中心錐冷卻結(jié)構(gòu)對航空發(fā)動機紅外輻射特性影響的數(shù)值研究

婁宗勇，喬 磊，李岳鋒，鄧雪姣，陳立海，李 恒

(1.河北石油職業(yè)技術(shù)大學，河北 承德 067000；2.中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院，成都 610500)

1 引言

發(fā)動機排氣系統(tǒng)是戰(zhàn)斗機后向主要的紅外輻射源，開展針對發(fā)動機排氣系統(tǒng)紅外隱身技術(shù)研究、實現(xiàn)排氣系統(tǒng)紅外輻射特征的減縮，是實現(xiàn)戰(zhàn)斗機紅外隱身必須解決的一個主要問題。有效抑制發(fā)動機排氣系統(tǒng)和尾噴流的紅外輻射，會大大降低整個戰(zhàn)斗機的紅外輻射強度，從而降低戰(zhàn)斗機被敵方發(fā)現(xiàn)的概率，縮短敵方探測到飛機的距離，對打贏現(xiàn)代化局部戰(zhàn)爭具有非常重要的意義[1-2]。

隨著計算機技術(shù)及計算數(shù)學的飛速發(fā)展，出現(xiàn)了一系列計算紅外輻射能量在空間傳輸?shù)臄?shù)值方法，如區(qū)域法[3-4]、離散坐標法[5]、有限體積法[6]、離散傳遞法[7]、蒙特卡洛法[8]、逆向蒙特卡洛法[9]等。其中，蒙特卡洛法(Monte Carlo Method，MCM)對物理過程進行直接模擬，具有計算精度較高、適用性強的特點，但是在處理非均勻介質(zhì)輻射傳遞時，計算量將大大增加。另外，傳統(tǒng)的蒙特卡洛法在處理遠距小立體角探測目標問題時收斂性也較差，許多沒有到達探測點的光束也消耗了大量計算時間，導致計算效率低下。為此，在MCM 的基礎(chǔ)上，根據(jù)輻射傳輸?shù)幕ヒ自韀10]，又發(fā)展出了逆向蒙特卡洛法(Reverse Monte Carlo Method，RMCM)。RMCM 能夠大幅度提高目標輻射特性的計算效率[11-18]。

目前，國內(nèi)對航空發(fā)動機中心錐冷卻結(jié)構(gòu)紅外輻射特性的相關(guān)研究較少，且主要以實驗分析為主。如單勇等[19]對中心錐冷卻結(jié)構(gòu)的氣動特性和紅外輻射強度進行的實驗研究。本文就中心錐冷卻結(jié)構(gòu)對航空發(fā)動機紅外輻射特性的影響進行系統(tǒng)的分析研究。建立了一個典型加力式渦扇發(fā)動機收擴噴管的流場計算模型，在流場計算結(jié)果的基礎(chǔ)上，采用RMCM 計算了該型噴管的紅外輻射特性，并對比分析了兩種中心錐冷卻結(jié)構(gòu)的紅外抑制效果。該計算結(jié)果可為發(fā)動機紅外隱身設(shè)計提供理論依據(jù)。

2 物理模型

本文采用的發(fā)動機排氣系統(tǒng)的幾何簡化模型如圖1 所示，模型由內(nèi)涵道、外涵道、中心錐、徑向支板、環(huán)形混合器、加力筒體、隔熱屏、火焰穩(wěn)定器、收擴噴管和外調(diào)節(jié)片等部件組成，隔熱屏處未采用開孔處理。為了電磁隱身考慮，未在內(nèi)外調(diào)節(jié)片之間引入冷卻氣流，計算時將內(nèi)涵道的輻射特征近似地等效為渦輪的輻射特征。

圖1 收擴噴管簡化模型示意圖Fig.1 The simplified model of convergent/divergent nozzle

本文研究的3 種類型中心錐的結(jié)構(gòu)如圖2 所示。其中O 型噴管是未采取中心錐冷卻措施的原始噴管模型，該型噴管的中心錐與環(huán)形混合器之間均勻分布了8 個徑向支板，支板為實心結(jié)構(gòu)。A 型噴管將支板設(shè)計成中空結(jié)構(gòu)，使外涵冷氣流經(jīng)過支板流入中心錐。同時，將中心錐設(shè)計成內(nèi)外2 層，并在中心錐外層開孔，使引入的冷氣流從開孔處流出；并在中心錐外層與開孔之間增加了1 個蓋板，在蓋板與中心錐外層之間形成氣膜縫槽，引入中心錐內(nèi)部的冷氣流從氣膜縫槽流出，在中心錐前端形成一定的氣膜覆蓋，起到冷卻中心錐壁面的作用。B 型噴管與A 型噴管的唯一差異就是未在開孔處增加蓋板，冷氣流直接從中心孔流入主流，加大與主流的摻混。外涵冷氣流在A 型和B 型冷卻結(jié)構(gòu)中心錐中的流動方向如圖3 所示。

