不同形式噴管流動(dòng)與紅外抑制特性數(shù)值分析

廖華琳，張 勃，鄧慶晃，吉洪湖

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不同形式噴管流動(dòng)與紅外抑制特性數(shù)值分析

廖華琳1,2，張 勃1，鄧慶晃2，吉洪湖1

（1. 江蘇省航空動(dòng)力系統(tǒng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇 南京 210016；2. 成都燃?xì)鉁u輪研究院 總體室，四川 成都 601500）

本文針對(duì)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)，設(shè)計(jì)了等進(jìn)口、出口面積，等長(zhǎng)度的軸對(duì)稱、矩形與S彎收斂噴管（出口寬高比/＝4），在相同的內(nèi)、外涵進(jìn)口、出口參數(shù)下，數(shù)值分析了其流動(dòng)、換熱與紅外輻射強(qiáng)度分布特性。比較得出，S彎噴管在矩形噴管基礎(chǔ)上，進(jìn)一步強(qiáng)化了二次流流動(dòng)，增強(qiáng)了摻混，使得熱噴流溫度衰減增強(qiáng)；S彎壁面對(duì)進(jìn)口高溫部件形成有效遮擋，有效降低了紅外輻射強(qiáng)度。水平探測(cè)面上，不同噴管紅外輻射強(qiáng)度分布相似，S噴管量值最小，而在垂直探測(cè)面上，S彎噴管最大值出現(xiàn)高度角為20°時(shí)，這是由于尾噴流的向上偏轉(zhuǎn)導(dǎo)致的。相比軸對(duì)稱噴管，在噴管正后方，矩形噴管紅外輻射強(qiáng)度降低23.1%，S彎噴管降低89.7%。

紅外抑制；軸對(duì)稱噴管；矩形噴管；S彎噴管；強(qiáng)化摻混

0 引言

對(duì)于現(xiàn)代高性能飛行器而言，提高戰(zhàn)場(chǎng)生存力是其主要目標(biāo)之一。提高其紅外抑制特性是強(qiáng)化紅外隱身的必要手段[1-2]，可以減少被紅外尋的武器擊中的概率。研究發(fā)現(xiàn)，飛行器在中波波段（3～5mm）上的紅外輻射主要來(lái)自航空發(fā)動(dòng)機(jī)，包含高溫尾噴流和高溫壁面兩方面的貢獻(xiàn)，針對(duì)此兩方面，目前主要的紅外抑制措施包括：異形噴管、強(qiáng)化冷卻以及低發(fā)射率涂層技術(shù)[3-6]。

矩形噴管能夠強(qiáng)化熱噴流與環(huán)境大氣的摻混，縮小尾噴流高溫區(qū)面積，并利用其形狀特征縮小可視面積，實(shí)現(xiàn)對(duì)高溫部件的遮擋，從而降低尾噴流與高溫部件的輻射特征[7-8]，這種抑制作用在寬高比較大的情況下比較明顯，但是寬高比的增大會(huì)降低噴管氣動(dòng)特性，從而局限其實(shí)際應(yīng)用。如果采用強(qiáng)化冷卻技術(shù)，可以大幅降低高溫部件的溫度和紅外輻射強(qiáng)度，但是需要消耗較大流量的冷氣，將會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能帶來(lái)一定影響[9]。對(duì)于尾噴流的紅外抑制而言，采用小突片可以起到有效的強(qiáng)化摻混作用，李偉[9]、王強(qiáng)[10]、黃勇[11]針對(duì)軸對(duì)稱噴管與矩形噴管，開展了小突片和鋸齒結(jié)構(gòu)對(duì)尾噴流紅外抑制效果的影響研究，何哲旺，王飛等[12-13]數(shù)值分析了橫向射流入射對(duì)尾噴流紅外輻射強(qiáng)度的抑制效果，采用該措施的推力損失小于傳統(tǒng)的異型噴管。

