2018, Vol. 39
红外隐身是新一代隐身战机必备的能力之一。随着红外探测和制导技术的迅速发展，飞机在战场环境中所面临的红外威胁日益严重。在1967~1993年，所有被击落的飞机和直升机中，有89%是被红外制导导弹摧毁的[1]。红外跟踪技术的进步促进了飞机隐身技术的快速发展，越来越多的红外抑制技术在先进的隐身战机上得到应用[2]。航空发动机在为飞机提供动力的同时会产生大量的高温燃气，是飞机的最主要红外辐射源，特别是下一代航空发动机的涡轮前温度会达2000K以上。因此，研究航空发动机排气系统的红外辐射特性预测和抑制技术对提高飞机的红外隐身能力具有重要的意义。
飞机的红外辐射主要来源于发动机涡轮等高温热部件和发动机燃气热喷流。通过改变喷管几何构型对发动机高温部件进行遮挡来抑制飞机后向的红外辐射已成为最常用的手段。S弯喷管因其高效的红外抑制效果而受到研究人员的广泛关注。一方面，其独特的几何构型能够对发动机内的高温部件实现有效遮挡，从而抑制高温部件的红外辐射；另一方面，S弯喷管的类矩形喷口强化了热喷流和环境大气的掺混，缩短了尾喷流高温核心区的长度，显著降低了尾喷流的红外辐射。瑞典国防研究所在2003~2006年设计并分析了一架装配S弯喷管的无人机“Eikon”[3~5]。结果表明，和轴对称喷管相比，S弯喷管有效抑制了无人机侧方和下方的红外辐射。Cheng研究了遮挡比和出口宽高比对S弯喷管红外辐射特性的影响[6, 7]。结果表明，遮挡比为0.75的单S弯喷管和遮挡比为0.5的双S弯喷管具有更好的红外隐身性能。同时，大出口宽高比对尾喷流的红外辐射抑制作用明显，随着出口宽高比从3增加到11，尾喷流的红外辐射强度减小了49.2%。章叶川比较了双S弯喷管和轴对称喷管的红外辐射特性[8]，研究发现，双S弯喷管的红外辐射强度下降了30%，并且双S弯喷管宽边探测面的红外辐射强度低于窄边探测面，最大降幅达到80%。刘常春等对非常规S弯喷管的红外辐射特性进行了研究，分析了喷管出口偏距对红外辐射特性的影响，并指出S弯喷管能有效降低红外辐射，和轴对称喷管相比，在推力损失不大于3%的前提下，采用S弯喷管平均降低70%以上的红外辐射[9, 10]。Sun等研究了设计参数对S弯喷管内流特性和气动性能的影响[11, 12]，研究发现，中心线变化规律、轴向长度比以及第一弯出口面积对S弯喷管性能具有显著的影响，但其并未关注这些设计参数对喷管红外辐射特性的影响。
目前公开发表的文献大多集中在对S弯喷管和轴对称喷管的红外辐射特性进行对比分析，以及设计参数对S弯喷管流场结构和性能的影响，而较少将二者结合起来综合考虑设计参数对S弯喷管红外辐射特性的影响。本文针对S弯喷管，重点研究轴向长度比和中心线变化规律这两个对S弯喷管性能有显著影响的几何参数对S弯喷管红外辐射特性的影响。
2 S弯喷管模型S弯喷管由S弯段和等直段两部分组成，如图 1所示，横截面由喷管进口的圆形截面过渡到喷管出口的矩形截面，S弯部分可由S形中心线和一系列沿流线方向变化的横截面组成。依据Lee关系式[13]构造中心线。Lee曲线分布如图 2所示，曲线方程为
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Fig. 1 Geometry model of serpentine nozzle |
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Fig. 2 Lee curve distributions |
| $ 1\# \;\;\;y/\Delta y = 3 \times {\left( {\frac{x}{L}} \right)^2} - 2 \times {\left( {\frac{x}{L}} \right)^3} $ | (1) |
| $ 2\# \;\;\;y/\Delta y = - 3 \times {\left( {\frac{x}{L}} \right)^4} + 4 \times {\left( {\frac{x}{L}} \right)^3} $ | (2) |
| $ 3\# \;\;\;y/\Delta y = 3 \times {\left( {\frac{x}{L}} \right)^4} - 8 \times {\left( {\frac{x}{L}} \right)^3} + 6 \times {\left( {\frac{x}{L}} \right)^2} $ | (3) |
式中Δy表示中心线的进出口偏距；L表示中心线轴向总长度。1#，2#，3#分别代表“均匀”、“前缓后急”、“前急后缓”变化规律。
