一種射流式冷卻擋焰板的氣動(dòng)設(shè)計(jì)與數(shù)值分析

顏世偉，晉文超，譚大力，田云

1海軍研究院，北京100161

2北京航空航天大學(xué)航空科學(xué)與技術(shù)國家實(shí)驗(yàn)室，北京100191

0 引 言

由于航空母艦（以下簡稱航母）飛行甲板上的空間非常有限，艦載機(jī)起飛時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)噴出的尾焰高溫會(huì)對甲板上的工作人員及其他裝備造成傷害。因此，甲板上通常安裝有擋焰板，以為工作人員及設(shè)備提供防護(hù)。啟動(dòng)后的擋焰板以一定的角度直接遮擋在艦載機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管后面，以便當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流接觸到擋焰板時(shí)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，從而避免對在擋焰板背面區(qū)域工作的人員和裝備造成傷害［1-3］。不同的發(fā)動(dòng)機(jī)噴口溫度有所不同，但都至少接近2 000 K。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流直接噴射到擋焰板上時(shí)，若不采取一定的防護(hù)措施，噴出的尾焰可以直接熔融甚至燒穿鋼板。

目前，美國航母飛行甲板上的擋焰板采用內(nèi)置的冷卻水管來散熱，通過海水冷卻循環(huán)帶走熱量，整套冷卻系統(tǒng)異常復(fù)雜。此外，海水還有很強(qiáng)的腐蝕性，必須定期檢測循環(huán)水系統(tǒng)［4-5］。

國外研制的新型擋焰板主要包括3種形式：被動(dòng)散熱式［6-7］、被動(dòng)隔熱式［8］和向下導(dǎo)流式［9］。在新型擋焰板方案中，采用新型散熱材料或?qū)跹姘宓臍饬鳑_刷面與車輛通過面分離，使擋焰板無需在其內(nèi)部通入冷卻水即可降低面板溫度。不過，上述新型擋焰板方案仍處于理論研究階段，尚未在工程實(shí)踐中應(yīng)用［10］，國內(nèi)在此領(lǐng)域也未見公開發(fā)表的論文。

國內(nèi)外有關(guān)擋焰板的研究主要采用數(shù)值模擬方法［11-12］。本文將借鑒氣膜冷卻原理，為擋焰板設(shè)計(jì)不同方案的高壓、常溫空氣射流槽，由射流槽產(chǎn)生射流形成低溫氣膜包裹住擋焰板并帶走高溫，從而實(shí)現(xiàn)對擋焰板的熱防護(hù)。當(dāng)高溫、高壓空氣射流與外界常溫、常壓空氣環(huán)境相互作用時(shí)，在擋焰板上會(huì)形成復(fù)雜的湍流脈動(dòng)和強(qiáng)渦旋流場，增加了流場氣動(dòng)力計(jì)算和分析的難度［13］。因此，本文將主要通過CFD數(shù)值仿真方法進(jìn)行對比分析。

1 二維方案設(shè)計(jì)及計(jì)算設(shè)置

本文針對國外某型艦載機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流的狀態(tài)參數(shù)和擋焰板的幾何參數(shù)［4］開展設(shè)計(jì)和分析。選取二維擋焰板的尺寸如下：高5 m，傾斜角45°，板厚0.425 m。用于計(jì)算的發(fā)動(dòng)機(jī)和尾噴管模型長6 m，噴管中心距地面2 m，尾噴管處的出口總壓為26.6 atm，噴口溫度T0=2 000 K，發(fā)動(dòng)機(jī)處于全加力狀態(tài)。射流槽共4排，射流出口總壓為20 atm，出口靜溫為287 K。擋焰板具體尺寸如圖1所示（單位：mm）。

圖1 射流冷卻式擋焰板幾何尺寸Fig.1 Geometric dimension of jet cooling blast deflector

本文計(jì)算采用Fluent軟件，選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型及非耦合隱式算法。計(jì)算過程為穩(wěn)態(tài)，遵循能量守恒方程，輻射模型選用離散坐標(biāo)模型（DO模型）［14］。目前，飛機(jī)噴管尾流場的數(shù)值分析廣泛采用的是有限差分法，求解計(jì)算時(shí)采用的是SIMPLE算法［15-18］。計(jì)算網(wǎng)格為全結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為10萬。計(jì)算域左、右及上部邊界距離擋焰板根部均為100 m，且均設(shè)置為壓力出口條件，其出口壓力為大氣壓，出口溫度為287 K；計(jì)算域底部為無滑移壁面，發(fā)動(dòng)機(jī)噴口朝左，射流孔射流方向垂直向上，發(fā)動(dòng)機(jī)噴口及射流出口均設(shè)置為壓力入口邊界條件。其中，發(fā)動(dòng)機(jī)噴口入口總壓設(shè)為26.6 atm，靜溫為2 000 K，射流孔入口總壓為20 atm，靜溫為287 K。計(jì)算模型及計(jì)算域網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 擋焰板及發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of calculation domain for jet blast deflector and jet nozzle

