趙 耀， 駱清國， 魯 俊， 桂 勇

(陸軍裝甲兵學(xué)院車輛工程系， 北京 100072)

紅外制導(dǎo)反坦克武器是裝甲車輛的重要威脅，而安裝在裝甲車輛動力艙內(nèi)的發(fā)動機(jī)、傳動裝置等是重要的產(chǎn)熱源，其過高的溫度會產(chǎn)生3～5 μm和8～14 μm兩個大氣窗口的紅外射線，進(jìn)而導(dǎo)致裝甲車輛極易被紅外探測裝置偵察到。因此，有必要對裝甲車輛動力艙的溫度分布進(jìn)行研究，并分析影響紅外輻射特征分布的因素，從而對裝甲車輛動力艙的結(jié)構(gòu)進(jìn)行針對性的改進(jìn)，以有效抑制動力艙紅外輻射，提高裝甲車輛的戰(zhàn)場生存率[1-6]。

筆者從傳熱學(xué)和計算流體力學(xué)的基本理論出發(fā)，綜合考慮外部太陽輻射和裝甲車輛動力艙內(nèi)部產(chǎn)熱部件熱輻射的作用，首先，采用Fluent軟件建立動力艙冷卻空氣流動數(shù)值計算模型，對動力艙內(nèi)外流場與結(jié)構(gòu)溫度場進(jìn)行耦合計算；然后，利用逆向蒙特卡羅法得到動力艙光譜輻射特性，并通過實(shí)車試驗(yàn)驗(yàn)證方法的可靠性；最后，分析不同因素對動力艙紅外輻射特征分布的影響，為裝甲車輛紅外隱身改進(jìn)提供理論參考。

1 紅外輻射特征數(shù)學(xué)模型

1.1 動力艙冷卻空氣漏孔值計算模型

湍流流動是高度非線性的復(fù)雜流動，本文利用Fluent中的SST模型對動力艙的內(nèi)外流場流動進(jìn)行模擬，運(yùn)動方程為

(1)

。

(2)

式中：ρ、x、u分別為流場流體密度、位移和流速；t為模型計算時間；Gk、Γk、Yk和Sk分別為流速梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項(xiàng)、有效擴(kuò)散項(xiàng)、發(fā)散項(xiàng)和自定義的源項(xiàng)；Gω、Γω、Yω、Sω和Dω分別為湍流頻率ω的產(chǎn)生項(xiàng)、有效擴(kuò)散項(xiàng)、發(fā)散項(xiàng)、自定義的源項(xiàng)和正交發(fā)散項(xiàng)。

在Fluent中的SST模型進(jìn)行共軛傳熱分析時，設(shè)定流體域和固體域，并在給定邊界條件后計算流動傳熱，求解N-S方程、傳導(dǎo)和熱輻射方程，通過耦合求解器實(shí)現(xiàn)流體域和固體域數(shù)據(jù)的共享和傳遞，進(jìn)而進(jìn)行雙向流固耦合分析[7]。當(dāng)流體流過固體時，二者發(fā)生對流換熱，由于熱邊界條件無法事先給定，此時交界壁面上溫度和熱流密度均為對流換熱的結(jié)果，不能當(dāng)作已知的邊界條件進(jìn)行處理，屬于共軛流動傳熱問題。

1.2 紅外輻射強(qiáng)度計算模型

1.2.1 假設(shè)條件

本文計算的輻射源主要指動力艙外表面，假設(shè)不受大氣吸收的影響，模擬計算時將排氣管高溫壁面設(shè)定為恒定溫度。

裝甲車輛動力艙的裝甲板表面并不是均勻的溫度場。為便于分析裝甲板表面的紅外輻射特征，將其表面劃分為若干單元，并假定每個單元的溫度恒定。劃分時，主要根據(jù)溫度變化梯度大小進(jìn)行劃分：梯度變化越大，則劃分的單元越小、數(shù)量越多；反之，梯度變化越小，劃分的單元越大，數(shù)量越少。

1.2.2 逆向蒙特卡羅法

逆向蒙特卡羅法主要用于統(tǒng)計動力艙裝甲板表面所有單元對動力艙紅外輻射特征有貢獻(xiàn)的光學(xué)行程，并計算這些光學(xué)行程內(nèi)發(fā)射的能量分別在3～5 μm和8～14 μm兩個波帶內(nèi)被探測的和。采用逆向蒙特卡羅法計算裝甲車輛動力艙紅外輻射強(qiáng)度的具體步驟如下：

