波瓣喷管红外抑制器红外辐射特性的数值研究

杨智惠，韩玉阁，任登凤



波瓣喷管红外抑制器红外辐射特性的数值研究

杨智惠，韩玉阁，任登凤

（南京理工大学 能源与动力工程学院，江苏 南京 210094）

对具有不同尾缘形状的两种波瓣喷管红外抑制器的红外辐射特性进行数值研究。在流场计算结果的基础上，计算了不同探测方位角下，两种红外抑制器在3～5mm波段的红外辐射亮度和点源探测功率，对两种红外抑制器的红外隐身性能进行评估。研究结果表明，交变波瓣喷管的引射掺混性能较普通波瓣喷管好，明显降低了混合管壁面和尾焰气体的温度；在相同探测条件下，交变波瓣喷管红外抑制器在3～5mm波段的红外抑制效果优于普通波瓣喷管红外抑制器，前者比于后者，最大可分别降低固体壁面和尾焰气体探测功率15.7%和13.3%，整体探测功率降低14.5%，有利于红外隐身性能的提高。结果还显示，固体壁面辐射约占红外抑制器整体辐射的80%。因此，对红外抑制器进行优化时，应能有效降低固体壁面辐射。

波瓣喷管；红外抑制器；红外辐射特性；尾焰辐射；红外辐射亮度；探测功率

0 引言

随着红外探测技术的飞速发展，武装直升机的生存安全受到严重威胁。红外抑制器是提高直升红外隐身性能的有效方法，其中主喷管为波瓣喷管的红外抑制器应用更为广泛，波瓣喷管对红外抑制器的性能存在较大的影响[1-3]。

国内外对波瓣喷管进行了一系列数值和实验研究，主要研究波谷深度相同的普通波瓣喷管的结构参数对引射掺混性能和红外辐射特性的影响[4-9]。对于波谷深浅交替排列的交变波瓣喷管的研究较少，且主要针对该喷管掺混机理进行分析[10]，对其红外辐射特性影响分析的报道较少。

采用数值模拟方法，计算了尾缘形状为波谷深浅交替排列的交变波瓣喷管和尾缘形状为波谷均相同的普通波瓣喷管的两种红外抑制器的流场参数，比较其引射掺混性能，并在此基础上，编写红外辐射计算程序，计算不同探测方位角下红外抑制器的红外辐射亮度分布和点源探测功率，评估两者在3～5mm波段的红外辐射特性，比较分析不同波瓣喷管红外抑制器的抑制性能。

1 物理模型

两种波瓣喷管分别与文献[10]提及的平端面交变波瓣喷管和基准波瓣喷管几何形状相似，如图1的(a)、(b)所示，(a)为交变喷管，深浅波谷交替排列，(b)为普通的波瓣喷管，波谷均相同。文中分别称为nozzle1和nozzle2。喷管直径为200mm，波峰处直径为275mm，nozzle1深、浅波谷处直径分别为75mm和146.85mm，nozzle2波谷处直径为120mm，喷管出口面积近似相等，约0.0316m2，其余参数如图1所示。波瓣喷管出口与混合管入口平齐，混合管直径为350mm，长525mm。整体计算模型如图1(c)所示，外流域相对于红外抑制器足够大，为了保证计算精度，同时减少网格数，在靠近红外抑制器的流场变化较为剧烈的地方建立了网格加密区，对网格进行加密。

2 数值计算方法

利用Fluent软件计算出两种波瓣喷管红外抑制器模型的壁面温度及尾焰流场参数，包括温度、压力以及二氧化碳和水蒸气等气体的摩尔质量分数。在这些数据的基础上，利用编写的基于逆向蒙特卡洛法的固体壁面辐射及尾焰气体辐射的计算程序，计算评估两种波瓣红外抑制器在3～5mm波段的红外辐射特性。

获得流场的压力分布、温度分布以及二氧化碳、水蒸气等组分浓度分布是评估目标红外辐射特性的前提。因此，在流场计算中，采用Realizable k-e湍流模型，更好地模拟波瓣喷管引射产生的二次流等；采用离散坐标辐射DO模型，计算尾焰与固体壁面，以及壁面之间的热辐射换热；组分输运模型用于计算流场组分浓度分布，波瓣喷管入口尾焰质量流量设为0.915kg/s，温度为870K，并假设为航空煤油完全燃烧气体，根据化学反应方程式，氮气、二氧化碳和水蒸气的质量分数分别为0.706、0.209和0.085。假设波瓣喷管红外抑制器引射的冷空气中，氧气质量分数为0.244，氮气为0.756，温度为287K。波瓣喷管的引射使冷空气从外流域压力边界流入，进入混合管与热排气掺混，降低排气温度。计算采用压力与速度耦合Coupled算法，库朗数为200，二阶迎风格式离散动量和能量方程。

