涡扇发动机塞式轴对称喷管红外辐射特性数值研究

王 伟，李 锋，邓洪伟，金文栋

(1.中国航发沈阳发动机研究所，沈阳 110015；2.空装驻长春地区军事代表室，长春 130000)

1 引言

红外隐身是第四代战机的必备特征。随着红外探测、追踪及制导技术的迅速发展，寻求先进有效的红外隐身技术已成为提高飞行器生存和突防能力的当务之急[1-3]。航空发动机排气系统作为飞机的主要红外辐射源，对飞机红外辐射的贡献高达90%以上[4]，因此开展发动机排气系统红外辐射抑制技术研究，对低可探测性排气系统的设计具有重要的指导意义。

降低航空发动机排气系统红外隐身信号的主要措施有采用结构隐身技术与材料隐身技术，而结构、材料隐身措施的综合应用是提升发动机红外隐身能力的发展方向。国外在发动机排气系统红外辐射抑制技术方面的研究相对成熟，开发了多种红外辐射特性的数值计算软件[5-7]，对轴对称、二元等结构的塞式喷管进行了大量实验研究。Hilley 等[8]研究结果表明，双喉道塞式喷管在1.8～2.7 μm 波段范围的红外辐射相比轴对称喷管的降低90%。国内在此领域的研究起步较晚，且主要集中于轴对称矢量喷管气动性能计算和试验验证。邵万仁等[9]在轴对称矢量喷管气动特性和试验验证等方面进行了深入研究。郑孟伟等[10]对塞式喷管的流场特性进行了数值计算，探讨了设计参数对塞式喷管性能的影响。潘丞雄等[11]采用正反射线踪迹法对齿冠形收敛喷管的红外辐射特性进行了计算研究。陈俊等[12]采用离散传递法对涡扇发动机塞式轴对称喷管的红外辐射特性进行了数值研究。在上述研究中，大多数研究对象为常规轴对称喷管或二元喷管，对带有波瓣混合器、火焰稳定器及中心锥等加力部件的塞式喷管红外辐射特性的相关研究相对较少。

为进一步研究塞式轴对称喷管的红外辐射特性，本文创新性地建立了具有波瓣混合器、中心锥、火焰稳定器、加力筒体、球面段、塞锥的塞式轴对称喷管物理模型。通过对涡扇发动机塞式轴对称喷管和基准轴对称喷管在3～5 μm波段范围内红外辐射特性的数值计算及对比分析，获得了两种喷管固体壁面的温度场分布、投影面积分布和红外辐射贡献度分布；研究了塞锥壁面发射率、塞锥冷却温度及综合隐身措施对塞式轴对称喷管红外辐射特性的影响，并与基准轴对称喷管的进行了对比。

2 物理模型

图1、图2 分别给出了基准轴对称喷管(以下简称基准喷管)和塞式轴对称喷管(以下简称塞式喷管)的几何模型。两种喷管模型前端具有相同的外涵道、内涵道、波瓣混合器、中心锥和火焰稳定器等结构，后端则采取不同的结构形式。基准喷管后端包括加力筒体、喷管收敛段和喷管扩张段，塞式喷管后端主要由加力筒体、球面段、喷管收敛段和塞锥组成。塞式喷管的设计原则为，在相同的压力驱动下，为实现发动机具有相同的工作状态，确保其内外涵流量与基准喷管的一致。为保证计算结果具有可比性，两种喷管的喉道面积相同，同时塞式喷管设计时需保证塞锥可实现对内部高温热端部件的有效遮挡。塞锥前角为后角的1.96 倍，塞锥高度为外涵道进口直径的0.76 倍，塞锥与喷管收敛段出口形成塞式喷管的喉道。

图1 基准喷管几何模型Fig.1 Configurations of baseline axisymmetric nozzle

图2 塞式喷管几何模型Fig.2 Configurations of axisymmetric plug nozzle

3 流场计算

3.1 计算域

由于塞式喷管具有空间对称性，选取1/4 喷管模型进行数值计算，计算域如图3 所示。为了较真实地模拟喷管的流动特性，喷管径向外流场为喷管进口直径(D)的4 倍，轴向外流场为喷管进口直径的20倍。

