装甲车辆动力舱温度场与红外辐射特性

2018-10-19骆清国

装甲兵工程学院学报 2018年4期

赵耀，骆清国，鲁俊，桂勇

(陆军装甲兵学院车辆工程系，北京 100072)

红外制导反坦克武器是装甲车辆的重要威胁，而安装在装甲车辆动力舱内的发动机、传动装置等是重要的产热源，其过高的温度会产生3～5 μm和8～14 μm两个大气窗口的红外射线，进而导致装甲车辆极易被红外探测装置侦察到。因此，有必要对装甲车辆动力舱的温度分布进行研究，并分析影响红外辐射特征分布的因素，从而对装甲车辆动力舱的结构进行针对性的改进，以有效抑制动力舱红外辐射，提高装甲车辆的战场生存率[1-6]。

笔者从传热学和计算流体力学的基本理论出发，综合考虑外部太阳辐射和装甲车辆动力舱内部产热部件热辐射的作用，首先，采用Fluent软件建立动力舱冷却空气流动数值计算模型，对动力舱内外流场与结构温度场进行耦合计算；然后，利用逆向蒙特卡罗法得到动力舱光谱辐射特性，并通过实车试验验证方法的可靠性；最后，分析不同因素对动力舱红外辐射特征分布的影响，为装甲车辆红外隐身改进提供理论参考。

1 红外辐射特征数学模型

1.1 动力舱冷却空气漏孔值计算模型

湍流流动是高度非线性的复杂流动，本文利用Fluent中的SST模型对动力舱的内外流场流动进行模拟，运动方程为

(1)

。

(2)

式中：ρ、x、u分别为流场流体密度、位移和流速；t为模型计算时间；Gk、Γk、Yk和Sk分别为流速梯度引起的湍动能k的产生项、有效扩散项、发散项和自定义的源项；Gω、Γω、Yω、Sω和Dω分别为湍流频率ω的产生项、有效扩散项、发散项、自定义的源项和正交发散项。

在Fluent中的SST模型进行共轭传热分析时，设定流体域和固体域，并在给定边界条件后计算流动传热，求解N-S方程、传导和热辐射方程，通过耦合求解器实现流体域和固体域数据的共享和传递，进而进行双向流固耦合分析[7]。当流体流过固体时，二者发生对流换热，由于热边界条件无法事先给定，此时交界壁面上温度和热流密度均为对流换热的结果，不能当作已知的边界条件进行处理，属于共轭流动传热问题。

1.2 红外辐射强度计算模型

1.2.1 假设条件

本文计算的辐射源主要指动力舱外表面，假设不受大气吸收的影响，模拟计算时将排气管高温壁面设定为恒定温度。

装甲车辆动力舱的装甲板表面并不是均匀的温度场。为便于分析装甲板表面的红外辐射特征，将其表面划分为若干单元，并假定每个单元的温度恒定。划分时，主要根据温度变化梯度大小进行划分：梯度变化越大，则划分的单元越小、数量越多；反之，梯度变化越小，划分的单元越大，数量越少。

1.2.2 逆向蒙特卡罗法

逆向蒙特卡罗法主要用于统计动力舱装甲板表面所有单元对动力舱红外辐射特征有贡献的光学行程，并计算这些光学行程内发射的能量分别在3～5 μm和8～14 μm两个波带内被探测的和。采用逆向蒙特卡罗法计算装甲车辆动力舱红外辐射强度的具体步骤如下：

1) 假设从探测点处发出探测射线，探测射线在一定张角内离散成若干由圆心角Δφ和单元天顶角Δθ组成的单元立体角，如图1所示。

假设单元立体角发射的射线传输方向上只考虑能量发射及吸收。当射线在传输路径上遇到动力舱装甲板时，假定接触区域为一个单元面并设为i面，且该面是为漫反射表面，若该面发射的射线与装甲板上其他m个单元面相交，则m个单元面对该i面的辐射照度之和可表示为

(3)

式中：Lj为第j个单元面的辐射亮度；θj为第j个单元面中心和单元面i中心连线与法线方向的夹角；Ωj为第j个单元面向单元面i所张开的立体角。于是，单元面i的辐射边界条件为

(4)

