楊宗耀，張靖周，單勇

南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院，南京 210016

從未來武裝直升機(jī)隱身技術(shù)的發(fā)展?fàn)恳尘胺治?，紅外對(duì)抗呈現(xiàn)多波段、全方位的態(tài)勢(shì)，并且要求能夠兼容雷達(dá)、目視和聲全方位的隱身［1-2］。美國波音和西科斯基公司聯(lián)合研發(fā)的科曼奇直升機(jī)（RAH-66）將排氣系統(tǒng)和后機(jī)身融為一體，不僅有效遮擋了排氣系統(tǒng)高溫部件的紅外輻射，同時(shí)也有利于構(gòu)建低雷達(dá)散射的機(jī)身外形［3-5］，是目前唯一能夠?qū)⒅鄙龣C(jī)紅外、雷達(dá)、可見光和聲隱身兼容的解決方案，體現(xiàn)了未來直升機(jī)隱身技術(shù)的發(fā)展方向。排氣系統(tǒng)與后機(jī)身一體化的紅外抑制結(jié)構(gòu)采用的混合噴管與傳統(tǒng)的圓形或矩形噴管不同，根據(jù)后機(jī)身艙體結(jié)構(gòu)，混合噴管被設(shè)計(jì)成擁有大寬高比的彎曲結(jié)構(gòu)。

針對(duì)排氣系統(tǒng)與后機(jī)身一體化的紅外抑制結(jié)構(gòu)，唐正府等［6-7］開展了波瓣噴管-狹長出口彎曲混合噴管引射混合特性以及紅外輻射特性的初步研究；任利鋒等［8］通過數(shù)值模擬分析了狹長排氣出口形狀對(duì)紅外輻射特征的影響；Pan 等［9-10］基于旋翼下洗簡(jiǎn)化模型，進(jìn)行了直升機(jī)內(nèi)外流耦合流動(dòng)和傳熱的數(shù)值模擬，剖析了發(fā)動(dòng)機(jī)排氣參數(shù)和機(jī)身表面輻射特性對(duì)直升機(jī)紅外輻射特性的影響；蔣坤宏等［11-13］研究了一體化紅外抑制器內(nèi)部遮擋和排氣狹長出口修型對(duì)后機(jī)身表面溫度和紅外輻射特性的影響，分析了彎曲混合噴管尺寸參數(shù)、波瓣出口和出口處添加導(dǎo)流片對(duì)引射摻混特性的影響，并較為系統(tǒng)地研究了后機(jī)身頂部進(jìn)氣口布局對(duì)后機(jī)身內(nèi)部氣流流動(dòng)和紅外輻射特性的影響；Zhou等［14-15］通過數(shù)值研究了安裝一體化紅外抑制器的直升機(jī)雷達(dá)/紅外綜合隱身特性，提出了一種基于Pareto 解的綜合隱身方法，建立了涵道尾槳的優(yōu)化模型，最終使涵道尾槳在噪聲抑制、雷達(dá)截面減小和氣動(dòng)性能提升方面得到了改進(jìn)。

由于發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)埋入后機(jī)身，在與直升機(jī)后機(jī)身一體化設(shè)計(jì)的紅外抑制器中，排氣混合噴管的過渡型面更加復(fù)雜，其需要將發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力渦輪出口的圓形排氣截面過渡為機(jī)身側(cè)面的狹長排氣口，同時(shí)還需要利用后機(jī)身頂部進(jìn)氣狹縫將機(jī)身外部氣流導(dǎo)入后機(jī)身艙內(nèi)，從而對(duì)高溫排氣噴管壁面起到冷卻降溫的作用，再與排氣流混合，從機(jī)身側(cè)面狹長排氣口排出。相比于傳統(tǒng)的直升機(jī)排氣系統(tǒng)，裝配一體化紅外抑制器直升機(jī)的排氣流場(chǎng)發(fā)生了較大的變化，流場(chǎng)的變化不僅對(duì)溫度場(chǎng)產(chǎn)生影響，更直接影響了排氣聲場(chǎng)的分布特征。

雖然在直升機(jī)噪聲的組成中旋翼噪聲是主要來源，但考慮到當(dāng)前關(guān)于混合噴管射流噪聲的研究主要集中在圓形和矩形排氣噴口上，對(duì)大寬高比噴口的射流噪聲研究還是空白，以及未來倡導(dǎo)直升機(jī)隱身要滿足多頻譜兼容，因此探究一體化紅外抑制器在滿足直升機(jī)紅外隱身的同時(shí)是否兼容聲隱身是有意義的。隨著科技的創(chuàng)新與發(fā)展，大寬高比彎曲混合噴管可能被應(yīng)用于更廣闊的領(lǐng)域中，提前探究獲得大寬高比噴口的射流噪聲特性也具有很大意義。目前研究發(fā)現(xiàn)，射流遠(yuǎn)場(chǎng)低頻噪聲主要由前三階傅里葉周向模態(tài)主導(dǎo)，其軸對(duì)稱軸模態(tài)的聲波主要向下游小角度方向傳播，并且被認(rèn)為是由近場(chǎng)軸對(duì)稱的大尺度相干結(jié)構(gòu)產(chǎn)生［16］。基于這一特性，發(fā)展以增進(jìn)射流與空氣混合、打破大尺度結(jié)構(gòu)的周向?qū)ΨQ性為目的的降噪手段。此外，熱排氣強(qiáng)化摻混技術(shù)一直以來都是主要的排氣紅外輻射抑制方法。因此，利用數(shù)值仿真的方法，通過改變混合噴管的噴口結(jié)構(gòu)，探究大寬高比彎曲混合噴管排氣紅外和射流噪聲抑制的兼容性。

