液冷塞式二元噴管對發(fā)動機(jī)紅外輻射影響仿真及實(shí)驗(yàn)研究

孫旭, 李繁, 鄧洪偉, 馬文奇, 盧浩浩, 尚守堂

(中國航發(fā)沈陽發(fā)動機(jī)研究所, 沈陽 110015)

隨著現(xiàn)代紅外制導(dǎo)武器不斷發(fā)展,作戰(zhàn)飛行器的生存面臨著巨大的威脅。紅外探測器系統(tǒng)主要探測飛行器3～5 μm(中波)和8～14 μm(長波)的紅外輻射,其中飛行器3～5 μm紅外輻射主要來源于發(fā)動機(jī)輻射,8～14 μm的紅外輻射主要來源于飛行器蒙皮。降低 3～5 μm波段紅外輻射強(qiáng)度對于提高飛行器生存力有著重要作用[1-2]。航空發(fā)動機(jī)排氣系統(tǒng)紅外抑制技術(shù)分為結(jié)構(gòu)遮擋技術(shù)、高溫部件冷卻技術(shù)和低發(fā)射率材料應(yīng)用技術(shù)。結(jié)構(gòu)遮擋和高溫部件冷卻是降低發(fā)動機(jī)后向紅外輻射特征的有效手段,其中結(jié)構(gòu)遮擋隱身技術(shù)包括二元噴管[3-5]、S彎噴管[6-7]、塞式噴管[8-9]等。發(fā)動機(jī)高溫部件冷卻技術(shù)研究主要集中在氣膜冷卻技術(shù)[10-11]方面。

陳俊等[12]通過實(shí)驗(yàn)得到密流比在0.01和0.028條件下,二元塞式噴管塞錐平均溫度分別可降低100 K和180 K,0°紅外射強(qiáng)度分別降低了40.8%和51.2%。周兵等[13]實(shí)驗(yàn)研究了二元塞式噴管塞錐壁面多斜孔氣膜冷卻對發(fā)動機(jī)紅外特征的影響。當(dāng)吹風(fēng)比為0.68時(shí),噴管紅外輻射強(qiáng)度在0°方位角上最大降低52.8%,在90°方位角上最大降低13%。張靖周等[14]仿真研究了塞錐采用氣膜冷對發(fā)動機(jī)紅外輻射特征的影響,結(jié)果表明:當(dāng)冷卻氣量達(dá)到主流流量3%時(shí),發(fā)動機(jī)后向紅外輻射強(qiáng)度可下降約60%。Stone等[15]對雙塞式噴管開展氣動研究,雙塞式噴管的結(jié)構(gòu)中將第3涵道中的低溫空氣引入塞錐內(nèi),加強(qiáng)了噴流與第3涵道冷氣的摻混,有效降低了噴流溫度及排氣噪聲。

目前對于塞錐的冷卻主要集中在氣膜冷卻技術(shù)的研究,氣膜冷卻對于冷卻氣量和冷卻氣品質(zhì)要求較高,冷卻效率有限。液態(tài)冷卻介質(zhì)比熱容高,冷卻效果較好,航空發(fā)動機(jī)高溫部件冷卻尚未開展基于液態(tài)冷卻介質(zhì)的發(fā)動機(jī)紅外抑制技術(shù)研究。

現(xiàn)建立具有加力部件、噴管部件(軸對稱噴管、二元塞式噴管)的航空發(fā)動機(jī)排氣系統(tǒng)模型,采用數(shù)值仿真和實(shí)驗(yàn)的方法,研究液冷塞式二元噴管對發(fā)動機(jī)紅外輻射特征的抑制作用。

1 物理模型

建立基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)后腔體紅外仿真模型和隱身型發(fā)動機(jī)(裝配二元塞式噴管的發(fā)動機(jī))后腔體仿真模型。基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)仿真模型如圖1(a) 所示,包括內(nèi)涵進(jìn)口截面、外涵進(jìn)口截面、加力部件、軸對稱噴管等。

圖1 仿真模型Fig.1 Simulation model

隱身型發(fā)動機(jī)仿真模型如圖1(b) 所示,包括加力部件、二元塞式噴管。隱身型發(fā)動機(jī)與基準(zhǔn)型發(fā)動機(jī)外涵進(jìn)口尺寸、內(nèi)涵進(jìn)口尺寸、噴管喉道面積、出口面積均相同。

