噴射條件對氣溶膠煙幕釋放效果的影響

任浩亮， 張建超， 程會川

(中國航空發動機研究院仿真技術研究中心， 北京 101304)

隨著現代光電探測技術的進步，紅外成像精確制導技術不斷發展，紅外制導導彈對于作戰飛機的威脅也越來越大。基于氣溶膠煙幕良好的紅外干擾特性，越來越多的研究開始側重于煙幕這種經濟有效的無源干擾手段，煙幕紅外干擾方式在中外已有較大的發展[1-6]。紅外煙幕通常分為輻射屏蔽型高溫煙幕和紅外衰減遮蔽型煙幕[7]，當前研究較多的主要集中的紅外衰減遮蔽型煙幕上[8]，這種類型的煙幕主要通過對紅外信號的吸收和散射作用達到紅外遮蔽的效果。煙幕材料包括石墨、石墨烯、納米材料、金屬粉末甚至生物材料等多種形式。20世紀60年代，美國空軍就開始研究飛機后方噴射煙幕對紅外輻射的衰減效果；20世紀80年代，以色列也開展了在模型發動機尾噴流四周噴射碳粒進行紅外抑制的研究，結果表明碳粒煙幕可使尾噴口紅外抑制效果最高可達85%以上[9]。中國學者對大氣氣溶膠特性進行了大量研究[10-11]，對氣溶膠煙幕特性的研究也取得了較多的成果。劉本利等[12]對炭黑顆粒的煙幕紅外干擾特性進行了研究，分析了煙幕濃度和厚度對干擾效果的影響。劉清海等[13]對石墨烯材質的煙幕紅外干擾特性進行了研究，研究表明石墨烯氣溶膠的懸浮性能較好，消光能力表現優異，且沉降速度較低。徐路程等[14]對紅外煙幕的擴散特性進行了研究。

根據煙幕的形成機理進行分類，包括爆炸型煙幕和噴射型煙幕，其中爆炸型煙幕主要用于形成高溫煙幕，噴射型煙幕則用于形成紅外衰減遮蔽型冷煙幕[15]。應用于發動機尾焰紅外抑制的煙幕主要為噴射型煙幕，其應用方式主要是在發動機高溫尾焰周圍噴射氣溶膠，形成屏蔽層，對尾焰進行包裹，通過散射和吸收屏蔽尾焰的紅外輻射，早在20世紀90年代，韓啟祥等[16]搭建了發動機尾噴口氣溶膠噴射系統，并進行了相關實驗研究；南京航空航天大學常海萍教授課題組也相繼通過數值模擬和試驗的方法，對氣溶膠材料的選取、消光能力等開展了深入研究[17-22]。

噴射型氣溶膠煙幕主要通過氣流攜帶氣溶膠顆粒形成，當氣流速度較高時會形成高速射流，高速射流噴射條件會對氣溶膠煙幕的釋放效果造成不同的影響。現有文獻大多針對煙幕材料本身的紅外干擾特性或尾噴流氣溶膠煙幕的形成進行研究，針對高速射流氣溶膠煙幕透射率特性的研究較少。為此，采用計算流體力學方法，首先對均勻大氣環境下高速射流流場進行數值模擬，然后采用離散相模型模擬氣溶膠顆粒在該流場下的擴散規律，獲得氣溶膠粒子的濃度分布，利用Lambert-Beer定律，計算氣溶膠煙幕流場透射率分布，評估氣溶膠煙幕在研究條件下能夠形成的低透射區域。通過對高速射流煙幕透射率分布規律的研究，明晰噴射條件對煙幕形態的影響規律，為射流噴嘴的合理設計及噴射壓力，流量的合理選取提供參考。