1 物理和計(jì)算模型

1.1 物理模型

圖1 為大寬高比彎曲混合噴管模型。與裝配在一體化紅外抑制器中的大寬高比彎曲混合噴管相比，本文所研究的混合噴管做了左右對(duì)稱處理，方便后續(xù)對(duì)比和分析混合噴管排氣流場(chǎng)的特性，并考慮到噪聲計(jì)算對(duì)網(wǎng)格尺寸精度的要求，采用了縮比模型，混合噴管結(jié)構(gòu)和尺寸參數(shù)如圖1（b）所示。混合噴管主流進(jìn)口、引射進(jìn)口和排氣 噴 口 的 面 積 之 比 為1.00∶1.35∶2.51。 以圖1（b）所示的具有狹長矩形噴口的混合噴管作為基準(zhǔn)模型，在此基礎(chǔ)上改變混合噴管噴口的結(jié)構(gòu)，形成波瓣噴口和鋸齒噴口這2 類對(duì)比模型，以探究3 種不同噴口結(jié)構(gòu)類型的大寬高比彎曲混合噴管排氣紅外和射流噪聲抑制的兼容性。

圖2 為波瓣噴口的結(jié)構(gòu)，波瓣的瓣寬分成大、小這2 種尺寸，每種瓣寬尺寸下波瓣的波峰和波谷排列方式又被分為對(duì)排排列和錯(cuò)排排列這2 種，因此共包含4 個(gè)波瓣噴口模型。

圖2 波瓣噴口結(jié)構(gòu)Fig.2 Lobe nozzle structure

圖3為鋸齒噴口的結(jié)構(gòu)，鋸齒是一個(gè)邊長為2.6 mm 的等邊三角形，交替分布在混合噴管噴口的左右兩側(cè)，每側(cè)各40 個(gè)，并通過調(diào)節(jié)鋸齒平面與射流方向的夾角（侵入角）形成不同模型，本文研究了侵入角為10°、20°和30°共3 個(gè)鋸齒噴口模型。要說明的是，所研究的模型噴口結(jié)構(gòu)雖然存在差異，但噴管出口面積均保持一致。為方便在后續(xù)研究中對(duì)研究對(duì)象的表述，定義了各模型的名稱，如表1 所示。

表1 模型命名Table 1 Naming for models

1.2 計(jì)算域及邊界條件設(shè)置

設(shè)置計(jì)算域尺寸如圖4 所示，由于排氣噴流從噴口流出后呈擴(kuò)張趨勢(shì)，所以將計(jì)算域外流場(chǎng)設(shè)計(jì)成漸擴(kuò)狀，以達(dá)到減少計(jì)算網(wǎng)格，縮短計(jì)算時(shí)間的目的?；旌蠂姽苤髁鬟M(jìn)口直徑定義為Dj= 39 mm，計(jì)算域流向長度設(shè)為50Dj，上游寬度為20Dj，下游寬度為50Dj。計(jì)算域中包含的小圓柱面為噪聲積分面，該圓柱面要求能正好包圍噴流的大部分含能渦結(jié)構(gòu)即可，由于計(jì)算域中的網(wǎng)格朝外邊界逐漸粗糙，進(jìn)而過大的噪聲積分面導(dǎo)致截止頻率下降［17］。最終經(jīng)過計(jì)算，確定噪聲積分面的高度為35Dj，上游寬度為8Dj，下游寬度為20Dj。

圖4 計(jì)算域示意圖Fig.4 Schematic of computational domain

混合噴管主流進(jìn)口被定義為質(zhì)量流量入口，材料為理想氣體，參考實(shí)際渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪后的溫度水平，設(shè)置混合噴管進(jìn)口溫度為840 K，質(zhì)量流量為0.038 kg/s，測(cè)得混合噴管排氣速度約為100 m/s，與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣速度相近。假設(shè)進(jìn)口熱流氣體為航空煤油燃燒后得到的燃?xì)?，根?jù)化學(xué)反應(yīng)方程式求出其主要組分氮?dú)?、二氧化碳和水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)依次為0.706、0.209 和0.085［9］。環(huán)境氣體組分設(shè)為氮?dú)夂脱鯕猓|(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為0.756 和0.244。噪聲積分面設(shè)置為內(nèi)部面，計(jì)算域邊界均設(shè)為無反射壓力出口，環(huán)境壓力為101.325 kPa，溫度為293 K。

混合噴管內(nèi)流場(chǎng)采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，最大面網(wǎng)格尺寸為4 mm，固體壁面采用加密處理，以滿足湍流模型壁面網(wǎng)格設(shè)置要求。計(jì)算域外流場(chǎng)采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，為確保聲學(xué)計(jì)算的準(zhǔn)確性，計(jì)算頻率范圍內(nèi)的每個(gè)波長至少需要6 個(gè)網(wǎng)格單元，聲速用C表示，最大計(jì)算頻率為fmax，則最大網(wǎng)格尺寸Lmax應(yīng)滿足以下要求［18］：