1) 假設(shè)從探測點(diǎn)處發(fā)出探測射線，探測射線在一定張角內(nèi)離散成若干由圓心角Δφ和單元天頂角Δθ組成的單元立體角，如圖1所示。

假設(shè)單元立體角發(fā)射的射線傳輸方向上只考慮能量發(fā)射及吸收。當(dāng)射線在傳輸路徑上遇到動力艙裝甲板時，假定接觸區(qū)域?yàn)橐粋€單元面并設(shè)為i面，且該面是為漫反射表面，若該面發(fā)射的射線與裝甲板上其他m個單元面相交，則m個單元面對該i面的輻射照度之和可表示為

(3)

式中：Lj為第j個單元面的輻射亮度；θj為第j個單元面中心和單元面i中心連線與法線方向的夾角；Ωj為第j個單元面向單元面i所張開的立體角。于是，單元面i的輻射邊界條件為

(4)

根據(jù)光路可逆理論可知：若探測點(diǎn)發(fā)出的射線與裝甲板表面有交集，則傳輸路徑也必然與從裝甲板表面發(fā)出且能夠被探測點(diǎn)探測到的射線的傳輸路徑相同。因此，通過統(tǒng)計裝甲板表面與探測點(diǎn)發(fā)出的射線有交集的光學(xué)行程，可以計算出動力艙裝甲板輻射到探測器上的紅外輻射能量。該紅外輻射能量傳輸方程為

(5)

式中：Lσ為傳輸方向上的光譜輻射亮度；l為傳輸路徑長度；aσ為光譜吸收系數(shù)。

2) 應(yīng)用有限元理論求解射線逆向到達(dá)探測器的紅外輻射能量，這首先需要對傳輸路徑離散化。本文將射線沿傳輸方向分為N層，第n層厚度記為Δsn。將N層紅外傳遞能量相加，即可得到逆向到達(dá)探測器的總輻射亮度，即

(6)

對所有逆向行程的射線進(jìn)行計算后，就可得到各單元立體角區(qū)域內(nèi)動力艙外表面到達(dá)探測點(diǎn)的輻射照度為

(7)

式中：nb為總波帶寬；M為對探測器探測紅外信號有貢獻(xiàn)的射線總數(shù)；θz、ΔΩz分別為第z條射線的單元天頂角和微元立體角；Δσd為第d個波帶的寬度。

3) 根據(jù)文獻(xiàn)[8]可知：當(dāng)探測距離與動力艙目標(biāo)位置的特征尺寸之比大于10時，可將該動力艙目標(biāo)位置作為點(diǎn)源處理，其輻射強(qiáng)度I的計算公式為

I=E·Z2。

(8)

式中：Z為探測點(diǎn)與動力艙目標(biāo)位置之間的直線距離。

2 數(shù)值計算與試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 計算區(qū)域的確定及網(wǎng)格劃分

動力艙溫度場計算區(qū)域主要包括動力艙固體區(qū)域、動力艙內(nèi)流場區(qū)域和動力艙外流場區(qū)域，如圖2所示。其中：動力艙固體區(qū)域主要包括動力艙頂部裝甲、側(cè)裝甲和進(jìn)/排氣百葉窗；動力艙內(nèi)流場區(qū)域是動力艙整個空間減去發(fā)動機(jī)、傳動箱和風(fēng)扇等實(shí)體后所占的空間；動力艙外流場區(qū)域主要設(shè)置空氣的流入、流出等邊界條件，同時選擇的計算區(qū)域尺寸應(yīng)盡可能減小對結(jié)果的影響，最終確定的尺寸為2.5 m×2.4 m×2 m[9]。動力艙內(nèi)流場區(qū)域位于動力艙外流場區(qū)域的中心位置，由于研究重點(diǎn)為艙內(nèi)空氣的流動，而風(fēng)扇蝸殼內(nèi)的流場不是本文的研究內(nèi)容，因此為了減小計算工作量，本文未建立風(fēng)扇全尺寸模型，而是在動力艙內(nèi)流場區(qū)域單獨(dú)建立壓力進(jìn)/出口邊界來模擬風(fēng)扇的壓力降。

