一体化红外抑制器遮挡和出口修型对后机身表面温度和红外辐射特性的影响

蒋坤宏，张靖周，单勇，郑禛，杨宗耀

南京航空航天大学 能源与动力学院，南京 210016

随着红外探测和制导技术的发展，飞行器所面临的红外隐身与反隐身对抗日趋激烈[1-3]。对于武装直升机而言，加装红外抑制器是有效降低其主要威胁方向3～5 μm红外辐射强度的技术途径，其技术原理在于利用排气动能引射环境冷气降低排气温度，并利用弯曲混合管遮挡发动机高温部件[4-5]，该项技术起源于20世纪70年代后期，国内外研究人员对其高效引射-掺混机制[6-10]和红外辐射特性[11-15]开展了大量的基础研究，取得了显著的技术进步。

为有效应对未来武装直升机多频谱隐身的迫切需求，从红外的角度需要对抗8～14 μm波段的红外成像探测，因此，发展更为先进的红外抑制策略无疑具有重要的应用背景。基于直升机后机身的一体化集成红外抑制器被公认为代表了未来红外抑制器技术的发展趋势，它将排气系统内置于直升机后机身，不仅实现了高温部件红外辐射的有效遮挡，同时可以利用旋翼下洗气流和引射气流对高温部件和排气尾焰实施有效的冷却[16]，具备全向红外辐射抑制的功能并且有利于实现雷达散射缩减。唐正府等[17-18]针对后机身一体化红外抑制器的气动和红外辐射特性进行了一系列试验和数值研究；任利锋等[19]对内埋式红外抑制器的排气出口形状、下洗气流速度和蒙皮发射率的影响进行了数值研究；潘丞雄等[20-21]对后机身一体化缩比模型的表面温度场和红外辐射特性进行了数值建模和分析，分析了排气温度对机身温度场和红外辐射的影响。

与常规引射式红外抑制器相比，针对一体化红外抑制器的研究还相对缺乏。尤其是，在一体化红外抑制方案中，因为内部的辐射换热而诱导较高的机身表面温度，必须采取有效的方式降低机身表面温度。鉴于此，本文针对一体化红外抑制器开展流动换热和红外辐射特性的数值研究，重点针对内部遮挡和出口修型的影响，以期为其结构优化设计提供应用基础。

1 物理模型

图1为后机身一体化红外抑制器基准模型(记作A0)结构示意图，考虑到安装双发动机的后机身结构具有对称性，选取直升机后机身一侧作为物理模型，在物理模型的几何参数上，选取长、宽、高分别为3 400、1 180、1 740 mm。在后机身蒙皮(编号1)上方布置2个开口(编号6)，以引入旋翼下洗气流进入直升机后机身内部，进口面积分别为0.188 4 m2(对应前进气口)和0.476 5 m2(对应后进气口)。发动机排气由主流进口(编号2)引入，经带中心锥体(编号3)的波瓣喷管(编号5)喷射进入混合管(编号7)，同时利用主流的动量泵吸作用抽吸环境冷空气从次流入口(编号4)进入混合管与高温主流形成掺混，其中，波瓣喷管直径为290 mm，12个波瓣沿周向均匀分布，瓣宽为30 mm，波谷和波峰直径分别为180 mm和350 mm，波瓣径向向内和向外扩张角分别为17°和9.5°；弯曲混合管进口直径d为460 mm。该弯曲混合管总长度为3 185 mm，具有大宽高比出口(编号8)，排气出口长度和宽度分别为2 000 mm和84 mm，将混合气流从狭长排气出口排出，并经机身两侧下方的下洗气流排气口(编号9)与进入直升机后机身内部的旋翼下洗气流一并排出，侧向排气气流角为45°，如图2所示；在后机身中部，设置一个隔层(编号10)将排气系统与后机身底部相隔离。

图1 一体化红外抑制器基准模型A0示意图

图2 后机身内部流动示意图(Al模型)

在机身内部对混合管进行遮挡，以减小混合管与后机身蒙皮之间的辐射传热。遮挡方案有两种：① 在混合管外套加一个与之相匹配的遮挡套，如图3(a)所示，遮挡套与混合管之间的间距为30 mm，记作A1模型；② 在混合管与后机身蒙皮之间加装一个遮挡板，如图3(b)所示，遮挡板为三维曲面造型，与混合管的最小间距为40 mm，记作A2模型。

图3 混合管遮挡方式示意图

以A1模型为基础对后机身出口进行改进。相对于A1模型(见图2)，改进方案有两种：① 将后机身的下侧壁面与隔层相交处进行倒圆处理，以期使得旋翼下洗气流在机身内部的流动及排出流畅，记为B1模型，如图4(a)所示；② 在后机身内侧建立狭缝辅助壁面与后机身壁面形成狭窄流道，以期将部分下洗气流引入狭窄流道内，对后机身的下侧壁面进行冷却，记为C1模型，如图4(b)所示。

