張 勃，吉洪湖，曹廣州，黃 偉

（南京航空航天大學 能源與動力學院，南京 210016）

圓轉(zhuǎn)矩形噴管出口寬高比對射流雷諾剪應力的影響

張 勃，吉洪湖，曹廣州，黃 偉

（南京航空航天大學 能源與動力學院，南京 210016）

采用熱線風速儀，利用單斜絲，對寬高比W／H分別為1，4，8，12，16的5個圓轉(zhuǎn)矩形收斂噴管和一個軸對稱噴管的射流對稱面上雷諾剪應力分布特性進行了實驗研究。研究發(fā)現(xiàn)：在噴口下游不同截面上，射流寬、窄對稱面上的雷諾剪應力沿徑向均先緩慢增大，到達射流邊界后迅速減小，射流邊界逐漸沿徑向外移。矩形噴管射流相比軸對稱射流具有較強的旋流，雷諾剪應力較大，且隨著寬高比增大，旋流強度增大，剪應力也逐漸提高，導致了射流與外流摻混增強。寬高比大于8以后，增大幅度逐漸減小。射流寬、窄對稱面上的分布規(guī)律相同。

圓轉(zhuǎn)矩形噴管；射流；雷諾剪應力；摻混；紅外抑制

0 引 言

飛行器發(fā)動機的紅外輻射信號是敵方紅外制導導彈前向和側(cè)向攻擊時的主要搜索與跟蹤目標。在眾多的輻射源中，噴氣發(fā)動機的尾噴流紅外輻射是3～5μm波段上的主要輻射來源之一。二元非軸對稱噴管可以強化尾噴流與外流的摻混，起到降低其紅外輻射的目的，在國外多種先進飛機上得到實際應用，取得了良好的效果［1］。

各國學者的研究顯示，非軸對稱二元噴管加強摻混的機理在于其加強了射流剪切運動，具有較強的二次渦流，在其拐角區(qū)誘導出反向渦對，強化尾噴流與外界大氣的摻混，促進其與中心區(qū)氣流的能量交換［2］。

射流強化摻混主要源于其與外流之間雷諾應力的增大，A.Krothapalli［3］，Y.Tsuchiya［4］在低雷諾數(shù)條件下，分別對矩形與軸對稱噴管射流流場進行了實驗研究，得到了射流雷諾剪應力沿徑向先增大再減小，正應力沿徑向逐漸減小的規(guī)律，D.R.Webster［5］則進一步指出射流雷諾剪應力大小取決于噴管形狀和氣流參數(shù)。Hinze［6］表明，射流與外流交界面附近的雷諾應力大小是影響其摻混強弱的主要因素之一，且其噴口形狀變化對雷諾應力具有明顯影響。

為了研究寬高比對矩形噴管射流摻混特性的影響規(guī)律，以一個軸對稱噴管（AR0）為基礎，保持進、出口面積不變，設計了出口寬高比為1，4，8，12，16（分別命名為AR1，AR4，AR8，AR12，AR16）的5個圓轉(zhuǎn)矩形收斂噴管，對其射流下游不同截面上的雷諾剪應力分布特征進行了實驗研究。

1 實驗設備與模型

采用的實驗臺如圖1所示，主要包括收斂噴管、氣流穩(wěn)定段、風機、變頻器和熱線風速儀以及相關的數(shù)據(jù)采集設備。

圖1 實驗臺架示意圖Fig.1 Sketch of the test rig

實驗中，在風機出口處布置了一段350mm的漸擴段，在其與噴口之間布置一段與噴管進口等徑的長900mm的平直管段，使得流體到達噴管進口時的速度分布達到管流充分發(fā)展時的速度分布。噴管進、出口半徑分別為115mm、70mm，長145mm。

圖2中以模型AR4為例，給出了噴管寬邊、窄邊、過渡面的形狀。

圖2 模型照片F(xiàn)ig.2 Photo of the model

圖3中給出了寬高比分別為1、4、8、12、16的5個矩形噴管模型與一個軸對稱噴管模型照片，不同噴管的進口面積均為0.04m2，出口面積均為0.02m2。

圖3 實驗模型照片F(xiàn)ig.3 Photo of the test models

實驗中使用變頻器對風機轉(zhuǎn)速進行調(diào)節(jié)以滿足實驗雷諾數(shù)要求。氣流出口雷諾數(shù)均為2.5×105（Re＝UD／μ，U為氣流出口速度，D為試驗中軸對稱噴管AR0出口直徑），環(huán)境壓力為1.013×105Pa，環(huán)境溫度為303K。

2 測量參數(shù)與測量方法

為了研究射流的雷諾剪應力ε＝ρuiuj，利用噴管出口平均速度的動壓為參照，采用相對雷諾剪應力ε為射流軸向X 速度脈動，uj（j＝2，3）為側(cè)向Y，Z速度脈動，U0是噴管出口平均速度），衡量射流的側(cè)向速度脈動特征。