在發(fā)動(dòng)機(jī)正后向探測(cè)時(shí)，其尾部高溫部件的紅外輻射占其整體的90%左右，為了降低高溫部件的紅外輻射特征，研究者發(fā)展了一種S彎形噴管，通過(guò)對(duì)噴管氣流通道的彎曲設(shè)計(jì)，對(duì)噴管內(nèi)部高溫部件形成有效遮擋，大幅降低紅外輻射強(qiáng)度[14]。但是，流道的彎曲會(huì)帶來(lái)額外的流動(dòng)阻力。為了減少阻力，必須對(duì)噴管S彎型面的優(yōu)化設(shè)計(jì)，使流動(dòng)阻力控制在允許范圍內(nèi)[15]。

在幾何結(jié)構(gòu)上，S彎噴管不具有軸對(duì)稱噴管的圓周對(duì)稱性，且在垂直方向上不具有矩形噴管的對(duì)稱性。國(guó)內(nèi)、外學(xué)者數(shù)值分析了S彎噴管的紅外輻射特征[14-15]，但是其與軸對(duì)稱噴管、矩形噴管紅外輻射特征的區(qū)別未見文獻(xiàn)報(bào)道。

本文以軸對(duì)稱噴管M1為原型，設(shè)計(jì)了圓轉(zhuǎn)矩形噴管M2，進(jìn)一步設(shè)計(jì)得到S彎噴管M3，對(duì)3種噴管在不同探測(cè)平面上的紅外輻射強(qiáng)度進(jìn)行了數(shù)值比較研究，得到了不同形式噴管不同探測(cè)平面上，紅外輻射強(qiáng)度特性的抑制規(guī)律。

1 物理模型

本文首先設(shè)計(jì)了軸對(duì)稱收斂噴管，其外涵進(jìn)口為半徑214mm的圓，內(nèi)涵半徑為174mm，內(nèi)涵出口即為混合段，噴管出口半徑129mm，噴管長(zhǎng)1270mm。在此基礎(chǔ)上，保持面積不變，將出口改為寬高比/為4的矩形，沿程截面曲線通過(guò)超橢圓方程設(shè)計(jì)得到。進(jìn)一步在矩形噴管基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了S彎噴管，其偏距比為0.5，型面中心線方程如式(1)所示，其余參數(shù)與矩形噴管相同。圖1(a)、(b)、(c)中分別給出了模型M1，M2，M3的結(jié)構(gòu)圖。圖1(a)中以軸對(duì)稱噴管M1為例，給出了噴管內(nèi)涵與外涵結(jié)構(gòu)圖。

Fig.1 Sketches of different nozzle models

2 計(jì)算域、計(jì)算網(wǎng)格

本文所取計(jì)算域?yàn)榘霃?、長(zhǎng)為30（為噴管出口的當(dāng)量直徑），如圖2以模型M3為例，給出了計(jì)算域的對(duì)稱面的網(wǎng)格。在噴管內(nèi)部區(qū)域，采用了密集分布的網(wǎng)格。在噴管中速度、溫度梯度較大的噴管壁面、出口區(qū)域均采用局部加密的網(wǎng)格。而外場(chǎng)區(qū)域根據(jù)壓力、溫度的變化梯度，采用變間距的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。本文通過(guò)網(wǎng)格數(shù)分別為110萬(wàn)、150萬(wàn)、180萬(wàn)，200萬(wàn)不同算例進(jìn)行獨(dú)立性驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格大于180萬(wàn)后，壁面溫度變化小于2%，最終選擇網(wǎng)格數(shù)為180萬(wàn)的算例進(jìn)行計(jì)算，其滿足網(wǎng)格獨(dú)立性要求。

