大宽高比弯曲混合喷管排气红外和射流噪声抑制

杨宗耀，张靖周，单勇

南京航空航天大学 能源与动力学院，南京 210016

从未来武装直升机隐身技术的发展牵引背景分析，红外对抗呈现多波段、全方位的态势，并且要求能够兼容雷达、目视和声全方位的隐身［1-2］。美国波音和西科斯基公司联合研发的科曼奇直升机（RAH-66）将排气系统和后机身融为一体，不仅有效遮挡了排气系统高温部件的红外辐射，同时也有利于构建低雷达散射的机身外形［3-5］，是目前唯一能够将直升机红外、雷达、可见光和声隐身兼容的解决方案，体现了未来直升机隐身技术的发展方向。排气系统与后机身一体化的红外抑制结构采用的混合喷管与传统的圆形或矩形喷管不同，根据后机身舱体结构，混合喷管被设计成拥有大宽高比的弯曲结构。

针对排气系统与后机身一体化的红外抑制结构，唐正府等［6-7］开展了波瓣喷管-狭长出口弯曲混合喷管引射混合特性以及红外辐射特性的初步研究；任利锋等［8］通过数值模拟分析了狭长排气出口形状对红外辐射特征的影响；Pan 等［9-10］基于旋翼下洗简化模型，进行了直升机内外流耦合流动和传热的数值模拟，剖析了发动机排气参数和机身表面辐射特性对直升机红外辐射特性的影响；蒋坤宏等［11-13］研究了一体化红外抑制器内部遮挡和排气狭长出口修型对后机身表面温度和红外辐射特性的影响，分析了弯曲混合喷管尺寸参数、波瓣出口和出口处添加导流片对引射掺混特性的影响，并较为系统地研究了后机身顶部进气口布局对后机身内部气流流动和红外辐射特性的影响；Zhou等［14-15］通过数值研究了安装一体化红外抑制器的直升机雷达/红外综合隐身特性，提出了一种基于Pareto 解的综合隐身方法，建立了涵道尾桨的优化模型，最终使涵道尾桨在噪声抑制、雷达截面减小和气动性能提升方面得到了改进。

由于发动机排气系统埋入后机身，在与直升机后机身一体化设计的红外抑制器中，排气混合喷管的过渡型面更加复杂，其需要将发动机动力涡轮出口的圆形排气截面过渡为机身侧面的狭长排气口，同时还需要利用后机身顶部进气狭缝将机身外部气流导入后机身舱内，从而对高温排气喷管壁面起到冷却降温的作用，再与排气流混合，从机身侧面狭长排气口排出。相比于传统的直升机排气系统，装配一体化红外抑制器直升机的排气流场发生了较大的变化，流场的变化不仅对温度场产生影响，更直接影响了排气声场的分布特征。

虽然在直升机噪声的组成中旋翼噪声是主要来源，但考虑到当前关于混合喷管射流噪声的研究主要集中在圆形和矩形排气喷口上，对大宽高比喷口的射流噪声研究还是空白，以及未来倡导直升机隐身要满足多频谱兼容，因此探究一体化红外抑制器在满足直升机红外隐身的同时是否兼容声隐身是有意义的。随着科技的创新与发展，大宽高比弯曲混合喷管可能被应用于更广阔的领域中，提前探究获得大宽高比喷口的射流噪声特性也具有很大意义。目前研究发现，射流远场低频噪声主要由前三阶傅里叶周向模态主导，其轴对称轴模态的声波主要向下游小角度方向传播，并且被认为是由近场轴对称的大尺度相干结构产生［16］。基于这一特性，发展以增进射流与空气混合、打破大尺度结构的周向对称性为目的的降噪手段。此外，热排气强化掺混技术一直以来都是主要的排气红外辐射抑制方法。因此，利用数值仿真的方法，通过改变混合喷管的喷口结构，探究大宽高比弯曲混合喷管排气红外和射流噪声抑制的兼容性。