試驗采用的斜絲為直徑3.8μm，長3mm的45°鉑絲（如圖4中熱線支桿左端兩根金屬桿之間細絲），熱絲兩端鍍有合金，減少了桿繞流的干擾，有效提高測量精度，速度測量誤差約為1%。由于研究的矩形射流具有明顯的二維特征，采用將斜絲旋轉(zhuǎn)180°的方法測量求取側(cè)向速度脈動，這種方法與采用叉絲測量相比，對流場影響較小，在流場相對穩(wěn)定的情況下，試驗精度良好［6－9］。

圖4 45°斜絲Fig.4 Inclined hot wire（45°）

旋轉(zhuǎn)前后熱絲位置如圖5（a）和（b）所示。

在求取雷諾剪應力時，對于圖5（a）中熱絲的45°放置位置，建立如下方程：

圖5 熱線的兩種放置位置Fig.5 Two locations of hot wire

式中，C′＝，U為平均速度，E為時均電壓，e則為脈動電壓。

針對熱絲旋轉(zhuǎn)前后位置分別列出對應的方程，對旋轉(zhuǎn)前后的方程進一步取時均計算，可以得到：

實驗選取射流的兩個特征面，即寬對稱面與窄對稱面，在其下游 X＝0.1D＊，0.5D＊，1D＊，2D＊，4D＊，8D＊（D＊＝4A／C，A 和C 分別為軸對稱噴管AR0出口面積與濕邊周長）6個不同軸向截面進行測量，截面位置如圖6所示。

圖6 噴口流場下游測量平面圖Fig.6 Measurement planes of flow field at nozzle downstream

3 實驗結(jié)果分析

圓到矩形過渡段的存在使得流體在流動過程中存在一個從等徑的圓截面向不等徑的矩形出口流動的過程，在寬邊與窄邊方向，噴管截面分別具有擴張與收縮特征，導致了明顯旋流特征，射流在兩個方向上也分別表現(xiàn)出不同的流動特征。

噴管寬高比的變化會使得射流出口旋流強度發(fā)生變化，從而引起速度脈動的變化。下文針對不同寬高比條件下，噴管射流的雷諾剪應力在寬、窄對稱面上的分布規(guī)律進行分析。

3.1 對稱面上雷諾剪應力分布

圖7中給出了軸對稱噴管（AR0）射流在下游不同截面處雷諾剪應力沿徑向分布。

圖7 AR0對稱面上的雷諾剪應力Fig.7 Reynolds shear stress at AR0symmetrical plane

可以看出，各個截面的雷諾剪應力均從中心軸線沿徑向先增大后減小。以X／D＊＝0.1處的曲線為例，其中心線上的雷諾剪應力最小，隨著徑向距離增大逐漸增大，在射流與外流交界面上達到最大，此時，射流與外流發(fā)生劇烈摻混，能量發(fā)生耗散，而后沿徑向應力減小。射流在擴張過程中，應力沿軸向也逐漸減小，與董志勇［10］所述變化規(guī)律相同。

圖8 AR1對稱面的雷諾剪應力Fig.8 Reynolds shear stress at AR1symmetrical plane

不同軸向截面上雷諾剪應力分布規(guī)律類似，且隨著軸向距離的增大，其最大值均沿徑向逐漸外移，量值逐漸減小，說明射流邊界逐漸擴大。這個過程中，射流與外流發(fā)生能量交換，摻混能力沿程略有減低。在X／D＊＝0.1和8的兩個截面上，最大值出現(xiàn)的徑向位置從Y＝0.5D＊外移到Y(jié)＝2D＊附近，應力值相應從0.018減小為0.0038。

圖8給出了正方形噴管AR1對稱面上的雷諾剪應力分布，不同軸向距離處，各個截面上的雷諾剪應力沿徑向先增大后減小。

圖9（a）與（b）分別給出了模型AR8寬、窄對稱面上的雷諾剪應力分布。

圖9 AR8對稱面上的雷諾剪應力Fig.9 Reynolds shear stress at AR8symmetrical plane

射流寬邊與窄邊上雷諾剪應力量值相近，分布規(guī)律與AR1相同。

3.2 不同寬高比條件下，雷諾剪應力的變化

為了研究寬高比變化對射流雷諾剪應力的影響，將相同軸向截面上，不同噴管寬、窄對稱面上的雷諾剪應力分別繪制在兩張圖上，如圖10（a），（b）所示。

圖10 下游1D＊處對稱面上雷諾剪應力分布Fig.10 Reynolds shear stress distribution at symmetrical plane of 1D＊