为了衡量两种波瓣喷管的红外抑制效果，在Fluent计算得到温度场、压力场及组分场结果的基础上，建立红外辐射计算模型，计算两种红外抑制器在3～5mm波段的红外辐射特性，包括不同方位角的红外辐射亮度分布和点源探测功率。红外辐射亮度分布图可以显示具体位置的红外特征，点源探测功率是在一定条件下，将目标视作点源，而不是扩展源时，探测器接收到的目标能量，可以衡量目标被探测器发现的概率。通常来说，当观测距离大于目标本身尺度的30倍时，就可以把目标辐射源视作点源[11]。因此，假设探测距离为1000m，混合管固体壁面和（或）尾焰，对于探测器可近似为点源，计算不同方位角的点源探测功率。且计算时，不考虑大气传输过程的衰减，仅考虑尾焰的影响。红外辐射特性计算时的探测点分布如图2所示，探测平面为坐标平面，探测方位角范围0°～90°，其中0°正对目标侧面，90°正对尾焰口，探测中心点为（0.525,0,0），即混合管出口的中心点，探测器面积为0.001m2。

图2 探测点分布示意图

3 计算结果与分析

3.1 引射掺混计算结果与分析

nozzle1和nozzle2引射掺混计算得到压力场、温度场和二氧化碳、水蒸气等尾焰气体组分场，图3(a)为网格加密区对称截面上的压力云图，(b)为网格加密区对称截面以及混合管内不同横截面上的温度云图。其中，左图为nozzle1的结果，右图为nozzle2的结果，(c)为轴线上的温度曲线，即最高温度曲线，横坐标/中为距离波瓣喷管出口距离，为波瓣喷管直径。表1为nozzle1与nozzle2的引射掺混结果对比数据，其中，引射流量比和混合管出口热混合效率tr的计算公式如式(1)、(2)所示[10]：

＝s/p(1)

式中：p为主流质量流量，即喷管入口质量流量；s为次流质量流量，即引射进入混合管的冷空气质量流量；s为掺混前冷空气温度；m掺混流体温度；M为主、次流完全掺混后的温度，见式(3)[10]：

结合图3(a)和表1可知，nozzle1深波谷的存在使得混合管轴心处的负压比nozzle2的负压低，引射流量比大，引射更多的冷空气，并深入热排气中心掺混，降低热排气的温度，在混合管出口截面的最高温度比nozzle2低62.63K。图3(b)的温度云图体现了混合管内热排气与冷空气的掺混过程，nozzle1和nozzle2掺混冷、热气流的效果不同。其中，nozzle1的深波谷使得引射的冷气流可以深入到混合管轴心附近，减小轴心的高温区域，而浅波谷的冷空气在较靠近混合管壁面处与热气流掺混，虽然掺混平缓，但能降低壁面温度，最终比nozzle2混合管壁面平均温度降低20.73K，深浅波谷共同使得混合管截面温度分布更均匀，热混合效率更高。相反，nozzle2的波谷深度较nozzle1的深波谷浅，较浅波谷深，相比nozzle1，其混合管壁面温度较高，轴心的高温范围也较大，混合管各截面的温度分布均匀性不如nozzle1，轴心最高温度以及靠近混合管壁面的温度均高于nozzle1。观察图3(c)发现，当/小于11，即距离喷管小于2.2m时，nozzle1轴线温度比nozzle2低，且相差大，当/大于11后，二者差距小。两种喷管对于尾焰气体组分分布的影响与温度相似。

图3 流场计算结果云图

表1 nozzle1和 nozzle2的引射掺混结果

两种喷管掺混的不同，是由于具有不同喷管尾缘形状，产生影响掺混效果的流向涡的形态大不相同，如图4所示，分别为nozzle1和nozzle2在截面/＝0.5处的流向涡分布图。从图中看出，流向涡的形态与波瓣喷管出口尾缘形状相似，nozzle1的流向涡存在长短不同的两种，其中较狭长的流向涡使得引射的冷气流可以更加深入轴心，降低温度，较短的流向涡促进靠近混合管壁面的掺混，不同形态的流向涡使掺混较nozzle2均匀，降低混合管壁面温度及尾焰轴心温度。

