紅外抑制器排氣混合管主動冷卻的紅外輻射特性數值研究

吳 楠，張靖周，單 勇

(南京航空航天大學 能源與動力學院 江蘇省航空動力系統重點實驗室， 南京 210016)

武裝直升機發動機排氣系統的外露壁面和燃氣尾焰是紅外探測和制導的主要跟蹤目標，減少紅外輻射的一個有效方法是使用紅外抑制器。波瓣引射式排氣噴管是第二代紅外抑制器，其利用發動機排氣動能抽吸環境中的冷氣與熱噴流摻混進行冷卻，主要對抗3～5 μm波段的紅外探測，并且得到了快速發展[1-5]。

為了進一步降低排氣系統紅外輻射，應對紅外探測技術和紅外探測器性能的提高，需要從降低排氣噴管以及其他外露表面溫度入手開展相關工作。以彎曲混合管為研究對象，Bettini等[6]對某型直升機紅外抑制器進行了多學科的改進設計，通過在多分流噴管表面開設通氣貓耳，導引冷卻空氣進入排氣混合管而有效降低了排氣混合管的壁面溫度。王同輝等[7]研究了直升機紅外抑制器遮擋罩不同遮擋間距對紅外輻射特性的影響，得出對于降低壁面溫度和紅外輻射，存在一個最佳間距。陳庚等[8-9]研究了二元彎曲混合管結構參數對紅外抑制器的影響，指出引射系數隨出口波瓣數量先增加后減少；隨出口瓣高的增加，引射系數增加，輻射強度峰值降低。唐正府等[10-11]對后機身一體化波瓣噴管-狹長出口彎曲混合管引射混合特性及混合管出口摻混距離進行了研究，指出彎曲混合管的流動由彎管二次流和流向漩渦共同影響，形成有別于橢圓混合管出口截面的獨特的流動現象，混合管出口與模型出口相對距離的增加使氣流溫度降低，壁面輻射有所增加。

本文以波瓣引射式紅外抑制器的排氣彎曲混合管為研究對象，設計了一系列具有不同結構尺寸和排布方式通氣貓耳的彎曲混合管，用數值計算的方法分析冷卻空氣量和貓耳結構參數對其紅外輻射特性的影響。

1 物理模型

本文涉及的紅外抑制器主要由波瓣噴管、二元彎曲混合管和二元彎曲遮擋罩構成。其中波瓣噴管入口為主流進口，波瓣噴管和混合管之間為引射次流入口，遮擋罩和混合管之間是冷卻氣流入口，如圖1所示。發動機高溫燃氣經主流進口流入波瓣噴管，由于排氣動量的引射，外界大氣從次流入口被抽吸進入排氣混合管，高溫燃氣與引射次流在彎曲混合管內混合后流出排氣混合器，進入外界大氣環境。

圖1 直升機紅外抑制器結構

本文計算所用波瓣噴管瓣數為12，波瓣沿周向均勻分布，如圖2所示，其主要結構參數有：噴管直徑d=400 mm，波瓣擴張角為22.5°，波瓣內直徑Rin=200 mm，外直徑Rout=600 mm，瓣寬b=40 mm，瓣高h=200 mm，噴管直管段長度l1=300 mm，波瓣軸向長度l2=360 mm。

圖2 波瓣混合管結構

圖3為遮擋罩和混合管具體結構示意圖，出口均為矩形，混合管與遮擋罩直管段長度均為 1 528 mm，遮擋罩與混合管間距為74 mm，混合管與遮擋罩的間隙在矩形出口處封閉。遮擋罩和混合管之間通入的冷卻氣流只能從混合管彎曲段壁面上的貓耳結構進入到混合管內部貼壁流動，降低彎曲段壁面的溫度，從而降低遮擋罩的溫度。圖4是混合管彎曲段上的通氣貓耳結構參數示意，進口寬度W，高度S。貓耳在彎曲段上的排列如圖5所示(圖中僅顯示了對稱的一側)。

圖3 混合管和遮擋罩結構

圖4 貓耳結構示意圖

圖5 貓耳結構排列示意圖

通過改變混合管彎曲段上的貓耳排列方式(如圖5，7×4、7×5、7×6三種)、貓耳結構的迎風面積(貓耳寬度不變，改變高度)以及貓耳迎風面的寬高比A(迎風面積不變)，得到了一系列不同貓耳結構的彎曲混合管M1-M8，幾何參數如表1所示。設計過程中，矩形出口面積和對稱中心位置不變。

表1 排氣混合管幾何參數

modelM1M2M3M4s/mm20202010排列方式7×47×57×67×4A2224modelM5M6M7M8s/mm304013.46.67排列方式7×47×47×47×4A1.3314.4818

