苏浩男,娄宗勇,李大伟,陈立海

(河北石油职业技术大学 河北省军民融合示范基地,河北 承德 067000)

航空发动机的喷管内高温部件和尾喷流是飞机在3～5 μm 波段的主要辐射源[1-2],准确的模拟其辐射特性对于飞机的红外隐身设计、红外抑制措施的研究和红外辐射特性评估等均具有非常重要的意义。

红外辐射特性数值计算涉及计算流体力学、计算传热学、计算辐射学及计算机图形学等多学科理论与技术[20],它主要解决的是辐射能量在三维空间的传输问题。常用的红外辐射能量在空间传输的数值方法,如离散坐标法[3]、有限体积法[4]、离散传递法[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)针对目标辐射特性这类只关心某个方向探测器接收能量的问题的计算时,可以大幅提高计算效率[8]。

早在20 世纪60 年代,美国就已经开始了目标红外辐射特征的计算研究。NASA 在R.huffaker[9]的主持下,开发了辐射计算程序用以评估和预测“土星”火箭喷流CO2,H2O 和CO 等组分和极细烟尘颗粒的辐射热流对基底的影响。1974 年,GE 公司的Wilton 发表了计算喷气发动机的红外辐射特性的程序说明[10],该程序能够计算1～20 μm 波段内的飞机红外辐射特性,并能够通过计算给定的红外制导导弹的锁定距离来评估飞机的生存力。北约在上世纪80 年代开发了NIRATAM 软件[11-12],该软件基于离散传递法,可预测飞机在3～5 μm 和8～14 μm 波段范围内的红外辐射特性,预估结果和实验测量结果非常接近。

相比国外,国内的研究起步较晚,20 世纪80 年代末开始对发动机尾焰红外辐射计算问题展开初步研究[13-14]。帅永,董士奎,刘林华[15]等利用RMCM 模拟计算高温含粒子自由流的红外辐射特性,考察了自由流中粒子散射和边界条件对定向辐射热流的影响,并与正向蒙特卡洛法进行比较,比较结果表明反向蒙特卡洛法在计算效率上明显优越。2010-2011 年,南京航空航天大学的黄伟、吉洪湖等[16-18]采用RMCM 结合窄谱带模型开发了涡扇发动机排气系统红外辐射特性计算程序,该程序对判断射线归宿的过程进行了改进,能够将高温热部件辐射分开计算;将程序应用于某典型涡扇发动机排气系统缩比模型的红外辐射特性数值模拟,并与实验结果进行对比,二者吻合较好,证明了该程序的可靠性。

为了提供更大的推力,重型战斗机均采用两个发动机作为动力装置,目前国内在双发排气系统红外特征方面的研究还比较少,因此开展双发动机排气系统的红外特性分析就十分必要。本文以典型涡扇发动机双发排气系统为研究对象,计算其红外辐射特征。

1 研究对象

典型的涡扇发动机排气系统如图1 所示,其组成结构有:中心锥、支板、混合器、外涵进口、低压涡轮出口(内涵进口)以及轴对称喷管等[19-20]。

双发排气系统由两台完全相同的发动机组成,发动机轴线间距为1.76D(D 为排气系统喷口直径)。考虑到排气系统外流对喷流 流场影响较大,而对喷管内部流场影响很小,在研究的过程中对排气系统模型进行简化,忽略双排气系统之间的机身连接部分,使得排气系统由空间上相对独立的两个喷管组成,如图2 所示。

2 计算方法

2.1 流场计算

由于流场的对称性质,也为节省计算资源,提高计算效率,只对模型的四分之一进行流场计算。流场计算域的轴向长度为60D,直径为10D,如图3 所示。

划分网格时采用分区方式,其中,体网格均为六面体结构,面网格均为四边形结构。对壁面附近及喷管出口处等流动较为复杂的位置进行了网格加密处理,远离喷管出口处的网格间距逐渐增大。网格总数约140 万个,经独立性验证,可知流场计算结果不随着网格量的增加而产生突变,网格划分情况如图4 所示。

