高空高速氣流下平板液膜流動與破裂規(guī)律

沙 江，陳 楊，王 奔，王怡豪

(中國船舶集團有限公司系統(tǒng)工程研究院，北京100036)

在物體表面噴灑水霧及覆蓋水膜是降低紅外輻射強度的有效途徑。其中，噴灑水霧方式主要應(yīng)用了降低目標的輻射能量，增加敵方紅外探測系統(tǒng)探測難度的原理；而覆蓋水膜方式則是通過改變艦船表面的紅外輻射特性來降低其輻射的能量，實現(xiàn)屏蔽艦船的效果。因此，作為紅外隱身技術(shù)中一種既經(jīng)濟又高效的紅外隱身手段，水霧及水膜正逐漸受到重視。

目前，美國DDG-67、DDG-51驅(qū)逐艦[1]、俄羅斯的“現(xiàn)代”級驅(qū)逐艦、美國的“杜魯門”號航母和英國的“海幽靈”護衛(wèi)艦等[2-3]一些先進艦船已采用了細水霧紅外隱身技術(shù)，通過噴射海水水霧對紅外輻射的吸收和散射作用實現(xiàn)了艦船的良好隱身效果。與此同時，針對水霧水膜特性及規(guī)律也已開展了大量相關(guān)研究工作。劉喜元等[4]分析了霧滴直徑、水流速度和水霧濃度等參數(shù)對紅外輻射的影響；杜永成等[5]建立了 8～14 μm紅外輻射在細水霧中的傳輸模型并進行了分析計算；陳中偉等[6]測量了復合平板在噴射水霧前后的紅外信號強度和溫度時間響應(yīng)特性；盧輝等[7]計算了霧滴的消光效率因子及熱紅外波長范圍內(nèi)水霧的消光系數(shù)，并研究了含水量與消光系數(shù)的關(guān)系。在水膜特性研究方面，Mascarenhas等[8]研究了液膜流動受到顯熱時，在湍流情況下表面波受到質(zhì)量、動量和熱傳遞的影響；Du等[9]研究了在縱向連續(xù)不斷變化的流道傾角、流道寬度和延伸角對液膜流動特性的影響；Xu等[10]采用Fluent軟件研究了傾斜平板上的液體在不同流動條件下流動的局部流動行為；Sing等[11]采用流體體積法對傾斜平板上的液膜流動進行了數(shù)值模擬研究，分析了入口尺寸、傾斜角、接觸角等參數(shù)的影響。袁江濤等[12]發(fā)展了層流降膜自由表面溫度的解析表達式，計算了過冷降膜對軍事目標的紅外抑制效果；宋華振[13]基于數(shù)字圖像投影測量方法對平板水膜流動特性開展實驗研究；卓雄杰[14]基于擴散界面法對傾斜平板上的液膜流動行為開展了二維數(shù)值模擬；劉曉敏[15]模擬了水霧水膜的可視化效果，研究了水霧水膜對輻射能量的衰減計算問題。

水霧水膜在艦船紅外隱身方面的成功應(yīng)用使得研究者也努力將其應(yīng)用于飛機的隱身技術(shù)，通過在飛機機體表面噴射水膜，降低飛機的紅外熱輻射量、改變機體的紅外輻射特性。迄今為止，高空高速飛行條件下關(guān)于水膜流動、分布及破裂特性的研究報道極少，因而，本文開展了高空高速氣流下平板液膜流動特性模擬研究，所獲得的規(guī)律將對水膜用于飛機紅外隱身方案設(shè)計提供參考。

1 數(shù)值計算方法

1.1 物理模型及邊界條件

本研究對于高空高速氣流條件下的平板液膜開展了二維流場模擬，物理模型如圖1所示。其中，計算域長為1 m，根據(jù)不同工況下所采用液膜厚度的不同，計算域?qū)挾仍?.03～0.06 m內(nèi)變化。來流空氣從左側(cè)空氣進口以速度va流入，同時液膜從左側(cè)液膜進口緊貼壁面以速度vf流入。

圖1 物理模型

研究中計算域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，液相流域網(wǎng)格較為稠密，氣相流域網(wǎng)格相對稀疏。為了保證網(wǎng)格的獨立性，研究中基于初始液膜厚度1.5 mm、溫度223 K、氣流速度270 m/s工況開展了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，共劃分了3種尺度的網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量分別為10萬、30萬和70萬，數(shù)值模擬結(jié)果的液相厚度分布如圖2所示。從圖2中可見，當網(wǎng)格數(shù)量分別為30萬和70萬時，兩種工況液相厚度的最大差異不超過5%，相界面輪廓基本一致。由此可見，本研究中當網(wǎng)格數(shù)達到30萬量級時，數(shù)值模擬結(jié)果滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求，因此研究中所采用的計算域網(wǎng)格數(shù)量在30萬量級，圖3顯示了計算域局部網(wǎng)格劃分。

