塞锥后体气膜冷却对轴对称塞式喷管红外辐射和气动性能的影响

张靖周*,王旭,单勇

1.南京航空航天大学 能源与动力学院 江苏省航空动力系统重点实验室,南京 210016 2.先进航空发动机协同创新中心,北京 100191

航空发动机排气喷管是飞行器3～5μm波段的主要红外辐射源,在红外对抗日益增强的趋势下,针对红外辐射特征及其抑制技术的研究是发展高性能喷管的一个重要研究内容[1]。

塞式喷管是一种典型的喷管结构形式,在军用运输机涡扇发动机排气系统中已得到应用。美国国家航空航天局(NASA)在20世纪70年代已对轴对称塞式喷管的气动和传热特征进行了系列的研究工作[2-3]。21世纪初期以来,国内外研究人员对塞式喷管进行了较为系统的气动性能研究[4-10],在塞锥结构优化、塞式喷管底部减阻、流场结构组织等方面取得了很大的研究进展,为改善塞式喷管气动性能、有效提升喷管推力水平提供了技术支持。相对于其他结构形式的喷管(如轴对称收扩喷管、二元喷管、引射喷管、球面收敛矢量喷管、单边膨胀喷管等)而言[11-17],针对塞式喷管的红外辐射特性及其抑制研究报道很少。陈俊等[18-19]对轴对称塞式喷管和二元塞式矢量喷管的红外特性进行了研究,指出必须对塞锥尾缘实施有效的壁面冷却,才能体现塞式喷管的红外抑制效果。

塞锥后体的结构类似于带加力的涡扇发动机加力燃烧室中心锥,对于喷管腔体中心锥气膜冷却及其红外辐射抑制,国内已有相关研究[20-22],但塞式喷管中的塞锥后体位于喷口截面下游,其冷却作用所带来的红外抑制效果与喷管腔体存在较大的差异,同时塞锥后体的气膜射流对于喷管的气动性能影响也需要开展深入的研究。

本文建立了一种轴对称塞式喷管简化模型,通过数值模拟研究塞锥后体气膜孔排布、喷射角度以及冷却流量对排气喷管总压恢复系数、推力系数以及红外辐射强度空间分布的影响。

1 物理模型

本文建立的涡扇发动机轴对称塞式喷管简化模型如图1所示,鉴于所关注的问题是塞锥的气膜冷却及其对喷管红外辐射特性的影响,所以在模型中未考察内外涵气流掺混以及喷管腔体内的真实结构等对气流流场的影响,而是以假设内外涵气流充分掺混后的某一截面作为模型的进口截面。上述模型简化的原因在于,塞锥后体多孔全覆盖气膜分析所需的计算网格数量很大,为此需要尽可能减少塞锥上游计算域的网格数量。

图2为无冷却塞锥的剖面结构。塞锥后段壁面的气膜冷却结构如图3所示。冷却空气从假定的次流入口进入,流经夹层后从壁面上的气膜孔流出,对塞锥表面进行冷却。取1/9扇区进行气膜冷却数值模拟,气膜孔直径d均为1 mm。气膜孔冷却参数如表1所示,从塞锥尾缘顶点向锥底方向以一定的孔排间距进行布置,每排递增一个气膜孔且每排气膜孔均为周向均布。冷却空气流量按照喷管热气流量的百分比给定。

图1 轴对称塞式喷管简化模型Fig.1 Simplified model of axisymmetric plug nozzle

图2 无冷却塞锥结构尺寸示意图Fig.2 Schematic diagram of plug geometry without cooling

图3 塞锥冷却结构示意图Fig.3 Schematic diagram of cooling structure of plug

表1 气膜孔冷却参数Table 1 Parameters of film-holes cooling

2 计算方法

采用Fluent-CFD软件对流场进行计算。考虑燃气与固体壁面间的辐射换热,在Fluent软件中选用了离散坐标(DO)辐射模型,所有壁面的发射率均设为0.7。

计算采用的边界条件如下:主流入口的质量流量为130 kg/s,总温为920 K；冷却气流入口设为质量流量进口,按照冷却空气用量给定,同时假设冷却空气由外涵气流提取,总温设为480 K。由于喷管出口处的压力并不是外界大气压力,且出口截面流动并未充分发展,所以在尾喷口出口外选取一个足够大的区域作为外场(轴向约30D0,周向约为10D0,D0的定义见图2),外场边界压力值为外界大气压力,设为地面标准大气压力,其他变量按流向偏导数为0处理。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。

