～5μm波段上的红外辐射强度I分布．以圆转矩形喷管为例，可以看出，其红外辐射强度随方位角增大逐渐减小，在喷口后方，方位角较小时，降低速度较快，这是由于此方位角范围内，固体壁面辐射较大，而其随着方位角增大是迅速降低的．模型1正后向红外辐射强度达到1050W／sr，在方位角大于20°以后，红外辐射强度迅速降低到100W／sr以内．模型2、模型3中，红外辐射强度分布规律与模型1相同，但是红外幅射强度值明显降低．模型2正后方红外辐射强度降低为970W／sr，其降幅为7．6％．而模型3正后方红外辐射强度降低为820W／sr左右，其降幅高达21％．锯齿的强化掺混对于红外辐射特征抑制起到了明显效果．

3.6推力系数特征分布发动机喷管的推力系数是衡量喷管性能的重要参数之一，推力系数（C）的定义为实际推力Fr与理想推力Fi之比，即表3所示．可以看出，将轴对称收扩喷管改为圆转矩形喷管后，推力损失达到1．4％，加装小尺寸多个锯齿后，推力损失达到1．9％，采用单个大尺寸锯齿形式后，推力损失进一步达到2．2％，强化掺混的同时带了一定的推力损失．

4结论

本文将轴对称收扩喷管改型设计为圆转矩形喷管，在考虑中心锥、波瓣混合器、火焰稳定器以及加力燃烧室筒体影响的条件下，设计了两种不同锯齿形式圆转矩形喷管，并对其流动、换热与红外辐射特征进行了数值模拟研究．主要结论有：1）考虑发动机高温部件结构时，部件本身温度分布的不均匀性使得喷管实际腔体红外辐射强度的方向性特征更加明显．2）加装锯齿结构后，发动机尾喷流与外流掺混增强，采用小尺寸锯齿时，高温区长度有一定缩短；采用大锯齿时，高温区长度进一步缩短，强化掺混效果明显，使得喷管红外辐射强度降低．3）将轴对称收扩喷管改为圆转矩形喷管并加装锯齿后，强化尾喷流与外流掺混，降低其红外辐射强度的同时带了一定的推力损失．

作者：李伟张勃王飞吉洪湖华佳张宗斌罗明东单位：南京航空航天大学能源与动力学院中国航空工业集团公司成都飞机设计研究所