1 物理和计算模型

1.1 物理模型

图1 为大宽高比弯曲混合喷管模型。与装配在一体化红外抑制器中的大宽高比弯曲混合喷管相比，本文所研究的混合喷管做了左右对称处理，方便后续对比和分析混合喷管排气流场的特性，并考虑到噪声计算对网格尺寸精度的要求，采用了缩比模型，混合喷管结构和尺寸参数如图1（b）所示。混合喷管主流进口、引射进口和排气 喷 口 的 面 积 之 比 为1.00∶1.35∶2.51。 以图1（b）所示的具有狭长矩形喷口的混合喷管作为基准模型，在此基础上改变混合喷管喷口的结构，形成波瓣喷口和锯齿喷口这2 类对比模型，以探究3 种不同喷口结构类型的大宽高比弯曲混合喷管排气红外和射流噪声抑制的兼容性。

图2 为波瓣喷口的结构，波瓣的瓣宽分成大、小这2 种尺寸，每种瓣宽尺寸下波瓣的波峰和波谷排列方式又被分为对排排列和错排排列这2 种，因此共包含4 个波瓣喷口模型。

图2 波瓣喷口结构Fig.2 Lobe nozzle structure

图3为锯齿喷口的结构，锯齿是一个边长为2.6 mm 的等边三角形，交替分布在混合喷管喷口的左右两侧，每侧各40 个，并通过调节锯齿平面与射流方向的夹角（侵入角）形成不同模型，本文研究了侵入角为10°、20°和30°共3 个锯齿喷口模型。要说明的是，所研究的模型喷口结构虽然存在差异，但喷管出口面积均保持一致。为方便在后续研究中对研究对象的表述，定义了各模型的名称，如表1 所示。

表1 模型命名Table 1 Naming for models

1.2 计算域及边界条件设置

设置计算域尺寸如图4 所示，由于排气喷流从喷口流出后呈扩张趋势，所以将计算域外流场设计成渐扩状，以达到减少计算网格，缩短计算时间的目的。混合喷管主流进口直径定义为Dj= 39 mm，计算域流向长度设为50Dj，上游宽度为20Dj，下游宽度为50Dj。计算域中包含的小圆柱面为噪声积分面，该圆柱面要求能正好包围喷流的大部分含能涡结构即可，由于计算域中的网格朝外边界逐渐粗糙，进而过大的噪声积分面导致截止频率下降［17］。最终经过计算，确定噪声积分面的高度为35Dj，上游宽度为8Dj，下游宽度为20Dj。

图4 计算域示意图Fig.4 Schematic of computational domain

混合喷管主流进口被定义为质量流量入口，材料为理想气体，参考实际涡轴发动机涡轮后的温度水平，设置混合喷管进口温度为840 K，质量流量为0.038 kg/s，测得混合喷管排气速度约为100 m/s，与实际发动机的排气速度相近。假设进口热流气体为航空煤油燃烧后得到的燃气，根据化学反应方程式求出其主要组分氮气、二氧化碳和水蒸气的质量分数依次为0.706、0.209 和0.085［9］。环境气体组分设为氮气和氧气，质量分数分别为0.756 和0.244。噪声积分面设置为内部面，计算域边界均设为无反射压力出口，环境压力为101.325 kPa，温度为293 K。

混合喷管内流场采用非结构网格划分，最大面网格尺寸为4 mm，固体壁面采用加密处理，以满足湍流模型壁面网格设置要求。计算域外流场采用结构化网格划分，为确保声学计算的准确性，计算频率范围内的每个波长至少需要6 个网格单元，声速用C表示，最大计算频率为fmax，则最大网格尺寸Lmax应满足以下要求［18］：