1 模型及網格

1.1 物理模型

氣溶膠煙幕顆粒噴射流場如圖1所示，計算域包括射流進口(噴口)，外流進口，計算域出口、對稱軸以及外流邊界，其中射流進口用于高速氣流噴射及氣溶膠顆粒釋放，外流進口用于模擬外部大氣環境條件。由于計算涉及連續相和離散相非穩態求解，為減少計算量和計算時間，計算域采用二維軸對稱模型進行建模。圖1中，x軸正向為射流流向，y軸為徑向，z軸為光線透射方向，與x軸和y軸垂直。射流進口直徑為D，外流進口直徑為48.8D，流向長度為300D，出口直徑為50D。

1.2 網格劃分

計算域網格視圖和射流孔附近局部放大圖如圖2所示，采用分塊結構化網格對計算域進行空間離散，在射流出口附近進行局部加密處理，經網格無關解驗證，取最佳網格數3×105。

圖2 計算域網格Fig.2 Mesh of computational area

2 數值計算方法及驗證

2.1 邊界條件

計算域出口采用壓力出口邊界條件，出口壓力為Pout，外流進口采用壓力進口邊界，外流進口與計算域出口的壓比PRf為1.000 5，外流為穩定狀態。射流進口采用壓力進口邊界，射流進口與計算域出口的壓比PRJ分別為1.5、2、2.5、3、4，氣溶膠粒子噴射流量MJ分別為0.02、0.04、0.06、0.10 kg/s。氣溶膠粒子為石墨顆粒，顆粒密度2 250 kg/m3，定壓比熱為710 J/(kg·K)。考慮到計算流場中局部流速較高，氣體按理想可壓流體進行計算。湍流模型選擇重整化群(RNG)湍動能-湍流耗散率(k-ε)模型，近壁面采用Scalable壁面函數處理。

2.2 求解控制

采用有限體積法對控制方程進行離散求解，動量方程、能量方程、湍動能方程和湍流耗散率方程均采用二階迎風格式進行計算，壓力項采用二階格式進行計算。采用SIMPLEC算法對壓力速度進行耦合計算。為保證計算結果滿足收斂要求，將求解方程的標準化殘差均設定為10-6。

2.3 離散相模擬

由于氣溶膠顆粒的體積分數較小，滿足離散相模型的計算要求，顆粒釋放源為面源，釋放位置為射流進口，釋放方向垂直于射流進口面，時間步長為10-5，共計算516個時間步，釋放流量根據計算工況不同進行調節。對連續相和離散相進行耦合求解，采用隨機顆粒軌道模型進行顆粒追蹤。

2.4 透射率計算方法

由Lambert-Beer定律可知，輻射參與介質的透射率計算公式為

τλ=e-kλcL

(1)

式(1)中：kλ為消光系數，m2/g，采用的石墨顆粒的紅外消光系數為2 m2/g；c為煙幕濃度，g/m3；L為光線在介質層中的行程長度，m。

由于光線透射方向為z軸方向，故光線穿過氣溶膠射流的行程長度L計算公式為

(2)

式(2)中：r為氣溶膠射流橫截面半徑；y為光線穿過氣溶膠射流的徑向位置。

2.5 計算方法驗證

為了驗證選取的湍流模型與兩相流計算等數值方法的可行性，對文獻[14,23]中近地面煙幕擴散流場進行了數值模擬。對比了文獻[14]中風速1.2 m/s，擴散時間90 s后的煙幕遮蔽有效區域，如圖3(a)所示，對比可知，計算結果獲得的低透射區域形態與文獻結果相似，末端出現抬升現象，低透射區域長度與文獻結果相差1.7%。對比了文獻[23]中95 s 時煙幕擴散跨風圖實驗結果，由于文中未給出具體煙幕擴散區尺寸，無法進行定量對比，但從圖3(b)可以看出，煙幕顆粒沿地面擴散一段距離后在尾部出現抬升現象，計算獲得的煙幕粒子擴散分布與真實煙幕擴散分布規律一致，通過上述對比，證明了本文算法可行。