S弯喷管的最主要目的是实现对喷管进口前方高温部件的遮挡。本文在S弯喷管的设计中采取了完全遮挡喷管进口的原则[14]。为实现对喷管进口的完全遮挡，喷管上下两条纵向线的公切线MN应该经过A点或者B点，如图 3所示。中心线由两段S形曲线构成，其沿轴线方向的长度分别为L1和L2。采用无量纲参数表征S弯喷管设计参数，其中，轴向总长度是喷管进口直径的2.8倍，出口宽高比为7。设计的S弯喷管如图 4所示。
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Fig. 3 Sketch of serpentine nozzle |
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Fig. 4 Serpentine nozzle |
采用结构化网格对S弯喷管的整个计算域进行划分。全三维计算网格和边界条件如图 5所示。近壁面网格经过加密处理，保证壁面y+ < 5。经网格无关性验证，当网格量达到160万时，对称面上的上、下壁面的静压不随网格量的增加而改变。
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Fig. 5 Numerical grid and boundary condition |
喷管进口采用压力进口边界条件，进口总压p*=0.154MPa，总温T*=1072K由发动机提供。外流进口边界和远场边界采用压力远场条件，静压p0=0.1MPa，静温T0=300K，马赫数Ma∞=0.05。外流场出口边界设置静压为pb=0.1MPa。壁面采用无滑移绝热壁面。
本文假设燃油在发动机燃烧室内充分燃烧。喷管进口燃气中，组分CO2和H2O的摩尔分数分别设置为13.12%和12.87%。外流场进口和远场边界各组分与大气环境保持一致。
通过流场数值模拟可获得计算红外辐射所需的壁面温度分布，以及燃气各组分的温度、压力分布和摩尔分数。然后将这些参数输入红外计算软件计算红外辐射[6]。在计算红外辐射时，喷管进口简化为灰体壁面，壁面发射率取ε=0.9[15]。因为喷管安装在飞机内部，喷管外壁面实际上是不可见的，所以在计算红外辐射时不考虑喷管外壁面的辐射。假设探测距离为1000m，且不考虑大气对红外辐射的衰减作用，计算波长为3~5μm。探测点设置在水平探测面和垂直探测面上，如图 6所示。
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Fig. 6 Sketch map of azimuth angle |
为了验证计算方法和结果的可靠性，首先对文献[16]中的实验模型进行了计算，并将计算结果与实验结果进行对比。图 7是实验模型和实验系统，探测距离为15m。计算结果与实验测量结果对比如图 8所示。可见，计算结果与实验测量结果吻合较好，大部分探测角处的计算值与实验值的误差都在10%以内，最大误差出现在30°探测角处，为14.81%。计算中对喷管进口和中心锥的近似处理与实验模型不同可能是造成结果偏差的主要原因。通过对比可见，本文所用的计算S弯喷管红外辐射的方法和模型是可靠的。
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Fig. 7 Diagrammatic sketch of the nozzle model and the experimental system |
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Fig. 8 Comparison of calculated result and experimental data |
本文重点研究了S弯喷管的红外辐射特性，以及S弯喷管的轴向长度比和中心线变化规律对S弯喷管红外辐射强度的影响。为了直观地对比各种喷管红外辐射强度的相对大小，对计算结果进行了无量纲化处理。
4.1 S弯喷管的红外辐射特性为了研究S弯喷管的红外辐射特性，分析了两段S弯均采用“前急后缓”的中心线变化规律，且轴向长度比L1/L2=2:4的S弯喷管的红外辐射特性。
S弯喷管的燃气温度分布如图 9所示。由于S弯喷管的出口为扁平状的类矩形，使得S弯喷管的尾喷流在水平方向上的宽度要明显大于其竖直方向上的高度，从而造成S弯喷管尾喷流辐射强度在水平探测面和垂直探测面上的差异。
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Fig. 9 Gas temperature distributions of the serpentine nozzle |