图4 后机身出口修型示意图

2 计算过程

一体化红外抑制器后机身内部的流动包含波瓣喷管-弯曲混合管中的引射混合流动、后机身内部旋翼下洗气流流动以及混合流排气喷流等，因此本文采用内外流耦合的方式进行流场和温度场的数值模拟，鉴于主流流量大、速度较高，采用可压缩的雷诺时均Navier-Stokes(RANS)方程进行稳态求解，计算软件为商用软件Fluent-CFD。

红外抑制器主流入口采用质量流量入口，质量流量为6.59 kg/s，温度为860 K；假设主流为完全燃烧的燃气，其中氮气、二氧化碳和水蒸气质量占比分别为0.706、0.209、0.085。引射次流入口给定压力入口，设定边界压力为环境大气压，即101 325 Pa，温度为环境温度300 K。旋翼下洗气流采用自由射流供气方式，为简便计算和考虑对称物理模型，忽略其周向速度分量，仅在后机身上方提供一个垂直速度向下的自由射流，速度为15 m/s，温度为环境温度；引射气流和旋翼下洗气流均为环境大气，氮气和氧气质量分数分别为0.756和0.244。在后机身外部选取一个足够大的外场区域，将外场边界设为压力出口，其边界压力为101 325 Pa。在辐射传热计算中，所有固体壁面发射率均设置为0.8。

采用ICEM-CFD软件划分网格。由于波瓣喷管、弯曲混合管型面及机身等结构较为复杂，且物理模型及外场空间较大，综合考虑计算效率和计算精度，采用结构网格与非结构网格混合的方法。外流域采用结构化网格，一体化红外抑制器部位采用非结构网格，在波瓣喷管、混合管壁面附近采用局部网格加密，经网格独立性试验，最终确定总体网格数约为700万。

参考已有的研究[19-21]，选用SST(Shear Stress Transport)k-ω双方程湍流模型，流动传热与组分输运控制方程中的对流项和扩散项均采用二阶迎风差分格式离散，压力与速度耦合采用SIMPLEC算法，辐射传热计算采用离散坐标辐射模型(DO模型)。流场和温度场计算收敛的准则为各项残差均小于10-5。

在流场和温度场计算的基础上，采用逆向蒙特卡罗法计算红外辐射特性[19-22]。红外辐射特性计算时探测点分布如图5所示，在水平面计算-90°～0°范围内共19个探测点；在铅垂平面计算-90°～90°范围内共25个探测点，探测距离设为250 m，忽略大气传输的影响，因而计算值反映了目标自身的红外辐射特性。

图5 探测点位置分布示意图

3 计算结果及分析

3.1 机身蒙皮温度分布

图6为一体化红外抑制器后机身侧壁面温度T分布云图。对于基准模型A0(见图6(a))，其侧壁面上部较大范围区域内的温度明显高于环境温度，这是由混合管与蒙皮表面之间的辐射传热所引起的。计算结果显示引射混合管表面的峰值温度为654 K，因此，对于未采取遮挡措施的情形，受混合管高温部位热辐射作用，后机身侧壁面对应混合管后段的局部区域最高温度约为350 K，高于环境温度约50 K。同时，在排气出口下方，排气尾焰及混合管排气出口区壁面也对后机身侧壁面形成辐射加热，使得下侧壁面出现条状局部高温区，条状高温区温度约为340～345 K，仍具有较高的壁面温度。

图6 后机身侧壁表面温度分布

对于改进模型A1，在大宽高比弯曲混合管外侧加设一层遮挡套，形成双层壁结构。该遮挡套的存在，有效减弱了高温混合管对后机身上侧壁面的直接辐射加热，使得上侧壁面温度显著降低，如图6(b)所示，最高温由A0模型的350 K降为310 K。但同时，由于遮挡套的存在，使得后机身内空间减小，下洗气流在机身内部的流动受阻，经下洗气流进口进入后机身内的下洗气流有一定幅度的减小(如表1所示)，由A0模型的3.84 kg/s降为2.45 kg/s，降幅达到36%左右。该遮挡套能够起到二级引射的作用，即利用一级引射后的排气动能引射部分环境冷气进入混合管与遮挡套之间的夹层，引射流量约为0.4 kg/s。由于加装遮挡套后，进入机身内的下洗气流不能直接对混合管壁进行降温，因而使得排气尾焰温度和混合管温度略有升高，混合管峰值温度由A0模型的654 K上升为666 K，A1模型后机身侧壁面出口下部条状局部高温区的最大温度为350 K，较A0模型略有增大。

