自然空化尾空泡内超声速射流流场特性数值研究仿真

为揭示自然空化尾空泡内超声速流场的演化规律与空泡内部的流场结构,文中基于限体积法流体体积多相流模型,对自然空化尾空泡内超声速射流流场展开仿真研究,对比了不同空化数和来流攻角下的空泡内部流场参数分布,得出如下结论:自然空化尾空泡在超声速射流入射后,空泡形态较稳定,其演化主要集中在空泡尾部闭合处;空泡内超声速射流流场发展主要受回射流影响,无来流攻角时受回射流冲击,射流轴向发展受抑,轴向射流出现“回缩”现象,有来流攻角时,回射流位置发生偏移,其剪切卷吸作用占主导,射流轴向发展迅速;航行器姿态的稳定性主要受来流冲击和表面高压区分布的影响,空化数较小时,增大来流攻角可大幅度增加航行器俯仰力矩。

数值模拟激光辅助凝聚抑制同位素分离中喷嘴构型对超声速射流的影响

激光辅助凝聚抑制同位素分离(CRISLA)方法需要激光选择性激发超声速射流中的同位素分子,装置内的流场会对分离效果产生影响。CRISLA中超声速射流主要受喷嘴构型的影响,本研究利用计算流体力学(CFD)方法研究喷嘴构型参数(喉部直径、扩张段长度、扩张角度)对CRISLA流动的影响。结果表明,喉部直径是影响射流低温区温度的主要因素,喷嘴扩张段长度对喉部直径3~5 mm喷嘴射流低温区温度影响不明显,而对喉部直径<3 mm的喷嘴射流低温区温度影响较大;喉部直径在3~5 mm时,扩张段长度及扩张角度对射流低温区位置影响小,低温区都位于喷嘴外,喉部直径<2 mm时,扩张段长度与扩张角度对射流低温区位置有显著影响,需要优化二者关系才能在喷嘴外获得较理想射流。在保障低温区位于喷嘴外的前提下,适当增大扩张段角度有利于射流径向扩散。研究的几种喷嘴构型能形成较理想射流,可为未来实验研究提供参考。

欠膨胀超声速射流不稳定性机理的数值研究

应用NND有限差分格式求解轴对称可压缩N—S方程,研究了不同驻室与环境压力比条件下欠膨胀超声速射流近场的失稳特性,计算结果表明欠膨胀超声速射流的失稳机制根据射流激波结构的特征可分为3种失稳模式:具有规则反射激波结构和单一剪切层特征的射流不稳定性;带有马赫反射激波结构和双剪切层特征的射流不稳定性;具有弯曲马赫杆和高度欠膨胀射流的不稳定性,对于欠膨胀超声速射流,沿射流方向重复出现拟周期性的射流激波结构是射流稳定发展的特征,这种射流激波结构的消失是射流开始失稳的标志。

连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的机理研究

为研究连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的机理,在喷口间距为70mm,不同入射压力的条件下进行了自由射流对撞、二维凹面腔内的射流对撞及三维凹面腔内的射流对撞诱导激波聚焦实验。通过对比自由射流对撞辐射啸声频谱和凹面腔内射流对撞中凹面腔底部的动态压力频谱,结合纹影照片对连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的机理进行了研究。结果表明,沿射流对撞面两侧的椭球形激波阵面的高频拉锯式振荡是连续射流对撞诱导激波聚焦的本质。当两侧的波阵面同时到达凹面腔底部发生碰撞时,激波聚焦得以完成;在一定的入射压力范围内,由于射流对撞面不稳定,两侧椭球形激波阵面不能同时到达两喷口中间的对称面,因此在自由射流对撞的辐射噪声频谱上共存两种模式的啸声。在凹面腔内的射流对撞中,凹面腔底部的压力脉动频谱上也同时存在两个频率十分接近的峰值;随着入射压力的进一步提高,两侧的椭球形激波阵面经过一段时间的协调同步后同时到达喷口中间的对称面,辐射噪声和压力脉动频谱中双频率值共存的现象消失,并统一为单一值。

