蒋建峰,征建生

(1.苏州工业园区服务外包职业学院,江苏 苏州 215123;2.南京邮电大学计算机学院,江苏 南京 210000;3.中国船舶集团有限公司第七〇三研究所无锡分部,江苏 无锡 225700)

1 引 言

为了满足未来战斗机更加宽泛的性能要求[1],对能够同时实现战机俯仰与偏航控制的球面收敛二元矢量喷管研究逐渐得到大家的关注[2-3]。

目前国内外针对此类型喷管开展了一系列的研究。针对气动性能的研究,黄章斌和黄宏艳[4-6]等各自利用模型试验和数值模拟手段对球面收敛收扩喷管进行了研究,考察了俯仰角、偏航角和喉道宽高比等尺寸参数对性能的影响。

锯齿的加入主要为缩短喷流核心区的长度,同时增大了对内部高温部件的遮挡,在喷管矢量偏转时可以有效降低喷管的红外辐射特征,达到保护战机的目的。针对锯齿或突片作用原理的研究逐渐的得到研究人员的探索[7-8]。杨智惠等试验研究了突片对喷管气动和红外辐射抑制效果,结果表明突片会造成推理系数下降,后向红外辐射强度有效降低10 %～20 %。

本文针对全尺寸单锯齿排气系统进行数值仿真,分析喷管红外特性、气动性能分别受喷管尾部锯齿结构及喷管俯仰动作的影响规律。

2 物理模型

本文研究的排气系统主要包含内外涵道、涵道混合器、中心锥体、火焰稳定器、球面收敛段和二元扩张段如图1所示。

1-内涵；2-外涵；3-混合器； 4-中心锥；5-火焰稳定器；6-球面收敛段；7-喷管扩张段

模型总长度约为2.5 m,宽(W)高(H)比为2,如图2(a)所示。图2(a)为本文研究的基准喷管,在喷管出口分别采用不同齿顶角,分别为60°、90°和120°。锯齿底边与出口宽度一致,采用等腰三角形形状,改变锯齿的顶角β。

图2 锯齿喷管示意图

3 数值计算方法

3.1 网格划分与边界条件

网格划分采用ANSYS-ICEM软件。整体采用非结构化网格以应对排气系统内部复杂型面。为对计算模型进行网格独立性测试,通过改变排气系统壁面附近网格的疏密和尾迹外场的网格尺寸,划分计算域网格数目分别为200万,3500万,513万,602万和816万。对比计算结果和计算时间,选定计算网格数目为602万。

进口边界条件采用质量流量进口,其中外涵入口流量为50 kg/s,总温为400 K,内涵入口燃气流量设为80 kg/s,总温为1100 K。为了进行喷管红外辐射计算,在进行流场仿真时考虑流体组分,其中外涵为标准大气,内涵为燃烧后的燃气,成分仅考虑二氧化碳和水蒸气,质量占比分别为0.233和0.767。外场边界为压力出口,环境压力101325 Pa和环境温度300 K。固体壁面采用无滑移固壁边界条件,排气系统内部各部件设定为流-固耦合面,壁面的发射率设为0.75[9]。

采用标准k-ε湍流模型、近壁区采用标准壁面函数进行湍流流场分析。流动传热控制方程采用二阶迎风差分格式离散,各变量的收敛精度均设为10-6,压力与速度耦合采用SIMPLE算法[10]。

3.2 红外辐射特性计算

本文采用正反射线踪迹法计算排气喷流和喷管内部的3～5 μm波段红外辐射,详细计算方法参考文献[11]。在喷管出口中心线所在的水平面和垂直面上分别取距离喷管出口中心的探测点,探测距离设为60 m。出口中心线为0°位置,探测点具体分布详见图3。大气对红外辐射特性的影响本次计算暂未考虑。

图3 红外辐射探测点的空间分布示意图

4 计算结果及分析

4.1 气动特性

图4为喷管出口下游热喷流的马赫数分布。60°顶角锯齿结构延长了喷管扩张段的长度,增加了扩张段面积,尾流由于锯齿的存在,射流张角增大。锯齿的存在使得喷管热喷流可以在锯齿部分继续膨胀,但是因为进口条件没有改变,没有足够的压力使得速度继续增加,在出口处存在一道激波用来使流体速度升高。

90°顶角和120°锯齿扩张段长度同样被加长,但是面积比60°锯齿降低。热喷流也会在锯齿中继续膨胀,由于面积减小,所需要的膨胀压力降低,这道激波造成的损失减小。90°锯齿低压区域分布面积减小,正激波位置在锯齿外,且激波强度降低,高压分布区域面积降低。随着喷管偏转角度的增大,低压区的范围逐渐降低。

