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《航空動力學報》2014年第九期

1計算域、計算網格與邊界條件

1.1計算域、計算網格本文計算域為半徑12D、長為30D（D為噴管出口的當量直徑）．圖3所示為模型3計算域整體網格．可以看到，在中心錐、波瓣混合器、火焰穩定1811器等噴管前部結構較為復雜，流動變化較為劇烈，采用密集分布的網格．在圓轉矩形收擴噴管中速度、溫度梯度較大的噴管壁面、出口區域均采用局部加密的網格．而外場區域采用變間距的結構化網格．本文通過網格數分別為280萬、300萬、330萬的不同算例進行獨立性驗證，最終選擇網格數為300萬的算例進行計算，其滿足網格獨立性要求。

1.2計算邊界條件本文模擬海拔為10km，飛行馬赫數為0．85的高空環境，計算條件如表2所示．內涵氣體模擬實際發動機尾焰參數，各組分質量分數為：CO2為4．4％，CO為0．18％，H2O為0．1％；外涵氣流O2為0．232％．紅外輻射計算在3～5μm波段上展開．計算中噴管固體壁面及進口界面均設為發射率為0．9的灰體壁面．

2計算方法

本文計算分為流場、溫度場與紅外輻射特征計算3部分，其中，流場、溫度場分布是紅外輻射計算的基礎．根據文獻［2，4］，流場模擬采用SST（shearstresstransport）k－ω模型進行，各方程均采用2階迎風差分格式離散，耦合求解并實施亞松弛．此外，利用DO（discreateordinates）模型計算輻射換熱對于流場的影響．紅外輻射場計算采用離散傳遞法，即將微元面入射輻射區域對應的立體角劃為多個小立體角，從而將計算壁面或者探測點的入射輻射照的三維空間積分問題轉換為一維多層介質內輻射亮度L（單位投影面積向單位立體角中發射的輻射功率）傳輸問題：輻射亮度傳輸方程描繪了輻射能量在介質中沿射線傳輸過程中能量的吸收與變化、散射與發射的相互關系，是一個在射線傳輸方向上的能量平衡方程，方程如下。本文紅外輻射針對噴管高溫部件與尾噴流同時展開．由于圓轉矩形噴管寬、窄邊流動存在一定區別，其紅外輻射特征也不同．圖4以模型1為基準，給出了寬、窄邊探測面不同方位角示意圖．

3計算結果及分析

3.1速度分布圖5中給出了不同模型對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化，氣流摻混增強，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的吸引，脫離下擋板向上流動，射流邊界層被破壞，尾噴流衰減明顯增強．

3.2模型對稱面溫度分布圖6為噴管窄邊對稱面（YOZ面）上的射流溫度分布．可以看出，在噴管內部，內涵氣流在內涵出口處與外涵氣流混合后，溫度沿程逐漸降低，經過噴管出口，與外流進行摻混，溫度進一步降低．定義高于600K的區域為高溫區，則模型1尾流出口高溫區長度約為13．4D．加上鋸齒后，模型2的高溫區長度略有縮短，減小到12．9D左右高溫區長度縮短3．7％，可見鋸齒尺寸較小，對尾噴流擾動并不劇烈．進一步增大鋸齒尺寸后，模型3的高溫區長度縮小到9D以內高溫區長度縮33％．觀察發現，模型1，2中射流高溫區是關于中心軸線Y軸對稱的，而模型3中，上下鋸齒結構不同，使得射流呈現向Z軸正方向偏轉的趨勢．

3.3模型固體壁面探測面積變化發動機固體壁面與尾噴流是3～5μm波段上紅外輻射的主要來源，對于固體壁面而言，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固體壁面探測面積隨方位角的變化規律（寬邊）以模型1寬邊為例，給出了各固體壁面的探測面積（A）隨方位角（α）的變化規律．可以看33％．觀察發現，模型1，2中射流高溫區是關于中心軸線Y軸對稱的，而模型3中，上下鋸齒結構不同，使得射流呈現向Z軸正方向偏轉的趨勢．

