紅外抑制器排氣混合管主動(dòng)冷卻的紅外輻射特性數(shù)值研究

吳 楠，張靖周，單 勇

(南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院 江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 210016)

武裝直升機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)的外露壁面和燃?xì)馕惭媸羌t外探測(cè)和制導(dǎo)的主要跟蹤目標(biāo)，減少紅外輻射的一個(gè)有效方法是使用紅外抑制器。波瓣引射式排氣噴管是第二代紅外抑制器，其利用發(fā)動(dòng)機(jī)排氣動(dòng)能抽吸環(huán)境中的冷氣與熱噴流摻混進(jìn)行冷卻，主要對(duì)抗3～5 μm波段的紅外探測(cè)，并且得到了快速發(fā)展[1-5]。

為了進(jìn)一步降低排氣系統(tǒng)紅外輻射，應(yīng)對(duì)紅外探測(cè)技術(shù)和紅外探測(cè)器性能的提高，需要從降低排氣噴管以及其他外露表面溫度入手開展相關(guān)工作。以彎曲混合管為研究對(duì)象，Bettini等[6]對(duì)某型直升機(jī)紅外抑制器進(jìn)行了多學(xué)科的改進(jìn)設(shè)計(jì)，通過在多分流噴管表面開設(shè)通氣貓耳，導(dǎo)引冷卻空氣進(jìn)入排氣混合管而有效降低了排氣混合管的壁面溫度。王同輝等[7]研究了直升機(jī)紅外抑制器遮擋罩不同遮擋間距對(duì)紅外輻射特性的影響，得出對(duì)于降低壁面溫度和紅外輻射，存在一個(gè)最佳間距。陳庚等[8-9]研究了二元彎曲混合管結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)紅外抑制器的影響，指出引射系數(shù)隨出口波瓣數(shù)量先增加后減少；隨出口瓣高的增加，引射系數(shù)增加，輻射強(qiáng)度峰值降低。唐正府等[10-11]對(duì)后機(jī)身一體化波瓣噴管-狹長(zhǎng)出口彎曲混合管引射混合特性及混合管出口摻混距離進(jìn)行了研究，指出彎曲混合管的流動(dòng)由彎管二次流和流向漩渦共同影響，形成有別于橢圓混合管出口截面的獨(dú)特的流動(dòng)現(xiàn)象，混合管出口與模型出口相對(duì)距離的增加使氣流溫度降低，壁面輻射有所增加。

本文以波瓣引射式紅外抑制器的排氣彎曲混合管為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)了一系列具有不同結(jié)構(gòu)尺寸和排布方式通氣貓耳的彎曲混合管，用數(shù)值計(jì)算的方法分析冷卻空氣量和貓耳結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其紅外輻射特性的影響。

1 物理模型

本文涉及的紅外抑制器主要由波瓣噴管、二元彎曲混合管和二元彎曲遮擋罩構(gòu)成。其中波瓣噴管入口為主流進(jìn)口，波瓣噴管和混合管之間為引射次流入口，遮擋罩和混合管之間是冷卻氣流入口，如圖1所示。發(fā)動(dòng)機(jī)高溫燃?xì)饨?jīng)主流進(jìn)口流入波瓣噴管，由于排氣動(dòng)量的引射，外界大氣從次流入口被抽吸進(jìn)入排氣混合管，高溫燃?xì)馀c引射次流在彎曲混合管內(nèi)混合后流出排氣混合器，進(jìn)入外界大氣環(huán)境。

圖1 直升機(jī)紅外抑制器結(jié)構(gòu)

本文計(jì)算所用波瓣噴管瓣數(shù)為12，波瓣沿周向均勻分布，如圖2所示，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)有：噴管直徑d=400 mm，波瓣擴(kuò)張角為22.5°，波瓣內(nèi)直徑Rin=200 mm，外直徑Rout=600 mm，瓣寬b=40 mm，瓣高h(yuǎn)=200 mm，噴管直管段長(zhǎng)度l1=300 mm，波瓣軸向長(zhǎng)度l2=360 mm。

圖2 波瓣混合管結(jié)構(gòu)