圖2 M3計(jì)算域?qū)ΨQ面網(wǎng)格

3 邊界條件與湍流模型

本文模擬渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算條件如表1所示。

表1 各模型邊界條件

考慮到實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)中，內(nèi)涵氣體為燃?xì)?，為了?zhǔn)確模擬燃?xì)廨椛鋵?duì)溫度的影響，計(jì)算中按照發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作狀態(tài)參數(shù)，設(shè)定噴管進(jìn)口不同氣體組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)為：CO2為4.4%，CO為0.18%，H2O為0.1%；外涵氣流O2為0.232%，噴管出口與尾噴流的氣體組分濃度分布由計(jì)算得到。紅外輻射計(jì)算在3～5mm波段上展開。計(jì)算中噴管固體壁面及進(jìn)口截面（模擬噴管進(jìn)口前部高溫部件的輻射）均設(shè)為發(fā)射率為0.9的灰體壁面。

流場(chǎng)模擬采用SST（shear stress transport）-模型進(jìn)行，各方程均采用二階迎風(fēng)差分格式離散，耦合求解并實(shí)施亞松弛。

流場(chǎng)計(jì)算采用SST-模型進(jìn)行模擬，對(duì)應(yīng)的輸運(yùn)方程如式(2)和(3)：

式中：表示湍動(dòng)能的有效擴(kuò)散系數(shù)；G表示湍動(dòng)能；Y表示湍動(dòng)能損失；S表示輻射熱源。

式中：表示湍流頻率有效擴(kuò)散系數(shù)；表示湍流頻率損失；表示湍流頻率損失；表示交叉擴(kuò)散項(xiàng)；表示輻射熱源。

各方程均采用二階迎風(fēng)差分格式進(jìn)行離散，耦合求解并實(shí)施亞松弛。

紅外輻射場(chǎng)計(jì)算則采用離散傳遞法進(jìn)行，將微元面的入射輻射區(qū)域?qū)?yīng)的立體角劃分為多個(gè)小立體角，從而將計(jì)算壁面或者探測(cè)點(diǎn)的入射輻射照度的三維空間積分問(wèn)題轉(zhuǎn)換為一維多層介質(zhì)內(nèi)輻射亮度傳輸問(wèn)題。

首先通過(guò)方程(4)解目標(biāo)的光譜輻射亮度：

最后通過(guò)公式(6)與(7)分別求取光譜輻射強(qiáng)度與輻射強(qiáng)度：

式中：1與2分別為計(jì)算波段的上限與下限，本文中分別取3mm，5mm。

在紅外輻射計(jì)算中，準(zhǔn)確的溫度分布是紅外計(jì)算的基礎(chǔ)。本文中采用了對(duì)流、導(dǎo)熱與輻射傳熱耦合的方法進(jìn)行溫度計(jì)算，考慮了燃?xì)廨椛鋵?duì)壁面溫度的影響，利用Do（discrete ordinates）模型計(jì)算輻射換熱，有效提高了溫度計(jì)算精度。

本文中紅外輻射特性研究針對(duì)噴管高溫部件與尾噴流同時(shí)展開，圖3以模型M3為基準(zhǔn)，給出了垂直探測(cè)面（包括上方、下方探測(cè)面）、水平探測(cè)面上探測(cè)角度示意圖，在不同測(cè)量平面上，測(cè)量點(diǎn)之間的角度間隔均取為10°。研究中，針對(duì)模型的對(duì)稱性特點(diǎn)，軸對(duì)稱噴管只分析水平探測(cè)面，矩形噴管選取水平探測(cè)面和上方探測(cè)面進(jìn)行分析，而S彎噴管則同時(shí)對(duì)圖3中3個(gè)探測(cè)面均進(jìn)行分析。

圖3 不同探測(cè)平面方位角示意圖

4 結(jié)果分析

本章中對(duì)不同形式噴管的流動(dòng)與紅外輻射特性進(jìn)行比較分析，主要從速度、溫度分布逐步展開分析，最后對(duì)紅外輻射強(qiáng)度特征的分布進(jìn)行分析。