3.4模型紅外光譜輻射圖圖8以模型1圓轉矩形噴管為例，分別給出其寬、窄邊探測面上不同方位角下的光譜輻射強度Iλ分布．以正后方0°探測結果為例，在3～4．15μm和4．5～5μm波段范圍內，紅外輻射主要來源于固體壁面輻射，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的吸收與發射造成的．不同方位角下，紅外輻射光譜隨波長變化趨勢相同，但是隨著方位角的增大，固體壁面輻射逐漸減小，這是由于壁面探測面積隨方位角的增大而減小導致的，如圖7．在4．15～4．5μm波段圍內，光譜輻射強度隨著方位角的增大而增大，這是由于隨著方位角的增大，燃氣流的投影面積逐漸增大，紅外輻射相應增加．在方位角較小時，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在方位角較小時主要表現為對紅外輻射的吸收作用，而在方位角較大時主要表現為對紅外輻射的發射作用導致的．

3.5模型紅外輻射強度分布噴管探測面積隨方位角的變化會對其紅外輻射強度產生相應的影響．當考慮具體高溫部件時，這種影響更為明顯．圖9中以模型1寬邊探測為例，給出了典型高溫部件紅外輻射強度隨方位角變化規律．可以看出，中心錐紅外輻射強度較大，隨方位角增大呈現逐漸減小的趨勢，火焰穩定器的紅外輻射強度則是先增大后緩慢減小，波瓣混合器的紅外輻射強度較小．可以看出，其紅外輻射強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度I分布．以圓轉矩形噴管為例，可以看出，其紅外輻射強度隨方位角增大逐漸減小，在噴口后方，方位角較小時，降低速度較快，這是由于此方位角范圍內，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正后向紅外輻射強度達到1050W／sr，在方位角大于20°以后，紅外輻射強度迅速降低到100W／sr以內．模型2、模型3中，紅外輻射強度分布規律與模型1相同，但是紅外幅射強度值明顯降低．模型2正后方紅外輻射強度降低為970W／sr，其降幅為7．6％．而模型3正后方紅外輻射強度降低為820W／sr左右，其降幅高達21％．鋸齒的強化摻混對于紅外輻射特征抑制起到了明顯效果．

3.6推力系數特征分布發動機噴管的推力系數是衡量噴管性能的重要參數之一，推力系數（C）的定義為實際推力Fr與理想推力Fi之比，即表3所示．可以看出，將軸對稱收擴噴管改為圓轉矩形噴管后，推力損失達到1．4％，加裝小尺寸多個鋸齒后，推力損失達到1．9％，采用單個大尺寸鋸齒形式后，推力損失進一步達到2．2％，強化摻混的同時帶了一定的推力損失．

4結論

本文將軸對稱收擴噴管改型設計為圓轉矩形噴管，在考慮中心錐、波瓣混合器、火焰穩定器以及加力燃燒室筒體影響的條件下，設計了兩種不同鋸齒形式圓轉矩形噴管，并對其流動、換熱與紅外輻射特征進行了數值模擬研究．主要結論有：1）考慮發動機高溫部件結構時，部件本身溫度分布的不均勻性使得噴管實際腔體紅外輻射強度的方向性特征更加明顯．2）加裝鋸齒結構后，發動機尾噴流與外流摻混增強，采用小尺寸鋸齒時，高溫區長度有一定縮短；采用大鋸齒時，高溫區長度進一步縮短，強化摻混效果明顯，使得噴管紅外輻射強度降低．3）將軸對稱收擴噴管改為圓轉矩形噴管并加裝鋸齒后，強化尾噴流與外流摻混，降低其紅外輻射強度的同時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：南京航空航天大學能源與動力學院中國航空工業集團公司成都飛機設計研究所