图4 X/D＝0.5时的流向涡分布图

3.2 红外辐射特性计算结果与分析

3.2.1 红外辐射亮度分布结果与分析

当探测方位角为0°时，nozzle1、nozzle2的目标红外辐射亮度分布分别如图5(a)、(b)所示。对比(a)和(b)，根据图像灰度可以看出，nozzle2的混合管壁面及距离混合管出口较近的一段尾焰的红外辐射亮度较nozzle1的大，而远处的尾焰差别不明显，这与流场结果分布一致，nozzle1混合管壁面温度和较近的尾焰轴心温度以及组分浓度均低于nozzle2，距离较远时，相差不大。为了更直观地进行对比，按照图(c)示意的取点方法，取(a)和(b)上相应位置的辐射亮度值，作亮度随位置变化的曲线，如图5(d)所示。从红外辐射亮度曲线可以看出，在第3个取点处，nozzle1的固体壁面红外辐射亮度仅为nozzle2的56.56%，第13个取点处，nozzle1的尾焰气体红外辐射亮度约为nozzle2的61.38%，而在第30个取点之后，曲线几乎重合，两者的差别很小，这是因为离开混合管一定距离之后的尾焰组分和温度分布相近，红外辐射亮度值相差小。但无论是nozzle1还是nozzle2，混合管固体壁面的红外特征明显高于气体的红外特征，固体红外辐射为主要辐射。当探测方位角为45°时，结果如图6所示，同样能比较得到，nozzle1混合管固体壁面以及一段距离的尾焰红外辐射亮度均低于nozzle2。当探测方位角为90°时，两者红外辐射亮度分布图相近，亮度曲线几乎重合，如图7所示。

图5 方位角为0°时的红外辐射亮度分布图及曲线

Fig.5 Distribution of infrared radiation intensity(azimuth＝0°)

图6 方位角为45°时的红外辐射亮度分布图及曲线

Fig.6 Distribution of infrared radiation intensity(azimuth＝45°)

图7 方位角为90°时的红外辐射亮度分布图及曲线

Fig.7 Distribution of infrared radiation intensity(azimuth＝90°)

综上所述，nozzle1能更好地抑制固体壁面和尾焰的红外特征，特别是通过降低混合管壁面温度而大大减少固体红外辐射。

3.2.2 点源探测功率结果与分析

尾焰中二氧化碳和水蒸气等组分的存在，使得尾焰的辐射和吸收具有一定的选择性和容积性。图8(a)和(b)分别为文献[12]提供的高温排气中二氧化碳和水蒸气在标准大气压下，3～5mm波段的光谱吸收系数曲线，可见两种气体具有很强的光谱选择性。而图8(c)为nozzle1在探测方位角为0°时，尾焰的光谱点源探测功率曲线，对比可见，尾焰的点源探测功率也体现了光谱选择性。

nozzle1和nozzle2在不同探测方位角下，3～5mm波段的点源探测功率分布如图8(d)所示，包括固体壁面探测功率，尾焰气体探测功率以及目标整体探测功率。结果显示，在整体探测功率中，固体壁面所占份额远大于气体，计算知nozzle1、nozzle2的固体壁面探测功率最大份额分别为87.6%和86.6%，最小为74.0%和74.5%；在不同探测方位角下，无论是固体壁面探测功率，还是尾焰气体探测功率，或者目标整体探测功率，nozzle1均小于nozzle2。对比固体壁面探测功率时，nozzle1最大可降低nozzle2的15.7%，对比气体探测功率时，nozzle1最大可降低nozzle2的13.3%，对于整体探测功率，nozzle1比nozzle2最大降低了14.5%，固体壁面探测功率的减小值占其中的76.9%，尾焰占23.1%。这一方面说明nozzle1比nozzle2的红外抑制效果好，既可以降低固体壁面红外辐射，又可以降低尾焰气体红外辐射，另一方面说明固体壁面辐射占整体辐射的主导地位，nozzle1主要通过降低混合管壁面的红外辐射达到降低整体红外辐射的效果。