2 數值計算方法

使用Fluent軟件進行流場計算，采用SST模型作為湍流模型[12-13]，計算中考慮組分輸運，采用基于壓力的分離隱式求解器、標準壁面函數、二階迎風格式，通過SIMPLEC算法計算壓力和速度的耦合，收斂精度為10-6。為了考慮壁面對流和輻射換熱，引入了輻射傳輸方程，采用離散坐標輻射模型(DO模型)，內部固體、混合管和遮擋罩等固體發射率設為0.8。

彎曲混合管進口邊界條件為：主流入口采用速度進口，速度為50 m/s，溫度為900 K，并假定進口參數分布均勻；引射次流入口給定壓力入口，引射氣體來源于大氣，所以其總壓即為環境大氣壓力101 325 Pa，溫度為環境溫度300 K；質量流量入口分別為0.012 3、0.024 6、0.061 5、0.098 4 kg/s，溫度為環境溫度300 K。外部流場條件：外場是一個長方體出口邊界，壓力取環境大氣壓力101 325 Pa，溫度為300 K。來流方向與噴管進口軸線平行；噴管壁面采用無滑移絕熱壁面。

在FLUENT計算湍流模型中加入氣體組分的計算來充分考慮氣體輻射問題，噴管進口氣體假設為燃燒完全的高溫氣體，成分只有氮氣、二氧化碳和水蒸氣，化學反應方程為

C12H24+18O2=12CO2+12H2O

外場進口氣體設為環境大氣，考慮成分為氮氣和氧氣，噴管進口和環境氣體成分的質量百分比定義如表2所示。

表2 氣體組分

采用ICEM-CFD軟件劃分網格。由于波瓣噴管、彎曲混合管和遮擋罩型面復雜，故采用非結構網格劃分，外界環境采用結構化網格劃分，并對波瓣噴管、彎曲混合管和通氣貓耳采用局部加密。通過網格獨立性試驗，最終確定整個計算區域的網格數約為500萬時，滿足網格獨立性驗證條件。

紅外輻射計算采用基于正反光線蹤跡法原理[14-18]編寫的計算程序。彎曲混合管進、出口及壁面的靜溫值、流場區域的靜溫、靜壓值、H2O和CO2的物質的量百分比均由Fluent軟件輸出。

圖6是探測位置的空間分布，顯示了水平、垂直對稱面內的探測角度分布情況。此處針對噴管出口不同方向上的探測位置來研究其紅外輻射特性。本文彎曲混合管的出口呈現二元噴管的特征，從2個相互正交的方向進行輻射強度的探測。其中，一部分探測點分布在水平對稱面內，另一部分探測點分布在垂直對稱面內。探測點分布在以波瓣出口中心位置為圓心、60 m為半徑(即探測距離為60 m)，在水平、垂直對稱面內畫出的圓弧上。

圖6 探測位置的空間分布

3 計算結果及分析

圖7是混合管彎曲段壁面上無通氣貓耳時彎曲混合管和遮擋罩壁面溫度分布。可以看到：由于混合管的彎曲形成了彎曲段底部高溫高速氣流，并且這股高溫氣流沖刷形成了混合管底部壁面附近的高溫區域，而在彎曲混合管頂部呈現較低的壁面溫度。混合管較高的壁面溫度向外輻射的能量較高，因此,遮擋罩壁面溫度較環境溫度更高，在遮擋罩底部壁面附近也形成了局部高溫區域。

圖7 無貓耳結構的壁面溫度分布

圖8是混合管彎曲段壁面上有通氣貓耳，貓耳高度為20 mm、寬度為40 mm、排布方式為7×4、冷卻流量為0.0984 kg/s時的彎曲混合管和遮擋罩壁面溫度分布。可以看出：在每個通氣貓耳下游，沿著主流方向有一定的低溫區域，寬度與通氣貓耳寬度相當，長度大約為通氣貓耳寬度的3倍距離。與圖7相比，通氣貓耳的存在有效地降低了混合管局部的壁面溫度，明顯降低了遮擋罩溫度分布。

圖8 有貓耳結構的壁面溫度分布

圖9是不同冷卻氣流流量下的M1模型水平方向紅外輻射強度。由于排氣噴管在水平方向結構的對稱性，在水平探測面上的氣體輻射強度和總體輻射強度均呈現出對稱分布，圖中僅給出0～90°的輻射強度分布。隨著冷卻氣流質量流量的增加，所有探測角度的氣體輻射強度和總體輻射強度均逐漸減小，總體輻射降低的幅度更為明顯，這是因為占輻射能量主導的排氣噴管壁面溫度降低所致，如圖10所示。在通氣貓耳排列和進氣結構參數都相同的情況下，隨著冷卻氣流質量流量的增加，混合管通氣貓耳下游形成的冷卻氣膜覆蓋面積增加，有利于降低混合管壁面的溫度。隨著探測角度的增加，氣體輻射強度和總體輻射強度均呈現出先增后減的規律，在60°測點處有最大值。總體紅外輻射強度在0°方向探測點較低的原因在于：雖然該測點探測到的遮擋罩壁面存在局部高溫區(即燃氣沖刷到的混合管壁面最嚴重的地方所對應的遮擋罩局部)，但是其可視面積最小。