圖2 3 種類型中心錐結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 The schematic diagram of three kinds of center cone structure

圖3 中心錐冷卻結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 The schematic diagram of central cone cooling structure

3 流場計算

對噴管1/4 模型進行流場計算，計算域軸向尺寸為60D(D為收擴噴管出口直徑)，徑向尺寸為10D。計算時采用分區(qū)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。為了精確模擬流動換熱，在中心錐壁面附近進行了局部網(wǎng)格加密處理。網(wǎng)格總量約為190 萬，并通過了網(wǎng)格獨立性驗證。對稱面及中心錐處的網(wǎng)格劃分如圖4 所示。

圖4 對稱面及中心錐附近網(wǎng)格Fig.4 The grid near the symmetry plane and the central cone

計算工況為地面狀態(tài)，Ma=1.2，高度H=0 km。流場計算時采用SSTk兩方程湍流模型，加入了離散坐標輻射模型(DO 模型)以考慮輻射換熱影響，殘差收斂標準設(shè)置為小于1×10-4。

3 種類型噴管對稱面上的溫度分布對比如圖5所示。O 型噴管的高溫區(qū)主要集中在排氣系統(tǒng)內(nèi)部，進入噴管擴張段后超聲速氣流速度急劇增加，靜溫明顯降低。噴管出口下游由于激波的影響和其在自由邊界上的反射，形成了一系列高溫區(qū)和低溫區(qū)。A 型噴管的溫度分布與原型噴管的類似，但由于中心錐氣縫中流出的冷氣流與主流產(chǎn)生了一定的摻混，其尾流核心區(qū)溫度比原型噴管的略低。B 型噴管的溫度分布與原型噴管的有較大差異，由于外涵靜壓高于內(nèi)涵靜壓，從支板流入中心錐的冷氣流在開孔處噴出后，沒有與主流完全摻混，在噴管軸線附近形成了一個局部低溫區(qū)，低溫區(qū)延伸至噴管出口后面很遠的距離后才因主流的不斷摻混作用逐漸消失。

圖5 對稱面溫度分布對比Fig.5 The comparison of temperature distribution in symmetry plane

3 種類型噴管對稱面上CO2組分濃度分布對比如圖6 所示。O 型噴管的CO2氣體組分的空間分布存在明顯的核心區(qū)，在射流中溫度較高的區(qū)域，CO2組分的濃度也相應較高。A 型噴管的CO2組分濃度分布與原型噴管的類似，但由于中心錐氣縫中引入了未參與燃燒的冷氣流，使得其核心區(qū)處的CO2組分濃度稍低。B 型噴管的CO2組分濃度分布與其溫度分布相似，在噴管軸線附近形成了一個低濃度區(qū)，隨著與主流的摻混，該低濃度區(qū)逐漸消失。

A 型和B 型噴管中心錐夾層內(nèi)部氣流的流線圖如圖7 所示。圖中，背景顏色代表溫度。A 型噴管中心錐中的冷氣流從氣膜縫流出后與主流摻混，并在其外部低壓區(qū)形成一個順時針旋渦，氣膜在該渦旋的作用下緊貼在錐體外壁面上，起到了冷卻壁面的作用。B 型噴管中心錐夾層內(nèi)部的冷氣流由于沒有蓋板的阻擋，可以自由地流入主流，在夾層內(nèi)部形成了一個冷氣套，加強了與壁面的換熱作用。

圖7 中心錐附近流線圖Fig.7 The streamline near the center cone

3 種類型噴管中心錐和支板壁面處的溫度分布如圖8 所示。O 型噴管的中心錐和支板由于處在高溫內(nèi)涵氣流中，受到氣流對流換熱的作用，整個壁面溫度都很高，基本上與內(nèi)涵氣流溫度相當。A 型噴管在氣膜槽縫附近壁溫較低，為氣膜冷卻作用的結(jié)果，但因蓋板影響了冷氣流的出流，因此在其余位置換熱作用不強，溫度降低不明顯。B 型噴管由于中心錐內(nèi)部氣流強化了與外壁面的換熱，使得整個中心錐外壁面都得到了較好的冷卻，溫度有明顯降低；其中心錐內(nèi)壁面因完全處于冷氣流中，未被高溫燃氣加熱，因此其表面溫度基本上與外涵氣流溫度相同。