考慮到高頻聲音在傳播過程中更可能被大氣消散，國際民航組織在《國際民用航空公約》附件16《環(huán)境保護(hù)》中［19］將噪聲監(jiān)測(cè)頻率范圍設(shè)定為20～11 250 Hz，因此本文監(jiān)測(cè)噪聲的最大頻率定為11 250 Hz，由此確定出外流場(chǎng)的最大網(wǎng)格尺寸Lmax＜5 mm。不同噴口模型均采用相同的網(wǎng)格尺寸設(shè)置，混合噴管壁面滿足y+＜1，為了保證網(wǎng)格無關(guān)性，預(yù)先進(jìn)行了多套網(wǎng)格分析，通過監(jiān)測(cè)引射系數(shù)和排氣溫度分布的收斂性，最終確定整個(gè)計(jì)算域的總網(wǎng)格數(shù)約為520 萬。

2 計(jì)算方法

2.1 射流噪聲計(jì)算

射流噪聲計(jì)算采用商用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)求解器ANSYS Fluent 完成［20-22］。先使用穩(wěn)態(tài)計(jì)算獲得初始流場(chǎng)，再進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，非穩(wěn)態(tài)計(jì)算采用Large Eddy Simulation（LES）湍流模型，并選取Smagorinsky-Lilly 亞格子模型，對(duì)流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)依次被設(shè)置為高階迎風(fēng)和中心差分格式。根據(jù)奈奎斯特采樣定理［23-24］，為了能夠獲得感興趣的最大聲學(xué)頻率，非穩(wěn)態(tài)計(jì)算中設(shè)置的時(shí)間步長Δt和最大計(jì)算頻率fmax應(yīng)滿足以下關(guān)系：

由此，確定本文非穩(wěn)態(tài)計(jì)算過程的時(shí)間步長為4.4×10-5s，單個(gè)時(shí)間步長內(nèi)最大迭代次數(shù)設(shè)為20 次。

當(dāng)進(jìn)行了5 000 步流場(chǎng)計(jì)算后，流場(chǎng)遍歷超過3 遍，且整體殘差均小于10-6時(shí)，啟動(dòng)Fluent 的聲學(xué)計(jì)算模塊，開始進(jìn)行Ffowcs Williams-Hawkings（FW-H）噪聲計(jì)算。根據(jù)奈奎斯特采樣定理，采樣頻率fs應(yīng)大于最大計(jì)算頻率fmax的2倍，否則會(huì)產(chǎn)生頻率混疊，考慮到計(jì)算資源的限制，設(shè)置了23 000 個(gè)噪聲計(jì)算時(shí)間步長。為了更直觀地表示聲音的強(qiáng)度，用聲壓級(jí)（Sound Pressure Level， SPL）表示噪聲等級(jí)，數(shù)學(xué)表達(dá)式為

式中：SPL 的單位是dB；Ppa是以Pa 為單位的壓力脈動(dòng)；Pref是參考聲壓，為2×10-5Pa，這是由于人耳能感受到的最小聲壓是2×10-5Pa，因此就以該壓力作為聲壓的參考標(biāo)準(zhǔn)。

在某一位置測(cè)量獲得的噪聲等級(jí)是各頻帶聲壓級(jí)所對(duì)應(yīng)的聲壓值總和，稱為總聲壓級(jí)（Overall Sound Pressure Level， OASPL），總聲壓級(jí)的計(jì)算公式為［25］

式中：i指不同頻帶的序號(hào)。

2.2 紅外輻射計(jì)算

采用CFD 軟件計(jì)算模型的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，根據(jù) 已 有 研 究［8-11］，湍 流 模 型 選 用SST（Shear Stress Transport）k-ω雙方程模型，可壓 縮的雷諾平均Navier-Stokes （N-S）方程離散格式選用二階迎風(fēng)格式，選取離散坐標(biāo)（DO）輻射模型計(jì)算燃?xì)馀c壁面、壁面與壁面間的輻射換熱，氣體吸收系數(shù)選為Weighted Sum of Gray Gases Model （WSGGM）［26］，固體表面發(fā)射率取為0.8，計(jì)算收斂判據(jù)設(shè)置為各項(xiàng)殘差均＜10-6。在完成三維流場(chǎng)穩(wěn)態(tài)計(jì)算后，再進(jìn)行模型的紅外輻射強(qiáng)度計(jì)算，紅外輻射計(jì)算采用正反射線追蹤法［10-12］，算法介紹及其有效性驗(yàn)證詳見文獻(xiàn)［27-28］。為了獲得目標(biāo)輻射的紅外輻射強(qiáng)度，不計(jì)入大氣傳輸過程中的紅外輻射能量損失。

2.3 評(píng)價(jià)指標(biāo)及定義

直升機(jī)排氣引射系統(tǒng)依靠主流的流動(dòng)動(dòng)量可以抽吸動(dòng)力艙室內(nèi)的余氣，提升動(dòng)力系統(tǒng)的對(duì)流冷卻，并且引射進(jìn)入混合噴管的冷氣在和高溫主流摻混以后能夠減弱排氣流溫度，因此引射流量是評(píng)價(jià)直升機(jī)排氣引射系統(tǒng)性能的重要參數(shù)之一。本文研究的排氣混合噴管都具有相同的型面構(gòu)型和主流流量，但由于噴口結(jié)構(gòu)不同，會(huì)對(duì)主流流動(dòng)阻力和管內(nèi)壓力分布產(chǎn)生影響，從而導(dǎo)致不同模型的引射流量存在差異，因此混合噴管的進(jìn)出口壓力特征也是評(píng)價(jià)混合噴管排氣性能的重要參數(shù)之一。此外，從直升機(jī)排氣尾流紅外和噪聲抑制考慮，不僅要求應(yīng)盡可能降低混合噴管的排氣溫度和排氣速度，排氣流從噴口流出后與環(huán)境的摻混程度往往也起著關(guān)鍵作用，一般來說主流核心勢(shì)能衰減越快對(duì)紅外和噪聲抑制越有利，因此，排氣出口的熱混合效率和速度不均勻度也是重要的評(píng)價(jià)參數(shù)。對(duì)本文關(guān)注的性能參數(shù)具體定義如下。