考虑到高频声音在传播过程中更可能被大气消散，国际民航组织在《国际民用航空公约》附件16《环境保护》中［19］将噪声监测频率范围设定为20～11 250 Hz，因此本文监测噪声的最大频率定为11 250 Hz，由此确定出外流场的最大网格尺寸Lmax＜5 mm。不同喷口模型均采用相同的网格尺寸设置，混合喷管壁面满足y+＜1，为了保证网格无关性，预先进行了多套网格分析，通过监测引射系数和排气温度分布的收敛性，最终确定整个计算域的总网格数约为520 万。

2 计算方法

2.1 射流噪声计算

射流噪声计算采用商用计算流体动力学求解器ANSYS Fluent 完成［20-22］。先使用稳态计算获得初始流场，再进行非稳态计算，非稳态计算采用Large Eddy Simulation（LES）湍流模型，并选取Smagorinsky-Lilly 亚格子模型，对流项、扩散项依次被设置为高阶迎风和中心差分格式。根据奈奎斯特采样定理［23-24］，为了能够获得感兴趣的最大声学频率，非稳态计算中设置的时间步长Δt和最大计算频率fmax应满足以下关系：

由此，确定本文非稳态计算过程的时间步长为4.4×10-5s，单个时间步长内最大迭代次数设为20 次。

当进行了5 000 步流场计算后，流场遍历超过3 遍，且整体残差均小于10-6时，启动Fluent 的声学计算模块，开始进行Ffowcs Williams-Hawkings（FW-H）噪声计算。根据奈奎斯特采样定理，采样频率fs应大于最大计算频率fmax的2倍，否则会产生频率混叠，考虑到计算资源的限制，设置了23 000 个噪声计算时间步长。为了更直观地表示声音的强度，用声压级（Sound Pressure Level， SPL）表示噪声等级，数学表达式为

式中：SPL 的单位是dB；Ppa是以Pa 为单位的压力脉动；Pref是参考声压，为2×10-5Pa，这是由于人耳能感受到的最小声压是2×10-5Pa，因此就以该压力作为声压的参考标准。

在某一位置测量获得的噪声等级是各频带声压级所对应的声压值总和，称为总声压级（Overall Sound Pressure Level， OASPL），总声压级的计算公式为［25］

式中：i指不同频带的序号。

2.2 红外辐射计算

采用CFD 软件计算模型的流场和温度场，根据 已 有 研 究［8-11］，湍 流 模 型 选 用SST（Shear Stress Transport）k-ω双方程模型，可压 缩的雷诺平均Navier-Stokes （N-S）方程离散格式选用二阶迎风格式，选取离散坐标（DO）辐射模型计算燃气与壁面、壁面与壁面间的辐射换热，气体吸收系数选为Weighted Sum of Gray Gases Model （WSGGM）［26］，固体表面发射率取为0.8，计算收敛判据设置为各项残差均＜10-6。在完成三维流场稳态计算后，再进行模型的红外辐射强度计算，红外辐射计算采用正反射线追踪法［10-12］，算法介绍及其有效性验证详见文献［27-28］。为了获得目标辐射的红外辐射强度，不计入大气传输过程中的红外辐射能量损失。

2.3 评价指标及定义

直升机排气引射系统依靠主流的流动动量可以抽吸动力舱室内的余气，提升动力系统的对流冷却，并且引射进入混合喷管的冷气在和高温主流掺混以后能够减弱排气流温度，因此引射流量是评价直升机排气引射系统性能的重要参数之一。本文研究的排气混合喷管都具有相同的型面构型和主流流量，但由于喷口结构不同，会对主流流动阻力和管内压力分布产生影响，从而导致不同模型的引射流量存在差异，因此混合喷管的进出口压力特征也是评价混合喷管排气性能的重要参数之一。此外，从直升机排气尾流红外和噪声抑制考虑，不仅要求应尽可能降低混合喷管的排气温度和排气速度，排气流从喷口流出后与环境的掺混程度往往也起着关键作用，一般来说主流核心势能衰减越快对红外和噪声抑制越有利，因此，排气出口的热混合效率和速度不均匀度也是重要的评价参数。对本文关注的性能参数具体定义如下。