圖8 中心錐表面靜溫分布對比Fig.8 The comparison of static temperature distribution on the surface of central cone

4 紅外輻射計算

收擴噴管紅外輻射計算時排氣系統(tǒng)固體壁面及中心錐壁面附近的網(wǎng)格如圖9 所示，其中白色網(wǎng)格為網(wǎng)格文件中原有的邊界網(wǎng)格，其他顏色網(wǎng)格為紅外輻射計算程序根據(jù)對稱邊界信息自動拓撲出的壁面網(wǎng)格。所有參與紅外計算的固體壁面網(wǎng)格總數(shù)為259 636。

圖9 紅外計算固體壁面網(wǎng)格Fig.9 The solid surface grid for infrared calculation

紅外計算視場邊界確定用盒子示意圖如圖10 所示。盒子的大小在分析流場結(jié)果的基礎(chǔ)上確定，由于計算的馬赫數(shù)較高，排氣系統(tǒng)的尾流較長，為了盡量將所有的高溫區(qū)域包含在內(nèi)，本算例的盒子取得比較長。另外，因本算例未考慮噴管外壁面的影響，因此盒子并沒有將全部固體壁面包含在內(nèi)(注：盒子只是確定視場角邊界所用，并不是必須將全部固體壁面包含在內(nèi))。

圖10 視場立體角邊界確定用盒子Fig.10 The box for determining solid angle boundary of f ield of view

圖11 探測方位定義Fig.11 The def inition of detection azimuth

原型噴管在探測角度θ=0°～90°方向上的無量綱光譜輻射強度分布如圖12 所示。圖中，λ為波長，為某一具體波長的光譜輻射強度值，為3.00～5.00 μm 波段內(nèi)光譜輻射強度的最大值?？梢钥闯?，O 型噴管在3.00～5.00 μm 波段內(nèi)的紅外輻射大致可以分為2 個部分，第1 部分是在3.00～4.15 μm波段和4.70～5.00 μm 波段內(nèi)的紅外輻射，以固體壁面輻射為主；第2 部分則是介于4.15～4.70 μm 波段內(nèi)的紅外輻射，以CO2吸收-發(fā)射作用產(chǎn)生的氣體輻射為主。當探測角度小于30°時，噴管的紅外輻射以高溫固體壁面輻射為主；隨著探測角度的增大，可探測到的固體壁面面積和固體壁面溫度都相應降低，燃氣輻射所占比例逐漸增加；當探測角度大于60°時，高溫固體壁面被完全遮擋，此時CO2吸收-發(fā)射作用產(chǎn)生的氣體輻射將在噴管紅外輻射中居主要地位。

圖12 原型噴管的無量綱光譜輻射強度分布Fig.12 The dimensionless spectral radiation intensity distribution of prototype nozzle

原型噴管各固體部件無量綱積分輻射強度的空間分布對比如圖13 所示。圖中，I為在3.00～5.00 μm 波段的積分輻射強度值，Imax為積分輻射強度的最大值?？煽闯觯趪姽苷蠓?θ=0°)的觀測方向上，中心錐的輻射貢獻最大，其次是渦輪、火焰穩(wěn)定器，而混合器、支板以及隔熱屏等部件的貢獻很小。在θ=5°方向上，輻射最強的部件依然是中心錐，其次為渦輪、火焰穩(wěn)定器，支板和環(huán)形混合器。在此方向上由于可觀測到的面積增大，因此支板和環(huán)形混合器的輻射增強。隨著θ的不斷增大，中心錐、渦輪和火焰穩(wěn)定器的輻射開始降低，而環(huán)形混合器的輻射開始增強。到θ=15°時環(huán)形混合器成了對輻射貢獻最大的固體部件，而此時中心錐、渦輪和火焰穩(wěn)定器的輻射水平相當。在θ ＞25°以后，由于其他部件已經(jīng)不存在投影面積，因此輻射貢獻全來自隔熱屏和噴管擴張段。

圖13 固體部件無量綱積分輻射強度對比Fig.13 The comparison of dimensionless integral radiation intensity of solid parts

3 種類型噴管的無量綱積分輻射強度角向分布曲線對比如圖14 所示。3 種類型噴管的輻射強度的空間分布規(guī)律相同，最大輻射強度都出現(xiàn)在θ=5°的探測方位。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是在此觀測方向上，環(huán)形混合器對輻射的貢獻不為0，而且其余固體部件的投影面積相應增大所致。

