渦扇發動機塞式軸對稱噴管紅外輻射特性數值研究

王 偉，李 鋒，鄧洪偉，金文棟

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

1 引言

紅外隱身是第四代戰機的必備特征。隨著紅外探測、追蹤及制導技術的迅速發展，尋求先進有效的紅外隱身技術已成為提高飛行器生存和突防能力的當務之急[1-3]。航空發動機排氣系統作為飛機的主要紅外輻射源，對飛機紅外輻射的貢獻高達90%以上[4]，因此開展發動機排氣系統紅外輻射抑制技術研究，對低可探測性排氣系統的設計具有重要的指導意義。

降低航空發動機排氣系統紅外隱身信號的主要措施有采用結構隱身技術與材料隱身技術，而結構、材料隱身措施的綜合應用是提升發動機紅外隱身能力的發展方向。國外在發動機排氣系統紅外輻射抑制技術方面的研究相對成熟，開發了多種紅外輻射特性的數值計算軟件[5-7]，對軸對稱、二元等結構的塞式噴管進行了大量實驗研究。Hilley 等[8]研究結果表明，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%。國內在此領域的研究起步較晚，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行了深入研究。鄭孟偉等[10]對塞式噴管的流場特性進行了數值計算，探討了設計參數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行了計算研究。陳俊等[12]采用離散傳遞法對渦扇發動機塞式軸對稱噴管的紅外輻射特性進行了數值研究。在上述研究中，大多數研究對象為常規軸對稱噴管或二元噴管，對帶有波瓣混合器、火焰穩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研究相對較少。

為進一步研究塞式軸對稱噴管的紅外輻射特性，本文創新性地建立了具有波瓣混合器、中心錐、火焰穩定器、加力筒體、球面段、塞錐的塞式軸對稱噴管物理模型。通過對渦扇發動機塞式軸對稱噴管和基準軸對稱噴管在3～5 μm波段范圍內紅外輻射特性的數值計算及對比分析，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度分布；研究了塞錐壁面發射率、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，并與基準軸對稱噴管的進行了對比。

2 物理模型

圖1、圖2 分別給出了基準軸對稱噴管(以下簡稱基準噴管)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、內涵道、波瓣混合器、中心錐和火焰穩定器等結構，后端則采取不同的結構形式。基準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。塞式噴管的設計原則為，在相同的壓力驅動下，為實現發動機具有相同的工作狀態，確保其內外涵流量與基準噴管的一致。為保證計算結果具有可比性，兩種噴管的喉道面積相同，同時塞式噴管設計時需保證塞錐可實現對內部高溫熱端部件的有效遮擋。塞錐前角為后角的1.96 倍，塞錐高度為外涵道進口直徑的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 噴管模型進行數值計算，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口直徑(D)的4 倍，軸向外流場為噴管進口直徑的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 流場計算網格

根據塞式噴管的結構特點，其球面段、噴管收斂段及塞錐結構均為軸對稱規則幾何體，可采用結構化網格；中心錐、波瓣混合器、火焰穩定器等形狀不規則，曲面過渡復雜，采用結構化網格較困難。綜合考慮網格數量及劃分難易程度，采用了結構化和非結構化網格相結合的分區域劃分方式，并在噴管核心流區域和壓力梯度變化較大的復雜壁面處進行局部加密。整個計算區域的網格數為350萬。具體網格如圖4所示。

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

3.3 邊界條件

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

表1 噴管組分質量濃度Table 1 Mass concentration of nozzle component

3.4 計算方法

采用商用計算軟件進行全三維數值模擬，連續方程、動量方程、能量方程及組分傳輸方程均采用二階迎風差分格式進行離散，并運用耦合顯示求解進行迭代計算。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 方位角設置

計算的紅外輻射主要由高溫部件的固體輻射和高溫熱噴流的氣體輻射兩部分組成。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尾向探測方位角(α)0°～90°范圍內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 紅外計算網格

紅外計算所需的壁面網格數據可直接取流場計算的壁面網格數據，但考慮到計算時間和計算資源，一般紅外計算網格相對于流場計算網格單獨生成。利用網格劃分軟件將固體壁面和內外涵進口截面劃分為三角形的面網格。紅外計算網格數量一般選取流場網格數量的1/4，在溫度梯度較大的壁面進行局部加密，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格分布。