根据光路可逆理论可知：若探测点发出的射线与装甲板表面有交集，则传输路径也必然与从装甲板表面发出且能够被探测点探测到的射线的传输路径相同。因此，通过统计装甲板表面与探测点发出的射线有交集的光学行程，可以计算出动力舱装甲板辐射到探测器上的红外辐射能量。该红外辐射能量传输方程为

(5)

式中：Lσ为传输方向上的光谱辐射亮度；l为传输路径长度；aσ为光谱吸收系数。

2) 应用有限元理论求解射线逆向到达探测器的红外辐射能量，这首先需要对传输路径离散化。本文将射线沿传输方向分为N层，第n层厚度记为Δsn。将N层红外传递能量相加，即可得到逆向到达探测器的总辐射亮度，即

(6)

对所有逆向行程的射线进行计算后，就可得到各单元立体角区域内动力舱外表面到达探测点的辐射照度为

(7)

式中：nb为总波带宽；M为对探测器探测红外信号有贡献的射线总数；θz、ΔΩz分别为第z条射线的单元天顶角和微元立体角；Δσd为第d个波带的宽度。

3) 根据文献[8]可知：当探测距离与动力舱目标位置的特征尺寸之比大于10时，可将该动力舱目标位置作为点源处理，其辐射强度I的计算公式为

I=E·Z2。

(8)

式中：Z为探测点与动力舱目标位置之间的直线距离。

2 数值计算与试验验证

2.1 计算区域的确定及网格划分

动力舱温度场计算区域主要包括动力舱固体区域、动力舱内流场区域和动力舱外流场区域，如图2所示。其中：动力舱固体区域主要包括动力舱顶部装甲、侧装甲和进/排气百叶窗；动力舱内流场区域是动力舱整个空间减去发动机、传动箱和风扇等实体后所占的空间；动力舱外流场区域主要设置空气的流入、流出等边界条件，同时选择的计算区域尺寸应尽可能减小对结果的影响，最终确定的尺寸为2.5 m×2.4 m×2 m[9]。动力舱内流场区域位于动力舱外流场区域的中心位置，由于研究重点为舱内空气的流动，而风扇蜗壳内的流场不是本文的研究内容，因此为了减小计算工作量，本文未建立风扇全尺寸模型，而是在动力舱内流场区域单独建立压力进/出口边界来模拟风扇的压力降。

为了减少网格的数量和提高网格的质量，首先采用ICEM CFD的非结构化网格划分技术，对各区域进行分区处理，然后使用非结构化网格进行单元划分，同时在空气流动参数变化剧烈的区域使用局部加密网格。在低速行驶工况下，主要针对动力舱内流场区域的网格无关性进行检验。数值计算时，采用标准大气压，环境温度为22 ℃，车速为2.48 m/s。划分的5种不同的网格尺寸分别为16、18、20、22、24 mm，其风扇质量流量与网络尺寸的变化曲线如图3所示。可以看出：风扇质量流量随网格尺寸的减小而下降；与网格尺寸为18 mm时相比，网格尺寸为20 mm时的质量流量的变化量较小，仅为0.07%，这时可认为网格尺寸对计算结果的影响忽略不计。因此,模拟计算时，动力舱内流场区域的网格数量选取网格尺寸为20 mm所对应的508万。

2.2 边界条件的确定及求解

将给定温度边界设置为动力舱内壁面温度，耦合边界条件设置为动力舱装甲板，多孔介质边界设置为散热器，太阳辐射边界条件选用CFD软件自带的离散坐标(Discrete Ordinate,DO)辐射模型设置。其中：太阳直射辐射照度设置为950 W/m2，太阳散射照度设置为200 W/m2。为了分析太阳入射角度对动力舱表面温度分布和红外辐射特性的影响，选取太阳入射角为0°～90°，如图4所示。

在压力入口边界条件设置上，对于可压缩气体，总压pt、环境压力pa和总温Tt、环境温度T的关系表示为

(9)

(10)

(11)

式中：γ为绝热指数；Ma为马赫数；v0为当地声速；v为入口边界来流空气的平均速度。

根据湍流强度和边界的几何特征,计算入口湍流参数中湍动能k和湍动能耗散率ε的初始值，其计算公式为

(12)