观察图8(d)不同方位角下的点源探测功率分布形状可知，当探测中心为（0.525,0,0），探测距离为1000m时，随着探测方位角的增大，固体壁面的探测功率先减小后增大，0°最大，60°最小；尾焰气体的探测功率先增大，后减小，15°最大，90°最小；目标整体的探测功率同样是先减小后增大，0°最大，而75°最小，90°时的整体功率值小于固体壁面的探测功率。固体壁面探测功率值取决于固体壁面相对于探测器的可见面积和壁面温度分布情况，方位角为0°时，可见面积最大，壁面温度也相对较高，固体探测功率最大，随着方位角的增大，可见面积减少，固体探测功率逐渐减少，60°达到最小，当方位角继续增大时，由于探测器方向与喷管口渐渐相对，温度最高的喷管入口可见面积增大，固体探测功率又随之增大，直至90°。气体尾焰探测功率一方面受尾焰中的温度及组分分布的影响，另一方面受气体辐射到达探测器过程中经过的气体行程长度影响，综合影响下，15°时的尾焰气体辐射最大。目标整体的探测功率不是固体壁面探测功率和气体探测功率的简单相加，而是二者相互影响的结果，且固体壁面的影响较大。当方位角为0°时，探测器正对目标的侧面，固体辐射探测功率为最大值，且尾焰气体对固体壁面的红外辐射不存在吸收衰减作用，所以目标的整体探测功率为固体和气体探测功率的和，为最大值。整体探测功率在75°时最小，而不是60°的原因是75°相对60°的固体壁面探测功率的增加小于气体的吸收而导致的功率的减少。探测方位角为90°时，由于尾焰气体对固体辐射的吸收大于气体本身辐射，使得整体探测总功率小于固体探测功率。

图8 点源探测功率结果图

4 结论

1）具有深、浅波谷的交变波瓣喷管红外抑制器，引射流量比和热混合效率均高于普通的波瓣喷管，有效降低了混合管壁面和尾焰气体的平均温度；

2）交变波瓣喷管在3～5mm波段的红外抑制效果优于普通波瓣喷管，可同时降低固体壁面和尾焰气体的红外辐射特征，最大降低固体探测功率15.7%，降低气体探测功率13.3%，整体探测功率则降低14.5%，大大降低了被红外探测器发现的概率；

3）在红外抑制器整体辐射中，固体壁面辐射约占80%。因此，红外抑制器的优化应该有效降低固体壁面的辐射，即降低壁面的温度；

4）当探测方位角为75º时，在固体壁面辐射和尾焰气体辐射的相互影响下，红外抑制器整体点源探测功率最小。

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Numerical Research on the Infrared Radiation Characteristics of the Lobed Nozzle Infrared Suppressor

YANG Zhihui，HAN Yuge，REN Dengfeng

(，，210094，)

A research on the infrared radiation characteristics of two kinds of lobed nozzle infrared suppressors with different trailing edges was performed using numerical methods. Based on the calculation results of flow field, the infrared radiation intensity and the point source detection power in 3-5mm band were calculated under different detecting azimuths, with the infrared stealth performance being evaluated at the same time. The results show that the pumping and mixing performance of the alternating lobed nozzle is better than the ordinary one, which obviously decreases the temperature of both the mixing duct and the plume. When compared the effects of the infrared radiation suppressing in 3-5mm band under the same detection conditions, the alternating lobed nozzle is superior to the ordinary lobed nozzle. The former decreased the detection power of solid wall, plume and overall by 15.7%, 13.3% and 14.5% respectively compared to the latter in the best situation, and it is conducive to the improvement of infrared stealth performance. The results also show that radiation of the solid wall accounts for almost 80% of the overall radiation. Therefore, it should be able to effectively reduce the solid wall radiation when optimizing the infrared suppressors.

lobed nozzle，infrared suppressor，infrared radiation characteristics，plume radiation，infrared radiation intensity，detection power

TN21

A

1001-8891(2017)07-0615-06

2016-09-04；

2016-12-21.

杨智惠（1991-），女，硕士研究生，主要从事目标红外辐射特性方面的研究。

任登凤（1978-），女，江苏泰州人，副教授，主要研究方向：目标红外辐射特性的模拟与仿真。E-mail：rendengfeng@njust.edu.cn。