王 偉，李 鋒，鄧洪偉，金文棟

(1.中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所，沈陽 110015；2.空裝駐長春地區(qū)軍事代表室，長春 130000)

1 引言

紅外隱身是第四代戰(zhàn)機的必備特征。隨著紅外探測、追蹤及制導(dǎo)技術(shù)的迅速發(fā)展，尋求先進(jìn)有效的紅外隱身技術(shù)已成為提高飛行器生存和突防能力的當(dāng)務(wù)之急[1-3]。航空發(fā)動機排氣系統(tǒng)作為飛機的主要紅外輻射源，對飛機紅外輻射的貢獻(xiàn)高達(dá)90%以上[4]，因此開展發(fā)動機排氣系統(tǒng)紅外輻射抑制技術(shù)研究，對低可探測性排氣系統(tǒng)的設(shè)計具有重要的指導(dǎo)意義。

降低航空發(fā)動機排氣系統(tǒng)紅外隱身信號的主要措施有采用結(jié)構(gòu)隱身技術(shù)與材料隱身技術(shù)，而結(jié)構(gòu)、材料隱身措施的綜合應(yīng)用是提升發(fā)動機紅外隱身能力的發(fā)展方向。國外在發(fā)動機排氣系統(tǒng)紅外輻射抑制技術(shù)方面的研究相對成熟，開發(fā)了多種紅外輻射特性的數(shù)值計算軟件[5-7]，對軸對稱、二元等結(jié)構(gòu)的塞式噴管進(jìn)行了大量實驗研究。Hilley 等[8]研究結(jié)果表明，雙喉道塞式噴管在1.8～2.7 μm 波段范圍的紅外輻射相比軸對稱噴管的降低90%。國內(nèi)在此領(lǐng)域的研究起步較晚，且主要集中于軸對稱矢量噴管氣動性能計算和試驗驗證。邵萬仁等[9]在軸對稱矢量噴管氣動特性和試驗驗證等方面進(jìn)行了深入研究。鄭孟偉等[10]對塞式噴管的流場特性進(jìn)行了數(shù)值計算，探討了設(shè)計參數(shù)對塞式噴管性能的影響。潘丞雄等[11]采用正反射線蹤跡法對齒冠形收斂噴管的紅外輻射特性進(jìn)行了計算研究。陳俊等[12]采用離散傳遞法對渦扇發(fā)動機塞式軸對稱噴管的紅外輻射特性進(jìn)行了數(shù)值研究。在上述研究中，大多數(shù)研究對象為常規(guī)軸對稱噴管或二元噴管，對帶有波瓣混合器、火焰穩(wěn)定器及中心錐等加力部件的塞式噴管紅外輻射特性的相關(guān)研究相對較少。

為進(jìn)一步研究塞式軸對稱噴管的紅外輻射特性，本文創(chuàng)新性地建立了具有波瓣混合器、中心錐、火焰穩(wěn)定器、加力筒體、球面段、塞錐的塞式軸對稱噴管物理模型。通過對渦扇發(fā)動機塞式軸對稱噴管和基準(zhǔn)軸對稱噴管在3～5 μm波段范圍內(nèi)紅外輻射特性的數(shù)值計算及對比分析，獲得了兩種噴管固體壁面的溫度場分布、投影面積分布和紅外輻射貢獻(xiàn)度分布；研究了塞錐壁面發(fā)射率、塞錐冷卻溫度及綜合隱身措施對塞式軸對稱噴管紅外輻射特性的影響，并與基準(zhǔn)軸對稱噴管的進(jìn)行了對比。

2 物理模型

圖1、圖2 分別給出了基準(zhǔn)軸對稱噴管(以下簡稱基準(zhǔn)噴管)和塞式軸對稱噴管(以下簡稱塞式噴管)的幾何模型。兩種噴管模型前端具有相同的外涵道、內(nèi)涵道、波瓣混合器、中心錐和火焰穩(wěn)定器等結(jié)構(gòu)，后端則采取不同的結(jié)構(gòu)形式?；鶞?zhǔn)噴管后端包括加力筒體、噴管收斂段和噴管擴張段，塞式噴管后端主要由加力筒體、球面段、噴管收斂段和塞錐組成。塞式噴管的設(shè)計原則為，在相同的壓力驅(qū)動下，為實現(xiàn)發(fā)動機具有相同的工作狀態(tài)，確保其內(nèi)外涵流量與基準(zhǔn)噴管的一致。為保證計算結(jié)果具有可比性，兩種噴管的喉道面積相同，同時塞式噴管設(shè)計時需保證塞錐可實現(xiàn)對內(nèi)部高溫?zé)岫瞬考挠行д趽?。塞錐前角為后角的1.96 倍，塞錐高度為外涵道進(jìn)口直徑的0.76 倍，塞錐與噴管收斂段出口形成塞式噴管的喉道。