图3 塞式喷管流场计算域Fig.3 Flow field computational region of axisymmetric plug nozzle

3.2 流场计算网格

根据塞式喷管的结构特点，其球面段、喷管收敛段及塞锥结构均为轴对称规则几何体，可采用结构化网格；中心锥、波瓣混合器、火焰稳定器等形状不规则，曲面过渡复杂，采用结构化网格较困难。综合考虑网格数量及划分难易程度，采用了结构化和非结构化网格相结合的分区域划分方式，并在喷管核心流区域和压力梯度变化较大的复杂壁面处进行局部加密。整个计算区域的网格数为350万。具体网格如图4所示。

图4 塞式喷管流场计算网格Fig.4 Flow field computational grid of axisymmetric plug nozzle

3.3 边界条件

本研究中发动机工作状态为地面中间设计状态，内涵进口设置为压力进口，给定总压、总温，其进口截面的O2、CO2、CO和H2O 的摩尔分数[13]根据涡轮发动机的耗油率等参数求出；外涵进口给定压力进口边界，进口气流为空气，其组分质量浓度边界给定O2的摩尔分数。外场边界条件设置为压力出口，气流压力为101 325 Pa，温度为288 K，其组分质量浓度的边界条件与外场进口截面的相同，所有壁面采用无滑移边界条件。喷管组分质量浓度如表1 所示。

表1 喷管组分质量浓度Table 1 Mass concentration of nozzle component

3.4 计算方法

采用商用计算软件进行全三维数值模拟，连续方程、动量方程、能量方程及组分传输方程均采用二阶迎风差分格式进行离散，并运用耦合显示求解进行迭代计算。湍流模型采用SST 两方程模型[14]，流固耦合传热中考虑辐射换热的影响，加入了辐射传热计算模型——DO模型。

4 红外辐射特性计算

4.1 方位角设置

计算的红外辐射主要由高温部件的固体辐射和高温热喷流的气体辐射两部分组成。在计算喷管的红外辐射特性时，考虑到两种喷管模型流场分布具有轴对称性，因而只计算了其水平探测平面内尾向探测方位角(α)0°～90°范围内的红外辐射强度分布。图5为塞式喷管探测方位角示意图。

图5 辐射计算探测方位角示意图Fig.5 Azimuth angles in infrared radiation computation

4.2 红外计算网格

红外计算所需的壁面网格数据可直接取流场计算的壁面网格数据，但考虑到计算时间和计算资源，一般红外计算网格相对于流场计算网格单独生成。利用网格划分软件将固体壁面和内外涵进口截面划分为三角形的面网格。红外计算网格数量一般选取流场网格数量的1/4，在温度梯度较大的壁面进行局部加密，以保证红外辐射特性的计算精度。图6 示出了塞式喷管红外计算网格分布。

图6 塞式喷管固体壁面红外计算网格Fig.6 IR characteristics computational grid of the solid wall

4.3 红外辐射计算方法

采用反向蒙特卡罗法[15]对塞式喷管和基准喷管的红外辐射特性进行计算。首先进行喷管流场计算，提取流场计算中的压力、温度以及CO2、H2O、CO的摩尔分数等参数，然后数值插值到红外辐射计算域中进行红外辐射特性计算，其计算原理及相关公式参考文献[16]。计算中考虑了固体壁面自身的发射和反射以及燃气中CO2、H2O、CO等组分对红外辐射的吸收和发射作用。为得到目标本身的红外辐射特性分布，计算结果未考虑大气的吸收作用。两种喷管红外辐射计算时采用相同的壁面发射率材料，未涂敷低发射率红外涂层时选取壁面发射率ε=0.9。

4.4 计算方法验证

针对简化后的塞式喷管缩比模型开展了红外辐射场的测试试验，以及红外辐射特性的数值计算。图7示出了塞式喷管缩比模型试验件。图8为塞式喷管在3～5 μm波段范围内的红外辐射强度计算结果和试验结果的对比，其中IImax为塞式喷管无量纲红外辐射强度，Imax为塞式喷管红外辐射强度的最大值。可看出二者基本吻合，排气系统红外辐射特性计算方法得到了验证。

图7 塞式喷管缩比模型试验件Fig.7 Model test rig of axisymmetric plug nozzle

图8 红外辐射强度计算结果与试验结果的对比Fig.8 Comparison of computational and experimental results of IR

5 计算结果

5.1 流场计算结果

图9、图10 分别为两种喷管对称面上的温度分布和CO2摩尔分数分布。可以看出，温度分布和摩尔分数分布趋势相同，高温核心区和摩尔分数高的区域均分布在喷管轴线附近；高温区域主要分布在喷管内流道内，且随着气流掺混程度的增强温度逐渐降低。