S弯喷管对称面和各横截面上的马赫数分布，以及流线方向如图 10所示。可以看出，随着S弯喷管横截面的面积逐渐减小，气流逐渐加速。在喷管进口处，受喷管几何结构的限制，气流的上部分向下偏转，在上壁面施加的向心力的作用下，气流上部分的加速减小，使得上部分气流的速度低于下部分的，如截面1所示。因此，气流上部分的静压大于下部分的，从而使横截面1处的流线方向向下。在第一个转弯处，由于喷管向上偏转，靠近上壁面的气流在离心力的作用下急剧加速，形成局部高速区，如截面3所示，使得上部分气流静压最小，因此，在截面3处的流线方向向上。在两段S弯的中间部分，由于上、下壁面限制了气流上、下两部分的加速，使得中间部分的气流速度最大，静压最小。因此，在横截面2和横截面4处，上、下部分的流线均指向中间，并形成横向流动。同样的，在第二个转弯处，上、下两部分流体的流向也指向中间，形成横向流，如横截面5所示。随着横向流的进一步发展，最终在喷管出口截面6处形成横向涡。
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Fig. 10 Mach number and streamline direction of the internal flow |
S弯喷管的红外辐射强度分布如图 11所示。为便于分析，图中分别给出了S弯喷管在水平探测面和垂直探测面上的总辐射、壁面辐射，以及燃气辐射。
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Fig. 11 Infrared radiation intensity of the serpentine nozzle |
在水平探测面和竖直探测面上，S弯喷管的燃气红外辐射强度整体上随着探测角|α|的增加而变大。这主要是因为随着探测角|α|的增加，燃气对探测器的投影面积变大，探测器所能捕获的高温区面积也就更大，相应的红外辐射强度也就越大。并且，随着探测角度的增加，燃气辐射经过的燃气路径变短，燃气对自身辐射的吸收作用也会减弱。
对于S弯喷管，其水平探测面上的燃气红外辐射强度明显低于垂直探测面上的，下降值达到14.2%。当|α|=90°时，水平探测面上的燃气红外辐射强度相比于垂直探测面上的下降更是多达61.1%。这是因为S弯喷管的尾喷流在水平方向上的宽度大于其在垂直方向上的高度，如图 9所示。因此，尾喷流在垂直方向上的投影面积大于其在水平方向上的投影面积，探测器在垂直方向上捕获的尾喷流内的高温区面积更大。
壁面辐射强度主要由壁面自身辐射，以及燃气对壁面辐射的吸收两部分因素决定。当探测角|α| < 10°时，S弯喷管的壁面辐射强度随着|α|的增加而变大，如图 11所示。当|α|从0°增加到10°时，可见壁面面积仅减小1.5%，如图 12所示，此时，壁面自身辐射变化较小，燃气对壁面辐射的吸收作用是引起壁面辐射强度变化的主要原因。当|α|较小时，壁面辐射经过的燃气路径较长，燃气对壁面辐射的吸收作用较强。随着|α|增加，壁面辐射经过的燃气路径变短，燃气对壁面辐射的吸收作用也相应的减弱。因此，当|α| < 10°时，壁面辐射强度随着|α|的增加而变大。当|α| > 10°时，随着|α|的增加，壁面辐射开始逐渐减小。因为随着|α|的进一步增加，可见壁面的面积开始明显减小，如图 12所示，导致壁面自身辐射变化明显，壁面自身辐射的变化在壁面辐射变化中占主导地位。随着可见壁面面积减小，壁面辐射强度也相应的减小。当|α|=90°时，壁面辐射强度减小为0。
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Fig. 12 Variable of visible wall area with the incrementof |α| |
从图 11可以看出，S弯喷管垂直探测面下方的壁面红外辐射强度与水平探测面上的壁面红外辐射强度相差不大，但是垂直探测面上方的壁面红外辐射低于下方的壁面红外辐射强度。这主要是由于S弯喷管上、下壁面上的温度分布不同造成的。图 13是S弯喷管上、下壁面的温度分布图。可以看出，在喷管下游，上壁面的温度总体上高于下壁面，因此，在垂直探测面下方可被探测到的喷管壁面的温度高于上方可被探测到的喷管壁面的温度。而壁面辐射受壁面温度的影响较大，所以，垂直探测面下方的壁面红外辐射强度高于上方的。S弯喷管的壁面温度主要受喷管内部流场的影响。在第二段S弯的下游，S弯喷管的喷管上、下壁面均向下发生偏转，但喷管下壁面相对于上壁面更靠近曲率中心。而气流越靠近曲率中心，加速越快，如图 10所示。因此，在第二段S弯的下游，气流上部分的温度高于下部分的，从而导致上壁面的温度高于下壁面的。
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Fig. 13 Wall temperature of the upper wall and the lower wall |
