1、中国科技信息 2023 年第 8 期CHINA SCIENCE AND TECHNOLOGY INFORMATION Apr.2023-48-航空航天面冷却与喷流降温，根据玻尔兹曼定律可知，红外辐射与温度的四次方呈正相关，该方法能够有效降低高温壁面的温度，而喷流降温则能有效减小侧向探测面内飞行器的红外辐射特征，这种红外抑制方式主要通过中心锥与支板的气模冷却、喷管的气模冷却、引射与横向射流等实现。3）低发射率涂层技术，该方法通过影响高温部件表面发射率来降低红外辐射的产生，但是经相关研究发现，在排气系统中低温部件采用低发射率涂层反而会增大其红外辐射，因此，低发射率涂层的涂覆位置是该技术工程应用的关
2、键所在。但以上大多为收敛喷管的红外抑制研究，对于收扩喷管的研究较少。本文从涡轮截面起，建立了包含中心锥、支板、火焰稳定器等部件的典型加力型涡扇发动机排气系统，对轴对称收扩喷管进行改型，建立 S 形二元收扩喷管模型，研究了扩张段中心线变化规律对 S 形二元收扩喷管流动与红外特性的影响。计算模型以带轴对称收扩喷管的某型涡扇发动机排气系统为基准展开研究，如图 1 所示。此模型主要包含由中心锥、支板、火焰稳定器、轴对称喷管等典型加力型排气系统构件。在此基准模型上，采用 S 形二元收扩喷管的设计方法从 A7 截面开始进行改型设计，保证 A7、A8、A9 截面面积不变，得到两种扩张段中心线变化规律不同的两
3、种模型：()22132xxx=（缓急相当型），()2342683xxxx=+（前急后缓型），对称面如图 2 所示。计算域、计算方法与边界条件流场特性整个排气系统呈左右对称，故取半模进行计算，计算域行业曲线开放度创新度生态度互交度持续度可替代度影响力可实现度行业关联度真实度扩张段中心线变化规律对 S 形二元收扩喷管流动与红外特性的影响王宇恒 韩婷婷 李 昕 由 昊王宇恒 韩婷婷 李 昕 由 昊航空工业成都飞机工业（集团）有限责任公司随着航空产业的发展，现代探测与跟踪系统、地空与空空红外制导导弹日益成熟，作战飞行器面临的生存环境越来越恶劣，红外低可探测技术被广泛应用。作战飞行器最主要的红外辐射源是
4、其动力系统，涡扇或涡喷发动机，主要辐射波段为 35m，当飞行马赫数小于1.5 时，其红外辐射占全机总红外辐射的 90%，故急需开展动力系统的红外抑制研究。目前主要的动力系统红外抑制措施包括：1）遮挡技术，该方法通过对排气系统的高温固体部件，如末级涡轮、中心锥等进行遮挡，降低其可被探测到的概率，大多数通过对排气系统尾喷管改型设计实现，常见的措施有二元喷管、S 形二元喷管、塞锥喷管等。2）高温壁图 1 基准轴对称排气系统物理模型-49-CHINA SCIENCE AND TECHNOLOGY INFORMATION Apr.2023中国科技信息 2023 年第 8 期航空航天如图 3 所示。流场计
5、算域为一个半圆柱体，其中 D 为排气系统外涵壁面直径，为尽可能将高温喷流包含住，计算域直径设置为 10D，长度设置为 60D，同时为了更好地对真实飞行状态下的排气系统进行数值仿真，计算时加入了飞行器后体模型。流场计算采用 Fluent，湍流模型为SST（shear stress transport）k-模型，隐式耦合算法，连续性方程、动量方程和能量方程的离散均为 2 阶迎风差分，CO2等气体分布采用组分输运模型，离散坐标（Do）模型计算排气系统的辐射换热。稳态计算时，SST k-模型的输运方程为：()()iijjuGYDStxxx+=+|（1）式中：为湍流频率扩散系数，G为湍流频率，Y为湍流频
6、率耗散项，S、D分别为辐射源和交叉扩散项。计算边界条件：内涵与外涵进口均为压力进口，半圆柱计算域边界为压力远场，马赫数 0.8，CO2等质量分数具体数值见表 1。表 1 边界条件总温 Tt（K）总压 Pt（KPa）WCO2WH2OWCO内涵8501050.0660.0250.000 1外涵350104/远场244.834.5/红外特性S 形二元收扩喷管呈现出左右对称性，故设置了侧方、上方与下方共三个红外特性探测面，如图 4 所示。每个探测面中 010内探测点间隔为 2.5，10 90内探测点间隔为 5。采用反向蒙特卡洛法（RMC）对排气系统 35m 波段的红外特性进行计算，辐射强度In（单位：
7、W/sr）计算公式为：()2211,cosMNFOVnbjiijiRIH RETN=?（2）式中：Eb（，T）为黑体光谱辐射力，Ti是第i条射线终点处模型的温度，N为设置的探测器射线数量，R 为探测距离，i为探测夹角。红外计算边界条件由流场仿真结果得到，包括固体壁面温度，气体组分浓度等。壁面发射率均设置为 0.9，壁面为漫反射壁面，计算时只包含排气系统自身的红外辐射。结果分析流场计算结果马赫数分布图 5 为两种 S 形二元收扩喷管的对称面上的马赫数分布对比。从图中可知，前缓后急型对喷管出口附近的流动分离有所改善，由缓急相当型喷管出口附近的正激波转变为了斜激波，激波角减小。但是在前急后缓型中，由
