蘇浩男,婁宗勇,李大偉,陳立海

(河北石油職業(yè)技術大學 河北省軍民融合示范基地,河北 承德 067000)

航空發(fā)動機的噴管內(nèi)高溫部件和尾噴流是飛機在3～5 μm 波段的主要輻射源[1-2],準確的模擬其輻射特性對于飛機的紅外隱身設計、紅外抑制措施的研究和紅外輻射特性評估等均具有非常重要的意義。

紅外輻射特性數(shù)值計算涉及計算流體力學、計算傳熱學、計算輻射學及計算機圖形學等多學科理論與技術[20],它主要解決的是輻射能量在三維空間的傳輸問題。常用的紅外輻射能量在空間傳輸?shù)臄?shù)值方法,如離散坐標法[3]、有限體積法[4]、離散傳遞法[5]、蒙特卡洛法[6]、逆向蒙特卡洛法[7]等。其中逆向蒙特卡洛法(Reverse Monte Carlo Method,RMCM)針對目標輻射特性這類只關心某個方向探測器接收能量的問題的計算時,可以大幅提高計算效率[8]。

早在20 世紀60 年代,美國就已經(jīng)開始了目標紅外輻射特征的計算研究。NASA 在R.huffaker[9]的主持下,開發(fā)了輻射計算程序用以評估和預測“土星”火箭噴流CO2,H2O 和CO 等組分和極細煙塵顆粒的輻射熱流對基底的影響。1974 年,GE 公司的Wilton 發(fā)表了計算噴氣發(fā)動機的紅外輻射特性的程序說明[10],該程序能夠計算1～20 μm 波段內(nèi)的飛機紅外輻射特性,并能夠通過計算給定的紅外制導導彈的鎖定距離來評估飛機的生存力。北約在上世紀80 年代開發(fā)了NIRATAM 軟件[11-12],該軟件基于離散傳遞法,可預測飛機在3～5 μm 和8～14 μm 波段范圍內(nèi)的紅外輻射特性,預估結果和實驗測量結果非常接近。

相比國外,國內(nèi)的研究起步較晚,20 世紀80 年代末開始對發(fā)動機尾焰紅外輻射計算問題展開初步研究[13-14]。帥永,董士奎,劉林華[15]等利用RMCM 模擬計算高溫含粒子自由流的紅外輻射特性,考察了自由流中粒子散射和邊界條件對定向輻射熱流的影響,并與正向蒙特卡洛法進行比較,比較結果表明反向蒙特卡洛法在計算效率上明顯優(yōu)越。2010-2011 年,南京航空航天大學的黃偉、吉洪湖等[16-18]采用RMCM 結合窄譜帶模型開發(fā)了渦扇發(fā)動機排氣系統(tǒng)紅外輻射特性計算程序,該程序?qū)ε袛嗌渚€歸宿的過程進行了改進,能夠?qū)⒏邷責岵考椛浞珠_計算;將程序應用于某典型渦扇發(fā)動機排氣系統(tǒng)縮比模型的紅外輻射特性數(shù)值模擬,并與實驗結果進行對比,二者吻合較好,證明了該程序的可靠性。

為了提供更大的推力,重型戰(zhàn)斗機均采用兩個發(fā)動機作為動力裝置,目前國內(nèi)在雙發(fā)排氣系統(tǒng)紅外特征方面的研究還比較少,因此開展雙發(fā)動機排氣系統(tǒng)的紅外特性分析就十分必要。本文以典型渦扇發(fā)動機雙發(fā)排氣系統(tǒng)為研究對象,計算其紅外輻射特征。

1 研究對象

典型的渦扇發(fā)動機排氣系統(tǒng)如圖1 所示,其組成結構有:中心錐、支板、混合器、外涵進口、低壓渦輪出口(內(nèi)涵進口)以及軸對稱噴管等[19-20]。