1） 引射系數(shù)

定義混合噴管引射的次流流量與主流流量的比值為引射系數(shù)，這是一種展現(xiàn)排氣引射裝置引射性能的無量綱化參數(shù)，公式為

式中：φ為引射系數(shù)；min1為主流的質(zhì)量流量；min2為引射次流的質(zhì)量流量。

2） 壓力損失系數(shù)

定義混合噴管進(jìn)出口處的總壓損失與主流動(dòng)壓的比值為壓力損失系數(shù)，壓力損失系數(shù)是反映混合噴管內(nèi)流動(dòng)損失情況的無量綱數(shù)，可以反映流道內(nèi)總體的阻力水平，其公式為

式中：Π為壓力損失系數(shù)；P1為主流進(jìn)口總壓；P2為噴管出口總壓；q為主流進(jìn)口動(dòng)壓。

3） 熱混合效率

熱混合效率是評(píng)價(jià)主流與引射冷流之間摻混均勻度的參數(shù)，數(shù)值越小表明所研究位置處的溫度分布越均勻，其公式為

式中：m為質(zhì)量流量；Tin1和Tin2分別表示主流和引射次流的溫度；Tmix為2 股流完全混合時(shí)的平均溫度，其公式為

4） 速度不均勻度

速度不均勻度是一種被用來展現(xiàn)某一研究面上，流體速度分布均勻情況的無量綱化參數(shù)，流體在混合噴管出口截面的速度不均勻度越小代表混合噴管內(nèi)的摻混水平越高，對(duì)降低排氣紅外輻射和射流噪聲越有利，其公式為

渦流運(yùn)動(dòng)是流體中普遍存在的一種運(yùn)動(dòng)形態(tài)，尤其是在湍流運(yùn)動(dòng)中，包含了大量隨機(jī)產(chǎn)生的小渦結(jié)構(gòu)和大尺度的擬序渦結(jié)構(gòu)。渦量是描述渦流運(yùn)動(dòng)中最重要的物理量之一，其數(shù)學(xué)表達(dá)式被定義為［29］

式中：x、y、z表示3 個(gè)軸方向；u、v、w表示流體在3個(gè)軸方向上的速度分量。在所有流體運(yùn)動(dòng)所產(chǎn)生的渦系結(jié)構(gòu)里，流向渦與正交渦是2 種對(duì)流場(chǎng)影響較大的渦結(jié)構(gòu)，也是重點(diǎn)關(guān)注的對(duì)象，其渦方向與流動(dòng)方向分別為同向和垂直，本文對(duì)流向渦Ωs與正交渦Ωn分別定義為

流向渦主要發(fā)生在湍流邊界層處，一般正負(fù)交替成對(duì)出現(xiàn)，并沿著流動(dòng)方向進(jìn)行延伸，通過螺旋轉(zhuǎn)動(dòng)，把外部的環(huán)境流體卷吸到射流中心，并且核心射流在受到渦流運(yùn)動(dòng)的作用后向外流動(dòng)，導(dǎo)致核心射流和外部氣流間形成對(duì)流，達(dá)到摻混的效果，因此在渦量一定的情況下，流向渦越強(qiáng)，主流衰減越快。流向渦易受到相鄰渦結(jié)構(gòu)的擠壓，且不同旋向的流向渦比鄰存在，相互纏繞，所以在截面上的分布經(jīng)常較為雜亂且大小參差不齊。正交渦廣泛存在于任何自由剪切層中，在流動(dòng)發(fā)展的過程中，與流向渦相互作用，渦流方向與流向渦垂直，在近噴口處，分布形狀受噴嘴幾何形狀的約束而表現(xiàn)一致。

圖5為混合噴管排氣紅外和噪聲監(jiān)測(cè)位置示意圖。為獲得噴口結(jié)構(gòu)對(duì)混合噴管排氣紅外和射流噪聲的影響，在圖5 所示的監(jiān)測(cè)點(diǎn)計(jì)算混合噴管的排氣紅外輻射強(qiáng)度和射流噪聲總聲壓級(jí)。由于混合噴管結(jié)構(gòu)左右對(duì)稱，因此只探測(cè)單邊數(shù)值。監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布在3 個(gè)半圓平面的圓周上，探測(cè)圓周的圓心在排氣噴口中心處，周半徑為50Dj，每隔10°設(shè)置1 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，單個(gè)平面上分布19 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

圖5 混合噴管排氣紅外和噪聲監(jiān)測(cè)位置示意圖Fig.5 Schematic of exhaust plume infrared and noise detection position distribution of mixing duct

3 流動(dòng)特征

3.1 混合噴管內(nèi)流動(dòng)