圖3為遮擋罩和混合管具體結(jié)構(gòu)示意圖，出口均為矩形，混合管與遮擋罩直管段長(zhǎng)度均為 1 528 mm，遮擋罩與混合管間距為74 mm，混合管與遮擋罩的間隙在矩形出口處封閉。遮擋罩和混合管之間通入的冷卻氣流只能從混合管彎曲段壁面上的貓耳結(jié)構(gòu)進(jìn)入到混合管內(nèi)部貼壁流動(dòng)，降低彎曲段壁面的溫度，從而降低遮擋罩的溫度。圖4是混合管彎曲段上的通氣貓耳結(jié)構(gòu)參數(shù)示意，進(jìn)口寬度W，高度S。貓耳在彎曲段上的排列如圖5所示(圖中僅顯示了對(duì)稱的一側(cè))。

圖3 混合管和遮擋罩結(jié)構(gòu)

圖4 貓耳結(jié)構(gòu)示意圖

圖5 貓耳結(jié)構(gòu)排列示意圖

通過改變混合管彎曲段上的貓耳排列方式(如圖5，7×4、7×5、7×6三種)、貓耳結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)面積(貓耳寬度不變，改變高度)以及貓耳迎風(fēng)面的寬高比A(迎風(fēng)面積不變)，得到了一系列不同貓耳結(jié)構(gòu)的彎曲混合管M1-M8，幾何參數(shù)如表1所示。設(shè)計(jì)過程中，矩形出口面積和對(duì)稱中心位置不變。

表1 排氣混合管幾何參數(shù)

modelM1M2M3M4s/mm20202010排列方式7×47×57×67×4A2224modelM5M6M7M8s/mm304013.46.67排列方式7×47×47×47×4A1.3314.4818

2 數(shù)值計(jì)算方法

使用Fluent軟件進(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算，采用SST模型作為湍流模型[12-13]，計(jì)算中考慮組分輸運(yùn)，采用基于壓力的分離隱式求解器、標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)、二階迎風(fēng)格式，通過SIMPLEC算法計(jì)算壓力和速度的耦合，收斂精度為10-6。為了考慮壁面對(duì)流和輻射換熱，引入了輻射傳輸方程，采用離散坐標(biāo)輻射模型(DO模型)，內(nèi)部固體、混合管和遮擋罩等固體發(fā)射率設(shè)為0.8。

彎曲混合管進(jìn)口邊界條件為：主流入口采用速度進(jìn)口，速度為50 m/s，溫度為900 K，并假定進(jìn)口參數(shù)分布均勻；引射次流入口給定壓力入口，引射氣體來源于大氣，所以其總壓即為環(huán)境大氣壓力101 325 Pa，溫度為環(huán)境溫度300 K；質(zhì)量流量入口分別為0.012 3、0.024 6、0.061 5、0.098 4 kg/s，溫度為環(huán)境溫度300 K。外部流場(chǎng)條件：外場(chǎng)是一個(gè)長(zhǎng)方體出口邊界，壓力取環(huán)境大氣壓力101 325 Pa，溫度為300 K。來流方向與噴管進(jìn)口軸線平行；噴管壁面采用無滑移絕熱壁面。

在FLUENT計(jì)算湍流模型中加入氣體組分的計(jì)算來充分考慮氣體輻射問題，噴管進(jìn)口氣體假設(shè)為燃燒完全的高溫氣體，成分只有氮?dú)?、二氧化碳和水蒸氣，化學(xué)反應(yīng)方程為

C12H24+18O2=12CO2+12H2O

外場(chǎng)進(jìn)口氣體設(shè)為環(huán)境大氣，考慮成分為氮?dú)夂脱鯕猓瑖姽苓M(jìn)口和環(huán)境氣體成分的質(zhì)量百分比定義如表2所示。

表2 氣體組分

采用ICEM-CFD軟件劃分網(wǎng)格。由于波瓣噴管、彎曲混合管和遮擋罩型面復(fù)雜，故采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，外界環(huán)境采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并對(duì)波瓣噴管、彎曲混合管和通氣貓耳采用局部加密。通過網(wǎng)格獨(dú)立性試驗(yàn)，最終確定整個(gè)計(jì)算區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)約為500萬時(shí)，滿足網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證條件。

紅外輻射計(jì)算采用基于正反光線蹤跡法原理[14-18]編寫的計(jì)算程序。彎曲混合管進(jìn)、出口及壁面的靜溫值、流場(chǎng)區(qū)域的靜溫、靜壓值、H2O和CO2的物質(zhì)的量百分比均由Fluent軟件輸出。