圖3 驗證結果對比Fig.3 Comparison of validation results

3 結果與分析

3.1 低透射區分布

圖4為噴口下游射流靜壓分布規律， 壓比PBJ=4，MJ=0.02 kg/s工況下氣溶膠射流透射率小于0.15的低透射區[12]分布規律以及A區域和B區域的局部放大視圖。由圖4(a)可知，高速射流從噴口噴出，形成一系列膨脹波和壓縮波，在膨脹波段，由于核心流向大氣外側膨脹，使得核心區的氣溶膠粒子濃度降低，進而產生局部高透射率區域；如圖4(b)放大區域A中兩個紅色箭頭所示區域，該區域會在一定程度上降低氣溶膠煙幕對紅外輻射的遮蔽效果。隨著氣流流動過程中能量的不斷衰減，射流下游膨脹波對氣溶膠粒子濃度的影響逐漸降低。氣溶膠煙幕低透射區呈類錐形，最大遮蔽長度約66D，射流上游的徑向高度與射流噴口半徑相當，射流下游存在局部擴散現象，如圖4(b)放大區域B中所示。

圖4 噴口下游流場分布Fig.4 Distribution of flow field downstream of nozzle

圖5為不同噴射時刻的氣溶膠煙幕低透射區分布，當t=0.002 58 s時，低透射區長度為64D，低透射區徑向最大高度為4D，當t=0.005 16 s時，低透射區最大長度為88D，低透射區徑向最大高度為7D，隨著噴射時間延長一倍，低透射區最大長度增加37.5%，低透射區徑向最大高度增加75%，在流向50D位置的擴散區域明顯增加，但低透射區呈團狀，氣溶膠顆粒局部聚集，分布不均勻，存在高透射率空隙，不能對紅外輻射形成完全遮擋，這是由于噴嘴噴出的氣溶膠顆粒質量流量太小所致。

圖5 不同時刻的低透射區Fig.5 Low transmission region at different times

3.2 氣溶膠粒子噴射流量的影響

圖6給出了t=0.005 16 s時刻的低透射區隨氣溶膠粒子噴射流量的變化規律，由圖6可知，隨著粒子噴射流量的增加，射流下游低透射率區覆蓋范圍顯著增加，低透射區變得連續完整，低透射區沿軸向最大遮蔽距離逐漸增加，徑向最大高度位置同樣沿軸向向下游移動，粒子噴射流量對低透射區徑向最大高度的影響相對較小。在低透射區范圍一定的情況下，提高噴射粒子的質量流量可以顯著提高氣溶膠煙幕的遮蔽效果。

圖6 低透射區變化規律Fig.6 Variation of low transmission region

圖7給出了兩個噴射時刻徑向最大高度隨氣溶膠粒子噴射流量的變化規律，由圖7可知，低透射區徑向最大高度隨氣溶膠粒子噴射流量的增加而增加，當噴射流量不變時，隨著噴射時間的延長，徑向最大高度增加，增加幅度隨噴射流量的增加而增加，當噴射流量為0.02 kg/s時，增加幅度為60%，當噴射流量為0.10 kg/s時，增加幅度為77%。在t=0.002 58 s時刻，徑向最大高度隨流量的增加增幅為24%，在t=0.005 16 s時刻，徑向最大高度隨流量的增加增幅為38%，徑向高度的增加有利于擴大氣溶膠煙幕的低透射區范圍。

圖7 徑向最大高度變化規律Fig.7 Variation of radial maximum height

圖8為徑向最大高度軸向位置隨氣溶膠粒子噴射流量的變化規律，由圖8可知，徑向最大高度軸向位置隨氣溶膠粒子噴射流量的增加而增加，當噴射流量不變時，隨著噴射時間的延長，徑向最大高度軸向位置增加，增加幅度隨噴射流量的增加有降低趨勢，當噴射流量為0.02 kg/s時，增加幅度為47%，當噴射流量為0.10 kg/s時，增加幅度為36%。在t=0.002 58 s時刻，徑向最大高度軸向位置隨流量的增加增幅為37%，在t=0.005 16 s時刻，徑向最大高度軸向位置隨流量的增加增幅為27%，徑向高度軸向位置向射流下游移動有利于擴大氣溶膠煙幕的低透射區范圍。