圖1 基準(zhǔn)噴管幾何模型Fig.1 Configurations of baseline axisymmetric nozzle

圖2 塞式噴管幾何模型Fig.2 Configurations of axisymmetric plug nozzle

3 流場計算

3.1 計算域

由于塞式噴管具有空間對稱性，選取1/4 噴管模型進(jìn)行數(shù)值計算，計算域如圖3 所示。為了較真實地模擬噴管的流動特性，噴管徑向外流場為噴管進(jìn)口直徑(D)的4 倍，軸向外流場為噴管進(jìn)口直徑的20倍。

圖3 塞式噴管流場計算域Fig.3 Flow field computational region of axisymmetric plug nozzle

3.2 流場計算網(wǎng)格

根據(jù)塞式噴管的結(jié)構(gòu)特點，其球面段、噴管收斂段及塞錐結(jié)構(gòu)均為軸對稱規(guī)則幾何體，可采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格；中心錐、波瓣混合器、火焰穩(wěn)定器等形狀不規(guī)則，曲面過渡復(fù)雜，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格較困難。綜合考慮網(wǎng)格數(shù)量及劃分難易程度，采用了結(jié)構(gòu)化和非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合的分區(qū)域劃分方式，并在噴管核心流區(qū)域和壓力梯度變化較大的復(fù)雜壁面處進(jìn)行局部加密。整個計算區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)為350萬。具體網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 塞式噴管流場計算網(wǎng)格Fig.4 Flow field computational grid of axisymmetric plug nozzle

3.3 邊界條件

本研究中發(fā)動機工作狀態(tài)為地面中間設(shè)計狀態(tài)，內(nèi)涵進(jìn)口設(shè)置為壓力進(jìn)口，給定總壓、總溫，其進(jìn)口截面的O2、CO2、CO和H2O 的摩爾分?jǐn)?shù)[13]根據(jù)渦輪發(fā)動機的耗油率等參數(shù)求出；外涵進(jìn)口給定壓力進(jìn)口邊界，進(jìn)口氣流為空氣，其組分質(zhì)量濃度邊界給定O2的摩爾分?jǐn)?shù)。外場邊界條件設(shè)置為壓力出口，氣流壓力為101 325 Pa，溫度為288 K，其組分質(zhì)量濃度的邊界條件與外場進(jìn)口截面的相同，所有壁面采用無滑移邊界條件。噴管組分質(zhì)量濃度如表1 所示。

表1 噴管組分質(zhì)量濃度Table 1 Mass concentration of nozzle component

3.4 計算方法

采用商用計算軟件進(jìn)行全三維數(shù)值模擬，連續(xù)方程、動量方程、能量方程及組分傳輸方程均采用二階迎風(fēng)差分格式進(jìn)行離散，并運用耦合顯示求解進(jìn)行迭代計算。湍流模型采用SST 兩方程模型[14]，流固耦合傳熱中考慮輻射換熱的影響，加入了輻射傳熱計算模型——DO模型。

4 紅外輻射特性計算

4.1 方位角設(shè)置

計算的紅外輻射主要由高溫部件的固體輻射和高溫?zé)釃娏鞯臍怏w輻射兩部分組成。在計算噴管的紅外輻射特性時，考慮到兩種噴管模型流場分布具有軸對稱性，因而只計算了其水平探測平面內(nèi)尾向探測方位角(α)0°～90°范圍內(nèi)的紅外輻射強度分布。圖5為塞式噴管探測方位角示意圖。

圖5 輻射計算探測方位角示意圖Fig.5 Azimuth angles in infrared radiation computation

4.2 紅外計算網(wǎng)格

紅外計算所需的壁面網(wǎng)格數(shù)據(jù)可直接取流場計算的壁面網(wǎng)格數(shù)據(jù)，但考慮到計算時間和計算資源，一般紅外計算網(wǎng)格相對于流場計算網(wǎng)格單獨生成。利用網(wǎng)格劃分軟件將固體壁面和內(nèi)外涵進(jìn)口截面劃分為三角形的面網(wǎng)格。紅外計算網(wǎng)格數(shù)量一般選取流場網(wǎng)格數(shù)量的1/4，在溫度梯度較大的壁面進(jìn)行局部加密，以保證紅外輻射特性的計算精度。圖6 示出了塞式噴管紅外計算網(wǎng)格分布。