综合比较S弯喷管各部分的红外辐射强度，可以发现，S弯喷管的壁面辐射强度高于其燃气辐射强度，总辐射强度的分布大致与壁面辐射强度的分布一致。当探测角|α|较小时，可见壁面的面积大，而且壁面温度也相对较高，所以壁面辐射强度也较大，壁面辐射强度高于燃气辐射强度；随着探测角|α|增加，可见壁面面积迅速减小，壁面辐射强度减小，而燃气辐射强度随着|α|的增加而变大。因此，当|α|较大时，燃气辐射强度高于壁面辐射强度。当|α|=90°，S弯喷管的壁面辐射强度为0，总辐射强度等于燃气辐射强度。
总体上看，S弯喷管扁平的出口特征导致其燃气辐射在垂直探测面上的强度高于其在水平探测面上的。S弯喷管第二段S弯下游的上壁面温度高于下壁面温度，使得在垂直探测面下方的壁面红外辐射强度高于上方的。
4.2 S弯轴向长度比L1/L2对S弯喷管红外辐射特性的影响对于S弯喷管，在喷管总长度一定的情况下，两段S弯长度的取值不同，会造成S弯喷管构型的差异，相应的喷管的内流场特性也会有较大不同。为此，本文计算了具有不同轴向长度比（L1/L2=3:2，2:2，2:4）的S弯喷管的红外辐射强度，并进行了对比分析。喷管的几何构型如图 14所示。随着轴向长度比的减小，第一段S弯的轴向长度逐渐减小，而第二段S弯的轴向长度逐渐增加。
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Fig. 14 Geometries of serpentine nozzle with different L1/L2 |
各喷管的推力系数以及摩擦损失如图 15所示。可以看出，各喷管之间的推力系数差异很小，最大差值小于0.005；而摩擦损失差异比较明显，最大相差0.38%。轴向长度比L1/L2=2:2的S弯喷管推力系数最大；轴向长度比L1/L2=2:4的S喷管推力系数最小，并且摩擦损失最大。
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Fig. 15 Performance of serpentine nozzle with different length ratio L1/L2 |
图 16为各喷管内壁的壁面剪切应力图。可以看出，壁面剪切应力沿着主流流向逐渐增大，且在两个转弯处出现局部壁面剪切应力较大的区域。S弯喷管第一个转弯点的位置对壁面剪切应力的分布有较大的影响。壁面剪切应力较小的区域主要分布在第一个转弯点之前的第一段S弯内。因此，轴向长度比L1/L2越小，S弯喷管内壁面剪切应力较小的区域越小，相应的摩擦损失也就越大。壁面剪切应力的大小主要由壁面附近流体流速的大小决定，流速越大，壁面剪切应力越大。图 17为各喷管对称面上的马赫数分布。轴向长度比L1/L2越小，第一段S弯长度越短，在喷管入口处，流体上部分的流向偏转的角度越大，受到上壁面施加的向心力也就越大，使得流体加速小，流速也就越小。因为各喷管第一段S弯出口的面积相等，而气流速度的大小由气流的流通面积决定，所以第一段S弯出口的位置，即第一个转弯点的位置，决定了壁面剪切应力较小的区域的分布。在第一个转弯点前，流体流速小，壁面剪切应力小；经过第一个转弯点后，流体逐渐加速，壁面剪切应力逐渐变大，如图 16和图 17所示。
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Fig. 16 Wall shear of serpentine nozzle with different length ratio L1/L2 |
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Fig. 17 Mach number of serpentine nozzle with different length ratio L1/L2 |
各喷管在水平探测面上和垂直探测面上的红外辐射强度分布如图 18所示。在水平探测面和垂直探测面上，不同轴向长度比的喷管的燃气红外辐射强度基本上无差别。这是因为轴向长度比L1/L2对S弯喷管尾喷流的长度几乎无影响，如图 19所示，喷管尾喷流的高温核心区长度基本相等。因此，不同轴向长度比的喷管的燃气红外辐射强度几乎无差别。
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Fig. 18 Infrared radiation intensity of serpentine nozzle with different length ratio L1/L2 |