圖2 液相厚度分布

研究中，氣相采用理想空氣，液相采用主要成分為乙二醇(C2H6O2)的防凍液,密度為1 113.36 kg/m3。表1給出了模型邊界條件設(shè)置，氣相和液相進口均采用速度進口邊界，流動方向垂直于進口邊界；出口邊界采用壓力出口邊界，流動方向垂直于進口邊界；環(huán)境溫度為223 K，壓力為20 266 Pa，相應(yīng)的氣液表面張力為0.048 4 N/m。固體壁面采用壁面邊界條件，速度無滑移、流量無滲透，壁面溫度為223 K，壁面粗糙度為0.1，接觸角為70°。

圖3 計算域局部網(wǎng)格劃分

由于常規(guī)發(fā)動機直徑為1 m左右，其周長約為3～4 m，根據(jù)液相質(zhì)量流量計算公式Qm=A×Vf×ρf，考慮到乙二醇密度為1 113.36 kg/m3，故實際中液膜厚度與液膜流速均不能太大，否則飛機噴射液膜所需攜帶的液體質(zhì)量將會顯著增加飛機的載重，因此在兩種氣流條件下，液膜厚度在1～2 mm內(nèi)變化，液膜流速在5～40 m/s內(nèi)變化。

表1 模型邊界條件設(shè)置

1.2 數(shù)值模擬方法

采用Fluent 19.2進行流場的模擬計算，采用流體體積法對液膜和空氣的兩相流動進行模擬。壓力速度耦合采用PISO算法，對流擴散項按二階迎風格式處理，壓力差補采用PRESTO格式，湍流模型采用Realizablek-ε模型，對壁面處理采用了加強壁面函數(shù)法，對流場中存在的非線性問題采用欠松弛的方法，收斂標準取能量方程的殘差小于10-6，其余各項殘差小于10-4。模擬時考慮了液膜的表面張力、重力以及平板表面粗糙度的影響。

2 計算結(jié)果分析

研究中首先在亞音速及超音速氣流條件下，分析液膜發(fā)生破斷情況下其流動結(jié)構(gòu)與液相分布，其中亞音速條件的氣流馬赫數(shù)為0.9，相應(yīng)的氣流速度為270 m/s；超音速條件的氣流馬赫數(shù)為1.5，相應(yīng)的氣流速度為450 m/s。圖4a為初始液膜厚度1.5 mm，氣流速度270 m/s，不同初始液膜流速條件下液膜破裂位置處液相分布。從圖4a中可以看出，在液膜流速為8 m/s和10 m/s工況下，液膜破裂的前緣為“懸崖”式端面，液膜端面與接觸壁面之間夾角接近90°；當液膜流速增大到12 m/s時，液膜破裂的前緣為陡斜坡式端面，液膜端面與接觸壁面之間夾角小于90°；當液膜流速進一步增大到14～18 m/s時，液膜端面輪廓在壁面附近出現(xiàn)拐點，導致壁面附近液膜端面與壁面之間夾角進一步減小，甚至接近相切；當液膜流速增大到20 m/s時，液膜在壁面附近區(qū)域并未發(fā)生破裂，而是形成了極薄的一層液膜，并且隨著流動向下游發(fā)展，液膜厚度也逐漸變薄。圖4b為初始液膜厚度1.5 mm，氣流速度450 m/s時，不同初始液膜流速條件下液膜破裂位置處液相分布。研究發(fā)現(xiàn)，在超音速氣流工況下，當液膜流速較低時，不能形成連續(xù)穩(wěn)定的液膜，因此，在此工況下，所采用的液膜初始流速相對于0.9Ma氣流工況更高一些，為16～28 m/s。從圖4b中可以看出，隨著液膜初始流速的增大，液膜端面形態(tài)變化規(guī)律與0.9Ma氣流流速條件下較高液膜流速工況基本一致，均是速度較小工況的壁面接觸角較大；隨著液膜流速的增大，壁面接觸角減?。蛔詈箅S著液膜流速的進一步增大，液膜不破裂，而是形成極薄的液膜，并且隨著流動向下游發(fā)展，液膜厚度不斷變薄。對于兩種氣流速度條件，液膜端面隨其流速出現(xiàn)以上型面變化是由于當液膜初始流速較低時，在壁面附近區(qū)域液膜自身流動速度較低，加之壁面與液膜之間的黏性作用，導致貼近壁面區(qū)域的液膜流速進一步降低；而在遠離壁面的液膜外側(cè)，低流速液膜與氣流之間形成相對更強的剪切作用，在高速氣流的作用下，外側(cè)液膜流速顯著提高，與內(nèi)側(cè)液膜之間形成了相對更大的速度差；當氣流流過液膜端面位置時，在液膜前端形成一個流向渦，進一步抑制了壁面附近液膜的加速，導致液膜的破裂。當液膜初始流速增大時，外側(cè)液膜與氣流之前的剪切作用減弱，因此氣流對外側(cè)液膜的加速相對減弱，而在壁面附近液膜流速提高，因此外側(cè)液膜與內(nèi)側(cè)液膜的速度差減小，并且在氣動力的作用下，外側(cè)液膜與內(nèi)側(cè)液膜之間的速度梯度減小，因此液膜與壁面的接觸角減小；與此同時，由于靠近壁面處高速氣流出現(xiàn)了相對較快的減速，導致大部分氣流的動壓轉(zhuǎn)變?yōu)殪o壓。因此，壁面附近靜壓增大，并且氣液之間的速度差仍然較大，這就導致了液膜端面出現(xiàn)變形，液膜前端不斷被擠壓變薄并向前延展。

