冷却结构塞式喷管红外特性抑制试验技术研究

陈 俊，吉洪湖，刘常春

(1.中国航发商用航空发动机有限责任公司，上海201108；2.南京航空航天大学能源与动力工程学院，南京210016)

1 引言

随着红外制导技术的发展，红外制导导弹对飞机的威胁日益凸显，抑制飞机的红外辐射特征能够提高其战场生存率[1-2]。飞机的红外特征主要由飞机蒙皮的辐射(8～14 μm波段)和发动机排气系统的辐射(3～5 μm波段)组成，且以排气系统的辐射为主。因此，降低排气系统的辐射特征是提升飞机红外隐身性能的一个重要途径[3-4]。为抑制排气系统的红外辐射特征，国内外发展了多种抑制技术，主要有遮挡技术、冷却技术、强迫掺混技术等，但这些技术存在抑制效果有限、性能损失与结构质量较大等问题。

塞式喷管特别是二元塞式喷管作为一种较特殊的喷管类型，在气动性能和红外隐身方面具有独特的应用。如美国海军的XFV-12垂直/短距起飞战斗机上所安装的F401发动机就采用了轴对称塞式喷管，F15战斗机研制过程中也验证了双喉道二元塞式喷管能够显著降低排气系统红外辐射特征(相比于轴对称喷管降低约90%)。国内外研究人员对其开展了大量的研究工作。国外，Kawecki等[5]对塞锥可移动的二元塞式喷管的气动稳定性进行了模型试验研究。Miyamoto等[6-7]通过数值模拟方法研究了侧壁对二元塞式喷管气动性能的影响，以及真实工况下喷管的流动特性，结果表明二元塞式喷管在跨声速条件下的推力损失较大，但通过结构优化能有效提升喷管的推力水平。Verma等[8]试验研究了塞式喷管底部压力、侧壁以及外部流场对喷管性能的影响规律。Cler等[9]采用试验的方法研究了二元塞式矢量/反推喷管的气动性能。国内，李军伟等[10]数值模拟了塞式喷管的再生冷却换热。王长辉等[11]计算了不同外流条件下塞式喷管的气动性能。郑孟伟等[12]对塞式喷管的流场进行了数值模拟并探讨了塞式喷管的设计参数。陈俊等[13]数值研究了二元塞式喷管的红外辐射特征及塞锥壁面降温对喷管红外辐射特征的影响规律。张靖周[14]等采用数值计算的方法对比分析了塞锥后体气膜孔几何形状和排布方式对轴对称塞式喷管红外辐射和气动性能的影响。王旭等[15]计算研究了矢量偏转角和塞锥长度对轴对称塞式矢量喷管红外辐射特性。周兵等[16]试验研究了二元塞式喷管塞锥壁面多斜孔气膜冷却对喷管红外特征的影响。不过，国内外研究大部分集中在塞式喷管的气动性能及红外辐射特性计算方面，对塞式喷管红外辐射特性的试验研究较少。

本文利用涡扇发动机排气系统红外辐射特征模拟试验台，对二元塞式喷管红外辐射特性及塞锥冷却的红外抑制效果进行了试验研究，并与轴对称收扩喷管的试验结果进行了对比分析。

2 试验系统

2.1 试验台

涡扇发动机排气系统红外辐射特征模拟试验台如图1所示，主要由内涵气流系统、外涵气流系统和试验段三部分组成。内涵气流系统主要包括内涵气流风机、燃烧室、点火和供油控制台等；外涵气流系统由外涵气流风机、导气软管(4根)、外涵气流混合收敛段等组成；试验段主要有中心锥、支板和试验喷管。内、外涵气流风机均可提供1.0 kg/s以上流量，且流量大小可调。燃烧室为单管燃烧室，其出口气流温度通过供油控制台调节燃油流量控制，可达800～900 K。

图1 试验台示意图Fig.1 The diagram of test facility

2.2 试验模型

2.2.1 轴对称收扩喷管

为评价二元塞式喷管的红外抑制效果，以轴对称收扩喷管为基准喷管，通过试验对比分析二元塞式喷管的红外辐射特性。轴对称收扩喷管的几何结构见图2，主要由支板、中心锥、内外涵分界面、火焰稳定器、加力燃烧室壁面和喷管壁面等组成，图3为模型实物照片。与真实发动机有所区别的是，本试验未模拟涡轮结构，试验测量的内涵进口截面的辐射为单管燃烧室出口的高温燃气辐射。

图2 轴对称收扩喷管试验模型Fig.2 The geometry model of axisymmetric C-D nozzle

图3 轴对称收扩喷管试验台模型照片Fig.3 The photo of axisymmetric C-D nozzle model

2.2.2 二元塞式喷管

二元塞式喷管试验模型如图4所示，主要由支板、中心锥、内外涵分界面、火焰稳定器、加力燃烧室壁面、喷管壁面以及塞锥等组成。除喷管壁面与塞锥外，其他部件结构与基准喷管的通用。二元塞式喷管的喉道和出口面积分别与基准喷管的相同。塞锥高度约为内外涵分界面直径的60%，可在喷管尾向有效遮挡中心锥、内涵(燃烧室燃气辐射)、火焰稳定器等部件的辐射，图5为模型实物照片。