1） 引射系数

定义混合喷管引射的次流流量与主流流量的比值为引射系数，这是一种展现排气引射装置引射性能的无量纲化参数，公式为

式中：φ为引射系数；min1为主流的质量流量；min2为引射次流的质量流量。

2） 压力损失系数

定义混合喷管进出口处的总压损失与主流动压的比值为压力损失系数，压力损失系数是反映混合喷管内流动损失情况的无量纲数，可以反映流道内总体的阻力水平，其公式为

式中：Π为压力损失系数；P1为主流进口总压；P2为喷管出口总压；q为主流进口动压。

3） 热混合效率

热混合效率是评价主流与引射冷流之间掺混均匀度的参数，数值越小表明所研究位置处的温度分布越均匀，其公式为

式中：m为质量流量；Tin1和Tin2分别表示主流和引射次流的温度；Tmix为2 股流完全混合时的平均温度，其公式为

4） 速度不均匀度

速度不均匀度是一种被用来展现某一研究面上，流体速度分布均匀情况的无量纲化参数，流体在混合喷管出口截面的速度不均匀度越小代表混合喷管内的掺混水平越高，对降低排气红外辐射和射流噪声越有利，其公式为

涡流运动是流体中普遍存在的一种运动形态，尤其是在湍流运动中，包含了大量随机产生的小涡结构和大尺度的拟序涡结构。涡量是描述涡流运动中最重要的物理量之一，其数学表达式被定义为［29］

式中：x、y、z表示3 个轴方向；u、v、w表示流体在3个轴方向上的速度分量。在所有流体运动所产生的涡系结构里，流向涡与正交涡是2 种对流场影响较大的涡结构，也是重点关注的对象，其涡方向与流动方向分别为同向和垂直，本文对流向涡Ωs与正交涡Ωn分别定义为

流向涡主要发生在湍流边界层处，一般正负交替成对出现，并沿着流动方向进行延伸，通过螺旋转动，把外部的环境流体卷吸到射流中心，并且核心射流在受到涡流运动的作用后向外流动，导致核心射流和外部气流间形成对流，达到掺混的效果，因此在涡量一定的情况下，流向涡越强，主流衰减越快。流向涡易受到相邻涡结构的挤压，且不同旋向的流向涡比邻存在，相互缠绕，所以在截面上的分布经常较为杂乱且大小参差不齐。正交涡广泛存在于任何自由剪切层中，在流动发展的过程中，与流向涡相互作用，涡流方向与流向涡垂直，在近喷口处，分布形状受喷嘴几何形状的约束而表现一致。

图5为混合喷管排气红外和噪声监测位置示意图。为获得喷口结构对混合喷管排气红外和射流噪声的影响，在图5 所示的监测点计算混合喷管的排气红外辐射强度和射流噪声总声压级。由于混合喷管结构左右对称，因此只探测单边数值。监测点分布在3 个半圆平面的圆周上，探测圆周的圆心在排气喷口中心处，周半径为50Dj，每隔10°设置1 个监测点，单个平面上分布19 个监测点。

图5 混合喷管排气红外和噪声监测位置示意图Fig.5 Schematic of exhaust plume infrared and noise detection position distribution of mixing duct

3 流动特征

3.1 混合喷管内流动

采用雷诺平均的N-S 方程和大涡模拟方法计算的基准模型引射系数分别为0.59 和0.57，二者相差3.5%，2 种计算方法获得的混合喷管中心对称面上的速度分布特征如图6 所示，从图6 中可以看出，2 种计算方法的流场结果基本一致。

图6 混合喷管内中心对称面上速度分布Fig.6 Velocity distribution on center symmetry surface of mixing duct

