中心锥冷却结构对航空发动机红外辐射特性影响的数值研究

娄宗勇，乔 磊，李岳锋，邓雪姣，陈立海，李 恒

(1.河北石油职业技术大学，河北 承德 067000；2.中国航发四川燃气涡轮研究院，成都 610500)

1 引言

发动机排气系统是战斗机后向主要的红外辐射源，开展针对发动机排气系统红外隐身技术研究、实现排气系统红外辐射特征的减缩，是实现战斗机红外隐身必须解决的一个主要问题。有效抑制发动机排气系统和尾喷流的红外辐射，会大大降低整个战斗机的红外辐射强度，从而降低战斗机被敌方发现的概率，缩短敌方探测到飞机的距离，对打赢现代化局部战争具有非常重要的意义[1-2]。

随着计算机技术及计算数学的飞速发展，出现了一系列计算红外辐射能量在空间传输的数值方法，如区域法[3-4]、离散坐标法[5]、有限体积法[6]、离散传递法[7]、蒙特卡洛法[8]、逆向蒙特卡洛法[9]等。其中，蒙特卡洛法(Monte Carlo Method，MCM)对物理过程进行直接模拟，具有计算精度较高、适用性强的特点，但是在处理非均匀介质辐射传递时，计算量将大大增加。另外，传统的蒙特卡洛法在处理远距小立体角探测目标问题时收敛性也较差，许多没有到达探测点的光束也消耗了大量计算时间，导致计算效率低下。为此，在MCM 的基础上，根据辐射传输的互易原理[10]，又发展出了逆向蒙特卡洛法(Reverse Monte Carlo Method，RMCM)。RMCM 能够大幅度提高目标辐射特性的计算效率[11-18]。

目前，国内对航空发动机中心锥冷却结构红外辐射特性的相关研究较少，且主要以实验分析为主。如单勇等[19]对中心锥冷却结构的气动特性和红外辐射强度进行的实验研究。本文就中心锥冷却结构对航空发动机红外辐射特性的影响进行系统的分析研究。建立了一个典型加力式涡扇发动机收扩喷管的流场计算模型，在流场计算结果的基础上，采用RMCM 计算了该型喷管的红外辐射特性，并对比分析了两种中心锥冷却结构的红外抑制效果。该计算结果可为发动机红外隐身设计提供理论依据。

2 物理模型

本文采用的发动机排气系统的几何简化模型如图1 所示，模型由内涵道、外涵道、中心锥、径向支板、环形混合器、加力筒体、隔热屏、火焰稳定器、收扩喷管和外调节片等部件组成，隔热屏处未采用开孔处理。为了电磁隐身考虑，未在内外调节片之间引入冷却气流，计算时将内涵道的辐射特征近似地等效为涡轮的辐射特征。

图1 收扩喷管简化模型示意图Fig.1 The simplified model of convergent/divergent nozzle

本文研究的3 种类型中心锥的结构如图2 所示。其中O 型喷管是未采取中心锥冷却措施的原始喷管模型，该型喷管的中心锥与环形混合器之间均匀分布了8 个径向支板，支板为实心结构。A 型喷管将支板设计成中空结构，使外涵冷气流经过支板流入中心锥。同时，将中心锥设计成内外2 层，并在中心锥外层开孔，使引入的冷气流从开孔处流出；并在中心锥外层与开孔之间增加了1 个盖板，在盖板与中心锥外层之间形成气膜缝槽，引入中心锥内部的冷气流从气膜缝槽流出，在中心锥前端形成一定的气膜覆盖，起到冷却中心锥壁面的作用。B 型喷管与A 型喷管的唯一差异就是未在开孔处增加盖板，冷气流直接从中心孔流入主流，加大与主流的掺混。外涵冷气流在A 型和B 型冷却结构中心锥中的流动方向如图3 所示。

图2 3 种类型中心锥结构示意图Fig.2 The schematic diagram of three kinds of center cone structure

图3 中心锥冷却结构示意图Fig.3 The schematic diagram of central cone cooling structure

3 流场计算

对喷管1/4 模型进行流场计算，计算域轴向尺寸为60D(D为收扩喷管出口直径)，径向尺寸为10D。计算时采用分区结构化网格。为了精确模拟流动换热，在中心锥壁面附近进行了局部网格加密处理。网格总量约为190 万，并通过了网格独立性验证。对称面及中心锥处的网格划分如图4 所示。

图4 对称面及中心锥附近网格Fig.4 The grid near the symmetry plane and the central cone

计算工况为地面状态，Ma=1.2，高度H=0 km。流场计算时采用SSTk两方程湍流模型，加入了离散坐标辐射模型(DO 模型)以考虑辐射换热影响，残差收敛标准设置为小于1×10-4。