4.1 尾噴流溫度分析

圖4(a)、(b)、(c)分別給出了噴管M1，M2，M3窄邊對(duì)稱面上的溫度分布。圖4(a)中所示為軸對(duì)稱噴管M1的溫度分布，在噴管出口，尾噴流高溫區(qū)形成錐形分布，在與外流摻混過(guò)程中，氣流溫度沿程逐漸下降；圖4(b)中所示的矩形噴管中，尾噴流高溫區(qū)溫度低于M1，且長(zhǎng)度、寬度均縮小，圖4(c)所示S彎噴管中，高溫區(qū)長(zhǎng)度小于矩形射流，在噴管出口附近，在外涵氣流的壓制下，尾噴流徑向擴(kuò)張較小，沿軸向向下游流動(dòng)，而在下游較遠(yuǎn)處，外涵影響減弱，射流向上方偏移，徑向擴(kuò)張顯著增強(qiáng)，強(qiáng)化了尾噴流的摻混。

圖4 不同噴管窄邊對(duì)稱面溫度分布

4.2 軸向截面速度矢量分布

噴管形式的變化對(duì)噴管內(nèi)部截面流動(dòng)參數(shù)產(chǎn)生顯著影響，為了研究其內(nèi)部流動(dòng)情況變化，本節(jié)將噴管沿軸向等距分為10段，對(duì)截面上二次流流動(dòng)進(jìn)行分析。圖5中以模型M2為例對(duì)截面進(jìn)行說(shuō)明，進(jìn)口、出口截面分別為0，10截面，中間等距劃分為10個(gè)部分。文中選擇典型截面0，2，4，6，10進(jìn)行分析。

圖5 噴管內(nèi)部軸向截面位置圖

圖6(a)、(b)、(c)對(duì)不同噴管沿程典型截面上二次流速度分布進(jìn)行比較分析，圖中給出了流線分布。從圖6(a)可以看出，在軸對(duì)稱收斂噴管M1中，二次流方向均沿徑向向內(nèi)流動(dòng)。

從圖6(b)所示可以看出，在模型M2中，沿軸向流動(dòng)過(guò)程中，受到噴管圓轉(zhuǎn)矩形型面在對(duì)應(yīng)方向上的擠壓，氣流二次流方向由沿徑向向內(nèi)流動(dòng)逐漸發(fā)生偏轉(zhuǎn)，在噴管的上半部與下半部分別呈現(xiàn)逆時(shí)針與順時(shí)針流動(dòng)趨勢(shì)。

圖6(c)中所示為模型M3不同截面上的二次流速度矢量分布。可以看出，二次流方向受噴管型面影響較大，在沿程流動(dòng)過(guò)程中，受到噴管中心線和型面彎曲的影響，二次流速度逐漸由向下轉(zhuǎn)為向上流動(dòng)，在截面6上，二次流表現(xiàn)出顯著的上、下?lián)交鞝顟B(tài)，復(fù)雜的流動(dòng)混合使得氣流摻混增強(qiáng)。在噴管出口截面上，噴管流動(dòng)呈現(xiàn)向上流動(dòng)趨勢(shì)。

比較看出，模型M1的二次流速度較小，采用圓轉(zhuǎn)矩形和S彎噴管，二次流速度逐漸增大，強(qiáng)化了流體摻混，使得尾噴流溫度衰減加快。

4.3 軸向截面溫度分布

不同噴管內(nèi)部流動(dòng)的區(qū)別最終影響出口截面10上溫度分布，如圖7所示。從圖7(a)看出，模型M1等溫線依然呈現(xiàn)軸對(duì)稱分布，中心區(qū)溫度降為850K。圖7(b)中，模型M2出口處溫度分布為近矩形分布，中心區(qū)溫度降為750K。圖7(c)中模型M3受外涵氣流的壓制，出口溫度場(chǎng)分隔為左右兩個(gè)對(duì)稱等溫區(qū)，中心區(qū)出現(xiàn)350K的低溫區(qū)，且高溫區(qū)范圍進(jìn)一步減薄，有利于與周圍流體的摻混。