图7为基准模型混合喷管中心对称面上的流线和温度分布结果，从图7 中可看出，混合喷管主射流大部分从喷口后端流出，在核心流的上下位置，存在2 个明显的回流区，混合喷管内的流动特征可通过对混合喷管型面进行优化设计来改善。

图7 混合喷管中心对称面上流线和温度分布Fig.7 Streamlines and temperature distribution on center symmetry surface of mixing duct

图8 为混合喷管内沿流动方向的流向涡截面，定义波瓣引射器出口位置为X=0 处，相邻截面的距离为0.5Dj。从图8 中可以看出，在波瓣引射器出口处，由于波瓣上下褶曲的型面具有导流效果，形成了较强的流向涡，流向涡加速了主流和引射次流的掺混作用，到了X=1.5Dj位置，混合喷管内流向涡结构开始变得模糊。

图8 混合喷管内沿流动方向的流向涡截面Fig.8 Section of streamwise vortex along flow direction in mixing duct

图9为混合喷管内沿流动方向的正交涡截面，由于混合喷管主流与引射次流间存在巨大的速度梯度，因此在黏性剪切力的驱动下，沿着核心射流的边缘卷绕生成了明显的正交涡，正交涡强度反映了主流与引射次流之间的作用程度，正交涡强度越大越有利于主流动量的衰减。从图9 中可以看出，到了X=4.0Dj处，正交涡结构开始发散，表明主流势能开始减弱；到了X=6.5Dj处，正交涡基本消失，表明此处不存在明显的核心势流，这也可以从图7 中看出。

图9 混合喷管内沿流动方向的正交涡截面Fig.9 Section of orthogonal vortex along flow direction in mixing duct

3.2 性能参数对比

图10为计算得到的各模型引射系数和压力损失系数结果。从图10 中可以看出，波瓣喷口对提高混合喷管的引射能力有明显作用，但同时也增加了混合喷管的压力损失。相比之下，小瓣宽模型以及对排排列模型引射效果更好；锯齿喷口在小侵入角时对提高混合喷管引射能力有帮助，并且不以提高压力损失作为代价，但随着锯齿侵入角增大，锯齿侵占流道面积增多，锯齿阻碍流体流动的比重大于锯齿诱导涡带来的性能提升，导致混合喷管的压力损失系数升高，引射系数下降，当锯齿侵入角增大到30°时，引射系数比基准模型低。

图10 混合喷管引射系数和压力损失系数Fig.10 Pumping coefficient and pressure loss coefficient of mixing duct

表2 为各模型喷口处流体的质量平均温度和热混合效率结果。从表2 中可以看出，波瓣喷口和锯齿喷口模型的排气温度和热混合效率都优于基准模型，b-1 模型和b-2 模型由于引射系数大，排气温度明显低于其他模型，这有利于降低模型的红外辐射强度。对于锯齿喷口模型，从表2 中可以看出，随着锯齿侵入角增大，热混合效率升高，这是由于锯齿侵入角，导致混合喷管内流体流出喷口时的阻力增强，从而提升了管内流体流动的无序性，更有利于冷热流体间的相互掺混，但与此同时也增加了压力损失。

表2 混合喷管喷口处排气平均温度和热混合效率Table 2 Average exhaust temperature and thermal mixing efficiency at nozzle of mixing duct

图11 为排气下游截面上的温度分布，定义喷口所在平面为Z=0 位置。从图11 中可以看出，排气温度基本与引射系数呈反比，增大锯齿侵入角有利于扰乱喷流核心区，加速降低喷流中心的温度。