采用雷諾平均的N-S 方程和大渦模擬方法計(jì)算的基準(zhǔn)模型引射系數(shù)分別為0.59 和0.57，二者相差3.5%，2 種計(jì)算方法獲得的混合噴管中心對(duì)稱面上的速度分布特征如圖6 所示，從圖6 中可以看出，2 種計(jì)算方法的流場(chǎng)結(jié)果基本一致。

圖6 混合噴管內(nèi)中心對(duì)稱面上速度分布Fig.6 Velocity distribution on center symmetry surface of mixing duct

圖7為基準(zhǔn)模型混合噴管中心對(duì)稱面上的流線和溫度分布結(jié)果，從圖7 中可看出，混合噴管主射流大部分從噴口后端流出，在核心流的上下位置，存在2 個(gè)明顯的回流區(qū)，混合噴管內(nèi)的流動(dòng)特征可通過對(duì)混合噴管型面進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)來改善。

圖7 混合噴管中心對(duì)稱面上流線和溫度分布Fig.7 Streamlines and temperature distribution on center symmetry surface of mixing duct

圖8 為混合噴管內(nèi)沿流動(dòng)方向的流向渦截面，定義波瓣引射器出口位置為X=0 處，相鄰截面的距離為0.5Dj。從圖8 中可以看出，在波瓣引射器出口處，由于波瓣上下褶曲的型面具有導(dǎo)流效果，形成了較強(qiáng)的流向渦，流向渦加速了主流和引射次流的摻混作用，到了X=1.5Dj位置，混合噴管內(nèi)流向渦結(jié)構(gòu)開始變得模糊。

圖8 混合噴管內(nèi)沿流動(dòng)方向的流向渦截面Fig.8 Section of streamwise vortex along flow direction in mixing duct

圖9為混合噴管內(nèi)沿流動(dòng)方向的正交渦截面，由于混合噴管主流與引射次流間存在巨大的速度梯度，因此在黏性剪切力的驅(qū)動(dòng)下，沿著核心射流的邊緣卷繞生成了明顯的正交渦，正交渦強(qiáng)度反映了主流與引射次流之間的作用程度，正交渦強(qiáng)度越大越有利于主流動(dòng)量的衰減。從圖9 中可以看出，到了X=4.0Dj處，正交渦結(jié)構(gòu)開始發(fā)散，表明主流勢(shì)能開始減弱；到了X=6.5Dj處，正交渦基本消失，表明此處不存在明顯的核心勢(shì)流，這也可以從圖7 中看出。

圖9 混合噴管內(nèi)沿流動(dòng)方向的正交渦截面Fig.9 Section of orthogonal vortex along flow direction in mixing duct

3.2 性能參數(shù)對(duì)比

圖10為計(jì)算得到的各模型引射系數(shù)和壓力損失系數(shù)結(jié)果。從圖10 中可以看出，波瓣噴口對(duì)提高混合噴管的引射能力有明顯作用，但同時(shí)也增加了混合噴管的壓力損失。相比之下，小瓣寬模型以及對(duì)排排列模型引射效果更好；鋸齒噴口在小侵入角時(shí)對(duì)提高混合噴管引射能力有幫助，并且不以提高壓力損失作為代價(jià)，但隨著鋸齒侵入角增大，鋸齒侵占流道面積增多，鋸齒阻礙流體流動(dòng)的比重大于鋸齒誘導(dǎo)渦帶來的性能提升，導(dǎo)致混合噴管的壓力損失系數(shù)升高，引射系數(shù)下降，當(dāng)鋸齒侵入角增大到30°時(shí)，引射系數(shù)比基準(zhǔn)模型低。

圖10 混合噴管引射系數(shù)和壓力損失系數(shù)Fig.10 Pumping coefficient and pressure loss coefficient of mixing duct

表2 為各模型噴口處流體的質(zhì)量平均溫度和熱混合效率結(jié)果。從表2 中可以看出，波瓣噴口和鋸齒噴口模型的排氣溫度和熱混合效率都優(yōu)于基準(zhǔn)模型，b-1 模型和b-2 模型由于引射系數(shù)大，排氣溫度明顯低于其他模型，這有利于降低模型的紅外輻射強(qiáng)度。對(duì)于鋸齒噴口模型，從表2 中可以看出，隨著鋸齒侵入角增大，熱混合效率升高，這是由于鋸齒侵入角，導(dǎo)致混合噴管內(nèi)流體流出噴口時(shí)的阻力增強(qiáng)，從而提升了管內(nèi)流體流動(dòng)的無序性，更有利于冷熱流體間的相互摻混，但與此同時(shí)也增加了壓力損失。

表2 混合噴管噴口處排氣平均溫度和熱混合效率Table 2 Average exhaust temperature and thermal mixing efficiency at nozzle of mixing duct

圖11 為排氣下游截面上的溫度分布，定義噴口所在平面為Z=0 位置。從圖11 中可以看出，排氣溫度基本與引射系數(shù)呈反比，增大鋸齒侵入角有利于擾亂噴流核心區(qū)，加速降低噴流中心的溫度。