圖6 噴管內(nèi)部二次流軸向分布圖

圖7 噴管出口氣流溫度分布圖

4.4 紅外輻射強(qiáng)度分布

研究指明，矩形噴管能夠降低軸對(duì)稱噴管的紅外輻射強(qiáng)度特征，S彎噴管能夠進(jìn)一步強(qiáng)化紅外抑制效果，本節(jié)對(duì)不同噴管的紅外輻射強(qiáng)度特征的變化進(jìn)行比較分析。

1）噴管尾噴流紅外輻射強(qiáng)度

圖8中給出了模型M1，M2，M3尾噴流在水平探測(cè)面上的紅外輻射強(qiáng)度分布。模型M1的尾噴流紅外輻射在正后方較大，在0°～15°范圍內(nèi)，其值逐漸減小；而在15°～90°范圍內(nèi)，其隨方位角增大而提高。模型M2尾噴流的紅外輻射分布規(guī)律與模型M1相同，但是矩形噴管較強(qiáng)的摻混能力導(dǎo)致相同角度下的尾噴流紅外輻射強(qiáng)度小于M1。模型M3尾噴流的紅外輻射強(qiáng)度隨方位角緩慢增大。

圖8 水平探測(cè)面上紅外輻射強(qiáng)度

圖9中則對(duì)模型M1，M2，M3尾噴流在垂直探測(cè)面上的紅外輻射強(qiáng)度分布進(jìn)行對(duì)比分析。由于噴管的軸對(duì)稱特性，模型M1與圖9中的水平面分布相同。模型M2尾噴流的紅外輻射分布規(guī)律也與圖8中其水平面探測(cè)結(jié)果相似。模型M3由于其結(jié)構(gòu)特征，使得紅外輻射強(qiáng)度分布出現(xiàn)不對(duì)稱性。在下方探測(cè)（270°～360°）時(shí)，尾噴流的紅外輻射強(qiáng)度隨方位角增大逐漸減小；在上方探測(cè)（0°～90°）時(shí)，尾噴流的紅外輻射強(qiáng)度在20°時(shí)出現(xiàn)一個(gè)峰值，這是由于尾噴流向上偏移，使得對(duì)應(yīng)方向紅外輻射增強(qiáng)引起的。

2）噴管整體紅外輻射強(qiáng)度

在評(píng)價(jià)一個(gè)噴管紅外輻射特征時(shí)，主要以其整體特性而定。在噴管紅外特性計(jì)算中，由于其進(jìn)口面積可以等效為噴管前高溫部件的探測(cè)面積，文中為了分析方便，采用前者代替后者進(jìn)行分析。圖10(a)給出了水平探測(cè)面上，模型M1，M2，M3的噴管整體紅外輻射強(qiáng)度（包括壁面與尾噴流的輻射）隨探測(cè)角度的分布，圖10(b)則對(duì)小角度范圍內(nèi)的分布放大圖?？梢钥闯?，在模型正后方（方位角為0°）探測(cè)，軸對(duì)稱噴管M1的紅外輻射強(qiáng)度較大，隨著方位角度增大，紅外輻射強(qiáng)度逐漸減??；采用矩形出口后，噴管正后方探測(cè)面積減小，且尾噴流摻混增強(qiáng)，使得紅外輻射強(qiáng)度減?。籗彎噴管對(duì)噴管進(jìn)口高溫部件的輻射形成了有效遮擋，且壁面受到外涵氣流的冷卻，溫度較低，使得S彎噴管壁面紅外輻射強(qiáng)度較??；同時(shí)，S彎流道強(qiáng)化了尾噴流與外流的摻混，削減了尾噴流的紅外輻射，使得噴管整體紅外輻射強(qiáng)度進(jìn)一步56.9減小。比較看出，不同噴管在噴管正后方小角度范圍內(nèi)（0°～20°）之間的紅外輻射強(qiáng)度區(qū)別較大，在0°方向噴管進(jìn)口紅外輻射量值較大，S彎噴管的遮擋作用使得其紅外輻射強(qiáng)度降低幅度最大，降至軸對(duì)稱噴管的10.3%。而在20°～90°范圍內(nèi)，則增大為軸對(duì)稱噴管的29.3%。