由于內(nèi)涵進(jìn)口截面上游是高速旋轉(zhuǎn)的低壓渦輪部件,因此將內(nèi)涵進(jìn)口截面輻射特征近似等效為低壓渦輪部件輻射特征,以減少計(jì)算量和計(jì)算時(shí)間。

塞錐形面與二元噴管上、下調(diào)節(jié)片形面共同形成噴管收斂段、喉道、擴(kuò)張段。塞錐尺寸大于噴管出口尺寸,在發(fā)動機(jī)后向?qū)η惑w內(nèi)高溫部件形成全遮擋效果(圖2)。

圖2 隱身型發(fā)動機(jī)后視圖Fig.2 Rear elevation stealth engine

發(fā)動機(jī)后腔體流場計(jì)算域根據(jù)噴管尺寸進(jìn)行設(shè)置,設(shè)定二元噴管寬度為D,整個計(jì)算域長、寬分別為20D、8D,計(jì)算域形狀為圓柱體,如圖3 所示。

圖3 計(jì)算域示意圖Fig.3 Sketch map of computational domain

計(jì)算發(fā)動機(jī)后腔體紅外輻射特性分兩步進(jìn)行:首先進(jìn)行流場計(jì)算,獲取噴流的溫度場、壓力場、組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布以及排氣系統(tǒng)腔體內(nèi)部高溫固體壁面溫度的分布。然后再進(jìn)行紅外輻射強(qiáng)度計(jì)算,獲得排氣系統(tǒng)的紅外輻射特性。

2 計(jì)算方法

2.1 流場計(jì)算

航空發(fā)動機(jī)后腔體幾何結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜,故流場網(wǎng)格采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,在溫度梯度變化較大的排氣系統(tǒng)內(nèi)流域與外流核心區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格加密。網(wǎng)格總數(shù)約為1 050萬,經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,滿足要求。

流場計(jì)算使用三維流場仿真軟件,采用耦合隱式求解器,對連續(xù)方程、動量方程、能量方程采用一階迎風(fēng)差分格式。湍流模型使用SST (shear stress transfer)k-ω模型(k為湍動動能,ω為特定湍流頻率),并采用組分輸運(yùn)模型與DO(discrete ordinates)模型分別對燃?xì)饨M分與輻射對壁面?zhèn)鳠嵊绊戇M(jìn)行計(jì)算。

內(nèi)、外涵進(jìn)口設(shè)置為流量入口;外流域邊界設(shè)置為壓力出口,流場仿真參數(shù)如表1 所示。

表1 邊界條件Table 1 Boundary condition

為了降低發(fā)動機(jī)后向紅外輻射強(qiáng)度,開展液冷塞錐對發(fā)動機(jī)后向紅外輻射特征的影響研究。在塞錐后向可視部位表面采用水膜冷卻,大幅降低塞錐壁面以及噴流溫度。

開展不同冷卻水用量(0.1 ～ 0.3 kg)對發(fā)動機(jī)噴流紅外輻射影響研究,冷卻水初始溫度為378 K。塞錐上游噴流輻射被塞錐遮擋,對發(fā)動機(jī)紅外輻射特征影響較小。為降低流場計(jì)算量,假設(shè)內(nèi)涵進(jìn)口燃?xì)馀c冷卻水摻混,用以模擬塞錐采用水膜冷卻的噴流流場溫度。冷卻水初始溫度為288 K,Q水為冷卻水吸熱,Q內(nèi)涵為內(nèi)涵氣與冷卻水摻混放熱。仿真邊界條件如表2 所示。

表2 液冷狀態(tài)邊界條件Table 2 Boundary condition of liquid cooled state

冷卻水吸熱Q水為

Q水=m水(T沸水-T水初始)C水+m水C汽化+m水(Tm-T沸水)C水蒸氣

(1)

內(nèi)涵氣放熱Q內(nèi)涵為

Q內(nèi)涵=m內(nèi)涵(T內(nèi)涵-Tm)C內(nèi)涵

(2)

式中:Q水為水吸收的熱量;T沸水為水沸騰溫度;m水為冷卻水質(zhì)量;C水為水的比熱容;C汽化為水汽化吸熱比熱容;C水蒸氣為水蒸氣比熱容;m內(nèi)涵為內(nèi)涵氣流量;T內(nèi)涵為內(nèi)涵氣初始溫度;Tm為內(nèi)涵氣與冷卻水摻混后溫度;C內(nèi)涵為內(nèi)涵氣比熱容。