圖6是探測(cè)位置的空間分布，顯示了水平、垂直對(duì)稱面內(nèi)的探測(cè)角度分布情況。此處針對(duì)噴管出口不同方向上的探測(cè)位置來研究其紅外輻射特性。本文彎曲混合管的出口呈現(xiàn)二元噴管的特征，從2個(gè)相互正交的方向進(jìn)行輻射強(qiáng)度的探測(cè)。其中，一部分探測(cè)點(diǎn)分布在水平對(duì)稱面內(nèi)，另一部分探測(cè)點(diǎn)分布在垂直對(duì)稱面內(nèi)。探測(cè)點(diǎn)分布在以波瓣出口中心位置為圓心、60 m為半徑(即探測(cè)距離為60 m)，在水平、垂直對(duì)稱面內(nèi)畫出的圓弧上。

圖6 探測(cè)位置的空間分布

3 計(jì)算結(jié)果及分析

圖7是混合管彎曲段壁面上無通氣貓耳時(shí)彎曲混合管和遮擋罩壁面溫度分布?？梢钥吹剑河捎诨旌瞎艿膹澢纬闪藦澢蔚撞扛邷馗咚贇饬?，并且這股高溫氣流沖刷形成了混合管底部壁面附近的高溫區(qū)域，而在彎曲混合管頂部呈現(xiàn)較低的壁面溫度。混合管較高的壁面溫度向外輻射的能量較高，因此,遮擋罩壁面溫度較環(huán)境溫度更高，在遮擋罩底部壁面附近也形成了局部高溫區(qū)域。

圖7 無貓耳結(jié)構(gòu)的壁面溫度分布

圖8是混合管彎曲段壁面上有通氣貓耳，貓耳高度為20 mm、寬度為40 mm、排布方式為7×4、冷卻流量為0.0984 kg/s時(shí)的彎曲混合管和遮擋罩壁面溫度分布。可以看出：在每個(gè)通氣貓耳下游，沿著主流方向有一定的低溫區(qū)域，寬度與通氣貓耳寬度相當(dāng)，長(zhǎng)度大約為通氣貓耳寬度的3倍距離。與圖7相比，通氣貓耳的存在有效地降低了混合管局部的壁面溫度，明顯降低了遮擋罩溫度分布。

圖8 有貓耳結(jié)構(gòu)的壁面溫度分布

圖9是不同冷卻氣流流量下的M1模型水平方向紅外輻射強(qiáng)度。由于排氣噴管在水平方向結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，在水平探測(cè)面上的氣體輻射強(qiáng)度和總體輻射強(qiáng)度均呈現(xiàn)出對(duì)稱分布，圖中僅給出0～90°的輻射強(qiáng)度分布。隨著冷卻氣流質(zhì)量流量的增加，所有探測(cè)角度的氣體輻射強(qiáng)度和總體輻射強(qiáng)度均逐漸減小，總體輻射降低的幅度更為明顯，這是因?yàn)檎驾椛淠芰恐鲗?dǎo)的排氣噴管壁面溫度降低所致，如圖10所示。在通氣貓耳排列和進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)都相同的情況下，隨著冷卻氣流質(zhì)量流量的增加，混合管通氣貓耳下游形成的冷卻氣膜覆蓋面積增加，有利于降低混合管壁面的溫度。隨著探測(cè)角度的增加，氣體輻射強(qiáng)度和總體輻射強(qiáng)度均呈現(xiàn)出先增后減的規(guī)律，在60°測(cè)點(diǎn)處有最大值?？傮w紅外輻射強(qiáng)度在0°方向探測(cè)點(diǎn)較低的原因在于：雖然該測(cè)點(diǎn)探測(cè)到的遮擋罩壁面存在局部高溫區(qū)(即燃?xì)鉀_刷到的混合管壁面最嚴(yán)重的地方所對(duì)應(yīng)的遮擋罩局部)，但是其可視面積最小。

圖9 不同質(zhì)量流量下水平方向輻射強(qiáng)度

圖11顯示了在不同冷卻氣流質(zhì)量流量下的M1模型豎直方向紅外輻射強(qiáng)度。可以看到：隨質(zhì)量流量的增加，所有角度的總體紅外輻射強(qiáng)度均逐漸減小，而氣體輻射強(qiáng)度變化不明顯。由于彎曲混合管的幾何不對(duì)稱，豎直方向的紅外輻射強(qiáng)度不再呈現(xiàn)出對(duì)稱分布。氣體輻射強(qiáng)度在15°探測(cè)點(diǎn)達(dá)到最大值，這是因?yàn)?5°探測(cè)點(diǎn)可以探測(cè)到較高溫度的混合氣體。由于彎曲混合管內(nèi)部的二次流作用，混合管上側(cè)溫度明顯低于下側(cè)溫度，導(dǎo)致遮擋罩上側(cè)溫度亦低于下側(cè)溫度。雖然從上方探測(cè)點(diǎn)探測(cè)到的遮擋罩高溫壁面可視面積小很多，但從上方大角度探測(cè)點(diǎn)可以探測(cè)到混合管內(nèi)壁面的高溫區(qū)域，下方探測(cè)點(diǎn)只能探測(cè)遮擋罩壁面，因此上方大角度探測(cè)點(diǎn)的總體紅外輻射較高。