圖8 徑向最大高度軸向位置變化規律Fig.8 Variation of maximum radial height axial position

3.3 射流噴射壓力的影響

圖9給出了t=0.005 16 s時刻的低透射區隨射流噴射壓力的變化規律，由圖9可知，隨著射流噴射壓力的增加，低透射區沿軸向最大遮蔽距離逐漸增加，徑向最大高度位置沿軸向向下游移動，低透射區徑向最大高度有增加趨勢，噴射壓力的增加對遮蔽區透射率和遮蔽區形態的影響相對較小，盡管射流噴射壓力的增加能夠一定程度上增加低透射區域，但增加的幅度相對有限，這主要是由于射流噴嘴為等截面噴嘴，當噴射壓力達到一定值后，射流噴口達到臨界流量，繼續增加壓比對射流下游的流場影響較小，此時若要增加下游遮蔽區的范圍，只能通過改變噴口結構和尺寸實現，對于幾何尺寸一定的噴口，存在最佳射流噴射壓力。

圖9 低透射區隨射流噴射壓力的變化規律Fig.9 Variation of low transmission region with jet pressure

圖10給出了兩個噴射時刻徑向最大高度隨射流噴射壓力的變化規律，由圖10可知，徑向最大高度隨射流噴射壓力的增加而增加，當噴射壓力不變時，隨著噴射時間的延長，徑向最大高度增加，研究壓比范圍內平均增幅為53%。在t=0.002 58 s時刻，徑向最大高度隨壓比的增加增幅為41%，在t=0.005 16 s時刻，徑向最大高度隨壓比的增加增幅為38%。

圖10 徑向最大高度變化規律Fig.10 Variation of radial maximum height

圖11給出了兩個噴射時刻軸向最大長度隨射流噴射壓力的變化規律，由圖11可知，軸向最大長度隨射流噴射壓力的增加而增加，當噴射壓力不變時，隨著噴射時間的延長，軸向最大長度增加，研究壓比范圍內平均增幅為53%。在t=0.002 58 s時刻，當壓比為4.0時有最大值64D，當壓比為1.5時有最小值44D，軸向最大長度隨壓比的增加增幅為45%，在t=0.005 16 s時刻，當壓比為4.0時有最大值93D，當壓比為1.5時有最小值68D，軸向最大長度隨射流噴射壓力的增加增幅為37%。

圖11 軸向最大長度變化規律Fig.11 Variation of maximum axial length

4 結論

研究了不同噴射條件對氣溶膠煙幕釋放效果的影響，將連續相流場、離散相顆粒流耦合，分析了射流噴射壓力和氣溶膠粒子噴射流量對紅外輻射低透射區的影響規律，得到如下結論。

(1)高速射流從噴口噴出，形成膨脹波系，在膨脹波段，射流核心區的氣溶膠粒子濃度降低，存在局部高透射率區域，遮蔽效果降低。

(2)氣溶膠煙幕低透射區呈類錐形，射流上游的徑向高度與射流噴口半徑相當，射流下游存在局部擴散現象。隨著噴射時間延長，低透射區最大長度和徑向最大高度均增加，下游局部擴散區域明顯增加。

(3)粒子噴射流量較小會導致下游局部擴散的低透射率區呈團狀，存在高透射率空隙，不能對紅外輻射形成完全遮擋。隨著粒子噴射流量的增加，射流下游低透射率區覆蓋范圍顯著增加，低透射區變得連續完整。

(4)低透射區徑向最大高度隨流量的增加增幅約38%，徑向最大高度軸向位置增幅約37%，二者的增加均有利于擴大氣溶膠煙幕的低透射區范圍，在低透射區范圍一定的情況下，提高噴射粒子的質量流量可以顯著提高氣溶膠煙幕的遮蔽效果。

(5)提高射流噴射壓力可以增加低透射區遮蔽范圍，在壓比在1.5～4范圍內，軸向最大長度隨射流噴射壓力的增加增幅為37%，徑向最大高度隨壓比的增加增幅為38%，對于幾何尺寸一定的噴口，存在最佳射流噴射壓力。