雙發(fā)排氣系統(tǒng)由兩臺完全相同的發(fā)動機組成,發(fā)動機軸線間距為1.76D(D 為排氣系統(tǒng)噴口直徑)。考慮到排氣系統(tǒng)外流對噴流 流場影響較大,而對噴管內(nèi)部流場影響很小,在研究的過程中對排氣系統(tǒng)模型進行簡化,忽略雙排氣系統(tǒng)之間的機身連接部分,使得排氣系統(tǒng)由空間上相對獨立的兩個噴管組成,如圖2 所示。

2 計算方法

2.1 流場計算

由于流場的對稱性質(zhì),也為節(jié)省計算資源,提高計算效率,只對模型的四分之一進行流場計算。流場計算域的軸向長度為60D,直徑為10D,如圖3 所示。

劃分網(wǎng)格時采用分區(qū)方式,其中,體網(wǎng)格均為六面體結構,面網(wǎng)格均為四邊形結構。對壁面附近及噴管出口處等流動較為復雜的位置進行了網(wǎng)格加密處理,遠離噴管出口處的網(wǎng)格間距逐漸增大。網(wǎng)格總數(shù)約140 萬個,經(jīng)獨立性驗證,可知流場計算結果不隨著網(wǎng)格量的增加而產(chǎn)生突變,網(wǎng)格劃分情況如圖4 所示。

2.2 紅外輻射特性計算

RMCM 法通過Ωd入射立體角空間內(nèi)隨機的發(fā)射N條射線,利用概率密度函數(shù)判斷射線的吸收點,以這N個具有統(tǒng)計意義的輻射源來代替實際的輻射源[21],其計算公式為:

其中,I為目標在某一波段內(nèi)的積分輻射強度,Ad為目標區(qū)域在垂直于探測方位平面上的投影面積,Δλ為譜帶寬度,M為光譜離散點個數(shù),Lbλ(i,λj) 為第i條隨機射線吸收點處的黑體光譜輻射亮度。

紅外輻射計算時的排氣系統(tǒng)固體壁面網(wǎng)格如圖5 所示。圖中白色網(wǎng)格為網(wǎng)格文件中原有的邊界網(wǎng)格,其他顏色的網(wǎng)格為紅外計算程序根據(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554 112。所有固體壁面均設為漫反射體,并假設其發(fā)射率不隨波長變化,計算參數(shù)如表1 所示。

由于雙發(fā)排氣系統(tǒng)不再具有軸對稱的結構,因此本文采用如圖6 所示的方式布置探測點,即以兩噴管出口連線的中點為坐標原點,噴管軸線方向單位矢量為Z軸,高度方向單位矢量為X軸,矢量為Y軸建立球坐標系,探測點布置在以探測距離為半徑的球面上。θ的取值范圍為θ=0°～90°,角度間隔Δθ=10°,φ的取值范圍為θ=0°～180°,角度間隔Δφ=10°。這樣就在排氣系統(tǒng)的后向四分之一球空間上布置了172 個探測點。排氣系統(tǒng)的飛行高度設定為11 km 與流場計算時設置的相同。

表1 紅外輻射特征計算參數(shù)

3 結果與分析

3.1 流場數(shù)值模擬

圖7 給出了排氣系統(tǒng)水平對稱面上靜壓分布。從圖中可以看出,在排氣系統(tǒng)收斂段上游區(qū)域氣流沿程的靜壓變化不大。在支板和火焰穩(wěn)定器附近有局部的低壓區(qū)域。在氣流進入收斂段后,氣流開始加速膨脹,靜壓不斷降低。當氣流從收斂段出口流出后,在引射氣流形成的柔性擴張通道內(nèi)繼續(xù)膨脹,在噴管出口處其壓強接近環(huán)境壓強,氣流趨近于完全膨脹狀態(tài)。

