某型裝甲車輛紅外輻射信號的建模與仿真

駱清國， 趙 耀， 俞長賀， 魯 俊

(1. 陸軍裝甲兵學院車輛工程系， 北京 100072； 2. 陸軍裝甲兵學院教練勤務(wù)營， 北京 100072)

近年來，紅外制導反坦克武器已成為現(xiàn)代戰(zhàn)場上對裝甲車輛最具威脅的武器裝備，該武器用于被動偵察，具有隱蔽性強、制導精度高等優(yōu)點[1]。據(jù)不完全統(tǒng)計，在敘利亞戰(zhàn)場上，敘政府軍被美軍制紅外制導反坦克導彈擊毀的坦克裝甲裝備占總損失的90%以上。針對裝甲車輛的紅外輻射特征，國內(nèi)外研究者進行了大量相關(guān)工作。如：韓玉閣等[2-3]針對不同戰(zhàn)場環(huán)境建立了裝甲車輛在8～14 μm波帶內(nèi)紅外輻射計算模型，編制了相應(yīng)的仿真軟件，并對模型進行了試驗驗證，最后分析了影響裝甲車輛紅外輻射特征的因素；武鳳臣[4]針對兩棲裝甲車輛動力艙和排氣管紅外輻射特征過大的特點，提出了抑制技術(shù)措施，分析了各設(shè)計尺寸對散熱性能的影響，并在此基礎(chǔ)上進行了試驗驗證；湯雨等[5]綜合考慮3種傳熱過程，利用有限元法建立了裝甲車輛溫度場模型，對裝甲車輛的紅外輻射特征進行了仿真，并對模擬精度進行了試驗驗證；成志鐸[6]建立了全尺寸的裝甲車輛模型，提出了一種快速計算紅外輻射特征的方法，編制了通用紅外輻射特征計算模塊，最后得到了動態(tài)的裝甲車輛紅外仿真圖像。然而，上述方法在研究整車的紅外輻射特征時，多采用基于經(jīng)驗公式的方法，所建立的數(shù)值模型較為簡單，未充分考慮裝甲車輛特有的紅外輻射特點，以及高溫排煙熱氣對排煙管紅外輻射的吸收作用，使得模擬結(jié)果與實際情況相差較大。

鑒于此，筆者首先采用CFX軟件得到排煙熱氣的溫度場、壓力場分布，提出了基于視向光線法的高溫排煙熱氣紅外數(shù)值計算模型；然后，分別考慮排煙熱氣對排煙管紅外輻射的吸收以及煙氣各區(qū)域的相互作用、自身輻射和對環(huán)境輻射的反射，提出裝甲車輛排煙裝置總體紅外輻射數(shù)值計算模型和裝甲車輛外表面裝甲的紅外數(shù)值計算模型；最后，對模型的可靠性進行了試驗驗證。在此基礎(chǔ)上，對裝甲車輛0°～360°上各主要輻射波段的紅外輻射強度進行研究，探索了其變化規(guī)律，以期為研究裝甲車輛紅外輻射特性對反坦克導彈開發(fā)、現(xiàn)役裝甲裝備的紅外抑制改造等提供一定的參考。

1 排煙裝置總體紅外輻射計算模型

裝甲車輛排煙裝置的紅外輻射特征是反坦克導彈重點追蹤的目標，也是整個裝甲車輛紅外輻射研究的難點。裝甲車輛排煙裝置總體紅外輻射主要包括排煙熱氣輻射和排煙管輻射2部分，其中：排煙熱氣是由發(fā)動機排放出的高溫熱氣流，排煙管則通?？梢钥醋鲀?nèi)部布滿熱煙氣的熱空腔[7]。

1.1 高溫排煙熱氣

高溫排煙熱氣的輻射光譜主要取決于排煙的成分與溫度，其中排煙的主要輻射成分為CO2和H2O。對于確定型號的發(fā)動機，在給定工況下，利用GT軟件模擬出發(fā)動機的廢氣渦輪處溫度Tw，然后將高溫煙氣在排煙管內(nèi)的流動看作絕熱過程，利用絕熱過程方程式計算出排煙口的溫度

(1)

式中：γ為比熱比；Pw為廢氣渦輪位置高溫廢氣的壓力；Pp為排煙口位置的壓力。當發(fā)動機轉(zhuǎn)速為1 700 r/min時，利用GT軟件模擬得到發(fā)動機廢氣渦輪出口處排煙熱氣的溫度和壓力變化曲線分別如圖1、2所示。

圖1 廢氣渦輪出口處的排煙熱氣的溫度變化曲線

圖2 廢氣渦輪出口處排煙熱氣的壓力變化曲線

根據(jù)輻射傳熱理論，在計算排煙熱氣的紅外輻射強度時，首先需要確定排煙熱氣的形狀、溫度以及壓力分布。本文利用CFX軟件建立排煙熱氣流場和溫度場數(shù)值計算模型，其排煙熱氣在排煙口處的溫度和壓力分布分別如圖3、4所示。