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Fig. 19 Gas temperature distributions of serpentine nozzle with different length ratio L1/L2 |
在水平探测面上，不同轴向长度比的喷管的壁面红外辐射强度差别很小。在垂直探测面的下方，当探测角度α < -10°时，轴向长度比为L1/L2=2:4的S弯喷管的壁面红外辐射强度比轴向长度比为L1/L2=3:2和L1/L2=2:2的S弯喷管的壁面红外辐射强度稍大，如图 18（b）所示。因为轴向长度比为L1/L2=2:4的S弯喷管的第二段S弯的轴向长度最长，内流流向的改变最平缓，气流在第二个转弯处加速最小，流速最慢，相应的温度也就最高。图 20是三个不同轴向长度比的喷管壁面的温度分布图，可以看出，轴向长度比为L1/L2=3:2和L1/L2=2:2的S弯喷管的上壁面下游的温度比较接近，而轴向长度比为L1/L2=2:4的S弯喷管的上壁面下游的温度稍高于轴向长度比为L1/L2=3:2和L1/L2=2:2的S弯喷管的上壁面下游的温度。因此，在垂直探测面的下方，当探测角度α < -10°时，轴向长度比为L1/L2=2:4的S弯喷管的可被探测到的喷管壁面的温度稍高于其他两种轴向长度比的S弯喷管的可被探测到的喷管壁面的温度。相应的，轴向长度比为L1/L2=2:4的S弯喷管的壁面红外辐射强度也比轴向长度比为L1/L2=3:2和L1/L2=2:2的S弯喷管的壁面红外辐射强度稍大。
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Fig. 20 Upper wall temperature of serpentine nozzle with different length ratio L1/L2 |
不同轴向长度比的S弯喷管的总红外辐射强度的变化与壁面红外辐射强度的变化规律基本一致，都在垂直探测面下方稍有差别。在垂直探测面下方-90° < α < -10°内，轴向长度比为L1/L2=3:2和L1/L2=2:2的S弯喷管的总红外辐射强度与轴向长度比为L1/L2=2:4的S弯喷管的总红外辐射强度平均相差3.9%和6.1%。
总体上看，轴向长度比对S弯喷管的气动性能的影响较大，而对红外辐射特性的影响较小。摩擦损失随着轴向长度比的增加而减小。而轴向长度比L1/L2=2:2的S弯喷管推力系数最大。轴向长度比对S弯喷管的燃气红外辐射强度基本上无影响。由于在S弯喷管后方可见的喷管壁面主要为第二段S弯壁面的下游部分，因此，第二段S弯壁面的温度不同是造成S弯喷管壁面红外辐射强度不同的主要原因。轴向长度比为L1/L2=2:4的S弯喷管的第二段S弯上壁面下游的温度最高，使得在垂直探测面的下方，当探测角度α < -10°时，轴向长度比为L1/L2=2:4的S弯喷管的壁面红外辐射强度比轴向长度比为L1/L2=3:2和L1/L2=2:2的S弯喷管的壁面红外辐射强度稍大。
4.3 中心线变化规律对S弯喷管红外辐射特性的影响对于S弯喷管，在喷管总长度和轴向长度比一定的情况下，中心线变化规律的不同会造成S弯喷管构型的差异，相应的也会改变喷管的内流场特性。本文研究了具有不同中心线变化规律的S弯喷管的红外辐射特性，并进行了对比分析。
为了研究第一段S弯中心线变化规律对S弯喷管红外辐射特性的影响，计算了第一段S弯中心线分别采用“均匀”，“前缓后急”，和“前急后缓”变化规律，第二段S弯中心线采用“前急后缓”变化规律的三种S弯喷管的红外辐射强度。三种喷管几何构型如图 21所示，图中“-”前后的数字分别代表第一、二段S弯中心线的变化规律。其中，数字“1”，“2”，和“3”分别代表“均匀”，“前缓后急”，和“前急后缓”变化规律。
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Fig. 21 Geometries of serpentine nozzle with different centerline of first S section |
各喷管的推力系数以及摩擦损失如图 22所示。可以看出，各喷管之间的气动性能差异很小，推力系数最大差值小于0.003，摩擦损失相差不超过0.05%。其中，第一段S弯采用“均匀”变化规律的S弯喷管1-3推力系数最大，且摩擦损失最小。
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Fig. 22 Performance of serpentine nozzle with different centerline of first S section |