圖8 為水平對稱面上的馬赫數(shù)分布云圖。從圖中可以很清楚的看到主次流之間形成的柔性擴張通道。由于次流對主流的約束使得主流繼續(xù)減壓加速,收斂段出口處的馬赫數(shù)為0.9 左右的燃氣在所形成的柔性收擴噴管中繼續(xù)加速至超音速。在噴管出口處馬赫數(shù)達到1.7 左右。燃氣在排出噴管之后繼續(xù)膨脹加速,形成局部的高馬赫數(shù)區(qū)域。

圖9 為水平對稱面上的靜溫分布云圖。射流中的高溫核心區(qū)主要分布在噴管內(nèi)部的收斂段內(nèi);進入噴管擴張段的超聲速氣流速度急劇增加,靜溫明顯降低。在噴管出口處的高馬赫數(shù)區(qū)域,形成了局部的低溫區(qū),由于引射氣流的摻混作用,該低溫區(qū)溫度分布比較均勻。

圖10 為水平對稱面上的CO2氣體摩爾濃度分布云圖?？梢钥闯?紅外活性氣體組分的分布與靜溫分布類似,也存在明顯的核心區(qū)。在射流中溫度較高的區(qū)域,氣體組分的濃度也相應較高,在溫度接近環(huán)境溫度時,組分的濃度接近于0。

3.2 流場數(shù)值模擬

3.2.1 不同探測方位輻射積分強度分析

圖11 為雙發(fā)排氣系統(tǒng)后半球空間無量綱積分輻射強度分布云圖,為了便于比較,圖中還給出了單發(fā)排氣系統(tǒng)的輻射強度分布。從圖中可以看出,雙發(fā)排氣系統(tǒng)紅外輻射強度在后半球空間分布不再具有軸對稱性。在接近噴管軸線的較小探測角度范圍內(nèi)成類長方形分布,而在偏離軸線較大的角度方向,成類“8”型分布。這是由于在垂直探測方向上,雙發(fā)排氣系統(tǒng)的可觀測面積較大,在水平探測方位由于尾流高溫核心區(qū)在視線方向上有部分重疊,而使得可觀測面積較小所致。

圖12 為雙發(fā)排氣系統(tǒng)在兩個探測平面上無量綱積分輻射強度對比曲線?？梢钥闯?在兩個探測面上其分布特征基本與單發(fā)排氣系統(tǒng)的類似。輻射強度最大值出現(xiàn)在排氣系統(tǒng)正后方的探測方位上。隨著探測方位偏離軸向的角度增加,水平探測面的輻射強度開始小于垂直探測面的輻射強度。在固體輻射占主導的方位(θ=0°～20°)上,其差別不明顯;當θ繼續(xù)增大時,氣體輻射占主要地位,兩者的差異開始變大。水平探測方位的輻射強度基本上與單發(fā)排氣系統(tǒng)的接近。從圖中還可以看出,在垂直探測面上,雙發(fā)排氣系統(tǒng)的紅外輻射強度基本上是單發(fā)排氣系統(tǒng)的一倍,因為在這些觀測方位上單發(fā)排氣系統(tǒng)的可觀測面積正好是雙發(fā)排氣系統(tǒng)的1/2,而且高溫核心區(qū)的分布也相同,雙發(fā)排氣系統(tǒng)紅外輻射強度可以看成是單發(fā)排氣系統(tǒng)的疊加。但在偏離垂直探測面的探測方位上,由于視線方向上可觀測到的高溫核心區(qū)分布不同,而且可探測面積也變小,因此在這些方位上,雙發(fā)排氣系統(tǒng)的紅外輻射不能看做是單發(fā)排氣系統(tǒng)的簡單疊加。

如圖13 所示,為θ=30°,φ=90°探測方位上單/雙發(fā)排氣系統(tǒng)紅外輻射成像特征對比。從圖中可以看出,在此探測方位上可觀測到的高溫核心區(qū)寬度基本相同,但是由于雙發(fā)排氣系統(tǒng)噴流輻射在視線方向上的疊加效應,其可觀測到的尾焰長度要比單發(fā)排氣系統(tǒng)的稍長,使得其紅外輻射強度要高于單發(fā)排氣系統(tǒng)。