对于改进模型A2，仅在大宽高比弯曲混合管外侧加设辐射遮挡板。辐射遮挡板的存在增大了高温混合管壁面和后机身侧壁面之间的辐射热阻，如图6(c)所示，使得对应于A0模型上侧壁面的高温区域温度大幅降低，其最高温度仅为306 K。由于采用辐射遮挡板对于机身内部的下洗气流流动影响很小，因此，经下洗气流进口进入后机身内的下洗气流流量与基准模型基本一致，约为3.8 kg/s。

对于改进模型B1，它是以A1模型为基础，在后机身的下侧壁面与隔层相交处进行倒圆处理，相应地增加了下洗气流出口面积，因而机身内部的流动损失减小，进入后机身的下洗气流大幅增加，由A1模型的2.45 kg/s增加到4.22 kg/s，增幅为72%，且高于A0模型；同时倒圆开口也改变了混合管出口处的压力分布，使得遮挡套二级引射能力增强，相较于A1模型增大了约20%。相较于A1模型，B1模型上侧壁面高温区面积减小，后机身侧壁面出口下部条状局部高温区的温度峰值为320 K，如图6(d)所示，降幅为8.6%。

表1 环境冷气流进口质量流量

对于改进模型C1，它也是以A1模型为基础，在后机身下侧壁面上开设狭缝开口，将部分下洗气流引入狭窄流道内经狭缝开口流出，对下侧壁面进行冷却。由于狭缝开口也相应增大了下洗气流出口面积，使得进入后机身内的下洗气流由A1模型的2.45 kg/s增加到2.95 kg/s，增幅约为20%；但相较于B1模型，由于狭缝开口结构流动损失较大，因此C1模型的下洗气流流量和二级引射流量均有所减小。注意到，由于C1模型将部分下洗气流(约为0.53 kg/s，占进入后机身内下洗气流质量流量的18%)直接引导至后机身下侧壁面进行冷却，因此，后机身侧面的温度分布得到了有效的改善，如图6(e)所示，其峰值温度由A1模型的350 K降至310 K，仅比环境温度高出10 K左右。

图7给出了A0、A1和A2模型的俯视温度云图，从图中可以看出，由于2个下洗气流进口的存在，从后机身上方探测时能够直接探测到后机身内部的混合管。对于基准模型A0，由于其没有加设任何遮挡措施，其可视混合管峰值温度达到620 K，且在后机身顶部蒙皮存在温度处于340～350 K之间的较大区域，如图7(a)所示。对于模型A1，从后机身上方进气口探测到的是遮挡套表面温度，可视壁面峰值温度仅为410 K，相较A0模型降低了210 K；且由于遮挡套减弱了对后机身顶部蒙皮的辐射传热，使得A1模型顶部蒙皮温度低于310 K。对于A2模型，由于辐射遮挡板仅能遮挡部分混合管，可视峰值温度仍然达到560 K，相较A0模型仅降低了60 K。

图8给出了后机身仰视温度分布图。从后机身底部看，除了混合管排气口附近区域外，底部表面温度均接近于环境温度；同时从混合管排气口和下洗气流出口可以直接观察到后机身内部的高温排气混合管，因此对下方探测的红外辐射特征有很大的影响。

图7 后机身顶侧可视表面温度分布

图8 后机身底部可视表面温度分布

3.2 红外辐射特性空间分布

图9为水平探测面上A0、A1和A2模型在3～5 μm和8～14 μm波段的红外辐射强度I分布。在水平面上的探测点探测到的主要为后机身蒙皮侧向辐射，由于蒙皮温度相对较低，光谱辐射强度峰值向长波方向移动，因此在3～5 μm波段的红外辐射强度远小于8～14 μm波段的红外辐射强度。从图中可以看出，相较于基准模型A0，A1模型和A2模型的红外辐射强度均显著降低，A1模型和A2模型在3～5 μm波段的红外辐射强度峰值分别降低了19%和18.4%，在8～14 μm波段的红外辐射强度峰值分别降低了13.8%和12.4%。参照于后机身侧向表面的温度分布(见图6)，采用混合管全遮挡或部分遮挡的方式可以有效降低后机身侧向表面的温度，相比之下，采用混合管全遮挡方式对于降低水平探测面上的红外辐射效果略优。

图9 水平探测面红外辐射强度分布(A0、A1和A2模型)