圖10 冷卻氣流在不同質(zhì)量流量下的混合管壁面溫度分布

圖11 不同質(zhì)量流量下豎直方向輻射強(qiáng)度

在保持貓耳進(jìn)氣寬高比不變，冷卻氣流質(zhì)量流量為0.098 4 kg/s時(shí)，不同貓耳排列方式對(duì)紅外抑制器輻射強(qiáng)度的影響如圖12、13所示?？梢钥吹剑涸谒教綔y(cè)方向，排列方式為7×4的紅外抑制器總輻射強(qiáng)度最低，且隨著探測(cè)角度的增加，輻射強(qiáng)度先增加后降低。在豎直探測(cè)方向，在0～90°探測(cè)范圍內(nèi)排列方式為7×6時(shí)總體輻射強(qiáng)度較低，在-90～0°范圍內(nèi)排列方式為7×4時(shí)總體輻射強(qiáng)度最低。上方探測(cè)點(diǎn)主要受混合管彎曲段內(nèi)側(cè)高溫區(qū)域影響。下方探測(cè)點(diǎn)主要受遮擋罩彎曲段高溫區(qū)域影響。因此，上方探測(cè)點(diǎn)輻射強(qiáng)度較下方探測(cè)點(diǎn)更大。

圖12 不同排列方式下水平方向總體輻射強(qiáng)度

圖13 不同排列方式下豎直方向總體輻射強(qiáng)度

圖14和15顯示了冷卻氣流質(zhì)量流量為0.098 4 kg/s、排布方式為7×4時(shí)，在不同貓耳高度下，彎曲混合管總體輻射強(qiáng)度的變化。水平探測(cè)面上，隨著貓耳高度的增加，輻射強(qiáng)度先降低再增加，貓耳高度為20 mm時(shí)水平方向輻射強(qiáng)度最低。豎直探測(cè)面上，貓耳高度為20 mm時(shí)輻射強(qiáng)度較低。這是由于貓耳高度的變化，導(dǎo)致冷卻氣流進(jìn)入主流時(shí)的入射角度不同。一方面，隨著貓耳高度的增加，冷卻氣流進(jìn)入主流的入射角度增加，氣膜向主流的穿透增強(qiáng)，氣膜貼壁效果減弱。另一方面，由圖16可以看出，隨著貓耳高度的增加，氣膜沿流向鋪展效果增強(qiáng)。由于這兩種因素的共同作用，貓耳高度為20 mm時(shí)水平方向輻射強(qiáng)度最低。

圖14 不同貓耳高度下水平方向總體輻射強(qiáng)度

在冷卻氣流質(zhì)量流量為0.098 4 kg/s、排布方式為7×4時(shí)，貓耳寬高比對(duì)彎曲混合管總體輻射強(qiáng)度的影響如圖17、18所示。在水平探測(cè)平面上，隨著貓耳寬高比的增加，總體輻射強(qiáng)度降低。在豎直方向上，隨著貓耳寬高比的增加，在-90°～60°范圍內(nèi)，總體輻射強(qiáng)度變化不大，在 60°～90°范圍內(nèi)，隨著貓耳寬高比的增加，輻射強(qiáng)度明顯降低。這是由于在貓耳迎風(fēng)面積不變的情況下，隨著進(jìn)口寬高比的增加，冷卻氣流入射角減小，并且貓耳在展向?qū)挾仍黾樱瑢?dǎo)致氣膜在混合管通氣貓耳下游的覆蓋范圍更廣，有利于降低混合管壁面的溫度。

圖17 不同寬高比下水平方向總體輻射強(qiáng)度

圖18 不同寬高比下豎直方向總體輻射強(qiáng)度

4 結(jié)論

本文設(shè)計(jì)了一系列不同貓耳結(jié)構(gòu)的彎曲混合管，用數(shù)值計(jì)算的方法分析其紅外輻射特性。主要結(jié)論有：

1) 直升機(jī)紅外抑制器總體輻射強(qiáng)度隨著冷卻氣流質(zhì)量流量的增加而降低，水平探測(cè)面降低約40%，豎直探測(cè)面最大降低約40%。