各喷管内壁的壁面剪切应力分布如图 23所示。可以看出，壁面剪切应力分布的差异主要集中在第一段S弯内。在喷管“2~3”的第一段S弯的下壁面，存在一个局部壁面剪切应力稍高的区域。这是因为喷管“2-3”的第一段S弯采用了“前缓后急”的变化规律，使得第一段S弯的下壁面弯曲幅度较大，造成在下壁面前、后两个低速区之间形成一个局部速度较高的区域，如图 24所示。虽然各喷管的第二段S弯中心线变化规律相同，但是气流的马赫数分布却稍有差异。在第二个转弯处，气流下部分的速度基本相同，但是喷管2-3的气流上部分的速度比喷管1-3和3-3的小。
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Fig. 23 Wall shear of serpentine nozzle with different centerline of first S section |
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Fig. 24 Mach number of serpentine nozzle with different centerline of first S section |
三种不同中心线变化规律的S弯喷管在水平探测面上和垂直探测面上的红外辐射强度分布如图 25所示。在水平探测面上，各喷管壁面红外辐射强度和燃气红外辐射强度均无明显差别。在垂直探测面上，壁面红外辐射强度稍有变化。在垂直探测面下方，喷管2-3的壁面红外辐射强度最大；喷管1-3的壁面红外辐射强度最小。这主要是由于喷管的上壁面温度分布不同造成的。图 26是这三个喷管上壁面的温度分布图。喷管3-3与喷管1-3相比，前者上壁面下游的温度高于1010K的区域更大。而喷管3-3与喷管2-3相比，后者上壁面下游的温度高于1020K的区域更大。因为壁面辐射受壁面温度影响较大，所以，在垂直探测面下方，当第一段S弯中心线为“前缓后急”变化规律2-3时，壁面红外辐射强度最大；其次是第一段S弯中心线为“前急后缓”变化规律3-3的S弯喷管；而第一段S弯中心线为“均匀”变化规律1-3时，壁面红外辐射强度最小。
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Fig. 25 Infrared radiation intensity of serpentine nozzle with different centerline of first S section |
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Fig. 26 Upper wall temperature of serpentine nozzle with different centerline of first S section |
第一段S弯中心线不同的S弯喷管的总红外辐射强度的变化基本与壁面辐射的是一致的。总红外辐射强度的差异主要在垂直探测面的下方。在垂直探测面的下方，第一段S弯中心线为“均匀”变化规律1-3和“前急后缓”变化规律3-3的S弯喷管与第一段S弯中心线为“前缓后急”变化规律2-3的S弯喷管相比，总红外辐射强度平均相差6.3%和3.7%。
当第一段S弯采用“前急后缓”变化规律，第二段S弯分别采用“均匀”，“前缓后急”，和“前急后缓”变化规律时，各S弯几何构型如图 27所示。
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Fig. 27 Geometries of serpentine nozzle with different centerline of second S section |
各喷管的推力系数，以及摩擦损失如图 28所示。推力系数差异较大，最大差值为0.015；而摩擦损失差异较小，最大相差不超过0.08%。其中，第二段S弯采用“前急后缓”变化规律的S弯喷管3-3推力系数最大，且摩擦损失最小，具有最优的气动性能。
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Fig. 28 Performance of serpentine nozzle with different centerline of second S section |
各喷管内壁的壁面剪切应力分布如图 29所示。可以看出，各喷管第一段S弯的下壁面上的壁面剪切应力稍有差异。在喷管3-2的第二个转弯处下游，下壁面上存在一个壁面剪切应力较小的区域。这是因为在喷管3-2的第二个转弯处，气流下部分因为加速较大，产生一个超音速区，气流过度膨胀而产生激波。激波前后存在较大的逆压梯度，使气流分离，如图 30所示，从而壁面剪切应力变小。因为第二段S弯中心线变化规律不同，使得气流在第二段S弯内的流动特性也不一样。在第二个转弯处，喷管3-2气流的上部分的速度比喷管3-1和喷管3-2的稍小，如图 30所示。