圖6 塞式噴管固體壁面紅外計算網格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]對塞式噴管和基準噴管的紅外輻射特性進行計算。首先進行噴管流場計算，提取流場計算中的壓力、溫度以及CO2、H2O、CO的摩爾分數等參數，然后數值插值到紅外輻射計算域中進行紅外輻射特性計算，其計算原理及相關公式參考文獻[16]。計算中考慮了固體壁面自身的發射和反射以及燃氣中CO2、H2O、CO等組分對紅外輻射的吸收和發射作用。為得到目標本身的紅外輻射特性分布，計算結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射率材料，未涂敷低發射率紅外涂層時選取壁面發射率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波段范圍內的紅外輻射強度計算結果和試驗結果的對比，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。可看出二者基本吻合，排氣系統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果與試驗結果的對比Fig.8 Comparison of computational and experimental results of IR

5 計算結果

5.1 流場計算結果

圖9、圖10 分別為兩種噴管對稱面上的溫度分布和CO2摩爾分數分布。可以看出，溫度分布和摩爾分數分布趨勢相同，高溫核心區和摩爾分數高的區域均分布在噴管軸線附近；高溫區域主要分布在噴管內流道內，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摩爾分數分布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噴管固體壁面(包括中心錐、波瓣混合器、火焰穩定器、塞錐等)的溫度分布。由圖可知：中心錐、火焰穩定器內環和塞錐的溫度很高，接近燃氣最高溫度，其余固體壁面的溫度約為燃氣最高溫度的一半。從發動機正后方探測，塞式噴管的可見高溫部件主要為塞錐，塞錐實現了對噴管內部中心錐、波瓣混合器、火焰穩定器等高溫部件的全遮擋。塞錐壁面溫度與基準噴管內高溫部件溫度基本相同，但其投影面積比基準噴管的大。在其他方位角范圍內，塞錐壁面溫度遠大于基準噴管的壁面溫度。因此，基準噴管的紅外抑制效果優于塞式噴管的。

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。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噴管主要固體壁面投影面積的空間分布。可以看出：①塞式噴管內固體壁面在各探測方向的總投影面積比基準噴管的大，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，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基準噴管在探測方位角0°～30°范圍內，波瓣混合器、中心錐、火焰穩定器、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，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。可以看出：①噴管內各固體壁面對紅外輻射的貢獻不僅與固體壁面的投影面積有關，還與其溫度有關，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、火焰穩定器在探測方位角0°～10°范圍內對紅外輻射有貢獻，但貢獻量特別小，在5%以內；在探測方位角0°～90°范圍內，塞錐對紅外輻射的貢獻量最大達到90%，噴管壁面對紅外輻射的貢獻量僅占5%。③基準噴管各固體壁面在探測方位角0°上對紅外輻射的貢獻量最大達到80%，渦輪部件、中心錐、火焰穩定器和噴管壁面在探測方位角0°～30°范圍內的貢獻量達到93%，而在30°～90°范圍內主要為噴管壁面帶來的紅外輻射，貢獻量達到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 壁面發射率對噴管紅外輻射特性的影響

圖15 給出了不同壁面發射率下塞式噴管無量綱紅外輻射強度分布，并與基準噴管的進行了對比。由圖可知：①塞式噴管在探測方位角0°～90°范圍內，隨著固體壁面發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未涂敷低發射率紅外涂層的塞式噴管在探測方位角0°～90°范圍內的紅外輻射強度明顯比基準噴管的大；當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噴管的降低了45.5%。

圖15 不同壁面發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，并與基準噴管的進行了對比。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°范圍內其紅外輻射強度明顯大于基準噴管的。主要原因是盡管塞錐壁溫與基準噴管內高溫組件溫度基本相同，但塞錐的投影面積大于基準噴管內高溫組件的投影面積。③當塞錐壁溫降低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噴管的降低39.2%；當塞錐壁溫降低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，并與基準噴管的進行了對比。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°范圍內均大于基準噴管的，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°上達到最大值；在探測方位角0°上，與基準噴管的相比，塞式噴管在塞錐壁面涂敷發射率為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，采取塞錐冷卻和涂敷低發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 結論

通過對渦扇發動機塞式軸對稱噴管和基準軸對稱噴管在3～5 μm波段范圍內的紅外輻射特性進行計算、對比分析，得出如下結論：

(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°范圍內均大于基準軸對稱噴管的，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°上達到最大值。

(2) 噴管內各固體壁面對紅外輻射的貢獻主要與固體壁面的投影面積和溫度有關，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°范圍內對紅外輻射的貢獻度高達90%，對塞錐壁面采取隱身措施可以顯著降低其紅外輻射。

(3) 隨著固體壁面發射率的降低，塞式軸對稱噴管紅外輻射強度明顯減小。當塞錐壁面發射率為0.2 時，塞式軸對稱噴管在探測方位角0°～90°范圍內均具有較好的紅外抑制效果，且在探測方位角0°上較基準軸對稱噴管的降低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°范圍內均具有明顯的紅外抑制效果，且在探測方位角0°上較基準軸對稱噴管的降低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軸對稱噴管的降低58.4%。