纹影流动显示技术在超声速射流数值模拟验证中的应用

为了研究总压探针测量方法在欠膨胀超声速射流中的可行性,论文采用非结构网格有限体积法对含探针和不含探针的射流流场进行数值模拟,并通过对两个计算结果的比较,给出这种测量方法的参考性评价。为了证明数值方法及计算结果的可靠性,给出了口径6mm的喷嘴、粗1.3mm总压探针在压比4的流动条件下纹影流场显示和总压探针测量等实验结果。

基于AUSM改进格式的超声速射流数值模拟

采用改进的二阶AUSM格式方法对复杂燃气超声速射流进行了数值模拟。将改进的AUSM格式发展到守恒型的轴对称Euler方程组,对不同来流条件的燃气伴随射流进行数值计算。数值实验结果表明:该改进的方法能清晰捕捉复杂波系结构中的入射激波、λ激波、反射激波、接触间断等现象;流场特征与试验纹影图吻合很好,数值结果优于二阶TVD格式计算值;该改进的方法有很高分辨率,能较好抑制伪振荡和红宝石现象;为超声速射流的数值研究提供了一种新方法。

超声速射流离散频率噪声的屏蔽抑制及对流动的影响

根据对超声速射流离散频率噪声产生的反馈机理的认识,提出了一种能够有效地破坏反馈环的形成,从而抑制射流离散频率噪声的喷嘴屏蔽方法。这种方法是通过阻隔反馈声波使其不能到达喷嘴唇口、同时屏蔽物不与射流接触来实现降噪的目的。实验结果表明,对于合适的屏蔽罩参数,正常降噪效果可达5分贝以上。应用激光多普勒测速技术测量了超声速自由射流在采取屏蔽降噪措施前后轴线速度的分布,发现屏蔽后射流势核长度增加近50%,表明这种降噪方法有助于射流推力的提高,但不利于射流的掺混。

基于模态分解的轴对称超声速射流啸声产生位置数值分析

不完全膨胀超声速射流的势核中会产生准周期的激波栅格结构,其与剪切层内拟序结构的相互作用会产生激波噪声.啸声是主要向上游方向传播的、具有离散频率的高强度激波噪声,其产生是受一种非线性的声反馈环机制驱动.精确定位啸声的声源位置是定量理解啸声反馈环机制和发展准确的啸声预测模型的一个关键所在.为了分析近场啸声,本文采用高精度数值方法直接求解轴对称可压缩Navier-Stokes方程,数值模拟了完全膨胀射流马赫数为1.10和1.15的圆形声速喷管欠膨胀超声速冷射流,得到了A_(1)和A_(2)两种轴对称模态啸声.通过傅里叶模态分解、本征模态分解和动态模态分解,分析了射流时序压力场和速度场,研究了啸声关联拟序流动结构的空间演化,精确定位了轴对称模态啸声的声源位置.研究表明:啸声关联拟序流动结构存在饱和态区域,啸声声波是在其饱和态区域产生并向外传播;在本文所涉及的射流马赫数范围内,A_(1)和A_(2)两种轴对称模态啸声的有效声源位置分别是在第4和第3个激波栅格结构的尾缘.

2级脉冲爆震发动机中超声速射流对撞诱导激波聚焦试验研究

为研究2-St age PDE中连续超声速射流及结构参数对撞诱导激波聚焦的影响规律,在冷态条件下开展了2-St age PDE中连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的试验。分析了喷口宽度、导流环深度、凹面腔开口端与喷管间距、尾喷管角度、射流入射压力等参数对凹面腔底部峰值压力的影响。结果表明:喷口宽度、导流环深度、凹面腔开口端与喷口间距、射流入射压力越大,凹面腔底部峰值压力越大,激波聚焦效果越好;尾喷管角度越大,凹面腔底部峰值压力越小,激波聚焦效果越差;喷口宽度、导流环深度、射流入射压力对激波聚焦的影响较大。

波反射激励效应抑制超声速射流红外辐射的试验研究

试验研究了波反射装置对高温超声速射流的激励效果并初步分析了其作用机理。主喷管的喉道直径为35mm,进口总压为27.44kPa,进口总温约800K,相应的喷管出口马赫数为1.33左右。结果表明,影响激励效果的主要参数有锥形反射器的扩张角、反射器母线长度和反射器与主喷管的相对位置,并有一个综合最佳值。在最佳结构参数下,激励后的射流轴心温度降低约120K,有望使超声速射流的红外辐射强度降低约40％～50％,红外隐身效果显著。