8、于“前急”使扩张段第一段弯折曲率过大，导致了喉道截面后，沿扩张段上壁面出现了一定程度的流动分离。前缓后急型产生斜激波的原因为：超声速气流绕下壁凹曲面的流动示意如图 6 所示，由流体力学可知，当均匀的超声速气流在绕下壁凹曲面流动时，气流会受到凹曲面的连续压缩，在变化的型面形成一系列连续的压缩波，并汇集到点A，远离壁面的气流在经过这一系列压缩波时才能“感知”到壁面的变化。对于文中前缓后急型出口下壁面附近的斜激波来讲，表面上是超声速气流绕外钝角的流动，但观察下壁面弯折曲线可知，在准直段前曲线以较大的曲率不停地进行弯折，但在连接准直段处突然曲率变小，故对于超声速气流来说，等效于其绕下凹壁面的流动，所以
9、形成了一道斜激波。温度分布对比图7给出了两种S形二元收扩喷管的固体壁面温度分布。从图中可知，喉道截面之前，两种排气系统的温度分布基本一致；在喷管扩张段中，前急后缓型的第二段弯折上壁面温度明显高于缓急相当型，这是由于在前急后缓型中，“前急”使扩张段第一段向上弯折的曲率较大，相比缓急相当型，大部分燃气将以更大的角度冲击在第二段向下弯折的上壁面，导致高温区扩大。排气系统气动性能采用流量系数Cd和推力系数Cf来评价排气系统的气动性能。流量系数Cd为实际流量m?与理想流量m?i之比，具体定义为：()9112()()1xAdkitkgtUdAmCmpkAqRkT+=+?（3）式中：、Ux为 9 截面的气体
10、密度和轴向速度，k、Rg为定熵指数和气体常数，pt、Tt分别为总压和总温，A为喷管内任意截面面积，q（）为流量函数，为速度系数。推力系数Cf为实际推力F与理想流量Fi之比，具体定义为：()991211xafkikgtatmUppAFCFkR Tpmkp+=|?（4）式中：p9、pa分别为 9 截面静压和环境静压。两种 S 形二元收扩喷管的流量系数和推力系数如表 2 所图 3 流场计算域与边界条件图 2 不同扩张段变化规律的 S 形二元收扩喷管中国科技信息 2023 年第 8 期CHINA SCIENCE AND TECHNOLOGY INFORMATION Apr.2023-50-航空航天图
11、7 温度分布对比图 6 超声速气流在下壁凹曲面上的流动图 5 马赫数分布对比图 4 红外探测面设置示。从表中可知，对于流量系数，缓急相当型大于前急后缓型，这是因为在前急后缓型中，虽然喷管出口附近流动分离情况有所改善，但是在扩张段上壁面附近出现了新的流动分离区，故总流量变小，流量系数也随之降低；对于推力系数，缓急相当型略小于前急后缓型，这是因为相比正激波，前急后缓型中斜激波的损失更小。综合来看，缓急相当型气动性能更优，推力损失更小。表 2 流量系数与推力系数基准模型缓急相当型前急后缓型流量系数 Cd0.920.940.90推力系数 Cf0.980.940.94红外计算结果与基准轴对称排气系统比较
12、图 8 给出了两种 S 形二元收扩喷管与基准轴对称排气系统的积分辐射强度对比，利用基准排气系统=0时的积分辐射强度值 IC 进行了无量纲化处理。从图 8 中可知，相比基准排气系统：在=0 15内，S 形二元收扩喷管有效遮挡了排气系统内的中心锥、支板等高温部件的固体辐射，0方向的积分辐射强度降幅为 84.1%（缓急相当型）、77.2%（前急后缓型）；在=65 90方向，S 形二元收扩喷管将内涵高温气流和外涵气流有效掺混后排出，抑制了大量气体辐射，积分辐射强度降幅分别为 71.1%（缓急相当型）、73.5%（前急后缓型）。在=-20-80外，平均积分辐射强度降幅为 71.2%（缓急相当型）、65.
13、2%（前急后缓型）；在=90方向，平均积分辐射强度降幅为 51.9%（缓急相当型）、56.7%（前急后缓型）。在=20 60、=-20-80内，两种 S 形二元喷管的红外辐射大于基准排气系统。两种 S 形二元收扩喷管比较从图 8 中可知，两种排气系统积分辐射强度分布规律均为先缓慢减小后迅速减小，且前急后缓型的红外辐射大于缓急相当型较多，从图 7 可知，这是前急后缓型的扩张段温度更高导致的。综合来看，两种排气系统对气体辐射的抑制效果相当，但缓急相当型对固体辐射的抑制效果更佳，平均积分辐射强度抑制效果高于前急后缓型 27.4%。总结本文设计了两种扩张段中心线变化规律不同（缓急相当型、前急后缓型）的 S 形二元收扩喷管，通过数值仿真计算了两种 S 形二元收扩喷管的流动与红外特性，结果表明：（1）缓急相当型的 S 形二元收扩喷管推力系数与前急后缓型相当，但流量系数优于前急后缓型4%，推力损失更小。（2）相比基准轴对称排气系统，两种 S 形二元收扩喷管均起到了良好的红外抑制效果，在探测关键角度（0）的积分辐射强度降幅高达84.1%（缓急相当型）、77.2%（前急后缓型）。（3）相比前急后缓型，缓急相当型的 S 形二元收扩喷管对排气系统的固体辐射抑制效果更佳，平均积分辐射强度抑制效果优于前急后缓型 27.4%。图 8 与基准轴对称排气系统的积分辐射强度对比（a）侧方探测面（b）上、下方探测面