图9 两种喷管对称面上的温度场分布Fig.9 Comparison of nozzles temperature on the symmetrical plane

图10 两种喷管对称面上的CO2摩尔分数分布Fig.10 Mole fraction of nozzles CO2 on the symmetrical plane

图11、图12分别给出了塞式喷管和基准喷管固体壁面(包括中心锥、波瓣混合器、火焰稳定器、塞锥等)的温度分布。由图可知：中心锥、火焰稳定器内环和塞锥的温度很高，接近燃气最高温度，其余固体壁面的温度约为燃气最高温度的一半。从发动机正后方探测，塞式喷管的可见高温部件主要为塞锥，塞锥实现了对喷管内部中心锥、波瓣混合器、火焰稳定器等高温部件的全遮挡。塞锥壁面温度与基准喷管内高温部件温度基本相同，但其投影面积比基准喷管的大。在其他方位角范围内，塞锥壁面温度远大于基准喷管的壁面温度。因此，基准喷管的红外抑制效果优于塞式喷管的。

图11 塞式喷管固体壁面温度分布Fig.11 Temperature distribution of axisymmetric plug nozzle

图12 基准喷管固体壁面温度分布Fig.12 Temperature distribution of reference axisymmetric nozzle

5.2 红外辐射特性计算结果

5.2.1 固体壁面投影面积分布

固体壁面的投影面积决定了其对红外辐射的贡献。为获得塞式喷管主要固体壁面红外辐射特性的空间分布，并与基准喷管的相对比，需分析各部件在探测方向上的投影面积。图13 给出了塞式喷管和基准喷管主要固体壁面投影面积的空间分布。可以看出：①塞式喷管内固体壁面在各探测方向的总投影面积比基准喷管的大，且随着探测方位角的增大呈先增大后减小的趋势。②塞式喷管在各个探测方位角范围内，塞锥的投影面积随着探测方位角的增大而逐渐减小，喷管壁面的投影面积随着探测方位角的增大先增大后减小，波瓣混合器、中心锥、火焰稳定器和涡轮组件绝大部分被遮挡，投影面积几乎为0。③基准喷管在探测方位角0°～30°范围内，波瓣混合器、中心锥、火焰稳定器、涡轮组件和喷管壁面的投影面积较大；在探测方位角30°～90°范围内，仅可见喷管壁面的投影面积，且随着探测方位角的增大而减小。

图13 两种喷管固体壁面的投影面积Fig.13 Projected areas of the solid wall of both nozzles

5.2.2 各固体壁面红外辐射强度贡献度分析

图14 给出了两种喷管各固体壁面红外辐射强度占总红外辐射强度的百分比。图中，W固为喷管各固体壁面在探测方位角上的红外辐射强度，W总为喷管在探测方位角上的总红外辐射强度。可以看出：①喷管内各固体壁面对红外辐射的贡献不仅与固体壁面的投影面积有关，还与其温度有关，投影面积越小，温度越低，红外辐射越小。②对于塞式喷管，涡轮部件、波瓣混合器、火焰稳定器在探测方位角0°～10°范围内对红外辐射有贡献，但贡献量特别小，在5%以内；在探测方位角0°～90°范围内，塞锥对红外辐射的贡献量最大达到90%，喷管壁面对红外辐射的贡献量仅占5%。③基准喷管各固体壁面在探测方位角0°上对红外辐射的贡献量最大达到80%，涡轮部件、中心锥、火焰稳定器和喷管壁面在探测方位角0°～30°范围内的贡献量达到93%，而在30°～90°范围内主要为喷管壁面带来的红外辐射，贡献量达到100%。

图14 固体壁面红外辐射强度占喷管总红外辐射强度的百分比Fig.14 Percentage of solid parts of radiant intensity in total radiant intensity

5.2.3 壁面发射率对喷管红外辐射特性的影响

图15 给出了不同壁面发射率下塞式喷管无量纲红外辐射强度分布，并与基准喷管的进行了对比。由图可知：①塞式喷管在探测方位角0°～90°范围内，随着固体壁面发射率的减小红外辐射强度逐渐减小，且随着探测方位角的增大红外辐射强度的降幅逐渐减小。②未涂敷低发射率红外涂层的塞式喷管在探测方位角0°～90°范围内的红外辐射强度明显比基准喷管的大；当ε为0.5 时，在探测方位角0°上两种喷管的红外辐射强度相同；当ε为0.2时，在探测方位角0°上塞式喷管的红外辐射强度较基准喷管的降低了45.5%。