图11 排气下游截面上的温度分布Fig.11 Temperature distribution on section of exhaust downstream

表3 为各模型喷口处流体的质量平均速度和最大速度结果。由于各模型的喷口面积相同，因此流体在喷口处的速度主要由流体的质量流量和密度决定。本文设定各模型拥有相同的主流流量进口，因此引射流量大的模型其喷口处的质量流量也更大。另一方面，当混合喷管的引射流量大，其流体温度降低，流体密度增大，这将有利于降低流体的喷流速度。从表3 的结果可以看出，喷口流量对喷流速度的影响大于密度的影响，b-1 模型和b-2 模型在喷口处的质量流量大于其他模型，因此排气平均速度和最大速度均远高于其他模型，这对模型的射流噪声抑制是不利的。混合喷管喷口采用波瓣或锯齿结构均能不同程度降低气流在喷口处的速度不均匀度，并且采用对排排列的波瓣结构比错排排列的结构更能降低喷流的速度不均匀度和最大速度。

表3 混合喷管喷口处排气平均速度和最大速度Table 3 Average and maximum exhaust velocity at nozzle of mixing duct

图12 为各模型沿流动方向的速度截面。从图12 可以看出，B-1 模型和B-2 模型射流速度较低，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准模型高；增大锯齿侵入角有利于扰乱喷流核心区，降低喷流中心的速度。

图12 排气下游截面上的速度分布Fig.12 Velocity distribution on section of exhaust downstream

3.3 流场涡系结构

混合喷管的排气喷口结构不同将导致排气喷流拥有不同的湍流形态，从而对排气喷流的红外辐射和气动噪声产生影响，因此对混合喷管排气流场中存在的主要涡系的研究十分必要。图13 为不同模型流向涡沿流动方向的截面，定义喷口所在平面为Z=0 位置。从图13 可看出，沿流动方向，流向涡结构逐渐破碎重组，强度减弱，并且通过对比可以发现基准模型的流向涡强度并不弱，但作用区域始终较为局限，难以渗透主流核心区内。对于波瓣喷口结构，对排排列的模型（B-1 模型和b-1 模型）流向涡的强度好于错排排列的模型，但b-1 模型由于瓣宽较小，相邻波瓣间的流体干涉较大且动量较小，导致所产生的流向涡大部分集中在喷流中心处，流体间的掺混作用主要发生在主射流之间，并未向外部扩展。对于锯齿喷口结构，从图13（c）可以看出，C-2 模型和C-3 模型在Z=-2.5Dj位置处的流向涡结构仍比较完整，表明增大锯齿的侵入角能够提升流向涡的强度和传递性。

图13 排气下游截面上的流向涡分布Fig.13 Streamwise vortex distribution on section of exhaust downstream

混合喷管内流体排出喷口后，与环境气流存在巨大的速度梯度，在黏性剪切力的驱动下，沿着几何结构的边缘卷绕生成的涡流被称为正交涡。图14 为不同模型正交涡沿流动方向的截面。从图14 可以看出，在Z=-0.5Dj的初始段位置正交涡的结构比较清晰，形态与喷口结构相似；随着流动向下发展，在Z=-1.0Dj和Z=-2.5Dj处，正交涡结构受相邻涡系挤压而扭曲，由于相邻涡间距小，小瓣宽模型尤其明显，但依然能够看到大致的轮廓结构；在Z=-5.0Dj处，主流与环境气流的掺混较大，正交涡轮廓开始变得模糊。B-1 模型和B-2 模型在近喷口处的正交涡结构清晰完整，但在Z=-5.0Dj处的涡量强度弱于其他模型，表明该喷口结构能更快地减弱喷流的核心势能区。锯齿喷口的正交涡分布特点与基准模型的区别在于到了流动下游，锯齿喷口的正交涡更容易覆盖整个喷流核心区域，加快核心射流势能的衰减。正交涡强度反映了主流与周围流体作用的剧烈程度，剧烈程度越高越有利于主流动量的衰减，对排气流的红外辐射抑制越有利，但同时可能造成射流的高频噪声增多。

图14 排气下游截面上的正交涡分布Fig.14 Orthogonal vortex distribution on section of exhaust downstream