圖9 不同質量流量下水平方向輻射強度

圖11顯示了在不同冷卻氣流質量流量下的M1模型豎直方向紅外輻射強度。可以看到：隨質量流量的增加，所有角度的總體紅外輻射強度均逐漸減小，而氣體輻射強度變化不明顯。由于彎曲混合管的幾何不對稱，豎直方向的紅外輻射強度不再呈現出對稱分布。氣體輻射強度在15°探測點達到最大值，這是因為15°探測點可以探測到較高溫度的混合氣體。由于彎曲混合管內部的二次流作用，混合管上側溫度明顯低于下側溫度，導致遮擋罩上側溫度亦低于下側溫度。雖然從上方探測點探測到的遮擋罩高溫壁面可視面積小很多，但從上方大角度探測點可以探測到混合管內壁面的高溫區域，下方探測點只能探測遮擋罩壁面，因此上方大角度探測點的總體紅外輻射較高。

圖10 冷卻氣流在不同質量流量下的混合管壁面溫度分布

圖11 不同質量流量下豎直方向輻射強度

在保持貓耳進氣寬高比不變，冷卻氣流質量流量為0.098 4 kg/s時，不同貓耳排列方式對紅外抑制器輻射強度的影響如圖12、13所示。可以看到：在水平探測方向，排列方式為7×4的紅外抑制器總輻射強度最低，且隨著探測角度的增加，輻射強度先增加后降低。在豎直探測方向，在0～90°探測范圍內排列方式為7×6時總體輻射強度較低，在-90～0°范圍內排列方式為7×4時總體輻射強度最低。上方探測點主要受混合管彎曲段內側高溫區域影響。下方探測點主要受遮擋罩彎曲段高溫區域影響。因此，上方探測點輻射強度較下方探測點更大。

圖12 不同排列方式下水平方向總體輻射強度

圖13 不同排列方式下豎直方向總體輻射強度

圖14和15顯示了冷卻氣流質量流量為0.098 4 kg/s、排布方式為7×4時，在不同貓耳高度下，彎曲混合管總體輻射強度的變化。水平探測面上，隨著貓耳高度的增加，輻射強度先降低再增加，貓耳高度為20 mm時水平方向輻射強度最低。豎直探測面上，貓耳高度為20 mm時輻射強度較低。這是由于貓耳高度的變化，導致冷卻氣流進入主流時的入射角度不同。一方面，隨著貓耳高度的增加，冷卻氣流進入主流的入射角度增加，氣膜向主流的穿透增強，氣膜貼壁效果減弱。另一方面，由圖16可以看出，隨著貓耳高度的增加，氣膜沿流向鋪展效果增強。由于這兩種因素的共同作用，貓耳高度為20 mm時水平方向輻射強度最低。

圖14 不同貓耳高度下水平方向總體輻射強度

在冷卻氣流質量流量為0.098 4 kg/s、排布方式為7×4時，貓耳寬高比對彎曲混合管總體輻射強度的影響如圖17、18所示。在水平探測平面上，隨著貓耳寬高比的增加，總體輻射強度降低。在豎直方向上，隨著貓耳寬高比的增加，在-90°～60°范圍內，總體輻射強度變化不大，在 60°～90°范圍內，隨著貓耳寬高比的增加，輻射強度明顯降低。這是由于在貓耳迎風面積不變的情況下，隨著進口寬高比的增加，冷卻氣流入射角減小，并且貓耳在展向寬度增加，導致氣膜在混合管通氣貓耳下游的覆蓋范圍更廣，有利于降低混合管壁面的溫度。

圖17 不同寬高比下水平方向總體輻射強度

圖18 不同寬高比下豎直方向總體輻射強度

4 結論

本文設計了一系列不同貓耳結構的彎曲混合管，用數值計算的方法分析其紅外輻射特性。主要結論有：

1) 直升機紅外抑制器總體輻射強度隨著冷卻氣流質量流量的增加而降低，水平探測面降低約40%，豎直探測面最大降低約40%。

2) 水平探測面上，7×4排列方式的排氣混合管輻射強度最低；豎直探測面上，0°～90°探測點 7×6排列方式輻射強度較低，-90°～0°探測點 7×4排列方式輻射強度較低。

3) 排列方式不改變的條件下，隨著貓耳高度的增加，水平探測面上的總體輻射強度先降低后增加，在20 mm時總體輻射強度最低；豎直探測面上，20 mm時總體輻射強度最低。

4) 排列方式不改變的條件下，隨著貓耳寬高比的增加，抑制器總體輻射強度降低。

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