2.2 红外辐射特性计算

RMCM 法通过Ωd入射立体角空间内随机的发射N条射线,利用概率密度函数判断射线的吸收点,以这N个具有统计意义的辐射源来代替实际的辐射源[21],其计算公式为:

其中,I为目标在某一波段内的积分辐射强度,Ad为目标区域在垂直于探测方位平面上的投影面积,Δλ为谱带宽度,M为光谱离散点个数,Lbλ(i,λj) 为第i条随机射线吸收点处的黑体光谱辐射亮度。

红外辐射计算时的排气系统固体壁面网格如图5 所示。图中白色网格为网格文件中原有的边界网格,其他颜色的网格为红外计算程序根据对称边界信息自动拓扑出的壁面网格,所有参与红外计算的固体壁面网格总数为554 112。所有固体壁面均设为漫反射体,并假设其发射率不随波长变化,计算参数如表1 所示。

由于双发排气系统不再具有轴对称的结构,因此本文采用如图6 所示的方式布置探测点,即以两喷管出口连线的中点为坐标原点,喷管轴线方向单位矢量为Z轴,高度方向单位矢量为X轴,矢量为Y轴建立球坐标系,探测点布置在以探测距离为半径的球面上。θ的取值范围为θ=0°～90°,角度间隔Δθ=10°,φ的取值范围为θ=0°～180°,角度间隔Δφ=10°。这样就在排气系统的后向四分之一球空间上布置了172 个探测点。排气系统的飞行高度设定为11 km 与流场计算时设置的相同。

表1 红外辐射特征计算参数

3 结果与分析

3.1 流场数值模拟

图7 给出了排气系统水平对称面上静压分布。从图中可以看出,在排气系统收敛段上游区域气流沿程的静压变化不大。在支板和火焰稳定器附近有局部的低压区域。在气流进入收敛段后,气流开始加速膨胀,静压不断降低。当气流从收敛段出口流出后,在引射气流形成的柔性扩张通道内继续膨胀,在喷管出口处其压强接近环境压强,气流趋近于完全膨胀状态。

图8 为水平对称面上的马赫数分布云图。从图中可以很清楚的看到主次流之间形成的柔性扩张通道。由于次流对主流的约束使得主流继续减压加速,收敛段出口处的马赫数为0.9 左右的燃气在所形成的柔性收扩喷管中继续加速至超音速。在喷管出口处马赫数达到1.7 左右。燃气在排出喷管之后继续膨胀加速,形成局部的高马赫数区域。

图9 为水平对称面上的静温分布云图。射流中的高温核心区主要分布在喷管内部的收敛段内;进入喷管扩张段的超声速气流速度急剧增加,静温明显降低。在喷管出口处的高马赫数区域,形成了局部的低温区,由于引射气流的掺混作用,该低温区温度分布比较均匀。

图10 为水平对称面上的CO2气体摩尔浓度分布云图。可以看出,红外活性气体组分的分布与静温分布类似,也存在明显的核心区。在射流中温度较高的区域,气体组分的浓度也相应较高,在温度接近环境温度时,组分的浓度接近于0。

3.2 流场数值模拟

3.2.1 不同探测方位辐射积分强度分析

图11 为双发排气系统后半球空间无量纲积分辐射强度分布云图,为了便于比较,图中还给出了单发排气系统的辐射强度分布。从图中可以看出,双发排气系统红外辐射强度在后半球空间分布不再具有轴对称性。在接近喷管轴线的较小探测角度范围内成类长方形分布,而在偏离轴线较大的角度方向,成类“8”型分布。这是由于在垂直探测方向上,双发排气系统的可观测面积较大,在水平探测方位由于尾流高温核心区在视线方向上有部分重叠,而使得可观测面积较小所致。