4 排气尾流红外和噪声结果

4.1 排气红外辐射

混合喷管排气温度较高，根据韦恩位移定律可知其红外辐射主要集中在3～5 μm 波段。采用正反射线追踪法计算了混合喷管排气喷流的3～5 μm 波段红外辐射强度，结果如图15～图17 所示，其中，I表示红外辐射强度。通过对比分析图15～图17 可知，在3 个不同探测圆周上，各模型的排气红外幅值大小顺序一致。从图15～图17 可以看出，波瓣喷口和锯齿喷口都能有效降低混合喷管的气体红外辐射；b-1 模型和b-2 模型由于引射系数最大，排气温度最低，因此其气体红外辐射强度仅为基准模型的55%左右；B-1 模型和B-2 模型的气体红外辐射强度约为基准模型的75%。对于锯齿喷口模型，C-1模型的气体红外辐射强度最小，仅为基准模型的65%左右；随着锯齿侵入角增大，混合喷管引射系数降低，导致红外辐射强度有所升高，但得益于锯齿结构能够加强尾焰与环境空气的掺混，C-3 模型虽然引射系数不比基准模型高，但其3～5 μm 波段气体红外辐射强度仍只有基准模型的85%左右。

图15 水平探测圆周上排气喷流的3～5 μm 波段红外辐射强度分布Fig.15 Infrared radiation intensity distribution in 3～5 μm band of exhaust plume on horizontal circumference

图16 纵切探测圆周上排气喷流的3～5 μm 波段红外辐射强度分布Fig.16 Infrared radiation intensity distribution in 3～5 μm band of exhaust plume on longitudinal circumference

图17 横切探测圆周上排气喷流的3～5 μm 波段红外辐射强度分布Fig.17 Infrared radiation intensity distribution in 3～5 μm band of exhaust plume on transverse circumference

4.2 射流噪声

为获得喷口结构对混合喷管射流噪声的影响，在图5 所示的监测位置计算混合喷管的射流噪声总声压级，结果如图18～图20 所示。

从图18 可以看出，在水平探测圆周上，模型的声压级分布近似呈椭圆状，与流动和噪声传递特征一致，其中射流前向方向（0°）的声压级最大，后向方向（180°）的声压级最小，两处相差5 dB 左右。在排气红外辐射研究中，已知b-1 模型的引射系数远大于基准模型，其气体红外辐射强度最小，但引射系数大所带来的排气速度升高会增强射流噪声，并且从图13 可以看出，b-1 模型所产生的流向涡并未有效促进主流与外部气流的掺混，最终导致b-1 模型在水平探测圆周上的总声压级比基准模型大出约4%。根据图13 可看出，B-1 模型采用的喷口结构能够使排气流产生较好的流向涡，有效促进排气核心势流与环境气流较好的掺混，并且与B-2 模型相比，其正交涡的强度更适中，避免射流产生过多的高频噪声，最终结果表明B-1 模型在水平监测圆周上的噪声级最小。锯齿喷口模型由于随着锯齿侵入角增大，排气速度降低，流体间掺混增强，导致射流噪声级随锯齿侵入角增大而略有降低，但变化不明显。

图18 水平探测圆周上射流噪声分布Fig.18 Jet noise distribution on horizontal circumference

从图19 可以看出，在纵切探测圆周上，各模型的噪声级大小顺序与在水平圆周上的结果相似，区别在于峰值的指向性发生了变化。基准模型和锯齿模型的排气喷流受到喷口的几何约束较小，射流沿主流进气方向的伸展性保持较好，因此射流噪声的峰值更靠近主流进气轴线。波瓣喷口的褶皱结构侵入了喷口中心处，促使排气流的流动方向在喷口处发生明显向下偏折，因此射流噪声的峰值出现在更靠近喷管底部的方向。波瓣喷口和锯齿喷口模型相比于基准模型峰值噪声更低，其中B-1 模型噪声峰值比基准模型低13%，B-2 模型、b-1 模型、b-2 模型分别比基准模型低9%、1%和5%，C-1 模型噪声峰值与基准模型相当，C-2 模型和C-3 模型分别比基准模型低2%和5%。