图4 二元塞式喷管试验模型Fig.4 The experimental model of 2D plug nozzle

图5 二元塞式喷管试验照片Fig.5 The photo of 2D plug nozzle

图6给出了二元塞式喷管塞锥的冷却结构，冷却气分别从塞锥上壁面和下壁面的狭缝中流过，狭缝通道高5 mm，以对流换热方式对塞锥壁面进行冷却。为强化对流换热效果，在塞锥上、下壁的冷却通道中各安装73个高度3 mm的菱形扰流柱。

图6 二元塞式喷管塞锥冷却结构Fig.6 The cooling structure of 2D plug nozzle

3 试验方法

3.1 温度测量

投影面积和壁面温度是影响二元塞式喷管辐射强度的重要因素。为此，在壁面温度较高且存在投影面积的区域，主要集中在中心锥、内外涵分界面、支板、加力燃烧室壁面、喷管壁面和塞锥后部，共计布置了42个热电偶测点，如图7所示。此外，由于火焰稳定器壁面较薄，测点布置和走线难度较大，且经过计算分析在各个探测角度火焰稳定器辐射贡献均不超过12%，因此未布置温度测点。

图7 热电偶布置位置示意图Fig.7 The thermocouple location on the plug

3.2 流量和压力测量

试验中，内、外涵气流分别由两台高压离心风机提供，风机转速用电源变频器控制，通过改变风机转速调节流量。二元塞式喷管冷却试验中，采用SLU-M1140型压电/电容式涡街流量计测量冷却气流量，并利用SR-LK801型智能流量积算控制仪进行温度和压力补偿。在喷管内、外涵进口截面上沿周向每隔120°布置一组总压管(每组总压管内、外涵各3根)，每组总压管分别测量3个不同径向位置上的内、外涵进口总压，共计18个总压测点。

3.3 红外辐射特性测量

采用红外光谱辐射计对3～5 μm波段的中红外辐射信号进行测量。为减少外界环境对红外辐射测量的影响，试验一般选择在天气晴朗、无风的晚上进行。测量前分别使用一个低温黑体炉(50°C)和一个高温黑体炉(300°C)对光谱辐射计进行标定，具体标定方法参见文献[17]。

为得到二元塞式喷管红外辐射特性的空间分布规律，分别对喷管窄边探测面和宽边探测面的辐射进行了测量。如图8所示，探测点的探测角α定义为探测器与发动机喷管出口的连线与发动机轴线的夹角；每个探测平面内布置10个探测点，分别是α=0°、5°、10°、15°、20°、30°、45°、60°、75°、90°，且测点到喷管出口中心的距离为34.5 m。

图8 探测点的设置Fig.8 The setting of probe points

3.4 试验工况

试验主要工况参数如表1所示，内涵进口流量1.0 kg/s、温度 830 K，外涵进口流量 0.3 kg/s、温度330 K。环境压力101 325 Pa，温度287 K。冷却气由空气压缩机提供，温度约为25°C，流量分别为0.018 4 kg/s(2.8%喷管总流量(大冷却))和0.006 7 kg/s(1.0%喷管总流量(小冷却))。

表1 试验工况Table 1 The test conditions

4 试验结果与分析

4.1 温度

图9给出了不同冷却工况下二元塞式喷管各测点的温度。由图可看出：无冷却工况，中心锥温度最高，范围为763～790 K；由于外涵低温气流的冲刷，支板处于外涵部分的温度比其处于内涵部分的温度低270 K；加力燃烧室壁面及喷管壁面温度沿气流方向不断升高；塞锥温度沿气流方向不断降低，且塞锥中部温度高于两侧。相比于无冷却工况，小冷却工况下中心锥、支板及内外涵分界面等的测点温度基本不变，加力燃烧室壁面、喷管壁面的测点温度则分别降低了约30 K和50 K，这主要是塞锥冷却后辐射到加力燃烧室壁面、喷管壁面的能量减少。塞锥各测点温度分布趋势与无冷却工况时的相同，但平均温度降低了约100 K。大冷却工况时，相比于无冷却和小冷却工况，中心锥、支板及内外涵分界面等温度变化不大，加力燃烧室壁面和喷管壁面温度更低(略低于小冷却工况)，塞锥壁温分布趋势相同(平均温度比无冷却工况降低了约180 K)。

图9 不同冷却工况下各测点的温度Fig.9 The temperature values of each probe point under different cooling conditions