2.2 紅外計(jì)算

在計(jì)算紅外輻射強(qiáng)度時(shí),排氣系統(tǒng)壁面的網(wǎng)格均采用三角形的面網(wǎng)格,并將通過流場計(jì)算得到的固體壁面溫度場插值到三角形網(wǎng)格中,紅外計(jì)算網(wǎng)格如圖4 所示。

圖4 紅外計(jì)算網(wǎng)格Fig.4 Infrared calculation mesh

紅外輻射計(jì)算方法采用反向蒙特卡洛法,該方法計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差在10%以內(nèi)[16]。所有未涂敷低發(fā)射率材料的固體壁面發(fā)射率設(shè)置為0.9,固體壁面類型為灰體壁面;計(jì)算中3～5 μm的紅外輻射強(qiáng)度;計(jì)算水平探測面(α)0°～90°內(nèi)的紅外輻射強(qiáng)度,探測點(diǎn)間隔為5°,探測點(diǎn)布置方式如圖5 所示。大氣吸收特性采用Modtran軟件仿真結(jié)果,計(jì)算條件:地點(diǎn)為北緯45°,時(shí)間為7月,探測距離為20 m的大氣吸收特性。

圖5 紅外輻射計(jì)算探測點(diǎn)Fig.5 Detection point of infrared radiation calculation

開展不同塞錐冷卻效率對發(fā)動機(jī)紅外輻射特征影響。Case 0～1為無冷卻狀態(tài),Case 2～7塞錐的冷卻效率分別為0.3～0.8,Case 8假設(shè)塞錐溫度降至373.1 K。

冷卻效率η計(jì)算式為

我院從2016年8月—2017年10月開展門診標(biāo)本PDCA管理方案，并選擇2016年2月—2017年7月我院的門診工作進(jìn)行回顧性記錄。同時(shí)將資料分為2016年2—7月為開展前，2016年8月—2017年7月為開展后，開展前后均隨機(jī)抽取我科中160例樣本控制狀況進(jìn)行數(shù)據(jù)評價(jià)。

(3)

內(nèi)外涵混合氣的溫度T混合氣計(jì)算式為

(4)

式中:η為冷卻效率;T混合氣為內(nèi)、外涵氣摻混后溫度;T塞錐為塞錐溫度。仿真方案如表3 所示。

表3 塞錐冷卻效果Table 3 Cooling effect of plug cone

3 紅外仿真結(jié)果

3.1 塞錐水冷對噴流紅外輻射特征影響

通過仿真分析了塞錐采用水膜冷卻對發(fā)動機(jī)噴流紅外輻射特性的影響。冷卻水從塞錐后表面的水膜空流出,隨后吸熱氣化,降低噴流溫度。

發(fā)動機(jī)探測角度為90°時(shí),噴流的3～5 μm光譜輻射強(qiáng)度隨冷卻水量的增加,噴流溫度降低,同時(shí)噴流中H2O含量增加。圖6為發(fā)動機(jī)光譜輻射強(qiáng)度I/Imax(無量綱化)分布圖,從圖6可以看出,發(fā)動機(jī)噴流在4.15～4.25 μm和4.3～4.6 μm波段的紅外光譜輻射強(qiáng)度明顯降低。當(dāng)冷卻水量為0.1、0.2、0.3 kg/s時(shí),噴流輻射峰值分別可降低32.4%、51.5%和66.2%。噴流中H2O含量增加對噴流光3～5 μm譜輻射強(qiáng)度沒有明顯影響。

圖6 90°噴流3～5 μm光譜輻射強(qiáng)度Fig.6 Infrared radiation of jet in 3～5 μm waveband at 90°

圖7為發(fā)動機(jī)噴流的3～5 μm積分輻射強(qiáng)度空間分布,從圖7中可以看出,隨著冷卻水量增加,發(fā)動機(jī)噴流紅外輻射特征迅速降低。噴流輻射隨探測角的增大呈現(xiàn)先增大后降低的趨勢,最大值出現(xiàn)在α=60°。當(dāng)冷卻水量為0.1、0.2、0.3 kg/s時(shí),噴流3～5 μm積分輻射強(qiáng)度均值分別可降低31.9%、53.5%和68.7%,塞錐采用水冷措施后可大幅降低噴流紅外輻射強(qiáng)度。