利用有限元法將排煙熱氣分為n個等溫層，并基于視向光線法建立排煙熱氣紅外數(shù)值計算模型，其等溫層模型如圖5所示。圖中：T1，T2，…，Tn分別為各層的平均溫度；Δl1，Δl2，…，Δln為沿探測器視線方向等溫層的厚度；a為排煙管的半徑；θ為探測方向視線與排煙方向的夾角。

圖3 排煙熱氣在排煙口處的溫度分布

圖4 排煙熱氣在排煙口處的壓力分布

圖5 基于視向光線法的排煙熱氣等溫層模型

根據(jù)普朗克定律，計算得出第i(i=1,2,…,n)個等溫層的黑體光譜輻出度Mbλ,i，則在探測方向的投影面積

(2)

紅外輻射在介質(zhì)中傳輸時，由于介質(zhì)的吸收及散射，能量會逐漸衰減[8]。根據(jù)貝爾定律，通過介質(zhì)后光譜輻射強度

Il=I·τλ，

(3)

根據(jù)探測方向的計算公式，第i個等溫層穿過排煙熱氣的厚度、穿透率及第i個等溫層的光譜發(fā)射率依次為

(4)

τi=exp(-βλi·Li),

(5)

εi=1-exp(-κiLi)。

(6)

式中：βλi為第i個等溫層的光譜減弱系數(shù)；κi為第i個等溫層的光譜吸收系數(shù)。

排煙熱氣在空中某一方向上λ1～λ2波帶內(nèi)的輻射強度

(7)

式中：Iq為全波段的紅外輻射強度。

1.2 排煙管

連接發(fā)動機廢氣渦輪的高溫排煙管，其溫度值與排煙管內(nèi)的高溫排煙熱氣的溫度關(guān)系很大，本文在采用GT軟件仿真計算時將其視為相等。廢棄渦輪出口處排煙熱氣的溫度與發(fā)動機轉(zhuǎn)速關(guān)系曲線如圖6所示?？梢钥闯觯涸撔桶l(fā)動機的轉(zhuǎn)速越高，廢氣渦輪出口處排煙熱氣的溫度越低。

圖6 廢氣渦輪出口處排煙熱氣溫度與發(fā)動機轉(zhuǎn)速關(guān)系曲線

將排煙管以及排煙管構(gòu)成的腔體看成灰體[9]，排煙管紅外輻射在某一方向上λ1～λ2波帶內(nèi)的輻射強度

Ip=N·S1·cosθ1，

(8)

式中：S1為排煙管的出口面積；θ1為排煙管出口截面法線方向與紅外探測方向的夾角；N為輻射亮度。

(9)

式中：ε為發(fā)射率；

(10)

為黑體光譜輻出度，其中λ為黑體的波長，T為黑體的溫度，c1、c2分別為第一、二輻射常數(shù)。c1、c2的計算公式分別為

c1=2πhe2，

(11)

c2=he/k，

(12)

式中：h為普朗克常數(shù)；e為真空中的光速；k為玻爾茲曼常數(shù)。

1.3 排煙裝置總體

當排煙管的紅外輻射經(jīng)過高溫排煙時，由于輻射氣體具有吸收作用，會減弱排煙管的紅外輻射。因此，裝甲車輛排氣裝置的總體紅外輻射不是高溫排煙熱氣紅外輻射與排煙管紅外輻射的簡單疊加。排煙管-高溫排煙的組合紅外輻射強度

I=Iy+τc·Ip，

(13)

式中：

τc=exp(-βλ·dn)，

(14)

為排煙管通過高溫排煙的穿透率，其中dn為探測方向排煙管紅外輻射通過的高溫排煙的煙氣厚度。

2 外表面裝甲紅外輻射計算模型

外表面裝甲的紅外輻射主要由裝甲板自身輻射和裝甲板對環(huán)境輻射的反射組成，其紅外輻射強度

Ib=Iz+Ih，

(15)

式中：Iz為外裝甲自身熱輻射強度；Ih為裝甲板對環(huán)境輻射的反射強度。

2.1 裝甲板自身輻射

外裝甲自身輻射的主要來源，是動力艙內(nèi)動力傳動裝置工作時的產(chǎn)熱。外裝甲自身的紅外輻射強度

(16)

式中：Az為裝甲板在探測方向上的面積；εz為裝甲板表面發(fā)射率；σ為黑體輻射常數(shù)；ηλ1～λ2為黑體輻射函數(shù)，可以通過查表得到；Tz為外裝甲表面的平均溫度，可以利用CFX軟件通過流固耦合分析得到。

裝甲車輛側(cè)面裝甲板的溫度分布如圖7所示?？梢钥闯觯涸谂艧煿芎蛣恿ε摳浇?，裝甲板的溫度明顯較高，說明這二者對裝甲板的傳熱作用很強。

圖7 裝甲車輛側(cè)面裝甲板溫度分布

2.2 裝甲板對環(huán)境反射的輻射

在此主要研究太陽輻射，但要注意裝甲車輛作戰(zhàn)的實際情況，在天氣狀況不佳時不再考慮Ih類輻射。

將外裝甲板反射的太陽輻射視為灰體輻射，據(jù)NASA測量的數(shù)據(jù)[9-10]，太陽常數(shù)Es=1 353 W/m2。裝甲板反射太陽光的輻射強度