2 二維模型數(shù)值分析

本節(jié)分別對基本構(gòu)型及射流構(gòu)型的擋焰板進(jìn)行計(jì)算。圖3所示為基本構(gòu)型擋焰板附近的溫度場及流線。從圖中可以看出：基本構(gòu)型擋焰板上表面最高溫度已經(jīng)超過1 900 K，且高溫區(qū)域幾乎覆蓋了整個(gè)擋焰板；擋焰板下表面有高溫氣體堆積，在甲板表面形成回流，甲板附近溫度接近1 900 K；發(fā)動(dòng)機(jī)高溫氣體在擋焰板表面形成了一個(gè)高壓區(qū)。

圖3 基本構(gòu)型擋焰板附近溫度、壓力場及流線圖Fig.3 Temperature，pressure fields and streamlines in vicinity of jet blast deflector of basic configuration

考慮到本文研究內(nèi)容的實(shí)用性，下文將針對不同射流孔數(shù)和射流氣壓的工況，對擋焰板降溫效果進(jìn)行分析，以便在較少射流孔數(shù)和射流氣壓下達(dá)到較好的降溫效果，為三維工況計(jì)算提供前期數(shù)據(jù)分析。

2.1 兩排射流孔分析

在15，20和25 atm不同射流氣壓工況下，對配置了2排射流孔的擋焰板附近溫度場、壓力場及流線場進(jìn)行分析，結(jié)果如圖4～圖6所示。

圖4 15 atm工況下?lián)跹姘甯浇鼫囟取毫黾傲骶€圖（2排射流孔）Fig.4 Temperature，pressure fields and streamlines in vicinity of jet blast deflector at 15 atm（2 rows of jet hole）

圖5 20 atm工況下?lián)跹姘甯浇鼫囟取毫黾傲骶€圖（2排射流孔）Fig.5 Temperature，pressure fields and streamlines in vicinity of jet blast deflector at 20 atm（2 rows of jet hole）

圖6 25 atm工況下?lián)跹姘甯浇鼫囟取毫黾傲骶€圖（2排射流孔）Fig.6 Temperature，pressure fields and streamlines in vicinity of jet blast deflector at 25 atm（2 rows of jet hole）

通過分析可以看出：當(dāng)射流氣壓為15 atm時(shí)，擋焰板被高溫氣體覆蓋，幾乎沒有降溫效果，隨著射流氣壓增大，高溫氣體開始遠(yuǎn)離擋焰板，同時(shí)擋焰板底部的低溫保護(hù)層開始增厚；當(dāng)射流氣壓超過20 atm后，隨著射流氣壓增大，高溫氣流不再進(jìn)一步遠(yuǎn)離擋焰板，即降溫趨勢不再呈線性增加。

2.2 三排射流孔分析

在15，20和25 atm不同射流氣壓工況下，對配置了3排射流孔的擋焰板附近溫度場、壓力場及流線場進(jìn)行分析，結(jié)果如圖7～圖9所示。

通過分析可以看出：當(dāng)射流氣壓為15 atm時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)噴射的氣流被引導(dǎo)脫離擋焰板，開始呈現(xiàn)降溫效果，但射流孔底部和甲板溫度較高，接近1 000 K；當(dāng)氣壓為20或25 atm時(shí)，開始有明顯的降溫效果，射流孔底部溫度降低，2種工況下的溫度變化不大，氣壓繼續(xù)增大后，降溫效果不再有明顯的增加。基于上述結(jié)果，本文選擇了射流氣壓為20 atm的工況進(jìn)行三維計(jì)算驗(yàn)證。