圖7 噴流3～5 μm積分輻射強(qiáng)度Fig.7 Infrared radiation of jet in 3～5 μm waveband

3.2 塞錐冷卻效率對發(fā)動機(jī)紅外輻射特征影響

圖8 塞錐后向可視壁面溫度分布Fig.8 Temperature distribution of the visible wall in the rear elevation

圖9所示為Case 1固體壁面紅外輻射強(qiáng)度分布。從圖9中可以看出,在0° ～ 30°范圍,塞錐輻射可占固體壁面輻射的80%以上,在0°探測方位角,塞錐輻射可占固體壁面輻射的99.7%。塞錐輻射占發(fā)動機(jī)后向輻射的主導(dǎo)地位。在30°～ 60°范圍,發(fā)動機(jī)固體壁面輻射較小。降低塞錐輻射,可有效降低發(fā)動機(jī)后向0° ～ 30°的紅外輻射。

圖9 Case 1固體輻射分布Fig.9 Infrared radiation distribution of the wall in Case 1

表4所示為各仿真方案0° ～ 15°和0° ～ 30°紅外輻射均值對比。圖10 所示為不同塞錐冷卻效率下發(fā)動機(jī)固體壁面紅外輻射特征分布。從圖10中可以看出,基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)(Case 0)后向0° ～ 15°紅外輻射強(qiáng)度較大。這是由于在此探測角域下發(fā)動機(jī)渦輪、加力等高溫部件的紅外輻射可以被探測。發(fā)動機(jī)常規(guī)紅外隱身技術(shù)措施難以大幅降低發(fā)動機(jī)后向0° ～ 15°角域范圍的紅外輻射。

表4 紅外輻射均值Table 4 Mean value of infrared radiation

圖10 Case 1～ 8固體輻射分布Fig.10 Infrared radiation distribution of the wall in Case 1～ 8

對比各方案0° ～ 15°紅外輻射均值,采用二元塞式噴管的發(fā)動機(jī),在塞錐冷卻前,Case 1相對于Case 0的紅外輻射增加了9.51%。當(dāng)冷卻效率為0.3時(shí),0° ～15°發(fā)動機(jī)固體輻射可降低56.17%,隨著冷卻效率的提高,發(fā)動機(jī)后向固體壁面紅外輻射持續(xù)降低。當(dāng)冷卻效率達(dá)到0.6(Case 5),0° ～ 30°發(fā)動機(jī)固體輻射可降低89.9%,此時(shí)由于發(fā)動機(jī)固體壁面溫度較低,繼續(xù)提高冷卻效率,發(fā)動機(jī)后向紅外輻射降低趨勢減緩。當(dāng)冷卻效率達(dá)到0.8以后,塞錐的輻射主要以反射噴管等其他部件的輻射為主,其自身輻射占比較小,繼續(xù)降低塞錐溫度已無法降低發(fā)動機(jī)后向紅外輻射。

對比各方案0° ～ 30°紅外輻射均值可發(fā)現(xiàn),采用塞式二元噴管后(Case 1),紅外輻射強(qiáng)度升高了34.79%,這是由于塞錐位于噴管出口處,可探測角域增大,發(fā)動機(jī)0° ～ 30°紅外輻射升高。隨著塞錐冷卻效率的提升,發(fā)動機(jī)固體輻射明顯降低,與0°～15°發(fā)動機(jī)固體輻射變化規(guī)律基本一致。

根據(jù)本文第4.4節(jié)發(fā)動機(jī)模型紅外測試實(shí)驗(yàn)結(jié)果,采用0.3 kg/s的流量對塞錐進(jìn)行冷卻時(shí),塞錐冷卻效率為0.876,塞錐平均溫度為373 K,圖11所示為Case 0 和 Case 8紅外輻射的對比。

圖11 Case 0～ 8固體輻射分布Fig.11 Infrared radiation distribution of the wall in Case 0～8

從圖11中可以看出,Case 0的紅外輻射在0°～15°角域以固體輻射為主,在0°固體壁面輻射占總輻射的90%以上。Case 9由于液冷塞錐對腔體內(nèi)高溫部件形成了全遮擋效果,塞錐溫度較低,固體輻射在各角度均小于噴流輻射。

Case 9相對于Case 0紅外輻射強(qiáng)度明顯降低,最大降幅在0°方位,可降低94.85%。固體壁面輻射最大降幅在0°方位,可降低97.59%。隨著探測角的增加,塞錐可探測面積降低,降幅逐漸降低。在6° ～ 90°,二元噴管的投影面積較大,輻射高于軸對稱噴管,輻射略有增加。噴流的輻射降幅比較平均,0°～ 90°均值可降低48.78%。