圖6 塞式噴管固體壁面紅外計算網(wǎng)格Fig.6 IR characteristics computational grid of the solid wall

4.3 紅外輻射計算方法

采用反向蒙特卡羅法[15]對塞式噴管和基準(zhǔn)噴管的紅外輻射特性進(jìn)行計算。首先進(jìn)行噴管流場計算，提取流場計算中的壓力、溫度以及CO2、H2O、CO的摩爾分?jǐn)?shù)等參數(shù)，然后數(shù)值插值到紅外輻射計算域中進(jìn)行紅外輻射特性計算，其計算原理及相關(guān)公式參考文獻(xiàn)[16]。計算中考慮了固體壁面自身的發(fā)射和反射以及燃?xì)庵蠧O2、H2O、CO等組分對紅外輻射的吸收和發(fā)射作用。為得到目標(biāo)本身的紅外輻射特性分布，計算結(jié)果未考慮大氣的吸收作用。兩種噴管紅外輻射計算時采用相同的壁面發(fā)射率材料，未涂敷低發(fā)射率紅外涂層時選取壁面發(fā)射率ε=0.9。

4.4 計算方法驗證

針對簡化后的塞式噴管縮比模型開展了紅外輻射場的測試試驗，以及紅外輻射特性的數(shù)值計算。圖7示出了塞式噴管縮比模型試驗件。圖8為塞式噴管在3～5 μm波段范圍內(nèi)的紅外輻射強度計算結(jié)果和試驗結(jié)果的對比，其中IImax為塞式噴管無量綱紅外輻射強度，Imax為塞式噴管紅外輻射強度的最大值?？煽闯龆呋疚呛希艢庀到y(tǒng)紅外輻射特性計算方法得到了驗證。

圖7 塞式噴管縮比模型試驗件Fig.7 Model test rig of axisymmetric plug nozzle

圖8 紅外輻射強度計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比Fig.8 Comparison of computational and experimental results of IR

5 計算結(jié)果

5.1 流場計算結(jié)果

圖9、圖10 分別為兩種噴管對稱面上的溫度分布和CO2摩爾分?jǐn)?shù)分布?？梢钥闯觯瑴囟确植己湍柗?jǐn)?shù)分布趨勢相同，高溫核心區(qū)和摩爾分?jǐn)?shù)高的區(qū)域均分布在噴管軸線附近；高溫區(qū)域主要分布在噴管內(nèi)流道內(nèi)，且隨著氣流摻混程度的增強溫度逐漸降低。

圖9 兩種噴管對稱面上的溫度場分布Fig.9 Comparison of nozzles temperature on the symmetrical plane

圖10 兩種噴管對稱面上的CO2摩爾分?jǐn)?shù)分布Fig.10 Mole fraction of nozzles CO2 on the symmetrical plane

圖11、圖12分別給出了塞式噴管和基準(zhǔn)噴管固體壁面(包括中心錐、波瓣混合器、火焰穩(wěn)定器、塞錐等)的溫度分布。由圖可知：中心錐、火焰穩(wěn)定器內(nèi)環(huán)和塞錐的溫度很高，接近燃?xì)庾罡邷囟?，其余固體壁面的溫度約為燃?xì)庾罡邷囟鹊囊话?。從發(fā)動機正后方探測，塞式噴管的可見高溫部件主要為塞錐，塞錐實現(xiàn)了對噴管內(nèi)部中心錐、波瓣混合器、火焰穩(wěn)定器等高溫部件的全遮擋。塞錐壁面溫度與基準(zhǔn)噴管內(nèi)高溫部件溫度基本相同，但其投影面積比基準(zhǔn)噴管的大。在其他方位角范圍內(nèi)，塞錐壁面溫度遠(yuǎn)大于基準(zhǔn)噴管的壁面溫度。因此，基準(zhǔn)噴管的紅外抑制效果優(yōu)于塞式噴管的。

圖11 塞式噴管固體壁面溫度分布Fig.11 Temperature distribution of axisymmetric plug nozzle

圖12 基準(zhǔn)噴管固體壁面溫度分布Fig.12 Temperature distribution of reference axisymmetric nozzle