二维凹面腔内连续超声速射流入射压力对激波聚焦的影响

为研究射流入射压力对连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的影响,开展了二维凹面腔内连续超声速射流对撞诱导激波聚焦的实验,分析了流场演化过程及动态压力特性。结果表明:连续超声速射流在凹面腔内对撞后出现了水平拉锯脉动模态和上下交叉脉动模态,在水平拉锯脉动模态中能实现频率为9k Hz左右的激波聚焦,实质是凹面腔内的气流周期性排出后形成的低压区导致射流喷管出口形成前导激波并在凹面腔底部聚焦;射流入射压力越小,凹面腔底部和射流对撞位置的压力脉动幅值越小,凹面腔底部激波聚焦的频率和强度越小,当入射压力减小到0.3MPa后,凹面腔内无法实现激波聚焦。

不对称喷管欠膨胀超声速射流的数值模拟

采用改进的MUSCL格式解三维可压缩平均雷诺纳维尔 斯托克斯方程组,湍流模型为Spalart Allmaras代数模型,数值模拟了四种调整片不对称喷管在喷口压比为2.0、2.8、3.4和4.0条件下的欠膨胀超声速射流场,获得了射流场流谱和参数分布,并给出了单调整片不对称喷管出口压强比与射流偏转角和扩张角的分布曲线,计算结果和实验数据符合良好。

入射压力对连续超声速射流对撞的影响

为了研究连续超声速射流入射压力对射流对撞的影响规律,以空气为介质开展了不同入射压力下自由空间内连续超声速射流对撞的实验和数值模拟,对比分析了射流对撞中心的动态压力和辐射噪声。结果表明:随着射流入射压力的增大,射流对撞的动态压力幅值逐渐增大,频率也逐渐增大,同时射流对撞引起的啸叫频率逐渐增大;增大射流入射压力有利于提高射流对撞效果。

连续超声速射流对撞的试验研究

为研究2级脉冲爆震发动机中射流对撞的机理,开展了自由空间内连续超声速射流对撞的试验,通过分析流场阴影、动态压力和辐射噪声揭示连续超声速射流对撞的机理。结果表明:自由空间内连续超声速射流对撞后产生的激波出现3种运动模态:拉锯脉动模态、左右摇摆模态和弓型旋拧模态。激波的拉锯脉动模态导致的压力脉动幅值较大,具有周期性;左右摇摆模态和弓型旋拧模态导致的压力脉动幅值较小,具有随机性;射流对撞产生的啸叫频率低于声源的压力脉动频率。

脉冲能量沉积对超声速射流/激波相互作用掺混的控制研究

为探究超声速射流掺混增强的有效控制方法,基于二维非稳态雷诺平均Navier-Stokes方程,研究了脉冲能量沉积对超声速射流与斜激波相互作用后增强掺混的控制机理和规律。宽度为5 mm的低密度平面射流同向完全膨胀射入马赫数为2.5的主流中,并与20°压缩斜面所产生的斜激波相互作用。在流场中引入脉冲能量沉积对射流掺混进行控制,并考虑射流马赫数、射流长度、能量沉积位置及激励频率对掺混效果的影响。对比激励流场与基础流场,结果表明:脉冲能量沉积的加入诱导射流形成大尺度涡结构,显著提高射流的掺混效果;能量沉积位置对于不同马赫数射流的掺混增强具有不同的控制效果;激励前后射流宽度的对比表明,脉冲能量沉积的无量纲激励频率在0.22附近时,可使得射流的掺混效果最佳。