3.2.2 波瓣混合器對雙發(fā)排氣系統(tǒng)紅外輻射特征的抑制效果

研究了加裝波瓣混合器對雙發(fā)排氣系統(tǒng)紅外輻射特征的抑制效果。圖14 為加裝波瓣混合器的雙發(fā)排氣系統(tǒng)后半球空間無量綱積分輻射強度分布與原型的對比。從圖中可以看出,在加裝了波瓣混合器后,排氣系統(tǒng)后半球空間輻射強度分布特征與原型排氣系統(tǒng)的基本類似,也呈現(xiàn)類“8”型分布,但高輻射強度區(qū)域明顯變小,而且峰值有大幅降低,所有探測方位上紅外輻射強度都得到了有效的抑制。

圖15 和圖16 分別給出了正后方探測方位與正下方探測方位上紅外成像計算結果與原型的比較。可以看出,由于波瓣混合器強化了內(nèi)外涵氣流的摻混,使得噴管內(nèi)部高溫燃氣輻射明顯減少,而且由于外涵冷氣的沖刷作用,使得火焰穩(wěn)定器處固體壁面的溫度有顯著降低,與原型噴管相比,其正后方的紅外輻射亮度明顯減弱;在正下方觀測到的尾焰長度比原型噴管的要短,而且高輻射亮度區(qū)域也較小,峰值亮度也有一定的降低。

圖17 和圖18 分別為垂直探測面內(nèi)和水平探測面內(nèi)無量綱積分輻射強度與原型的對比曲線?？梢钥闯?在兩個探測面內(nèi)其抑制規(guī)律基本相似,在排氣系統(tǒng)正后方附近,抑制效果較為明顯,輻射強度有顯著的降低。隨著探測角度的增大,兩者輻射強度之間的差異開始變小。在大探測角度范圍內(nèi),水平探測面內(nèi)紅外抑制效果不是十分明顯。圖19 為兩個探測面內(nèi),積分輻射強度的降幅曲線,可以看出,采用波瓣混合器,在兩個探測面內(nèi)的所有探測方位上均使得紅外輻射有顯著降低,最大降幅達到48.7%左右。

圖20 為紅外抑制前后鎖定距離后半球空間分布的比較,圖21 和圖22 分別為垂直探測面內(nèi)和水平探測面內(nèi)鎖定距離的對比曲線。大氣條件設置為中緯度夏天,采用IR Imaging 探測器(NEI=1.0 ×10-8)進行計算。從圖中可以看出,采用紅外抑制措施后,鎖定距離的空間分布特征基本保持不變,都是成上下不對稱的分布,但在相同探測方位處,鎖定距離明顯縮短。如圖23 所示的兩個探測面內(nèi)鎖定距離的降幅曲線可知,在所有探測方位上鎖定距離均有所降低,最大降幅為29.73%。

4 結論

在垂直探測面上,雙發(fā)排氣系統(tǒng)的紅外輻射強度基本上是單發(fā)排氣系統(tǒng)的一倍。在偏離垂直探測面的探測方位上,雙發(fā)排氣系統(tǒng)的紅外輻射并不是單發(fā)排氣系統(tǒng)的簡單疊加;

采用加裝波瓣混合器紅外抑制措施后,鎖定距離的空間分布特征基本保持不變,都是成上下不對稱的分布,但在相同探測方位處,鎖定距離明顯縮短。加裝波瓣混合器可顯著降低雙發(fā)排氣系統(tǒng)的紅外輻射,輻射強度最大降低48.76%,鎖定距離最大降低29.73%。

致謝

本文受到中央引導地方科技發(fā)展資金(226Z0101G)的資助,特此感謝。