在计算时加入了组分输运模型以确定排气系统的气体组分分布。假设喷管内涵入口气体为完全燃烧的燃气,成分主要是氮气、二氧化碳和水蒸气,质量百分比分别为0.706、0.209、0.085；外涵入口气体为空气,成分主要为氧气和氮气,质量百分比分别为0.233、0.767。

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

塞锥及其表面的气膜孔是研究的重点,所以对塞锥处的网格进行局部加密。图4为网格独立性实验时,不同网格量下塞锥表面温度的变化,当网格数达到400万以上后,压力、温度、推力等计算结果变化很小,在±1.2%范围内波动,因此本文采用的网格量约为400万。

从图4中可以看出,塞锥表面温度分布在塞锥后体表面的中间区域,温度相对较低,这一趋势与主流的流动相关。图5给出了喷流马赫数Ma的分布云图,由于主流在塞锥斜面上经历了膨胀加速、压缩等过程,从而在塞锥后缘诱导出局部低静温区域,导致塞锥后体表面的中间区域温度相对较低。计算所得到的塞锥后体表面温度分布符合其流动传热特征。

排气喷管红外辐射计算采用正反射线踪迹法,详细的计算方法参见文献[23]。考虑到轴对称塞式喷管的轴对称性,可以将气膜冷却下的1/9扇区的壁面温度分析进行周期性赋值得到整个锥面的壁温分布；同时在红外辐射强度空间分布特征的分析上,仅在铅垂面0°～±90°范围内布置探测点,探测角θ的0°方向正对喷管轴线。探测距离设为100 m,如图6所示。

图4 网格数对塞锥表面温度的影响Fig.4 Effect of mesh amounts on temperature of plug surface

图5 马赫数分布云图Fig.5 Mach number contour

图6 探测位置分布示意图Fig.6 Schematic diagram of detection position distribution

3 计算结果与讨论

3.1 气膜孔排布的影响

图7为气膜孔倾角为15°、冷却空气用量为3%时,3种气膜孔排布方式下的塞锥表面温度分布。由图可知,方式A的孔排间距最小、气膜孔数最多,方式C的孔排间距最大、气膜孔数最少。从温度分布的趋势分析,在塞锥后体近1/5的前端区域(轴向坐标X对应范围为2.2～2.4 m),气膜孔按方式A排布的壁面温度要高于其他2种排布方式；而在塞锥后体其余部分,气膜孔按方式A排布则可以得到更低的表面温度。这是因为,在气膜冷却流量保持一致的条件下,方式A的单孔气膜射流速度相对其他2种方式要小,因此气膜孔阵列前排的气膜射流在壁面上的延展流动动量较低,所形成的气膜冷却效果要低于其他2种气膜孔排布方式；而在塞锥后体的中下游区域,方式A的致密多孔可以形成更为均匀的气膜覆盖,导致壁面的气膜冷却效果较其他2种气膜孔排布方式得以提升。

图7 气膜孔排布对塞锥后体表面温度分布的影响Fig.7 Effect of film-holes arrangement on temperature distribution on plug rear-body surface

图8 为气膜孔倾角为15°、冷却空气用量为3%时,3种气膜孔排布方式下的喷管相对红外辐射强度分布。以塞锥无冷却的喷管红外辐射I0作为对比基准,塞锥的气膜冷却作用可以将喷管红外辐射的峰值降低60%以上,其中气膜孔排布方式A在60°～90°探测方位角范围内的红外辐射抑制效果略微占优,而在较小的探测视角内其红外辐射抑制效果则略逊于其他2种气膜孔排布方式,这与壁面的温度分布特征是一致的。

图9为气膜孔倾角为15°、冷却空气用量为3%时,3种气膜孔排布方式下塞锥气膜冷却对喷管总压恢复系数和推力系数的影响,喷管出口截面选取为图2所示的辅助面。塞锥气膜冷却的塞式喷管的总压恢复系数均有小幅降低,其中气膜孔排布方式C的下降幅度最大。这是因为在相同的冷却空气质量流量下,气膜孔数的减少使得单股气膜射流向主流的穿透能力增强,诱导的局部掺混损失增加且对主流近壁流场的扰动加剧。气膜冷却塞式喷管的推力系数相比无冷却喷管的降低幅度很小,仅为0.5%以内。