5.2 紅外輻射特性計算結(jié)果

5.2.1 固體壁面投影面積分布

固體壁面的投影面積決定了其對紅外輻射的貢獻(xiàn)。為獲得塞式噴管主要固體壁面紅外輻射特性的空間分布，并與基準(zhǔn)噴管的相對比，需分析各部件在探測方向上的投影面積。圖13 給出了塞式噴管和基準(zhǔn)噴管主要固體壁面投影面積的空間分布?？梢钥闯觯孩偃絿姽軆?nèi)固體壁面在各探測方向的總投影面積比基準(zhǔn)噴管的大，且隨著探測方位角的增大呈先增大后減小的趨勢。②塞式噴管在各個探測方位角范圍內(nèi)，塞錐的投影面積隨著探測方位角的增大而逐漸減小，噴管壁面的投影面積隨著探測方位角的增大先增大后減小，波瓣混合器、中心錐、火焰穩(wěn)定器和渦輪組件絕大部分被遮擋，投影面積幾乎為0。③基準(zhǔn)噴管在探測方位角0°～30°范圍內(nèi)，波瓣混合器、中心錐、火焰穩(wěn)定器、渦輪組件和噴管壁面的投影面積較大；在探測方位角30°～90°范圍內(nèi)，僅可見噴管壁面的投影面積，且隨著探測方位角的增大而減小。

圖13 兩種噴管固體壁面的投影面積Fig.13 Projected areas of the solid wall of both nozzles

5.2.2 各固體壁面紅外輻射強度貢獻(xiàn)度分析

圖14 給出了兩種噴管各固體壁面紅外輻射強度占總紅外輻射強度的百分比。圖中，W固為噴管各固體壁面在探測方位角上的紅外輻射強度，W總為噴管在探測方位角上的總紅外輻射強度?？梢钥闯觯孩賴姽軆?nèi)各固體壁面對紅外輻射的貢獻(xiàn)不僅與固體壁面的投影面積有關(guān)，還與其溫度有關(guān)，投影面積越小，溫度越低，紅外輻射越小。②對于塞式噴管，渦輪部件、波瓣混合器、火焰穩(wěn)定器在探測方位角0°～10°范圍內(nèi)對紅外輻射有貢獻(xiàn)，但貢獻(xiàn)量特別小，在5%以內(nèi)；在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)，塞錐對紅外輻射的貢獻(xiàn)量最大達(dá)到90%，噴管壁面對紅外輻射的貢獻(xiàn)量僅占5%。③基準(zhǔn)噴管各固體壁面在探測方位角0°上對紅外輻射的貢獻(xiàn)量最大達(dá)到80%，渦輪部件、中心錐、火焰穩(wěn)定器和噴管壁面在探測方位角0°～30°范圍內(nèi)的貢獻(xiàn)量達(dá)到93%，而在30°～90°范圍內(nèi)主要為噴管壁面帶來的紅外輻射，貢獻(xiàn)量達(dá)到100%。

圖14 固體壁面紅外輻射強度占噴管總紅外輻射強度的百分比Fig.14 Percentage of solid parts of radiant intensity in total radiant intensity

5.2.3 壁面發(fā)射率對噴管紅外輻射特性的影響

圖15 給出了不同壁面發(fā)射率下塞式噴管無量綱紅外輻射強度分布，并與基準(zhǔn)噴管的進(jìn)行了對比。由圖可知：①塞式噴管在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)，隨著固體壁面發(fā)射率的減小紅外輻射強度逐漸減小，且隨著探測方位角的增大紅外輻射強度的降幅逐漸減小。②未涂敷低發(fā)射率紅外涂層的塞式噴管在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)的紅外輻射強度明顯比基準(zhǔn)噴管的大；當(dāng)ε為0.5 時，在探測方位角0°上兩種噴管的紅外輻射強度相同；當(dāng)ε為0.2時，在探測方位角0°上塞式噴管的紅外輻射強度較基準(zhǔn)噴管的降低了45.5%。

圖15 不同壁面發(fā)射率下噴管紅外輻射強度分布Fig.15 Distribution of infrared radiation intensity of nozzle under different wall emissivity