4.2 光谱辐射强度

图10、图11分别给出了不同工况下窄边探测面和宽边探测面内不同探测角度上二元塞式喷管红外光谱辐射强度测量结果，并与基准喷管进行了对比。可见，基准喷管和二元塞式喷管在无冷却、小冷却、大冷却工况下的光谱辐射强度Iλ随波长λ的变化规律类似，喷管的红外光谱辐射由3.00～4.15 μm和4.60～5.00 μm波段的固体辐射，以及4.15～4.60 μm波段的燃气辐射两部分组成。第一部分，由于H2O的吸收-发射性作用，3.00～3.40 μm和4.70～5.00 μm波段光谱分布产生了一些波动。第二部分的燃气辐射主要由CO2的吸收-发射性作用产生。α=75°之前均存在较大的固体辐射，但随着探测角度的增加，固体辐射先增加后减小，燃气辐射逐渐增加。α=90°时，随着探测角度的增加，CO2的吸收发射带的宽度逐渐变窄，这主要是因为喷管腔体内的温度高于出口外的温度，随着探测角度的增大可探测的高温气体份额逐渐减少所致。

由图10和图11给出的各探测角度上光谱辐射强度测量结果可以看出：对于二元塞式喷管，随着冷气流量的增加喷管的固体辐射强度不断降低。在窄边探测面内，无冷却工况的辐射在大部分探测角范围均高于基准喷管，主要是由于在这些探测角度上，相比于基准喷管，塞锥在未冷却的情况下增加了整个喷管的高温壁面投影面积，从而显著增加了喷管3.00～4.15 μm和4.60～5.00 μm波段的固体辐射。与无冷却工况类似，小冷却工况的辐射在大部分探测角度(除了α=20°)上小于基准喷管。而大冷却工况，由于塞锥冷却后辐射能量大幅降低，同时塞锥遮挡了喷管腔体内其他高温部件，因此在α=0°∼90°范围内其辐射均小于基准喷管。在宽边探测面内，无冷却工况的辐射在α＞10°范围内均大于基准喷管；小冷却工况和大冷却工况的辐射分别在α=20°∼45°和α=20°∼30°范围内高于基准喷管，而在其他探测角度上冷却工况的辐射均低于基准喷管。

图10 不同工况窄边探测面红外光谱辐射强度对比Fig.10 The comparison of infrared radiation spectra intensity with different cooling airflow in narrow detecting planes

4.3 积分辐射强度分布

图12给出了窄边探测面和宽边探测面内二元塞式喷管无冷却、小冷却和大冷却工况下的红外积分辐射强度分布，并与基准喷管进行了对比。由图可见：冷却工况和无冷却工况下，二元塞式喷管红外积分辐射的空间分布趋势基本相同，随着冷气流量的增加喷管的红外积分辐射强度不断降低。在α=0°方向上，相比基准喷管，二元塞式喷管无冷却工况的辐射强度降低了12.1%，小冷却工况的辐射强度降低了40.8%，大冷却工况的辐射强度降低了51.2%。这主要是由于塞锥遮挡了中心锥、内涵、火焰稳定器等高温部件，且通过冷却降温后塞锥本身辐射也显著降低。随着探测角度的增加，气体辐射对喷管总辐射的贡献逐渐增加，塞锥冷却对喷管红外辐射的抑制效果逐渐减弱。窄边探测面内，除了在α=15°～22°小范围外小冷却工况的辐射强度均低于基准喷管，大冷却工况的辐射在α=0°～90°范围内均明显比基准喷管的小。宽边探测面内，相比于基准喷管，小冷却工况在 0°≤α＜20°和 40°＜α≤90°方向上均具有红外抑制效果，大冷却工况的辐射在α=0°～90°范围内均明显较小。

图11 不同工况宽边探测面红外光谱辐射强度Fig.11 The infrared radiation spectra intensity in wide detecting planes under different operation conditions

5 结论

通过对二元塞式喷管有、无冷却结构红外抑制特性的试验研究，得出如下主要结论：

(1) 不采取冷却措施，相比于基准喷管，在探测角小于10°范围，二元塞式喷管具有红外抑制效果，且探测角0°方向上辐射强度降低了12.1%。

图12 各工况红外积分辐射强度Fig.12 The infrared radiation integral intensity under different operation conditions

(2) 冷气流量为1.0%总流量时，相比于无冷却工况塞锥温度降低了约100 K，窄边探测面内大部分探测角范围(0°≤α≤15°和 22°＜α≤90°)，二元塞式喷管的红外抑制作用明显，宽边探测面0°≤α＜20°和 40°＜α≤90°探测范围均具有红外抑制效果。在α=0°方向上，相比于基准喷管，辐射强度降低了40.8%。

(3) 冷气流量为2.8%总流量时，相比于无冷却工况塞锥温度降低了约180 K，所有探测角度上二元塞式喷管的红外抑制效果显著。在探测角0°方向上，相比于基准喷管，辐射强度降低了51.2%。