综合考察气膜孔排布方式对喷管红外辐射和气动性能的影响,小孔排间距的多孔气膜冷却排布方式更具优势。

图8 气膜孔排布对喷管红外辐射强度分布的影响Fig.8 Effect of film-holes arrangement on infrared radiation intensity of plug nozzle

图9 气膜孔排布对喷管总压恢复系数和推力系数的影响Fig.9 Effect of film-holes arrangement on total pressure recovery and thrust coefficients

3.2 气膜孔倾角的影响

图10 为在气膜排布方式C下、冷却空气用量为3%时,不同气膜孔倾角下的塞锥表面温度分布。在本文的气膜孔倾角范围内,气膜孔倾角对塞锥表面温度的影响不大。15°气膜孔倾角可以使得气膜射流具有更好的贴壁流动,塞锥后体表面温度可以得到一定的降低,但相对于30°倾角气膜孔的降温效果并不显著。

图10 气膜孔倾角对塞锥后体表面温度分布的影响Fig.10 Effect of film-holes inclination angle on temperature distribution on plug rear-body surface

图11 为在气膜排布方式C下、冷却空气用量为3%时,不同气膜孔倾角对排气系统总压恢复系数和推力系数的影响。在本文的气膜孔倾角范围内,气膜孔倾角对喷管总压恢复系数和推力系数的影响可以忽略。

图11 气膜孔倾角对喷管总压恢复系数和推力系数的影响Fig.11 Effect of film-holes inclination angle on total pressure recovery and thrust coefficients

气膜孔倾角减小并没有显著降低塞锥后体表面温度以及改善喷管的气动性能,却由于气膜孔长径比大幅增加而导致结构制备的实现难度显著加剧,因此塞锥表面的气膜孔倾角宜选取更具工程实际应用价值的30°倾角。

3.3 冷却空气用量的影响

图12为在气膜排布方式C下、气膜孔倾角为30°时,不同冷却空气用量下的塞锥表面温度分布。对于塞锥后体提供1%主流质量流量的冷却空气,塞锥表面的温度降低幅度可以达到100～150 K。随着冷却空气质量流量增大,塞锥后体表面温度明显降低,冷却空气用量从1%增加到3%,塞锥后体表面温度降低幅度为100 K左右。

图12 冷却空气用量对塞锥后体表面温度分布的影响Fig.12 Effect of cooling air usage on temperature distribution on plug rear-body surface

图13 为在气膜排布方式C下、气膜孔倾角为30°时,不同冷却空气用量下喷管相对红外辐射强度分布。对塞锥后体提供1%主流质量流量的冷却空气,喷管红外辐射强度下降50%左右；冷却空气用量比增大至3%,喷管红外辐射强度相对无冷却时降幅达到60%以上。

图13 冷却空气用量对喷管红外辐射强度分布的影响Fig.13 Effect of cooling air usage on infrared radiation intensity distribution of plug nozzle

冷却空气用量的增加在获取更强的喷管红外辐射抑制效果的同时,也会带来一些较大的总压损失,如图14所示。当冷却空气用量从2%提高至3%时,总压恢复系数降低的幅度几乎是冷却空气用量从1%提高至2%时的3倍,相对无冷却喷管降低了3%；相对而言,冷却空气用量对喷管推力系数的影响则非常微弱。

图14 冷却空气用量对喷管总压恢复系数和推力系数的影响Fig.14 Effect of cooling air usage on total pressure recovery and thrust coefficients

综合考察气膜冷却空气用量对喷管红外辐射和气动性能的影响,冷却空气用量不宜超过2%。

4 结 论

1)气膜孔排布方式的影响较为显著。在相同的冷却空气用量下,小孔排间距的多孔气膜冷却排布方式在取得近乎相同的红外辐射抑制效果的同时,总压恢复系数相对无冷却喷管时下降幅度要明显小于大孔排间距的排布方式。

2)在相同的冷却空气用量和气膜孔排布方式下,气膜孔倾角从30°减小至15°,对塞锥后体表面温度的降低以及喷管总压恢复系数的改善效果微弱。

3)冷却空气用量的影响显著。对塞锥后体提供1%主流质量流量的冷却空气,喷管红外辐射强度相对无冷却喷管下降约50%；冷却空气用量增大至3%,喷管红外辐射强度下降60%以上；当冷却空气用量从2%提高至3%时,总压恢复系数降低的幅度几乎是冷却空气用量从1%提高至2%时的3倍。

4)塞锥后体的气膜冷却对喷管推力系数的影响十分微弱,可以忽略。

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