圖11 排氣下游截面上的溫度分布Fig.11 Temperature distribution on section of exhaust downstream

表3 為各模型噴口處流體的質(zhì)量平均速度和最大速度結(jié)果。由于各模型的噴口面積相同，因此流體在噴口處的速度主要由流體的質(zhì)量流量和密度決定。本文設(shè)定各模型擁有相同的主流流量進(jìn)口，因此引射流量大的模型其噴口處的質(zhì)量流量也更大。另一方面，當(dāng)混合噴管的引射流量大，其流體溫度降低，流體密度增大，這將有利于降低流體的噴流速度。從表3 的結(jié)果可以看出，噴口流量對(duì)噴流速度的影響大于密度的影響，b-1 模型和b-2 模型在噴口處的質(zhì)量流量大于其他模型，因此排氣平均速度和最大速度均遠(yuǎn)高于其他模型，這對(duì)模型的射流噪聲抑制是不利的?；旌蠂姽車娍诓捎貌ò昊蜾忼X結(jié)構(gòu)均能不同程度降低氣流在噴口處的速度不均勻度，并且采用對(duì)排排列的波瓣結(jié)構(gòu)比錯(cuò)排排列的結(jié)構(gòu)更能降低噴流的速度不均勻度和最大速度。

表3 混合噴管噴口處排氣平均速度和最大速度Table 3 Average and maximum exhaust velocity at nozzle of mixing duct

圖12 為各模型沿流動(dòng)方向的速度截面。從圖12 可以看出，B-1 模型和B-2 模型射流速度較低，尤其是在Z=-5.0Dj位置；b-1 模型和b-2 模型射流中心位置的速度比基準(zhǔn)模型高；增大鋸齒侵入角有利于擾亂噴流核心區(qū)，降低噴流中心的速度。

圖12 排氣下游截面上的速度分布Fig.12 Velocity distribution on section of exhaust downstream

3.3 流場(chǎng)渦系結(jié)構(gòu)

混合噴管的排氣噴口結(jié)構(gòu)不同將導(dǎo)致排氣噴流擁有不同的湍流形態(tài)，從而對(duì)排氣噴流的紅外輻射和氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生影響，因此對(duì)混合噴管排氣流場(chǎng)中存在的主要渦系的研究十分必要。圖13 為不同模型流向渦沿流動(dòng)方向的截面，定義噴口所在平面為Z=0 位置。從圖13 可看出，沿流動(dòng)方向，流向渦結(jié)構(gòu)逐漸破碎重組，強(qiáng)度減弱，并且通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)基準(zhǔn)模型的流向渦強(qiáng)度并不弱，但作用區(qū)域始終較為局限，難以滲透主流核心區(qū)內(nèi)。對(duì)于波瓣噴口結(jié)構(gòu)，對(duì)排排列的模型（B-1 模型和b-1 模型）流向渦的強(qiáng)度好于錯(cuò)排排列的模型，但b-1 模型由于瓣寬較小，相鄰波瓣間的流體干涉較大且動(dòng)量較小，導(dǎo)致所產(chǎn)生的流向渦大部分集中在噴流中心處，流體間的摻混作用主要發(fā)生在主射流之間，并未向外部擴(kuò)展。對(duì)于鋸齒噴口結(jié)構(gòu)，從圖13（c）可以看出，C-2 模型和C-3 模型在Z=-2.5Dj位置處的流向渦結(jié)構(gòu)仍比較完整，表明增大鋸齒的侵入角能夠提升流向渦的強(qiáng)度和傳遞性。

圖13 排氣下游截面上的流向渦分布Fig.13 Streamwise vortex distribution on section of exhaust downstream

混合噴管內(nèi)流體排出噴口后，與環(huán)境氣流存在巨大的速度梯度，在黏性剪切力的驅(qū)動(dòng)下，沿著幾何結(jié)構(gòu)的邊緣卷繞生成的渦流被稱為正交渦。圖14 為不同模型正交渦沿流動(dòng)方向的截面。從圖14 可以看出，在Z=-0.5Dj的初始段位置正交渦的結(jié)構(gòu)比較清晰，形態(tài)與噴口結(jié)構(gòu)相似；隨著流動(dòng)向下發(fā)展，在Z=-1.0Dj和Z=-2.5Dj處，正交渦結(jié)構(gòu)受相鄰渦系擠壓而扭曲，由于相鄰渦間距小，小瓣寬模型尤其明顯，但依然能夠看到大致的輪廓結(jié)構(gòu)；在Z=-5.0Dj處，主流與環(huán)境氣流的摻混較大，正交渦輪廓開始變得模糊。B-1 模型和B-2 模型在近噴口處的正交渦結(jié)構(gòu)清晰完整，但在Z=-5.0Dj處的渦量強(qiáng)度弱于其他模型，表明該噴口結(jié)構(gòu)能更快地減弱噴流的核心勢(shì)能區(qū)。鋸齒噴口的正交渦分布特點(diǎn)與基準(zhǔn)模型的區(qū)別在于到了流動(dòng)下游，鋸齒噴口的正交渦更容易覆蓋整個(gè)噴流核心區(qū)域，加快核心射流勢(shì)能的衰減。正交渦強(qiáng)度反映了主流與周圍流體作用的劇烈程度，劇烈程度越高越有利于主流動(dòng)量的衰減，對(duì)排氣流的紅外輻射抑制越有利，但同時(shí)可能造成射流的高頻噪聲增多。

圖14 排氣下游截面上的正交渦分布Fig.14 Orthogonal vortex distribution on section of exhaust downstream