(17)

式中：ρ為該地區(qū)的大氣透明率；α為吸收比；δ為太陽光線與裝甲板的法向夾角。

3 裝甲車輛紅外目標特性

3.1 模型驗證

高溫排煙熱氣的溫度分布是計算排煙紅外裝置輻射的基礎(chǔ)，因此應(yīng)對利用CFX軟件模擬得到的結(jié)果進行試驗驗證，以考察其模擬精度是否符合要求[11]。圖8為某工況下，某型裝甲車輛發(fā)動機平行于軸線不同截面的排煙溫度分布模擬值與試驗值的比較。其中：y為所取樣本點的徑向距離，排煙管的直徑為50cm，則計算/測量范圍為0～0.25cm；x為樣本點的軸向距離，即該點到排煙口平面的垂直距離；試驗時選取了8個軸向距離和2個徑向距離，共16個點進行溫度的測量。結(jié)果表明：在排煙的大部分區(qū)域，模擬值與試驗值吻合較好，平均相對誤差值為9.4%，這說明所建立的模型可靠。

圖8 平行于軸線不同截面的排煙溫度分布

為了對排煙裝置總體紅外輻射數(shù)值計算模型的精度進行驗證，搭建了紅外輻射值試驗測試系統(tǒng)，排煙裝置總體紅外測點布置如圖9所示。選取高溫排煙熱氣中CO2在波帶4.3 μm處、探測視線在0°～180°方向內(nèi)的輻射亮度分布情況作為精度驗證的指標，其試驗值與模擬值對比如圖10所示。可以看出：與模擬值相比，試驗值較大，這是因為在模擬計算時未考慮實際情況中發(fā)動機燃燒生成的碳煙顆粒對紅外輻射的影響；試驗值與模擬值的相對誤差最大值僅為10.9%，完全滿足工程計算的需要。

圖9 排煙裝置總體紅外測點布置

圖10 CO2在波帶4.3 μm的輻射亮度對比

測試和模擬時，天氣條件都選擇太陽在車頂直射，側(cè)面裝甲板紅外光譜輻射亮度的試驗值與模擬值對比如圖11所示?？梢钥闯觯杭t外光譜輻射亮度隨波長變化的趨勢相同，且試驗值與模擬值之間的誤差不大，其最大相對誤差為12.4%。這可能是因為：紅外探測儀器精度、大氣環(huán)境、發(fā)動機模型提供的計算邊界與實際情況存在誤差，說明所建立的計算模型合理，基本滿足工程計算的需要[12-14]。

圖11 側(cè)面裝甲板紅外光譜輻射亮度對比

3.2 結(jié)果及分析

綜合考慮排煙裝置總體輻射和外表面裝甲輻射的共同作用。針對某一發(fā)動機工況，利用紅外輻射計算模型得到的裝甲車輛在探測方向為0°～360°時的紅外輻射強度分布如圖12所示。

圖12 裝甲車輛紅外輻射強度分布

由圖12可以看出：

1) 裝甲車輛車頭方向的紅外輻射強度明顯較弱，且在波帶8～14μm時的輻射強度明顯大于波帶3～5 μm。分析其原因為：該車型的動力艙為后置式，動力艙內(nèi)動力傳動裝置的產(chǎn)熱對裝甲車輛后部裝甲板的加熱作用更為明顯，因此其對整車的紅外輻射強度的影響最大。

2) 在波帶3～5 μm范圍內(nèi)，紅外輻射分布呈現(xiàn)出心臟型，其最強輻射值位于60°和300°方向附近，而90°和270°方向的紅外輻射較弱。這是因為：在側(cè)方排煙管的紅外輻射被高溫排煙熱氣強烈吸收，而在60°和300°兩個探測方向的吸收作用減弱。

3) 對于波帶8～14 μm內(nèi)，紅外輻射變化趨勢不太明顯。這是因為：高溫排煙熱氣對該波段輻射能量的貢獻較低，且高溫排煙熱氣對此波帶的紅外輻射能量吸收較少。

4 結(jié)論

筆者利用數(shù)值計算模型與試驗測量數(shù)據(jù)相結(jié)合的方法，建立了某型裝甲車輛排煙裝置總體紅外輻射數(shù)值計算模型和外表面裝甲的紅外數(shù)值計算模型，并通過試驗驗證了上述模型滿足工程計算需要。主要結(jié)論如下：

1) 采用CFX軟件建立的裝甲車輛排煙裝置溫度場數(shù)值計算模型，能夠得到較準確的排煙流場和溫度場分布情況，同時在用GT軟件仿真時發(fā)現(xiàn)該型發(fā)動機排煙熱氣溫度與發(fā)動機轉(zhuǎn)速成反比。

2) 動力艙內(nèi)熱源和高溫排煙管對裝甲板的溫度分布影響較大，能明顯提高附近裝甲板的溫度。

3) 影響裝甲車輛紅外目標特性的因素主要有波帶、探測方向，且裝甲車輛的紅外輻射強度具有明顯的方向性，在提出抑制措施時要充分考慮裝甲車輛紅外輻射分布的這一特點。