图15 不同壁面发射率下喷管红外辐射强度分布Fig.15 Distribution of infrared radiation intensity of nozzle under different wall emissivity

5.2.4 塞锥冷却对喷管红外辐射特性的影响

图16 给出了塞锥壁面不同温降下塞式喷管无量纲红外辐射强分布，并与基准喷管的进行了对比。由图可知：①塞锥壁温降低前后，塞式喷管红外辐射强度的空间分布趋势大致相同。当塞锥壁温分别降低100，200，300 K 时，塞式喷管的红外辐射强度分别降低了36.2%，61.6%，77.1%。随着探测方位角增大，塞锥投影面积不断减小，塞锥壁温降幅对整个喷管红外辐射的抑制效果不断减弱。②未采取塞锥冷却措施的塞式喷管，在探测方位角0°～90°范围内其红外辐射强度明显大于基准喷管的。主要原因是尽管塞锥壁温与基准喷管内高温组件温度基本相同，但塞锥的投影面积大于基准喷管内高温组件的投影面积。③当塞锥壁温降低100 K 时，在探测方位角0°上两种喷管的红外辐射强度大致相同；当塞锥壁温降低200 K 时，在探测方位角0°上塞式喷管的红外辐射强度较基准喷管的降低39.2%；当塞锥壁温降低300 K 时，在探测方位角0°上塞式喷管的红外辐射强度较基准喷管的降低63.8%。

图16 不同塞锥温度下喷管红外辐射强度分布Fig.16 Distribution of infrared radiation intensity of nozzle at different plug cone temperatures

5.2.5 综合隐身措施对喷管红外辐射特性的影响

图17 给出了采取塞锥冷却和塞锥壁面涂敷低发射率红外涂层的综合隐身措施的塞式喷管无量纲红外辐射强度分布，并与基准喷管的进行了对比。由图可知：未采取任何隐身措施时，塞式喷管的红外辐射强度在探测方位角0°～90°范围内均大于基准喷管的，且随着探测方位角增大，其红外辐射强度先增大后减小，在探测方位角5°上达到最大值；在探测方位角0°上，与基准喷管的相比，塞式喷管在塞锥壁面涂敷发射率为0.2 的涂层且同时降低塞锥壁温100 K后的红外辐射强度降低58.4%；在其他探测方位角范围内，采取塞锥冷却和涂敷低发射率涂层隐身措施均具有较好的红外抑制效果。

图17 综合隐身措施下喷管红外辐射强度分布Fig.17 Infrared radiation intensity distribution of nozzle under the integrated stealth measures

6 结论

通过对涡扇发动机塞式轴对称喷管和基准轴对称喷管在3～5 μm波段范围内的红外辐射特性进行计算、对比分析，得出如下结论：

(1) 无任何隐身措施的条件下，塞式轴对称喷管的红外辐射强度在探测方位角0°～90°范围内均大于基准轴对称喷管的，且随着探测方位角增大，其红外辐射强度先增大后减小，在探测方位角5°上达到最大值。

(2) 喷管内各固体壁面对红外辐射的贡献主要与固体壁面的投影面积和温度有关，投影面积越大，温度越高，红外辐射越大。塞式轴对称喷管中塞锥在探测方位角0°～90°范围内对红外辐射的贡献度高达90%，对塞锥壁面采取隐身措施可以显著降低其红外辐射。

(3) 随着固体壁面发射率的降低，塞式轴对称喷管红外辐射强度明显减小。当塞锥壁面发射率为0.2 时，塞式轴对称喷管在探测方位角0°～90°范围内均具有较好的红外抑制效果，且在探测方位角0°上较基准轴对称喷管的降低45.5%。

(4) 随着塞锥壁面温度的降低，塞式轴对称喷管红外辐射强度明显降低。当塞锥壁面温度降低300 K 时，塞式喷管在探测方位角0°～90°范围内均具有明显的红外抑制效果，且在探测方位角0°上较基准轴对称喷管的降低63.8%。

(5) 采取塞锥冷却和塞锥壁面涂覆低发射率红外涂层的综合隐身措施后，塞式轴对称喷管在探测方位角0°上的红外辐射强度较基准轴对称喷管的降低58.4%。