4 排氣尾流紅外和噪聲結(jié)果

4.1 排氣紅外輻射

混合噴管排氣溫度較高，根據(jù)韋恩位移定律可知其紅外輻射主要集中在3～5 μm 波段。采用正反射線追蹤法計(jì)算了混合噴管排氣噴流的3～5 μm 波段紅外輻射強(qiáng)度，結(jié)果如圖15～圖17 所示，其中，I表示紅外輻射強(qiáng)度。通過對(duì)比分析圖15～圖17 可知，在3 個(gè)不同探測(cè)圓周上，各模型的排氣紅外幅值大小順序一致。從圖15～圖17 可以看出，波瓣噴口和鋸齒噴口都能有效降低混合噴管的氣體紅外輻射；b-1 模型和b-2 模型由于引射系數(shù)最大，排氣溫度最低，因此其氣體紅外輻射強(qiáng)度僅為基準(zhǔn)模型的55%左右；B-1 模型和B-2 模型的氣體紅外輻射強(qiáng)度約為基準(zhǔn)模型的75%。對(duì)于鋸齒噴口模型，C-1模型的氣體紅外輻射強(qiáng)度最小，僅為基準(zhǔn)模型的65%左右；隨著鋸齒侵入角增大，混合噴管引射系數(shù)降低，導(dǎo)致紅外輻射強(qiáng)度有所升高，但得益于鋸齒結(jié)構(gòu)能夠加強(qiáng)尾焰與環(huán)境空氣的摻混，C-3 模型雖然引射系數(shù)不比基準(zhǔn)模型高，但其3～5 μm 波段氣體紅外輻射強(qiáng)度仍只有基準(zhǔn)模型的85%左右。

圖15 水平探測(cè)圓周上排氣噴流的3～5 μm 波段紅外輻射強(qiáng)度分布Fig.15 Infrared radiation intensity distribution in 3～5 μm band of exhaust plume on horizontal circumference

圖16 縱切探測(cè)圓周上排氣噴流的3～5 μm 波段紅外輻射強(qiáng)度分布Fig.16 Infrared radiation intensity distribution in 3～5 μm band of exhaust plume on longitudinal circumference

圖17 橫切探測(cè)圓周上排氣噴流的3～5 μm 波段紅外輻射強(qiáng)度分布Fig.17 Infrared radiation intensity distribution in 3～5 μm band of exhaust plume on transverse circumference

4.2 射流噪聲

為獲得噴口結(jié)構(gòu)對(duì)混合噴管射流噪聲的影響，在圖5 所示的監(jiān)測(cè)位置計(jì)算混合噴管的射流噪聲總聲壓級(jí)，結(jié)果如圖18～圖20 所示。

從圖18 可以看出，在水平探測(cè)圓周上，模型的聲壓級(jí)分布近似呈橢圓狀，與流動(dòng)和噪聲傳遞特征一致，其中射流前向方向（0°）的聲壓級(jí)最大，后向方向（180°）的聲壓級(jí)最小，兩處相差5 dB 左右。在排氣紅外輻射研究中，已知b-1 模型的引射系數(shù)遠(yuǎn)大于基準(zhǔn)模型，其氣體紅外輻射強(qiáng)度最小，但引射系數(shù)大所帶來的排氣速度升高會(huì)增強(qiáng)射流噪聲，并且從圖13 可以看出，b-1 模型所產(chǎn)生的流向渦并未有效促進(jìn)主流與外部氣流的摻混，最終導(dǎo)致b-1 模型在水平探測(cè)圓周上的總聲壓級(jí)比基準(zhǔn)模型大出約4%。根據(jù)圖13 可看出，B-1 模型采用的噴口結(jié)構(gòu)能夠使排氣流產(chǎn)生較好的流向渦，有效促進(jìn)排氣核心勢(shì)流與環(huán)境氣流較好的摻混，并且與B-2 模型相比，其正交渦的強(qiáng)度更適中，避免射流產(chǎn)生過多的高頻噪聲，最終結(jié)果表明B-1 模型在水平監(jiān)測(cè)圓周上的噪聲級(jí)最小。鋸齒噴口模型由于隨著鋸齒侵入角增大，排氣速度降低，流體間摻混增強(qiáng)，導(dǎo)致射流噪聲級(jí)隨鋸齒侵入角增大而略有降低，但變化不明顯。

圖18 水平探測(cè)圓周上射流噪聲分布Fig.18 Jet noise distribution on horizontal circumference

從圖19 可以看出，在縱切探測(cè)圓周上，各模型的噪聲級(jí)大小順序與在水平圓周上的結(jié)果相似，區(qū)別在于峰值的指向性發(fā)生了變化?；鶞?zhǔn)模型和鋸齒模型的排氣噴流受到噴口的幾何約束較小，射流沿主流進(jìn)氣方向的伸展性保持較好，因此射流噪聲的峰值更靠近主流進(jìn)氣軸線。波瓣噴口的褶皺結(jié)構(gòu)侵入了噴口中心處，促使排氣流的流動(dòng)方向在噴口處發(fā)生明顯向下偏折，因此射流噪聲的峰值出現(xiàn)在更靠近噴管底部的方向。波瓣噴口和鋸齒噴口模型相比于基準(zhǔn)模型峰值噪聲更低，其中B-1 模型噪聲峰值比基準(zhǔn)模型低13%，B-2 模型、b-1 模型、b-2 模型分別比基準(zhǔn)模型低9%、1%和5%，C-1 模型噪聲峰值與基準(zhǔn)模型相當(dāng)，C-2 模型和C-3 模型分別比基準(zhǔn)模型低2%和5%。