(13)

式中：H为湍流强度，定义为均方根脉动速度与平均流速之比；De为入口边界界面的当量直径；cμ为湍流黏度比。

2.3 计算值与试验值对比

经数值计算，得到的动力舱侧装甲板温度分布云图如图5所示。可以看出：侧装甲板靠近动力和传动装置的一侧温度较高，最高达到了128.2 ℃，而距离该区域较远的部分温度较低，说明在动力舱外流场对装甲板对流换热作用相同的情况下，动力舱内的产热源对装甲板的辐射换热和热传导作用较为明显。

为了验证模拟的精度，在装甲车辆动力舱侧装甲板表面布置了14个温度测点，试验时每个温度测点测5次，取其平均值作为该点的试验值。装甲板温度的试验值与模拟值对比如图6所示。可以看出：14个温度测点的分布较靠近线性拟合得到的直线。根据统计学原理，验证模拟精度的指标用复相关系数R2表示，其变化范围为0～1，其值越接近1，模拟的可信度越高，即

(14)

光谱辐射亮度的测试以装甲车动力舱为圆心，半径取为10 m，在圆周方向上均匀布置10个探测点，其探测点方位角示意图如图7所示。以动力舱后装甲板为研究对象，将光谱辐射亮度试验值和模拟值进行对比，如图8所示。由图8可以看出：二者的光谱辐射亮度均随波长的增大而增大，且在波长为9 μm左右时达到峰值，说明动力舱后装甲板被探测到的波带为8～14 μm；数值模拟结果与试验结果较接近，其最大误差为10.9%，说明数值模拟精度较高，满足工程计算的需要[10]。

3 动力舱红外辐射场影响因素分析

3.1 动力舱内表面加隔热层

不改变其他仿真条件，在动力舱内表面以及排烟管内表面增加一层发射率为0.5的隔热层。动力舱内表面有、无隔热层时其在3～5 μm和8～14 μm两个波带的红外辐射强度分布如图9所示。可以看出：

1) 红外辐射强度的大小与探测方位角有关。红外辐射强度随探测方位角的增大先增大后减小，曲线整体上符合梨形分布，且在探测方位角为120°时红外辐射强度有较明显凸起。分析其原因为：探测方位角为120°时，发动机热烟气与被高温排烟加热的排烟管构成了明显的红外辐射源，高温排烟管对装甲板有热传导作用，进而对整车的红外辐射强度有叠加效应。

2) 与未加隔热层相比，加了隔热层后，3～5 μm波带在探测方位角为120°时的红外辐射强度减小较为明显，其他探测方位角时的红外辐射强度均略有下降，说明隔热层使动力舱内传导到其外表面的热量减少，动力舱外表面温度降低了。分析其原因为：仿真时，将给定温度边界条件设置为动力舱内壁面温度，而加上隔热层后可减少内部热辐射及削弱排气管对动力舱外表面的加热作用，导致其温度降低。

3.2 行驶速度

图10为不同行驶速度下动力舱装甲板外表面红外辐射强度分布。可以看出：动力舱装甲板外表面红外辐射强度随探测方位角的增大呈先增大后略微减小的趋势；动力舱各个部位的辐射强度随行驶速度的增大而减小，这是因为行驶速度的增大使动力舱中空气对流换热更为充分，导致动力舱表面的温度下降。

3.3 太阳入射角度

仿真计算时，太阳直射辐射照度和太阳散射照度仍分别取950、200 W/m2。图11为不同太阳入射角度时动力舱红外辐射强度分布。可以看出：当太阳入射角为0°时，探测方位角为0°～180°时的动力舱红外辐射强度为0 W/sr；当太阳入射角为90°时，探测方位角为180°～360°时的动力舱红外辐射强度约减小到太阳入射角为0°时的80%；当太阳入射角为45°、90°时，探测方位角为0°～180°时的动力舱红外辐射强度则逐步增加；当太阳入射角为0°时，探测方位角为180°～360°时的动力舱红外辐射强度最大。这说明太阳入射角对不同方位的动力舱红外辐射强度的影响较为显著，在计算整车的红外辐射强度时一定要加以考虑。