图12 为双发排气系统在两个探测平面上无量纲积分辐射强度对比曲线。可以看出,在两个探测面上其分布特征基本与单发排气系统的类似。辐射强度最大值出现在排气系统正后方的探测方位上。随着探测方位偏离轴向的角度增加,水平探测面的辐射强度开始小于垂直探测面的辐射强度。在固体辐射占主导的方位(θ=0°～20°)上,其差别不明显;当θ继续增大时,气体辐射占主要地位,两者的差异开始变大。水平探测方位的辐射强度基本上与单发排气系统的接近。从图中还可以看出,在垂直探测面上,双发排气系统的红外辐射强度基本上是单发排气系统的一倍,因为在这些观测方位上单发排气系统的可观测面积正好是双发排气系统的1/2,而且高温核心区的分布也相同,双发排气系统红外辐射强度可以看成是单发排气系统的叠加。但在偏离垂直探测面的探测方位上,由于视线方向上可观测到的高温核心区分布不同,而且可探测面积也变小,因此在这些方位上,双发排气系统的红外辐射不能看做是单发排气系统的简单叠加。

如图13 所示,为θ=30°,φ=90°探测方位上单/双发排气系统红外辐射成像特征对比。从图中可以看出,在此探测方位上可观测到的高温核心区宽度基本相同,但是由于双发排气系统喷流辐射在视线方向上的叠加效应,其可观测到的尾焰长度要比单发排气系统的稍长,使得其红外辐射强度要高于单发排气系统。

3.2.2 波瓣混合器对双发排气系统红外辐射特征的抑制效果

研究了加装波瓣混合器对双发排气系统红外辐射特征的抑制效果。图14 为加装波瓣混合器的双发排气系统后半球空间无量纲积分辐射强度分布与原型的对比。从图中可以看出,在加装了波瓣混合器后,排气系统后半球空间辐射强度分布特征与原型排气系统的基本类似,也呈现类“8”型分布,但高辐射强度区域明显变小,而且峰值有大幅降低,所有探测方位上红外辐射强度都得到了有效的抑制。

图15 和图16 分别给出了正后方探测方位与正下方探测方位上红外成像计算结果与原型的比较。可以看出,由于波瓣混合器强化了内外涵气流的掺混,使得喷管内部高温燃气辐射明显减少,而且由于外涵冷气的冲刷作用,使得火焰稳定器处固体壁面的温度有显著降低,与原型喷管相比,其正后方的红外辐射亮度明显减弱;在正下方观测到的尾焰长度比原型喷管的要短,而且高辐射亮度区域也较小,峰值亮度也有一定的降低。

图17 和图18 分别为垂直探测面内和水平探测面内无量纲积分辐射强度与原型的对比曲线。可以看出,在两个探测面内其抑制规律基本相似,在排气系统正后方附近,抑制效果较为明显,辐射强度有显著的降低。随着探测角度的增大,两者辐射强度之间的差异开始变小。在大探测角度范围内,水平探测面内红外抑制效果不是十分明显。图19 为两个探测面内,积分辐射强度的降幅曲线,可以看出,采用波瓣混合器,在两个探测面内的所有探测方位上均使得红外辐射有显著降低,最大降幅达到48.7%左右。

图20 为红外抑制前后锁定距离后半球空间分布的比较,图21 和图22 分别为垂直探测面内和水平探测面内锁定距离的对比曲线。大气条件设置为中纬度夏天,采用IR Imaging 探测器(NEI=1.0 ×10-8)进行计算。从图中可以看出,采用红外抑制措施后,锁定距离的空间分布特征基本保持不变,都是成上下不对称的分布,但在相同探测方位处,锁定距离明显缩短。如图23 所示的两个探测面内锁定距离的降幅曲线可知,在所有探测方位上锁定距离均有所降低,最大降幅为29.73%。

4 结论

在垂直探测面上,双发排气系统的红外辐射强度基本上是单发排气系统的一倍。在偏离垂直探测面的探测方位上,双发排气系统的红外辐射并不是单发排气系统的简单叠加;

采用加装波瓣混合器红外抑制措施后,锁定距离的空间分布特征基本保持不变,都是成上下不对称的分布,但在相同探测方位处,锁定距离明显缩短。加装波瓣混合器可显著降低双发排气系统的红外辐射,辐射强度最大降低48.76%,锁定距离最大降低29.73%。

致谢

本文受到中央引导地方科技发展资金(226Z0101G)的资助,特此感谢。