為了減少網(wǎng)格的數(shù)量和提高網(wǎng)格的質(zhì)量，首先采用ICEM CFD的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)，對各區(qū)域進(jìn)行分區(qū)處理，然后使用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行單元劃分，同時在空氣流動參數(shù)變化劇烈的區(qū)域使用局部加密網(wǎng)格。在低速行駛工況下，主要針對動力艙內(nèi)流場區(qū)域的網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行檢驗(yàn)。數(shù)值計算時，采用標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，環(huán)境溫度為22 ℃，車速為2.48 m/s。劃分的5種不同的網(wǎng)格尺寸分別為16、18、20、22、24 mm，其風(fēng)扇質(zhì)量流量與網(wǎng)絡(luò)尺寸的變化曲線如圖3所示?？梢钥闯觯猴L(fēng)扇質(zhì)量流量隨網(wǎng)格尺寸的減小而下降；與網(wǎng)格尺寸為18 mm時相比，網(wǎng)格尺寸為20 mm時的質(zhì)量流量的變化量較小，僅為0.07%，這時可認(rèn)為網(wǎng)格尺寸對計算結(jié)果的影響忽略不計。因此,模擬計算時，動力艙內(nèi)流場區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)量選取網(wǎng)格尺寸為20 mm所對應(yīng)的508萬。

2.2 邊界條件的確定及求解

將給定溫度邊界設(shè)置為動力艙內(nèi)壁面溫度，耦合邊界條件設(shè)置為動力艙裝甲板，多孔介質(zhì)邊界設(shè)置為散熱器，太陽輻射邊界條件選用CFD軟件自帶的離散坐標(biāo)(Discrete Ordinate,DO)輻射模型設(shè)置。其中：太陽直射輻射照度設(shè)置為950 W/m2，太陽散射照度設(shè)置為200 W/m2。為了分析太陽入射角度對動力艙表面溫度分布和紅外輻射特性的影響，選取太陽入射角為0°～90°，如圖4所示。

在壓力入口邊界條件設(shè)置上，對于可壓縮氣體，總壓pt、環(huán)境壓力pa和總溫Tt、環(huán)境溫度T的關(guān)系表示為

(9)

(10)

(11)

式中：γ為絕熱指數(shù)；Ma為馬赫數(shù)；v0為當(dāng)?shù)芈曀?；v為入口邊界來流空氣的平均速度。

根據(jù)湍流強(qiáng)度和邊界的幾何特征,計算入口湍流參數(shù)中湍動能k和湍動能耗散率ε的初始值，其計算公式為

(12)

(13)

式中：H為湍流強(qiáng)度，定義為均方根脈動速度與平均流速之比；De為入口邊界界面的當(dāng)量直徑；cμ為湍流黏度比。

2.3 計算值與試驗(yàn)值對比

經(jīng)數(shù)值計算，得到的動力艙側(cè)裝甲板溫度分布云圖如圖5所示?？梢钥闯觯簜?cè)裝甲板靠近動力和傳動裝置的一側(cè)溫度較高，最高達(dá)到了128.2 ℃，而距離該區(qū)域較遠(yuǎn)的部分溫度較低，說明在動力艙外流場對裝甲板對流換熱作用相同的情況下，動力艙內(nèi)的產(chǎn)熱源對裝甲板的輻射換熱和熱傳導(dǎo)作用較為明顯。

為了驗(yàn)證模擬的精度，在裝甲車輛動力艙側(cè)裝甲板表面布置了14個溫度測點(diǎn)，試驗(yàn)時每個溫度測點(diǎn)測5次，取其平均值作為該點(diǎn)的試驗(yàn)值。裝甲板溫度的試驗(yàn)值與模擬值對比如圖6所示。可以看出：14個溫度測點(diǎn)的分布較靠近線性擬合得到的直線。根據(jù)統(tǒng)計學(xué)原理，驗(yàn)證模擬精度的指標(biāo)用復(fù)相關(guān)系數(shù)R2表示，其變化范圍為0～1，其值越接近1，模擬的可信度越高，即

(14)

光譜輻射亮度的測試以裝甲車動力艙為圓心，半徑取為10 m，在圓周方向上均勻布置10個探測點(diǎn)，其探測點(diǎn)方位角示意圖如圖7所示。以動力艙后裝甲板為研究對象，將光譜輻射亮度試驗(yàn)值和模擬值進(jìn)行對比，如圖8所示。由圖8可以看出：二者的光譜輻射亮度均隨波長的增大而增大，且在波長為9 μm左右時達(dá)到峰值，說明動力艙后裝甲板被探測到的波帶為8～14 μm；數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較接近，其最大誤差為10.9%，說明數(shù)值模擬精度較高，滿足工程計算的需要[10]。