4 實(shí)驗(yàn)研究

4.1 實(shí)驗(yàn)件模型

開展發(fā)動機(jī)模型紅外測試實(shí)驗(yàn)研究,獲得液冷塞式噴管的發(fā)動機(jī)模型紅外輻射特性。實(shí)驗(yàn)件采取基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)模型實(shí)驗(yàn)件(軸對稱噴管)和隱身型模型實(shí)驗(yàn)件(液冷塞式二元噴管),實(shí)驗(yàn)件結(jié)構(gòu)如圖1所示。塞錐結(jié)構(gòu)如圖12 所示,塞錐后向可視部位均布φ2 mm水膜孔。塞錐左側(cè)底部為進(jìn)水口,冷卻水從進(jìn)水口進(jìn)入冷卻水腔,從水膜孔流出對塞錐進(jìn)行冷卻。塞錐右上方設(shè)置放水口,防止腔體水壓過大。

圖13 試驗(yàn)器系統(tǒng)示意圖Fig.13 Schematic diagram of the experimental device system

4.2 實(shí)驗(yàn)器

實(shí)驗(yàn)器最大空氣流量為10 kg/s;最高進(jìn)氣壓力1.0 MPa;內(nèi)涵最高排氣溫度1 200 K(空氣流量8 kg/s時(shí));外涵最高排氣溫度573 K(空氣流量2 kg/s時(shí));噴管最高落壓比為8。實(shí)驗(yàn)器的紅外輻射測量系統(tǒng)主要包括紅外光譜輻射計(jì)、中波紅外熱像儀、面源黑體及其他配套設(shè)備。其中紅外光譜輻射計(jì)的波長范圍為1～15 μm,最高分辨率1 cm-1(在3～5 μm范圍內(nèi)分辨率小于0.01 μm)。

4.3 測試狀態(tài)

試驗(yàn)選取配裝軸對稱噴管的基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)模型和裝配液冷塞式二元噴管的隱身型發(fā)動機(jī)模型進(jìn)行紅外測試實(shí)驗(yàn)。研究采取隱身措施前后的紅外輻射特性。紅外測試角度:以實(shí)驗(yàn)件正后向?yàn)?°,水平測量角度為0°、5°、10°、40°、90°,俯仰角為0°進(jìn)行紅外測試。實(shí)驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)如表5 所示。

表5 實(shí)驗(yàn)參數(shù)表Table 5 Experiment parameter

4.4 測試結(jié)果

圖14所示為測試狀態(tài)下基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)和隱身型發(fā)動機(jī)紅外輻射強(qiáng)度測試數(shù)據(jù),并與仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比,出基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)模型40°、90°數(shù)據(jù)外,其他數(shù)據(jù)仿真相對于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差在15%以內(nèi)。部分?jǐn)?shù)據(jù)相對誤差較大原因可能是由于流場仿真的溫度場與實(shí)際情況相差較大,也可能是由于儀器不穩(wěn)定,儀器視場未對準(zhǔn)等原因造成。根據(jù)實(shí)驗(yàn)測試數(shù)據(jù),在0°、5°和10°隱身型發(fā)動機(jī)相對于基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)紅外輻射可降低94.77%、92.41%和88.9%,40°和90°紅外輻射可降低70.79%和36.61%。

圖14 3～5 μm積分輻射強(qiáng)度Fig.14 Infrared radiation in 3～5 μm waveband

圖15所示為測試得到的基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)和隱身型發(fā)動機(jī)紅外熱像圖,從圖15中可以看出,采用冷卻水冷卻后的塞錐溫度明顯降低,平均溫度為373 K。

5 結(jié)論

(1)采用液冷塞式二元噴管的發(fā)動機(jī)可有效降低發(fā)動機(jī)后向紅外輻射特征,紅外輻射降幅隨冷卻效率的增大而升高。當(dāng)冷卻效率達(dá)到0.7以上時(shí),發(fā)動機(jī)0°～ 15°紅外輻射均值可降低90%以上。

(2)實(shí)驗(yàn)研究了塞錐采用0.3 kg/s的冷卻水進(jìn)行冷卻時(shí),冷卻效率達(dá)到0.876,在0°、5°和10°隱身型發(fā)動機(jī)相對于基準(zhǔn)發(fā)動機(jī)紅外輻射可降低94.77%,90°可降低36.61%,實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果規(guī)律一致。