3 种类型喷管对称面上的温度分布对比如图5所示。O 型喷管的高温区主要集中在排气系统内部，进入喷管扩张段后超声速气流速度急剧增加，静温明显降低。喷管出口下游由于激波的影响和其在自由边界上的反射，形成了一系列高温区和低温区。A 型喷管的温度分布与原型喷管的类似，但由于中心锥气缝中流出的冷气流与主流产生了一定的掺混，其尾流核心区温度比原型喷管的略低。B 型喷管的温度分布与原型喷管的有较大差异，由于外涵静压高于内涵静压，从支板流入中心锥的冷气流在开孔处喷出后，没有与主流完全掺混，在喷管轴线附近形成了一个局部低温区，低温区延伸至喷管出口后面很远的距离后才因主流的不断掺混作用逐渐消失。

图5 对称面温度分布对比Fig.5 The comparison of temperature distribution in symmetry plane

3 种类型喷管对称面上CO2组分浓度分布对比如图6 所示。O 型喷管的CO2气体组分的空间分布存在明显的核心区，在射流中温度较高的区域，CO2组分的浓度也相应较高。A 型喷管的CO2组分浓度分布与原型喷管的类似，但由于中心锥气缝中引入了未参与燃烧的冷气流，使得其核心区处的CO2组分浓度稍低。B 型喷管的CO2组分浓度分布与其温度分布相似，在喷管轴线附近形成了一个低浓度区，随着与主流的掺混，该低浓度区逐渐消失。

A 型和B 型喷管中心锥夹层内部气流的流线图如图7 所示。图中，背景颜色代表温度。A 型喷管中心锥中的冷气流从气膜缝流出后与主流掺混，并在其外部低压区形成一个顺时针旋涡，气膜在该涡旋的作用下紧贴在锥体外壁面上，起到了冷却壁面的作用。B 型喷管中心锥夹层内部的冷气流由于没有盖板的阻挡，可以自由地流入主流，在夹层内部形成了一个冷气套，加强了与壁面的换热作用。

图7 中心锥附近流线图Fig.7 The streamline near the center cone

3 种类型喷管中心锥和支板壁面处的温度分布如图8 所示。O 型喷管的中心锥和支板由于处在高温内涵气流中，受到气流对流换热的作用，整个壁面温度都很高，基本上与内涵气流温度相当。A 型喷管在气膜槽缝附近壁温较低，为气膜冷却作用的结果，但因盖板影响了冷气流的出流，因此在其余位置换热作用不强，温度降低不明显。B 型喷管由于中心锥内部气流强化了与外壁面的换热，使得整个中心锥外壁面都得到了较好的冷却，温度有明显降低；其中心锥内壁面因完全处于冷气流中，未被高温燃气加热，因此其表面温度基本上与外涵气流温度相同。

图8 中心锥表面静温分布对比Fig.8 The comparison of static temperature distribution on the surface of central cone

4 红外辐射计算

收扩喷管红外辐射计算时排气系统固体壁面及中心锥壁面附近的网格如图9 所示，其中白色网格为网格文件中原有的边界网格，其他颜色网格为红外辐射计算程序根据对称边界信息自动拓扑出的壁面网格。所有参与红外计算的固体壁面网格总数为259 636。

图9 红外计算固体壁面网格Fig.9 The solid surface grid for infrared calculation

红外计算视场边界确定用盒子示意图如图10 所示。盒子的大小在分析流场结果的基础上确定，由于计算的马赫数较高，排气系统的尾流较长，为了尽量将所有的高温区域包含在内，本算例的盒子取得比较长。另外，因本算例未考虑喷管外壁面的影响，因此盒子并没有将全部固体壁面包含在内(注：盒子只是确定视场角边界所用，并不是必须将全部固体壁面包含在内)。

图10 视场立体角边界确定用盒子Fig.10 The box for determining solid angle boundary of f ield of view

图11 探测方位定义Fig.11 The def inition of detection azimuth

原型喷管在探测角度θ=0°～90°方向上的无量纲光谱辐射强度分布如图12 所示。图中，λ为波长，为某一具体波长的光谱辐射强度值，为3.00～5.00 μm 波段内光谱辐射强度的最大值。可以看出，O 型喷管在3.00～5.00 μm 波段内的红外辐射大致可以分为2 个部分，第1 部分是在3.00～4.15 μm波段和4.70～5.00 μm 波段内的红外辐射，以固体壁面辐射为主；第2 部分则是介于4.15～4.70 μm 波段内的红外辐射，以CO2吸收-发射作用产生的气体辐射为主。当探测角度小于30°时，喷管的红外辐射以高温固体壁面辐射为主；随着探测角度的增大，可探测到的固体壁面面积和固体壁面温度都相应降低，燃气辐射所占比例逐渐增加；当探测角度大于60°时，高温固体壁面被完全遮挡，此时CO2吸收-发射作用产生的气体辐射将在喷管红外辐射中居主要地位。

图12 原型喷管的无量纲光谱辐射强度分布Fig.12 The dimensionless spectral radiation intensity distribution of prototype nozzle