3 動力艙紅外輻射場影響因素分析

3.1 動力艙內(nèi)表面加隔熱層

不改變其他仿真條件，在動力艙內(nèi)表面以及排煙管內(nèi)表面增加一層發(fā)射率為0.5的隔熱層。動力艙內(nèi)表面有、無隔熱層時其在3～5 μm和8～14 μm兩個波帶的紅外輻射強(qiáng)度分布如圖9所示?？梢钥闯觯?/p>

1) 紅外輻射強(qiáng)度的大小與探測方位角有關(guān)。紅外輻射強(qiáng)度隨探測方位角的增大先增大后減小，曲線整體上符合梨形分布，且在探測方位角為120°時紅外輻射強(qiáng)度有較明顯凸起。分析其原因?yàn)椋禾綔y方位角為120°時，發(fā)動機(jī)熱煙氣與被高溫排煙加熱的排煙管構(gòu)成了明顯的紅外輻射源，高溫排煙管對裝甲板有熱傳導(dǎo)作用，進(jìn)而對整車的紅外輻射強(qiáng)度有疊加效應(yīng)。

2) 與未加隔熱層相比，加了隔熱層后，3～5 μm波帶在探測方位角為120°時的紅外輻射強(qiáng)度減小較為明顯，其他探測方位角時的紅外輻射強(qiáng)度均略有下降，說明隔熱層使動力艙內(nèi)傳導(dǎo)到其外表面的熱量減少，動力艙外表面溫度降低了。分析其原因?yàn)椋悍抡鏁r，將給定溫度邊界條件設(shè)置為動力艙內(nèi)壁面溫度，而加上隔熱層后可減少內(nèi)部熱輻射及削弱排氣管對動力艙外表面的加熱作用，導(dǎo)致其溫度降低。

3.2 行駛速度

圖10為不同行駛速度下動力艙裝甲板外表面紅外輻射強(qiáng)度分布。可以看出：動力艙裝甲板外表面紅外輻射強(qiáng)度隨探測方位角的增大呈先增大后略微減小的趨勢；動力艙各個部位的輻射強(qiáng)度隨行駛速度的增大而減小，這是因?yàn)樾旭偹俣鹊脑龃笫箘恿ε撝锌諝鈱α鲹Q熱更為充分，導(dǎo)致動力艙表面的溫度下降。

3.3 太陽入射角度

仿真計算時，太陽直射輻射照度和太陽散射照度仍分別取950、200 W/m2。圖11為不同太陽入射角度時動力艙紅外輻射強(qiáng)度分布。可以看出：當(dāng)太陽入射角為0°時，探測方位角為0°～180°時的動力艙紅外輻射強(qiáng)度為0 W/sr；當(dāng)太陽入射角為90°時，探測方位角為180°～360°時的動力艙紅外輻射強(qiáng)度約減小到太陽入射角為0°時的80%；當(dāng)太陽入射角為45°、90°時，探測方位角為0°～180°時的動力艙紅外輻射強(qiáng)度則逐步增加；當(dāng)太陽入射角為0°時，探測方位角為180°～360°時的動力艙紅外輻射強(qiáng)度最大。這說明太陽入射角對不同方位的動力艙紅外輻射強(qiáng)度的影響較為顯著，在計算整車的紅外輻射強(qiáng)度時一定要加以考慮。

4 結(jié)論

以某型裝甲車輛動力艙為研究對象，計算得到了不同因素對裝甲車輛動力艙紅外輻射特性分布的影響。主要結(jié)論如下：

1) 采用逆向蒙特卡羅法進(jìn)行紅外輻射強(qiáng)度計算能夠得到良好的紅外輻射特性分布情況；

2) 動力艙內(nèi)的動力裝置和傳動裝置等熱源對裝甲板的熱傳導(dǎo)和輻射換熱作用明顯，能顯著升高裝甲板的溫度；

3) 裝甲板的光譜輻射強(qiáng)度較大的波帶主要位于8～14 μm，紅外隱身設(shè)計時應(yīng)重點(diǎn)考慮這一波帶；

4) 通過對內(nèi)部表面隔熱層、行駛速度和太陽入射角度等因素對紅外輻射特性的影響分析，可為動力艙紅外隱身設(shè)計提供一些參考。