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Fig. 29 Wall shear of serpentine nozzle with different centerline of second S section |
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Fig. 30 Mach number of serpentine nozzle with different centerline of second S section |
三种不同中心线变化规律的喷管在水平探测面上和垂直探测面上的红外辐射强度分布如图 31所示。和第一段S弯中心线变化对S弯喷管的红外辐射特性的影响类似，第二段S弯中心线对S弯喷管水平探测面上的红外辐射强度几乎无影响。第二段S弯中心线变化对S弯喷管红外辐射特性的影响主要体现在垂直探测面上。在垂直探测面的下方，喷管3-2的壁面红外辐射强度最大。具有不同的第二段S弯中心线的S弯喷管上壁面的温度分布如图 32所示。在S弯喷管上壁面的下游，喷管的壁面温度高于1020K的区域最大。而壁面辐射受壁面温度影响较大，因此，相应的壁面辐射也就最大。
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Fig. 31 Infrared radiation intensity of serpentine nozzle with different centerline of second S section |
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Fig. 32 Upper wall temperature of serpentine nozzle with different centerline of second S section |
第二段S弯中心线不同的S弯喷管的总红外辐射强度的变化基本与壁面辐射一致。在垂直探测面下方，第二段S弯中心线为“前缓后急”变化规律3-2的S弯喷管的总红外辐射强度最大。第二段S弯中心线为“均匀”变化规律3-1和“前急后缓”变化规律3-3的S弯喷管与第二段S弯中心线为“前缓后急”变化规律3-2的S弯喷相比，总的红外辐射强度平均相差5.9%和2.2%。
总体上看，第一段S弯中心线变化规律对喷管气动性能影响较小，而第二段S弯中心线对推力系数有较大影响。第二段S弯中心线采用“前急后缓”变化规律时能获得最优的气动性能。中心线变化规律不同的S弯喷管的燃气红外辐射强度基本相同，但壁面红外辐射特性稍有差异。中心线为“均匀”变化规律时，红外辐射强度最小；中心线为“前缓后急”变化规律时，红外辐射强度最大。
5 结论本文以S弯喷管为研究对象，着重研究了S弯轴向长度比和中心线变化规律对S弯喷管的气动和红外辐射特性的影响。主要结论有：
（1）受S弯喷管几何构型的影响，气流在喷管尾部发生偏转，导致喷管下游上壁面的温度高于下壁面的。因此，垂直探测面下方的壁面红外辐射强度高于上方的。同时，S弯喷管扁平状的出口使尾喷流在水平方向上的宽度大于在垂直方向上的高度，探测器在垂直方向上能捕获到的尾喷流的高温核心区更多。因此，垂直探测面上的燃气红外辐射强度比水平探测面上的高61.1%。
（2）轴向长度比对S弯喷管的气动性能影响较大，而对红外辐射特性的影响较小。轴向长度比为L1/L2=2:2的喷管推力系数最大。轴向长度比越小，摩擦损失越大。同时，轴向长度比越小，第二段S弯内的气流偏转越平缓，气流的加速越小，流速越慢，温度越高。使得喷管下游上壁面的温度高，相应的，垂直探测面下方的壁面红外辐射强度也大。
（3）两段S弯的中心线变化规律对喷管的气动和红外辐射特性的影响不同。第一段S弯采用“均匀”变化规律时，喷管的推力系数最大，摩擦损失最小，且红外辐射强度最小。第二段S弯采用“前急后缓”变化规律时，喷管气动性能最优；但是第二段S弯采用“均匀”变化规律时，喷管的红外辐射强度最低。
（4）轴向长度比和中心线变化规律的改变对S弯喷管红外辐射特性的影响有限。设计参数不同的S弯喷管总红外辐射强度的变化在2.2%~6.3%。
| [1] |
Mahulikar S P, Sonawane H R, Rao G A. Infrared Signature Studies of Aerospace Vehicles[J]. Progress in Aerospace Sciences, 2007, 43(7): 218-245.