图19 纵切探测圆周上射流噪声分布Fig.19 Jet noise distribution on longitudinal circumference

从图20 可以看出，在横切探测圆周上，混合喷管排气下游的噪声级远大于上游的噪声级，两处相差最大8 dB 左右。在排气上游位置，模型噪声级大小分布与水平探测圆周上的结果一致。从图19 可知，在排气下游位置，波瓣喷口模型与基准模型的噪声峰值指向性不同，波瓣喷口模型噪声峰值出现在更靠近混合喷管底部位置。最终从图20（a）可看出，在横切探测圆周的底部位置，b-1 模型和b-2 模型的噪声级大于基准模型约4%，锯齿模型在排气下游的噪声级大小分布与上游一致。

5 结 论

通过数值模拟研究了3 种不同喷口结构类型的大宽高比弯曲混合喷管的气动参数特性和排气流场涡系结构，并以此为基础对混合喷管的排气红外辐射和射流噪声进行分析。主要结论如下：

1）与狭长矩形喷口相比，采用波瓣喷口和锯齿喷口能够提升混合喷管的引射性能，小瓣宽的波瓣喷口相比于大瓣宽的波瓣喷口引射能力更强，但同时压力损失也更大，需要更强的主流进气总压；混合喷管采用对排排列的波瓣喷口引射能力大于错排排列的波瓣喷口；当锯齿喷口的锯齿侵入角增大会增大排气的压力损失，同时引射系数下降。

2）混合喷管采用对排排列的波瓣喷口产生的流向涡更强，小瓣宽喷口产生的流向涡主要集中在射流中心，不能有效促进核心势流与外部气流的掺混；采用错排排列的波瓣喷口在近喷口处的正交涡更强，表明射流在该位置与外部气流发生剧烈的掺混，但在发展一段距离后正交涡强度衰减较快；相比于基准模型，锯齿喷口的流向涡和正交涡的分布范围更广，并且增大锯齿侵入角对提升涡强有一定帮助。

3）提升引射系数是降低混合喷管排气红外辐射强度最直接的途径，小瓣宽的波瓣喷口模型凭借大引射系数的优势，最终红外辐射仅为基准模型的55%左右。除此之外，加大排气流与环境气流的掺混程度也可抑制气体的红外辐射，如侵入角为30°的锯齿喷口模型，引射系数不高于基准模型，但由于流向涡和正交涡强度和作用范围更大，最终3～5 μm 波段气体红外辐射强度仍只有基准模型的85%左右。

4）当引射系数提升到一定程度后，排气速度增大过多，导致混合喷管的射流噪声增强，如小瓣宽的波瓣喷口模型引射系数大，在水平探测圆周和横切探测圆周上，同一测量点的噪声级大于基准模型约4%。提升排气流与环境气流的掺混程度有利于降低混合喷管的射流噪声，因此波瓣喷口和锯齿喷口模型虽然排气流量比基准模型大，但峰值噪声更低，与基准模型相比，B-1 模型、B-2 模型、b-1 模型、b-2 模型噪声峰值分别降低了13%、9%、1%和5%，C-1 模型噪声峰值与基准模型相当，C-2 模型和C-3 模型的噪声峰值分别降低2%和5%；正交涡在促进射流与环境气流掺混的同时容易增大射流的高频噪声，因此提升排气流的流向涡强度对抑制射流噪声更有帮助。

5）综合考虑3 种喷口结构，波瓣喷口结构比狭长矩形结构和锯齿结构拥有更好的红外和噪声抑制效能，并且对排排列的波瓣喷口比错排排列喷口激励的流向涡强度更大，小瓣宽波瓣喷口模型虽然对红外抑制效果优异，但在射流噪声抑制方面表现较不理想。最终，B-1 模型在红外辐射和噪声抑制兼容性上表现最均衡，最值得被采纳。