圖4 氣流速度為270、450 m/s時，不同初始液膜速度條件下液膜破裂位置處液相分布

圖5為氣流速度為270 m/s和450 m/s時，不同初始液膜厚度及流速條件下液膜破裂位置變化曲線。從圖5中可以看出，在亞音速和超音速氣流條件下，液膜破裂位置隨初始液膜厚度及液膜流速的變化規(guī)律總體上是一致的。當液膜厚度一定時，隨著液膜流速的增大，液膜破裂位置在軸向上后延；當液膜流速一定時，隨著液膜厚度的增加，液膜破裂位置在不斷向后延遲。這是由于在高速氣流中，隨著流動向下游發(fā)展，液膜在氣流的不斷作用下加速，導致其厚度不斷變薄，較薄的液膜在表面波動及液固相互作用下會發(fā)生破裂。當初始液膜流速或厚度增大時，液膜流量也相應(yīng)增大，根據(jù)流量連續(xù)原理，當液膜在某軸向位置達到確定的流速時，與低液膜速度或薄液膜厚度工況相比，其厚度將變大，因而抗破裂能力增強，液膜破裂位置推遲。從圖5中還可以看出，在氣流速度一定的工況下，對于相同液膜流量而言，低流速厚液膜的抗破裂能力強于高流速薄液膜，破裂位置更靠后。以圖5a中厚度為2 mm、流速為12 m/s的液膜和厚度為1 mm、流速為24 m/s的液膜為例進行比較，兩種工況液膜的流量是相同的，厚度為1 mm、流速為24 m/s的液膜在軸向位置13 mm處發(fā)生破裂；而厚度為2 mm、流速為12 m/s的液膜在軸向位置43 mm處才發(fā)生破裂，破裂位置明顯后延。從圖5中還可以看出，無論亞音速還是超音速氣流工況下，對于各液膜厚度工況，液膜破裂位置隨初始液膜流速的變化曲線出現(xiàn)拐點，也即當液膜厚度一定的情況下，隨著初始液膜流速的增大，液膜破裂的位置顯著延遲也即液膜抗破裂能力增強。

圖5 氣流速度為270、450 m/s，不同初始液膜厚度及流速條件下液膜破裂位置變化曲線

圖6為氣流速度450 m/s、初始液膜厚度1.4 mm、液膜流速36 m/s時，不同液膜初始溫度下液膜破裂位置處液相分布圖。從圖6中可以看出，隨著液膜初始溫度的增大，液膜破裂位置在軸向上前移，即液膜抗破裂能力減弱。在本文工況下，當液膜初始溫度從273 K升高到323 K及373 K時，液膜破裂位置從最初的85 mm急劇縮短到53 mm和43 mm，可見液膜溫度對于液膜破裂位置影響顯著。這是由于當液膜初始溫度升高時，液膜自身黏性減小，即相對于一定的氣動力，液膜維持自身型面的黏性力減弱，即液膜當?shù)仨f伯數(shù)增大，因此液膜更易破裂。

圖6 氣流速度為450 m/s、初始液膜厚度為1.4 mm、液膜流速為36 m/s時，不同液膜初始溫度下液膜破裂位置處液相分布

3 結(jié)論

(1)高速氣流在液膜邊緣的減速導致當?shù)仂o壓增大，且將液膜前端擠壓變薄并向下游延展；

(2)當液膜厚度一定時，隨著液膜流速的增大，液膜破裂位置向后延遲；當液膜速度一定時，隨著液膜厚度的增大，液膜破裂位置向后延遲；對于相同液膜流量而言，低流速厚液膜的抗破裂能力更強；

(3)無論亞音速還是超音速氣流條件下，當液膜厚度一定時，隨著液膜流速的增大液膜破裂位置延遲幅度增大，即液膜抗破裂能力增強；

(4)隨著液膜溫度的提高液膜黏性減弱，當?shù)仨f伯數(shù)增大，液膜破裂位置前移。