圖19 縱切探測(cè)圓周上射流噪聲分布Fig.19 Jet noise distribution on longitudinal circumference

從圖20 可以看出，在橫切探測(cè)圓周上，混合噴管排氣下游的噪聲級(jí)遠(yuǎn)大于上游的噪聲級(jí)，兩處相差最大8 dB 左右。在排氣上游位置，模型噪聲級(jí)大小分布與水平探測(cè)圓周上的結(jié)果一致。從圖19 可知，在排氣下游位置，波瓣噴口模型與基準(zhǔn)模型的噪聲峰值指向性不同，波瓣噴口模型噪聲峰值出現(xiàn)在更靠近混合噴管底部位置。最終從圖20（a）可看出，在橫切探測(cè)圓周的底部位置，b-1 模型和b-2 模型的噪聲級(jí)大于基準(zhǔn)模型約4%，鋸齒模型在排氣下游的噪聲級(jí)大小分布與上游一致。

5 結(jié) 論

通過數(shù)值模擬研究了3 種不同噴口結(jié)構(gòu)類型的大寬高比彎曲混合噴管的氣動(dòng)參數(shù)特性和排氣流場(chǎng)渦系結(jié)構(gòu)，并以此為基礎(chǔ)對(duì)混合噴管的排氣紅外輻射和射流噪聲進(jìn)行分析。主要結(jié)論如下：

1）與狹長矩形噴口相比，采用波瓣噴口和鋸齒噴口能夠提升混合噴管的引射性能，小瓣寬的波瓣噴口相比于大瓣寬的波瓣噴口引射能力更強(qiáng)，但同時(shí)壓力損失也更大，需要更強(qiáng)的主流進(jìn)氣總壓；混合噴管采用對(duì)排排列的波瓣噴口引射能力大于錯(cuò)排排列的波瓣噴口；當(dāng)鋸齒噴口的鋸齒侵入角增大會(huì)增大排氣的壓力損失，同時(shí)引射系數(shù)下降。

2）混合噴管采用對(duì)排排列的波瓣噴口產(chǎn)生的流向渦更強(qiáng)，小瓣寬噴口產(chǎn)生的流向渦主要集中在射流中心，不能有效促進(jìn)核心勢(shì)流與外部氣流的摻混；采用錯(cuò)排排列的波瓣噴口在近噴口處的正交渦更強(qiáng)，表明射流在該位置與外部氣流發(fā)生劇烈的摻混，但在發(fā)展一段距離后正交渦強(qiáng)度衰減較快；相比于基準(zhǔn)模型，鋸齒噴口的流向渦和正交渦的分布范圍更廣，并且增大鋸齒侵入角對(duì)提升渦強(qiáng)有一定幫助。

3）提升引射系數(shù)是降低混合噴管排氣紅外輻射強(qiáng)度最直接的途徑，小瓣寬的波瓣噴口模型憑借大引射系數(shù)的優(yōu)勢(shì)，最終紅外輻射僅為基準(zhǔn)模型的55%左右。除此之外，加大排氣流與環(huán)境氣流的摻混程度也可抑制氣體的紅外輻射，如侵入角為30°的鋸齒噴口模型，引射系數(shù)不高于基準(zhǔn)模型，但由于流向渦和正交渦強(qiáng)度和作用范圍更大，最終3～5 μm 波段氣體紅外輻射強(qiáng)度仍只有基準(zhǔn)模型的85%左右。

4）當(dāng)引射系數(shù)提升到一定程度后，排氣速度增大過多，導(dǎo)致混合噴管的射流噪聲增強(qiáng)，如小瓣寬的波瓣噴口模型引射系數(shù)大，在水平探測(cè)圓周和橫切探測(cè)圓周上，同一測(cè)量點(diǎn)的噪聲級(jí)大于基準(zhǔn)模型約4%。提升排氣流與環(huán)境氣流的摻混程度有利于降低混合噴管的射流噪聲，因此波瓣噴口和鋸齒噴口模型雖然排氣流量比基準(zhǔn)模型大，但峰值噪聲更低，與基準(zhǔn)模型相比，B-1 模型、B-2 模型、b-1 模型、b-2 模型噪聲峰值分別降低了13%、9%、1%和5%，C-1 模型噪聲峰值與基準(zhǔn)模型相當(dāng)，C-2 模型和C-3 模型的噪聲峰值分別降低2%和5%；正交渦在促進(jìn)射流與環(huán)境氣流摻混的同時(shí)容易增大射流的高頻噪聲，因此提升排氣流的流向渦強(qiáng)度對(duì)抑制射流噪聲更有幫助。

5）綜合考慮3 種噴口結(jié)構(gòu)，波瓣噴口結(jié)構(gòu)比狹長矩形結(jié)構(gòu)和鋸齒結(jié)構(gòu)擁有更好的紅外和噪聲抑制效能，并且對(duì)排排列的波瓣噴口比錯(cuò)排排列噴口激勵(lì)的流向渦強(qiáng)度更大，小瓣寬波瓣噴口模型雖然對(duì)紅外抑制效果優(yōu)異，但在射流噪聲抑制方面表現(xiàn)較不理想。最終，B-1 模型在紅外輻射和噪聲抑制兼容性上表現(xiàn)最均衡，最值得被采納。