通過對比兩種射流孔布置方案的計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)增加射流孔數(shù)目對射流孔上部的溫度沒有貢獻(xiàn)，但對射流孔底部和甲板的溫度有貢獻(xiàn)。當(dāng)射流孔排數(shù)為2時(shí)，射流孔底部溫度為1 000 K；當(dāng)射流孔排數(shù)為3時(shí)，射流孔底部溫度接近750 K。在后續(xù)三維計(jì)算中，選擇3排射流孔進(jìn)行驗(yàn)證。

圖7 15 atm工況下?lián)跹姘甯浇鼫囟取毫黾傲骶€圖（3排射流孔）Fig.7 Temperature，pressure fields and streamlines in vicinity of jet blast deflector at 15 atm（3 rows of jet hole）

圖8 20 atm工況下?lián)跹姘甯浇鼫囟取毫黾傲骶€圖（3排射流孔）Fig.8 Temperature，pressure fields and streamlines in vicinity of jet blast deflector at 20 atm（3 rows of jet hole）

圖9 25 atm工況下?lián)跹姘甯浇鼫囟取毫黾傲骶€圖（3排射流孔）Fig.9 Temperature，pressure fields and streamlines in vicinity of jet blast deflector at 25 atm（3 rows of jet hole）

3 三維模型方案設(shè)計(jì)及計(jì)算設(shè)置

針對相同發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流的狀態(tài)參數(shù)及擋焰板幾何參數(shù)開展設(shè)計(jì)和分析。擋焰板的尺寸如下：寬9 m，高5 m，傾斜角45°，板厚0.425 m。艦載機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管長6 m，發(fā)動(dòng)機(jī)噴管中心距地面高2 m，直徑1.2 m，尾噴管處出口總壓為26.6 atm，溫度T0=2 000 K，艦載機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)處于全加力狀態(tài)。射流槽共4排，每排16個(gè)，單個(gè)射流孔的孔徑為0.26 m，射流出口總壓為20 atm，出口靜溫為287 K。具體尺寸及示意圖如圖10示。

為了驗(yàn)證射流降溫技術(shù)的可行性，本文以國外艦載機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管為例進(jìn)行了建模和計(jì)算分析。考慮到實(shí)際工程背景，盡可能選取真實(shí)物理環(huán)境下的模型尺寸，并對簡化了的基本構(gòu)型及射流式擋焰板進(jìn)行計(jì)算。

在生成網(wǎng)格的過程中，本文在全流域使用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，面網(wǎng)格是四邊形網(wǎng)格，體網(wǎng)格是六面體網(wǎng)格。在劃分網(wǎng)格時(shí)，對流場的關(guān)鍵區(qū)域使用了局部加密方法，以便捕捉重要的流場信息，例如發(fā)動(dòng)機(jī)、擋焰板、地面或需要重點(diǎn)研究的局部區(qū)域［19］。圖11所示為發(fā)動(dòng)機(jī)和擋焰板模型以及其附近網(wǎng)格劃分。

圖10 擋焰板射流槽及孔的布置Fig.10 Arrangement of slots and holes on the jet blast deflector

圖11 三維模型及計(jì)算域網(wǎng)格Fig.11 3D model and grid of computational domain

在計(jì)算射流流場時(shí)，遠(yuǎn)場使用了準(zhǔn)確性較高的k-ε模型及耦合算法，計(jì)算過程為穩(wěn)態(tài)。由于噴射速度已超過音速，故氣體應(yīng)為可壓縮流體。發(fā)動(dòng)機(jī)前方正面和側(cè)面遠(yuǎn)場設(shè)為壓力進(jìn)口，其后方和上方遠(yuǎn)場設(shè)為壓力出口，進(jìn)、出口壓力均為大氣壓，遠(yuǎn)場進(jìn)、出口溫度均為287 K。通過二維數(shù)值模擬結(jié)果分析，發(fā)現(xiàn)采用3排射流孔進(jìn)行三維計(jì)算既可滿足降溫條件，又可節(jié)省射流孔數(shù)。考慮到擋焰板底部有高溫氣體滯留，底部一排射流孔的射流方向?yàn)樗较蛴遥渌麅膳派淞鞣较驗(yàn)榇怪毕蛏稀Ｓ?jì)算域底部為無滑移壁面，發(fā)動(dòng)機(jī)噴口朝左，發(fā)動(dòng)機(jī)噴口及射流出口均設(shè)置為壓力入口邊界條件，發(fā)動(dòng)機(jī)噴口入口總壓設(shè)為26.6 atm，靜溫為2 000 K，射流孔入口總壓為20 atm，靜溫為287 K。