图10为铅垂探测面上A0、A1和A2模型在3～5 μm和8～14 μm波段的红外辐射强度分布。对于3～5 μm波段，如图10(a)所示，在铅垂探测面正上方的探测(即90°探测方向)以及正下方的探测(即-90°探测方向)可以触及后机身内部的高温部件，因此，红外辐射强度数值高，就正上方探测而言，由于混合管遮挡导致可视高温部件的壁面温度降低，因此红外辐射的降低效果非常显著，尤其是A1模型，其正上方红外辐射强度相对A0模型可以降低86%，A2模型的降低幅度也可达到47%左右。采用混合管遮挡的方式在铅垂探测面侧下方也有降低红外辐射的作用，这是由于其降低了后机身蒙皮的表面温度。然而，在铅垂探测面下方部分探测方位角内，A1模型3～5 μm波段的红外辐射强度却较基准模型有小幅增加，这是由于混合管遮挡套方式会影响旋翼下洗气流的流动以及对排气尾焰的冷却。对于8～14 μm波段，如图10(b)所示，相较A0模型，A1模型和A2模型在大范围的探测方位角内均可降低红外辐射强度，降幅达10%以上，相比之下，A1的作用效果更好，两者的最大降幅分别为48%和26%，即便在正下方的探测，A1模型对于8～14 μm波段的红外辐射也有一定的降低效果。

图11和图12分别为A1、B1和C1模型在3～5 μm和8～14 μm波段的红外辐射强度分布对比。相对于A1模型，后机身出口修型的主要作用在于缩减混合管出口下方壁面的局部高温区域以及降低其表面温度，由于该高温区域在侧向上所占面积比较小，因而B1和C1模型对于降低后机身3～5 μm和8～14 μm波段红外辐射强度的作用效果并不显著。在水平面上，相较A1模型，C1模型3～5 μm和8～14 μm波段红外辐射强度降幅分别约为0.8 W/Sr和9 W/Sr；在铅垂平面上，C1模型红外辐射强度降幅分别约3.84 W/Sr和8.55 W/Sr。

图10 铅垂探测面红外辐射强度分布(A0、A1和A2模型)

为了进一步阐明内部遮挡和出口修型对红外特征分布的影响，针对主要的红外辐射源(喷流、内部排气部件、后机身蒙皮)分别进行提取分析，图13和图14分别为在3～5 μm和8～14 μm波段的各红外辐射源在铅垂探测面红外辐射强度分布，可以看出，无论是3～5 μm波段还是8～14 μm波段，内部遮挡和出口修型对热喷流红外辐射空间分布的影响均很微弱；对于3～5 μm波段，热喷流和后机身表面的红外辐射贡献基本相当，相对而言，从后机身顶部进气口和底部排气口探测到的内部可视高温部件的红外辐射强度高出一个数量级，因此虽然上述措施可以降低后机身蒙皮的红外辐射，但对于总的红外辐射特征抑制作用较小。对于8～14 μm波段，热喷流的红外辐射贡献几乎可以忽略，此时，后机身蒙皮的红外辐射辐射则成为主要的贡献，因此采用内部遮挡和出口修型的主要作用体现在降低后机身蒙皮表面温度和抑制8～14 μm波段红外辐射强度(除正对排气口的探测视角)。

图11 水平探测面红外辐射强度分布(A1、B1和C1模型)

图12 铅垂探测面红外辐射强度分布(A1、B1和C1模型)

图13 铅垂探测面3～5 μm波段各红外辐射源的辐射强度分布

图14 铅垂探测面8～14 μm波段各红外辐射源的辐射强度分布

4 结 论

本文通过数值模拟，针对与后机身融合的一体化红外抑制器模型，研究了内部遮挡和出口修型对后机身表面温度场和红外辐射特性的影响，主要结论如下：

1) 对于基准模型A0，后机身侧壁面对应混合管后段的局部区域最高温度高于环境温度约50 K，同时在排气出口下方壁面也出现340～345 K的条状局部高温区；在铅垂探测面正上方和正下方均呈现较高的红外辐射强度。

2) 在混合管外部采用遮挡套或遮挡板可有效降低后机身侧壁面对应混合管后段的局部区域最高温度，两种方式均可有效降低水平探测面以及铅垂面上方的3～5 μm波段和8～14 μm波段红外辐射强度峰值；然而，加装遮挡套方式会影响旋翼下洗气流的导入，其3～5 μm波段的红外辐射强度在铅垂面下方部分方位角内较基准模型有小幅的增加。

3) 对后机身排气口进行倒圆和狭窄流道修型，虽然对降低后机身3～5 μm和8～14 μm波段红外辐射强度的作用效果并不显著，但可以有效消除混合管排气出口下方壁面的高温区，其中采用狭窄流道引气冷却方式可以使得后机身侧壁仅高于环境温度10 K左右。