原型喷管各固体部件无量纲积分辐射强度的空间分布对比如图13 所示。图中，I为在3.00～5.00 μm 波段的积分辐射强度值，Imax为积分辐射强度的最大值。可看出，在喷管正后方(θ=0°)的观测方向上，中心锥的辐射贡献最大，其次是涡轮、火焰稳定器，而混合器、支板以及隔热屏等部件的贡献很小。在θ=5°方向上，辐射最强的部件依然是中心锥，其次为涡轮、火焰稳定器，支板和环形混合器。在此方向上由于可观测到的面积增大，因此支板和环形混合器的辐射增强。随着θ的不断增大，中心锥、涡轮和火焰稳定器的辐射开始降低，而环形混合器的辐射开始增强。到θ=15°时环形混合器成了对辐射贡献最大的固体部件，而此时中心锥、涡轮和火焰稳定器的辐射水平相当。在θ ＞25°以后，由于其他部件已经不存在投影面积，因此辐射贡献全来自隔热屏和喷管扩张段。

图13 固体部件无量纲积分辐射强度对比Fig.13 The comparison of dimensionless integral radiation intensity of solid parts

3 种类型喷管的无量纲积分辐射强度角向分布曲线对比如图14 所示。3 种类型喷管的辐射强度的空间分布规律相同，最大辐射强度都出现在θ=5°的探测方位。产生这种现象的原因是在此观测方向上，环形混合器对辐射的贡献不为0，而且其余固体部件的投影面积相应增大所致。

图14 无量纲积分辐射强度角向分布曲线对比Fig.14 The comparison of angular distribution curves of integrated radiation intensity

随着θ的增大，排气系统的红外辐射强度迅速降低，在θ=25°方向各型喷管的辐射强度都降到了最低。这主要是由于在θ=5°～25°范围内，排气系统的辐射主要以固体辐射为主，且随着θ的增大，喷管内的高温部件逐渐被排气系统外调节片和外壁面所遮挡，固体辐射逐渐降低。从图15 所示的排气系统固体辐射角向分布也可以看出这一趋势。

图15 固体辐射角向分布曲线对比Fig.15 The comparison of solid radiation angular distribution curves

排气系统气体辐射强度的角向分布曲线如图16所示。在θ ＞25°的范围内，随着θ的增大，排气系统的辐射强度逐渐增大。这主要是因为在这些探测方位上，喷管内部的高温部件被完全遮挡，燃气尾流的辐射贡献成为排气系统辐射的主要来源；且随着探测角度的增大，可观测到的尾喷流有效投影面积不断增大，造成辐射强度增加。

图16 气体辐射角向分布曲线对比Fig.16 The comparison of gas radiation angular distribution curves

从图14～图16 可以看出，在θ=0°～20°范围内，A 型喷管的辐射强度比O 型喷管的低。这是由于气流经过盖板与中心锥之间的气膜槽缝时形成了气膜冷却，降低了中心锥表面温度，进而降低了固体表面的辐射亮度。在θ ＞20°范围内，由于中心锥被完全遮挡，而且从槽缝中流出的冷气流与主流掺混的强度不大，因此在这些气体辐射占主导地位的方向上辐射强度降低得不明显。B 型喷管的辐射强度在所有探测方向上都要比O 型喷管的低。这是因为B 型喷管中不仅中心锥壁面温度降低了，减弱了固体壁面的辐射，而且冷气流从开孔处流出还加大了与主流高温燃气的掺混，降低了气体的辐射强度。

O 型、A 型和B 型喷管在不同探测方位上固体壁面辐射3D 成像效果如图17～图19 所示。图中色卡所示为积分辐射亮度的归一化相对值。所谓的3D 成像效果，是将二维的红外成像图中各像素点辐射亮度向喷管固体壁面网格投影的结果。3D 成像效果能够更加直观的反映排气系统固体壁面辐射能量的空间分布情况。

图17 不同方向O 型喷管3D 成像效果Fig.17 The three dimensional imaging of O-nozzle in different directions

图18 不同方向A 型喷管3D 成像效果Fig.18 The three dimensional imaging of A-nozzle in different directions

图19 不同方向B 型喷管3D 成像效果Fig.19 The three dimensional imaging of B-nozzle in different directions

3 种类型喷管中心锥部件的无量纲积分辐射强度对比如图20 所示。两种采用中心锥冷却结构排气系统的积分辐射强度降幅曲线如图21 所示。可看出，A 型喷管的辐射强度最大降低了9.10%，B 型喷管的最大降低了16.98%。

图20 中心锥辐射强度对比Fig.20 The comparison of radiation intensity of central

图21 积分辐射强度降幅曲线Fig.21 The integral radiation intensity decline curve

5 结论

(1) 在喷管正后方的观测方向上，收扩喷管的红外辐射贡献主要来自中心锥的高温固体壁面，其次是火焰稳定器，其他部件的贡献很小；随着探测角度的增大，中心锥和和火焰稳定器的辐射开始降低，混合器的辐射开始增强；当探测角度大到其他部件已经不存在投影面积时，红外辐射贡献将全部来自于隔热屏和喷管扩张段。

(2) 在探测角度0°～20°范围内，A 型中心锥和B 型中心锥均可有效抑制中心锥部件的固体辐射；相对于原型喷管，具有A 型中心锥的收扩喷管的辐射强度最大降低了9.10%，具有B 型中心锥的收扩喷管的辐射强度最大降低了16.98%。