比较喷管出口下游马赫数的衰减速度可以发现随着齿顶角的增大,衰减速度逐渐降低,这是由于尾喷流的膨胀程度逐渐降低,动能衰退速度变慢导致。

对于排气系统而言,推力系数是反应矢量喷管排气系统气动性能的主要参数之一。针对考虑内、外涵进气的排气系统,其定义如下:

喷管推力系数Cv:

Cv=F/Fi

(1)

式中,F是喷管实际推力；Fi是通过一维等熵公式计算出的理论推力。

图5为各类型锯齿喷管在不同俯仰角下推力系数变化图。可以看出,加装了锯齿结构喷管后推力系数比常规喷管小。这是由于增加了锯齿结构,尾喷流掺混能力加强,喷管的推力系数有一定程度的降低。推力系数随着顶角的增大先减小后增大。随着下俯矢量角的增加,推力系数均有所下降,但是齿顶角90°喷管对推力系数的影响较大。

图5 排气系统气动性能的影响

4.2 气体红外辐射特性对比

图6为不同俯仰角时锯齿修型喷管和基准喷管在水平方向热喷流各个探测方向3～5 μm波段热喷流红外辐射强度与基准喷管热喷流红外辐射强度峰值的比值(Ir)。

图6 热喷流3～5 μm波段红外辐射强度对比值

从图6中可以看出无偏转时水平方向在热喷流红外辐射空间分布呈现明显的双峰形状,这是由于气体的辐射和吸收在整个气体容积中进行的,在中间90°位置,虽然燃气辐射大,但同时气体的吸收也大,因而被探测到得值较低。在处于对称位置的80°与100°的测点处可以探测到最高的热喷流辐射。无偏转时可以看出锯齿对热喷流的影响较小。随着矢量偏转时,双峰结构逐渐减弱。偏转20°时,60°顶角锯齿喷管热喷流辐射形状与其他锯齿不同,这是由于锯齿面积过大而遮挡了部分尾流核心区辐射。与原始喷管相比,90°探测点探测的数值差距随着偏转矢量角的增大而加大,从无偏转时的3.7 %到20°偏转时的41.5 %。总体来看,锯齿对热喷流的影响效果随顶角的增大而减弱。

从图6(c)中可以看出原始喷管在发生矢量偏转时,“双峰”结构逐渐消失,这意味着90°测点处气体容积辐射效果减弱,测点逐渐远离气体温度核心区。20°矢量偏转后90°测点位置数值降20.2 %。而加装锯齿结构喷管随着偏转矢量角度的增加,也同样保持的这样的规律,但推迟了双峰结构的消失。20°矢量偏转后90°位置探测到的辐射强度下降34.2 %。

4.3 总体红外辐射特性对比

图7为不同俯仰角下喷管在水平方向各个探测方向3～5μm波段总体红外辐射强度与基准喷管总体红外辐射强度峰值的比值(Ir)。总体红外辐射由内部高温部件、壁面以及气体辐射组成。

从图7(a)中可以看出锯齿的增加在无偏转矢量角时,锯齿喷管与原始喷管无明显差别。在喷管发生矢量偏转时,锯齿喷管高温部件辐射降低,且随着顶角的增大辐射值也增大。这是因为锯齿温度比喷管内部温度低很多,主要起到遮挡高温部件的作用。因而从图中可以明显看出来,随着偏转矢量角的增加不同锯齿的差别逐渐显现。锯齿顶角越小,锯齿面积越大,遮挡的高温部件范围也越多,因而被探测到得数值也越低,20°矢量偏转时,60°顶角锯齿数值突降。锯齿内部高温部件遮挡住,内部的高温部件时辐射的主要来源,90°测点位置下降95 %,效果显著,90°和120°顶角则分别降低25.6 %和12.3 %。

图7 3～5 μm波段总体红外辐射强度对比值

随着喷管作矢量偏转时,高温部件红外辐射强度逐渐减弱,且随着偏转矢量角的增大而降低。原始喷管在10°矢量角和20°矢量角偏转时,峰值分别下降30.3 %和69.9 %。90°顶角锯齿喷管则分别下降77.7 %和36.6 %。可见锯齿喷管在矢量偏转时对高温部件辐射偏转时效果更好。

5 结 论

(1)与基准喷管相比,锯齿的使用均会引起推力系数下降,同时90°齿顶角对喷管推力系数的影响要大于另外两组齿顶角锯齿喷管。

(2)单锯齿喷管出口尾迹与基准喷管相比,速度核心区有所扩大,但是速度衰减更为快速。

(3)锯齿对水平方向喷管中心向两侧15°方向内尾迹红外辐射强度有一定的影响,其余水平方向影响甚微。

(4)无偏转的锯齿喷管在水平方向上总体红外辐射与基准喷管强度接近,锯齿作用体现在喷管偏转时。20°矢量偏转时,水平方向90°探测角位置60°顶角锯齿喷管下降95 %,90°和120°顶角则分别降低25.6 %和12.3 %。