4 三維結(jié)果分析

通過流場分析軟件Fluent進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，分別分析擋焰板和甲板附近的跡線圖、溫度場及壓力場，結(jié)果如圖12所示。

從圖12的跡線圖可以看出，發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管高溫氣流從噴口高速流出，形成自由擴(kuò)散的紊流射流［20］，在混流增速區(qū)流速增加，在減速區(qū)流速減小。主體氣流經(jīng)過擋焰板上空，與射流孔低溫氣體融合，速度降低，然后沿?fù)跹姘迳媳砻媪鞒觯幸徊糠謴膿跹姘鍍蓚?cè)流出，其余氣體在擋焰板下部形成一個(gè)回流。

圖12 射流冷卻式擋焰板上發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流跡線圖Fig.12 Jet tracing of engine on the jet cooling blast deflector

圖13為發(fā)動(dòng)機(jī)軸心切面的馬赫云圖和速度云圖。由圖可以看出：噴氣擋焰板對尾噴流起到了非常明顯的偏折作用。尾噴流遇到擋焰板后迅速沿板面向上偏轉(zhuǎn)，在無外界風(fēng)的情況下，向上偏轉(zhuǎn)的氣流幾乎是沿著與板面平行的方向前進(jìn)，發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流對擋焰板后部的空氣干擾較小；發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管沿軸線向后噴射出超音速氣流，氣流速度沿軸線減小，在尾噴管氣流與射流交匯的前方附近產(chǎn)生一個(gè)低速區(qū)；擋焰板最底部的射流孔水平向右噴射常溫射流，在擋焰板底部和甲板附近形成隔離帶，把發(fā)動(dòng)機(jī)噴管高速氣流與甲板表面空氣隔開。

圖13 25 atm工況下發(fā)動(dòng)機(jī)軸心切面馬赫及速度云圖Fig.13 Mach and velocity contours in axial section of engine at 25 atm

選取發(fā)動(dòng)機(jī)軸心所在平面做溫度云圖。由圖14可以看出：噴口高溫射流從噴管流出后溫度降低，形成一個(gè)低壓膨脹區(qū)，由于射流孔射流的阻礙作用，在射流交匯區(qū)形成了一個(gè)高溫高壓區(qū)；擋焰板表面附著了射流孔排出的低溫氣流，溫度明顯降低；擋焰板最下排射流孔水平向右噴射低溫氣流，在底部和甲板上形成一層低溫保護(hù)層，有效降低了甲板和擋焰板底部溫度。

從圖15可以看出，擋焰板整體區(qū)域的平均溫度為600 K，最高溫度為1 060 K，擋焰板最高溫度區(qū)面積較小，所以可以在此小面積區(qū)域使用耐高溫材料。目前，國內(nèi)外正在研究在擋焰板系統(tǒng)中使用陶瓷材料的可行性［21］，結(jié)果表明，使用該材料后擋焰板底部和甲板附近溫度明顯降低，沒有高溫氣體堆積；擋焰板后部溫度為常溫，發(fā)動(dòng)機(jī)氣流對其沒有干擾；發(fā)動(dòng)機(jī)底部和前方溫度為常溫，高溫氣流對艦載機(jī)不會(huì)產(chǎn)生不利干擾。

圖15 擋焰板及周邊等溫線Fig.15 Isotherm contours of jet blast deflector

5 結(jié) 論

本文針對射流冷卻式擋焰板設(shè)計(jì)，通過對不同射流冷卻孔和射流總壓方案的仿真計(jì)算及分析，得到如下結(jié)論：

1）射流冷卻方案基本可行，選擇3排射流冷卻孔以及20 atm的射流方案可基本滿足擋焰板的降溫要求。

2）上述方案中，射流冷卻可使擋焰板上95%面積的平均溫度降至約600 K，局部最高溫度為1 060 K，降溫效果顯著，冷卻效果與傳統(tǒng)海水冷卻方案基本相當(dāng)。

3）由于局部高溫區(qū)面積較小，可通過在此區(qū)域使用陶瓷隔熱材料或進(jìn)一步優(yōu)化射流冷卻孔方案來解決。

本文研究的設(shè)計(jì)方案與傳統(tǒng)的海水冷卻擋焰板相比，可以避免海水冷卻管路的腐蝕和堵塞等問題，同時(shí)研究結(jié)果也可為分析艦載機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴流對擋焰板附近流場的影響及擋焰板設(shè)計(jì)提供一定的技術(shù)支持。