圖10中給出噴口下游1D＊處，不同噴管射流雷諾剪應力沿徑向的分布。寬對稱面上（圖10（a）），噴管AR0中，雷諾剪應力沿徑向從中心處的低值上升至射流邊界的0.001左右，正方形噴管AR1的變化規(guī)律與AR0相同，沿徑向先增大后減小。隨著噴管寬高比增大，矩形噴管角區(qū)渦對的發(fā)展逐漸增強，摻混能力強的特點逐漸顯示出來，AR4噴管中的雷諾剪應力達到了0.12，寬高比為8的AR8噴管，雷諾剪應力進一步增大，這是由于矩形噴管出口存在不對稱結(jié)構(gòu)，其對周圍流體的卷吸作用引起的側(cè)向拉伸明顯強于軸對稱噴管導致的。但是當寬高比進一步增大至12、16時，射流雷諾剪應力增大速度略有下降。觀察發(fā)現(xiàn)，AR12與AR16噴管射流雷諾剪應力沿徑向衰減較慢，距離較長，這是由于射流湍動能在射流邊界附近強度較大，而在其它位置較小導致的。

相比而言，窄對稱面上（圖10（b）），不同寬高比噴管射流的衰減距離區(qū)別較小，這是由于在噴口面積一定的情況下，寬高比的增大意味著噴口高度的降低，一定程度上限制了出口流向渦在近噴口區(qū)域的發(fā)展。

圖11中給出了噴口下游4D＊處，寬、窄對稱面上，不同噴管射流雷諾剪應力沿徑向的分布。

圖11 下游4 D＊處對稱面上雷諾剪應力Fig.11 Reynolds shear stress distribution at symmetrical plane of 4D＊

與圖10中所示下游1D＊截面上的數(shù)據(jù)相比，不同寬高比噴管射流沿徑向的變化規(guī)律相同，均為先增大至射流邊界，而后迅速減小。但是不同噴管之間的區(qū)別明顯減小。這是由于圓轉(zhuǎn)矩形過渡段對射流的影響主要表現(xiàn)在近噴口區(qū)，此處，其誘導出的軸向與角區(qū)渦對強度較大。隨著軸向距離增大，噴口形狀變化的影響逐漸減弱，渦對強度減小，不同噴管射流之間應力數(shù)值接近。

Rajaratnam［11］，Sforza［12］對直噴管射流的研究中也得到了軸向距離增大，噴管出口影響減弱的結(jié)論。

4 結(jié) 論

利用熱線風速儀，在低雷諾數(shù)條件下，對圓轉(zhuǎn)矩形噴管射流下游的雷諾剪應力分布特征以及寬高比的影響進行了實驗研究，得出如下結(jié)論：

（1）在射流下游不同軸向截面上，雷諾剪應力沿徑向先緩慢增大，到射流邊界附近與外流摻混加劇，剪應力迅速減小，射流邊界沿軸向逐漸外移；

（2）矩形噴管誘導出較強的出口旋流，雷諾剪應力大于軸對稱噴管，并且隨著寬高比增大逐漸提高，當寬高比大于8以后，噴口高度對旋流形成壓制，其值則略有減小；

（3）在亞聲速射流中，噴管出口形狀、出口寬高比的不同對射流雷諾剪應力影響較大，隨著射流軸向距離的增大，噴管不對稱結(jié)構(gòu)誘導出的渦系逐漸減弱，使得對雷諾剪應力影響逐漸減小。

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張 勃（1976－），男，江蘇南京人，副教授，博士。研究方向：強化傳熱，流動密封。通訊地址：南京航空航天大學能源與動力學院（210016），聯(lián)系電話：13601580069，E－mail：zhangbo＿pe＠nuaa.edu.cn

Reynolds shear stress characteristics of jets from circular－rectangular transition nozzles with different aspect ratios

ZHANG Bo，JI Hong－h(huán)u，CAO Guang－zhou，HUANG Wei
（Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China）

The flow field and Reynolds shear stress characteristics of the jets from 5circularrectangular transition nozzles and one axisymmetric nozzle were investigated with inclined hot wire.The distributions of Reynolds shear stress in the wide and narrow symmetrical planes were measured on different downstream sections.Results show that in the radial direction，Reynolds shear stress increases slowly till the interface between jet and ambient gas，then decreases fast.Rectangular nozzles can induce stronger swirl flow than axisymmetric one and larger Reynolds shear stress，which increases with increasing aspect ratio.The Reynolds shear stress increment gradually decreases when the ratio exceeds 8.The distributions are the same in both wide and narrow symmetrical planes.

circular－rectangular transition nozzle；jet；Reynolds shear stress；mixing；infrared suppress

V231.1

A

1672－9897（2012）05－0042－05

2011－09－01；

2012－03－12