圖14 無量綱積分輻射強度角向分布曲線對比Fig.14 The comparison of angular distribution curves of integrated radiation intensity

隨著θ的增大，排氣系統(tǒng)的紅外輻射強度迅速降低，在θ=25°方向各型噴管的輻射強度都降到了最低。這主要是由于在θ=5°～25°范圍內(nèi)，排氣系統(tǒng)的輻射主要以固體輻射為主，且隨著θ的增大，噴管內(nèi)的高溫部件逐漸被排氣系統(tǒng)外調(diào)節(jié)片和外壁面所遮擋，固體輻射逐漸降低。從圖15 所示的排氣系統(tǒng)固體輻射角向分布也可以看出這一趨勢。

圖15 固體輻射角向分布曲線對比Fig.15 The comparison of solid radiation angular distribution curves

排氣系統(tǒng)氣體輻射強度的角向分布曲線如圖16所示。在θ ＞25°的范圍內(nèi)，隨著θ的增大，排氣系統(tǒng)的輻射強度逐漸增大。這主要是因為在這些探測方位上，噴管內(nèi)部的高溫部件被完全遮擋，燃氣尾流的輻射貢獻成為排氣系統(tǒng)輻射的主要來源；且隨著探測角度的增大，可觀測到的尾噴流有效投影面積不斷增大，造成輻射強度增加。

圖16 氣體輻射角向分布曲線對比Fig.16 The comparison of gas radiation angular distribution curves

從圖14～圖16 可以看出，在θ=0°～20°范圍內(nèi)，A 型噴管的輻射強度比O 型噴管的低。這是由于氣流經(jīng)過蓋板與中心錐之間的氣膜槽縫時形成了氣膜冷卻，降低了中心錐表面溫度，進而降低了固體表面的輻射亮度。在θ ＞20°范圍內(nèi)，由于中心錐被完全遮擋，而且從槽縫中流出的冷氣流與主流摻混的強度不大，因此在這些氣體輻射占主導地位的方向上輻射強度降低得不明顯。B 型噴管的輻射強度在所有探測方向上都要比O 型噴管的低。這是因為B 型噴管中不僅中心錐壁面溫度降低了，減弱了固體壁面的輻射，而且冷氣流從開孔處流出還加大了與主流高溫燃氣的摻混，降低了氣體的輻射強度。

O 型、A 型和B 型噴管在不同探測方位上固體壁面輻射3D 成像效果如圖17～圖19 所示。圖中色卡所示為積分輻射亮度的歸一化相對值。所謂的3D 成像效果，是將二維的紅外成像圖中各像素點輻射亮度向噴管固體壁面網(wǎng)格投影的結(jié)果。3D 成像效果能夠更加直觀的反映排氣系統(tǒng)固體壁面輻射能量的空間分布情況。

圖17 不同方向O 型噴管3D 成像效果Fig.17 The three dimensional imaging of O-nozzle in different directions

圖18 不同方向A 型噴管3D 成像效果Fig.18 The three dimensional imaging of A-nozzle in different directions

圖19 不同方向B 型噴管3D 成像效果Fig.19 The three dimensional imaging of B-nozzle in different directions

3 種類型噴管中心錐部件的無量綱積分輻射強度對比如圖20 所示。兩種采用中心錐冷卻結(jié)構(gòu)排氣系統(tǒng)的積分輻射強度降幅曲線如圖21 所示?？煽闯觯珹 型噴管的輻射強度最大降低了9.10%，B 型噴管的最大降低了16.98%。

圖20 中心錐輻射強度對比Fig.20 The comparison of radiation intensity of central

圖21 積分輻射強度降幅曲線Fig.21 The integral radiation intensity decline curve

5 結(jié)論

(1) 在噴管正后方的觀測方向上，收擴噴管的紅外輻射貢獻主要來自中心錐的高溫固體壁面，其次是火焰穩(wěn)定器，其他部件的貢獻很??；隨著探測角度的增大，中心錐和和火焰穩(wěn)定器的輻射開始降低，混合器的輻射開始增強；當探測角度大到其他部件已經(jīng)不存在投影面積時，紅外輻射貢獻將全部來自于隔熱屏和噴管擴張段。

(2) 在探測角度0°～20°范圍內(nèi)，A 型中心錐和B 型中心錐均可有效抑制中心錐部件的固體輻射；相對于原型噴管，具有A 型中心錐的收擴噴管的輻射強度最大降低了9.10%，具有B 型中心錐的收擴噴管的輻射強度最大降低了16.98%。