2) 水平探測(cè)面上，7×4排列方式的排氣混合管輻射強(qiáng)度最低；豎直探測(cè)面上，0°～90°探測(cè)點(diǎn) 7×6排列方式輻射強(qiáng)度較低，-90°～0°探測(cè)點(diǎn) 7×4排列方式輻射強(qiáng)度較低。

3) 排列方式不改變的條件下，隨著貓耳高度的增加，水平探測(cè)面上的總體輻射強(qiáng)度先降低后增加，在20 mm時(shí)總體輻射強(qiáng)度最低；豎直探測(cè)面上，20 mm時(shí)總體輻射強(qiáng)度最低。

4) 排列方式不改變的條件下，隨著貓耳寬高比的增加，抑制器總體輻射強(qiáng)度降低。

[1] PONTON A J.The use of concurrent engineering techniques in helicopter IR suppressor design[R].AIAA-2005-1290,2005.

[2] THOMPSON J,BIRK A M,CUNNINGHAM M.Design of infrared signature suppressor for the Bell 205 (UH-1H) helicopters,Part I:aerothermal design[Z].Proceedings of Seventh CASI Propulsion Symposium,1999.

[3] MAHULIKAR S P,PRASAD H S S,POTNURU S K.Infrared signature suppression of helicopter engine duct based on “conceal and camouflage”[J].J Propul Power,2008,24(3):613-618.

[4] MAHULIKAR S P,RAO G A,SONAWANE H R.Infrared signature studies of aircraft and helicopters[J].PIERS Proceedings,2009,2(26):18-21.

[5] YU SIMON C M,YIP T H,LIU C Y.The mixing characteristics of forced mixers with scalloped lobes[J].AIAA Journal of Propulsion and Power,1997,13(2):305-311.

[6] BETTINI C,CRAVERO C,COGLIANDRO S.Multidisci-plinary analysis of a complete infrared suppression system[J].ASME Proceedings,2007,6:1365-1370.

[7] 王同輝,王先煒,張靖周,等.直升機(jī)紅外抑制器遮擋罩間距對(duì)紅外輻射特性的影響[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2009,24(7):1493-1499.

[8] 陳庚,譚曉茗,單勇,等.二元彎曲混合管結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)紅外抑制器氣動(dòng)和輻射特性的影響[J].紅外與激光工程,2015,44(6):1704-1711.

[9] 陳庚,單勇,譚曉茗,等.混合管結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)抑制器氣動(dòng)和紅外輻射的影響[J].紅外與激光工程,2015,44(12),3597-3603.

[10] 唐正府,張靖周.波瓣噴管-狹長(zhǎng)出口彎曲混合管引射混合特性分析[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2005,20(6):978-982.

[11] 唐正府,張靖周,單勇.混合管出口摻混距離對(duì)氣流溫度的影響[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2008,23(7):5911-7911.

[12] 潘丞雄,張靖周,單勇.斜切對(duì)抑制引射式波瓣噴管內(nèi)部流動(dòng)分離的效果研究[J].航空學(xué)報(bào),2013,34(2):255-262.

[13] 任利鋒,張靖周,王先煒,等.直升機(jī)后機(jī)身內(nèi)埋式紅外抑制器隱身性能分析[J].紅外與激光工程,2011,40(11):2091-2097.

[14] 王杏濤.飛行器紅外輻射特征及發(fā)動(dòng)機(jī)艙蒙皮降溫規(guī)律研究[D].南京：南京航空航天大學(xué),2015.

[15] 季靖遠(yuǎn).固定幾何二元噴管流動(dòng)控制與紅外輻射特性數(shù)值研究[D].南京：南京航空航天大學(xué),2016.

[16] 征建生.二元矢量塞式噴管塞錐表面冷卻特性研究[D].南京：南京航空航天大學(xué),2016.

[17] LU X D,HSU F.Reverse Monte Carlo method for transient radiativetransfer in participating media[J].ASME Journal of Heat Tranfer,2004,126:621-627.

[18] TAN H P,YONG S,DONG S K.Analysis of rocket plume base heating by using backward Monte-Carlo method[J].Journal of Thermophyysics and Heat Transfer,2005,19(1):125-127.