(  0) |
| [2] |
Rao G A, Mahulikar S P. Integrated Review of Stealth Technology and Its Role in Airpower[J]. Aeronautical Journal–New Series-, 2002, 106(1066): 629-642.
( 0) |
| [3] |
Johansson M. FOT25 2003-2005 Propulsion Integration Final Report[R]. FOI-R-2017-SE, 2006. http://foi.se/report?rNo=FOI-R--2017--SE
( 0) |
| [4] |
Johansson M. Propulsion Integration in an UAV[R]. AIAA 2006-2834.
( 0) |
| [5] |
Johansson M, Dalenbring M. Calculation of IR Signatures from Airborne Vehicles[C]. Orlando: Modeling and Simulation for Military Applications, 2006. http://proceedings.spiedigitallibrary.org/article.aspx?articleid=1286330
( 0) |
| [6] |
Cheng W, Wang Z X, Zhou L, et al. Influences of Shield Ratio on the Infrared Signature of Serpentine Nozzle[J]. Aerospace Science and Technology, 2017, 71: 299-311. DOI:10.1016/j.ast.2017.09.001
( 0) |
| [7] |
Cheng W, Wang Z X, Zhou L, et al. Infrared Signature of Serpentine Nozzle with Different Aspect Ratio[R]. ISABE-2017-21357.
( 0) |
| [8] |
章叶川, 王占学, 史经纬, 等. 双S弯喷管流动特性及红外辐射特性分析[J]. 航空动力学报, 2013, 28(11): 2468-2474. ( 0) |
| [9] |
刘常春, 吉洪湖, 李娜, 等. 一种二元S弯喷管的红外辐射特性数值研究[J]. 工程热物理学报, 2010, 31(9): 1567-1570. ( 0) |
| [10] |
刘常春, 吉洪湖, 黄伟, 等. 一种双S弯二元喷管的红外辐射特性数值研究[J]. 航空动力学报, 2013, 28(7): 1482-1488. ( 0) |
| [11] |
Sun X L, Wang Z X, Zhou L, et al. Experimental and Computational Investigation of Double Serpentine Nozzle[J]. Journal of Aerospace Engineering, 2015, 229(11): 2035-2050.
( 0) |
| [12] |
Sun X L, Wang Z X, Zhou L, et al. Influences of Design Parameters on a Double Serpentine Convergent Nozzle[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2016, 138(7).
( 0) |
| [13] |
Lee C C, Boedicker C. Subsonic Diffuser Design and Performance for Advanced Fighter Aircraft[R]. AIAA 85-3073. http://arc.aiaa.org/doi/abs/10.2514/6.1985-3073
( 0) |
| [14] |
孙啸林, 王占学, 周莉, 等. 基于多参数耦合的S弯隐身喷管设计方法研究[J]. 工程热物理学报, 2015, 36(11): 2371-2375. ( 0) |
| [15] |
Rao G A, Mahulikar S P. Aircraft Powerplant and Plume Infrared Signature Modelling and Analysis[R]. AIAA 2005-221. http://arc.aiaa.org/doi/abs/10.2514/6.2005-221
( 0) |
| [16] |
罗明东.无人机排气系统红外隐身技术研究[D].南京: 南京航空航天大学, 2006.
( 0) |