水下航行体超声速射流与尾空泡耦合作用初期的流场特性

针对航行体水下垂直发射过程,利用固体火箭发动机在尾空泡内点火实现有控运动,是保证复杂因素干扰下航行体弹道稳定的重要手段。基于流体体积模型、标准k-ε湍流模型和动网格技术,通过求解雷诺时均Navier-Stokes方程,获得超声速射流与尾空泡耦合作用初期的流场特性及其演化规律。结果表明:航行体出筒后形成的半椭球状附体尾空泡,在超声速射流作用下逐渐演变成葫芦状,其内部流动受到破坏后进行重构,没有形成回射流现象;超声速射流完全受限在尾空泡内发展,射流流动主要位于径向尺寸和喷管出口直径相当的核心区内,在射流卷吸作用和空泡界面影响下,尾空泡内相继出现了一次涡环和二次涡环结构;航行体尾部与筒口中心位置压力呈现宽幅振荡特征,最大振幅约为发射水深压力的1.2倍,致使射流结构和航行体受到的实际总推力出现大幅度振荡变化。

一种超声速射流计算方法与实验验证

高温射流流场计算是尾焰辐射目标特性计算的前提,然而由于缺少可靠实验数据,针对湍流超声速射流的数值模拟多集中于低温射流,高温射流计算与实验的对比工作还很少见。利用k-ωSST双方程湍流模型,模拟了多个典型超声速射流实验的流场速度与温度分布,通过与实验结果进行对比,建立了一种超声速射流计算方法。首先,通过对比多个低温射流的实验与计算结果,探索了湍流模型中可压缩修正以及来流湍动粘性比对超声速射流计算结果的影响;进而,针对火箭发动机尾焰实验,计算尾焰流场与流场红外辐射,流场辐射计算结果与实验观测结果符合较好,进一步验证了计算方法。最终认为经过可压缩修正的k-ωSST双方程湍流模型结合湍动粘性比取值30可以作为超声射流计算中较为典型的湍流计算方法。

矩形喷口欠膨胀超声速射流对撞的实验研究

在不同喷口间距和射流压力下开展了矩形喷口欠膨胀超声速射流对撞实验并与自由射流进行了对比.实验表明:超声速射流对撞的辐射噪声中存在四种不同的啸音模式,且随喷口距离和射流压力的变化在不同模式间切换.在射流压力大于0.5MPa且喷口间距小于50mm时,射流对撞面在两个喷口外形成两道正激波之间,啸音基频维持在3kHz左右.随喷口间距的增大或射流压力的降低,射流对撞面在一侧喷口外的弓形激波与另一侧喷口外的正激波之间.对撞面也有可能出现在两个弓形激波之间,对应的啸音基频约为9kHz,但容易受扰动而回到喷口一侧或是在喷口之间大幅度振荡.当射流压力小于0.36MPa且喷口间距大于70mm后,对撞面在两个喷口之间大幅度振荡,产生基频在1kHz左右并随射流压力的降低和喷口间距的增大而降低的啸音.

喷管非轴对称性对超声速欠膨胀射流激波啸叫影响实验研究

喷口外形是影响超声速射流激波啸叫模态特性的重要因素之一。对矩形射流以外的非轴对称喷管的超声速射流激波啸叫研究较为缺乏。为研究非轴对称收缩喷管对超声速射流激波啸叫的影响,针对圆形射流、正方形射流和正三角形射流的激波啸叫特性开展了实验研究。研究发现相比圆形喷管和正方形喷管,三角形喷管具有很大的抑制激波啸叫噪声的降噪潜力。采用方位角重构的方法对不同喷管外形的超声速射流激波啸叫开展了模态特性分析,结果表明,圆形射流、正方形射流和三角形射流激波啸叫A模态和B模态的基频模态特性基本一致,而A模态的倍频模态特性存在一定差异。在完全膨胀马赫数大于1.32时,三角形射流出现了特有的激波啸叫模态,其基频和倍频均为轴对称模态。

超声速欠膨胀冲击射流的数值模拟

利用有限体积法对轴对称可压缩的N S方程进行离散 ,对喷嘴的超声速垂直冲击射流进行了数值模拟。网格的划分采用非结构性网格 ,湍流模型为S A湍流模型 ,在近壁处采用壁面函数进行修正。分别计算压比为3和 4的超声速欠膨胀垂直冲击射流 ,得到详细的波系结构 ,激波形状和位置与实验相吻合。大压比下 ,壁面上冲击中心区域压力相对低 ,分布较平坦 ,压力最大点所在位置偏离中心冲击点 。