5.2.4 塞錐冷卻對噴管紅外輻射特性的影響

圖16 給出了塞錐壁面不同溫降下塞式噴管無量綱紅外輻射強分布，并與基準(zhǔn)噴管的進(jìn)行了對比。由圖可知：①塞錐壁溫降低前后，塞式噴管紅外輻射強度的空間分布趨勢大致相同。當(dāng)塞錐壁溫分別降低100，200，300 K 時，塞式噴管的紅外輻射強度分別降低了36.2%，61.6%，77.1%。隨著探測方位角增大，塞錐投影面積不斷減小，塞錐壁溫降幅對整個噴管紅外輻射的抑制效果不斷減弱。②未采取塞錐冷卻措施的塞式噴管，在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)其紅外輻射強度明顯大于基準(zhǔn)噴管的。主要原因是盡管塞錐壁溫與基準(zhǔn)噴管內(nèi)高溫組件溫度基本相同，但塞錐的投影面積大于基準(zhǔn)噴管內(nèi)高溫組件的投影面積。③當(dāng)塞錐壁溫降低100 K 時，在探測方位角0°上兩種噴管的紅外輻射強度大致相同；當(dāng)塞錐壁溫降低200 K 時，在探測方位角0°上塞式噴管的紅外輻射強度較基準(zhǔn)噴管的降低39.2%；當(dāng)塞錐壁溫降低300 K 時，在探測方位角0°上塞式噴管的紅外輻射強度較基準(zhǔn)噴管的降低63.8%。

圖16 不同塞錐溫度下噴管紅外輻射強度分布Fig.16 Distribution of infrared radiation intensity of nozzle at different plug cone temperatures

5.2.5 綜合隱身措施對噴管紅外輻射特性的影響

圖17 給出了采取塞錐冷卻和塞錐壁面涂敷低發(fā)射率紅外涂層的綜合隱身措施的塞式噴管無量綱紅外輻射強度分布，并與基準(zhǔn)噴管的進(jìn)行了對比。由圖可知：未采取任何隱身措施時，塞式噴管的紅外輻射強度在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)均大于基準(zhǔn)噴管的，且隨著探測方位角增大，其紅外輻射強度先增大后減小，在探測方位角5°上達(dá)到最大值；在探測方位角0°上，與基準(zhǔn)噴管的相比，塞式噴管在塞錐壁面涂敷發(fā)射率為0.2 的涂層且同時降低塞錐壁溫100 K后的紅外輻射強度降低58.4%；在其他探測方位角范圍內(nèi)，采取塞錐冷卻和涂敷低發(fā)射率涂層隱身措施均具有較好的紅外抑制效果。

圖17 綜合隱身措施下噴管紅外輻射強度分布Fig.17 Infrared radiation intensity distribution of nozzle under the integrated stealth measures

6 結(jié)論

通過對渦扇發(fā)動機塞式軸對稱噴管和基準(zhǔn)軸對稱噴管在3～5 μm波段范圍內(nèi)的紅外輻射特性進(jìn)行計算、對比分析，得出如下結(jié)論：

(1) 無任何隱身措施的條件下，塞式軸對稱噴管的紅外輻射強度在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)均大于基準(zhǔn)軸對稱噴管的，且隨著探測方位角增大，其紅外輻射強度先增大后減小，在探測方位角5°上達(dá)到最大值。

(2) 噴管內(nèi)各固體壁面對紅外輻射的貢獻(xiàn)主要與固體壁面的投影面積和溫度有關(guān)，投影面積越大，溫度越高，紅外輻射越大。塞式軸對稱噴管中塞錐在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)對紅外輻射的貢獻(xiàn)度高達(dá)90%，對塞錐壁面采取隱身措施可以顯著降低其紅外輻射。

(3) 隨著固體壁面發(fā)射率的降低，塞式軸對稱噴管紅外輻射強度明顯減小。當(dāng)塞錐壁面發(fā)射率為0.2 時，塞式軸對稱噴管在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)均具有較好的紅外抑制效果，且在探測方位角0°上較基準(zhǔn)軸對稱噴管的降低45.5%。

(4) 隨著塞錐壁面溫度的降低，塞式軸對稱噴管紅外輻射強度明顯降低。當(dāng)塞錐壁面溫度降低300 K 時，塞式噴管在探測方位角0°～90°范圍內(nèi)均具有明顯的紅外抑制效果，且在探測方位角0°上較基準(zhǔn)軸對稱噴管的降低63.8%。

(5) 采取塞錐冷卻和塞錐壁面涂覆低發(fā)射率紅外涂層的綜合隱身措施后，塞式軸對稱噴管在探測方位角0°上的紅外輻射強度較基準(zhǔn)軸對稱噴管的降低58.4%。