圖9 垂直探測(cè)面上紅外輻射強(qiáng)度

圖10 水平探測(cè)面上紅外輻射強(qiáng)度

圖11中對(duì)不同模型噴管進(jìn)口面積隨探測(cè)角度的變化規(guī)律進(jìn)行了比較。

圖中縱坐標(biāo)為/M1，即不同模型的噴管進(jìn)口探測(cè)面積與模型M1噴管進(jìn)口探測(cè)面積的比值，橫坐標(biāo)為方位角（0°～90°）。模型M2噴管進(jìn)口面積在0°～10°范圍內(nèi)略小于M1，而在0°～20°范圍內(nèi)，其值明顯減小，使得對(duì)應(yīng)角度下紅外輻射強(qiáng)度減小（圖10）。模型M3進(jìn)口由于受到S彎壁面遮擋，探測(cè)面積較小，使得對(duì)應(yīng)角度范圍內(nèi)紅外輻射強(qiáng)度最低。3種噴管的進(jìn)口面積在0°～20°范圍內(nèi)發(fā)生較大變化，導(dǎo)致了圖11中對(duì)應(yīng)角度下的紅外輻射強(qiáng)度量值的變化。

圖11 進(jìn)口面積隨方位角變化

圖12(a)、(b)中分別給出了不同模型垂直探測(cè)面上的紅外輻射強(qiáng)度隨探測(cè)角度變化。在0°～90°范圍內(nèi)（上方探測(cè)），模型M1紅外輻射強(qiáng)度隨探測(cè)角度增大而逐漸減小，M2變化規(guī)律與M1相同，但是量值較?。粚?duì)于M3，其紅外輻射強(qiáng)度在0°～30°范圍內(nèi)，受到尾噴流紅外輻射強(qiáng)度分布的影響，在20°附近出現(xiàn)輻射峰值，使得紅外輻射強(qiáng)度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，總體上小于M2；在270°～360°間探測(cè)，紅外輻射強(qiáng)度先增大后減小。

相比軸對(duì)稱噴管，在噴管正后方，矩形噴管紅外輻射強(qiáng)度降低23.1%，S彎噴管在噴管正后方，整體紅外輻射強(qiáng)度最大降低89.7%。

5 結(jié)論

本文針對(duì)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)，在考慮內(nèi)外涵混合影響時(shí)，對(duì)3種典型形式噴管的氣動(dòng)與紅外輻射強(qiáng)度特性進(jìn)行了數(shù)值分析，從流動(dòng)、傳熱以及紅外輻射強(qiáng)度幾方面進(jìn)行了初步分析，在本文氣動(dòng)與幾何結(jié)構(gòu)條件下，得到結(jié)論如下：

1）相比軸對(duì)稱噴管，采用矩形噴管強(qiáng)化了二次流摻混，S彎噴管中，型面的變化使得二次流的流動(dòng)復(fù)雜程度增加，進(jìn)一步強(qiáng)化了熱噴流與外流的摻混，導(dǎo)致熱噴流溫度的降低。

2）相比軸對(duì)稱噴管，在噴管正后方，矩形噴管紅外輻射強(qiáng)度降低23.1%，S彎噴管由于其特殊的彎道結(jié)構(gòu)對(duì)噴管前高溫部件形成有效遮擋，以及摻混特性增強(qiáng)引起的尾噴流強(qiáng)化摻混，導(dǎo)致了整體紅外輻射強(qiáng)度降低89.7%。

3）S彎噴管由于結(jié)構(gòu)特殊性，紅外輻射強(qiáng)度在垂直方向上存在非對(duì)稱性，其最大值出現(xiàn)在高度角為20°時(shí)，這是由于尾噴流的向上偏移導(dǎo)致的，也說(shuō)明了在巡航狀態(tài)下，采用S彎噴管的飛行器最大紅外探測(cè)威脅來(lái)自上方探測(cè)。

圖12 垂直探測(cè)面上紅外輻射強(qiáng)度

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Numerical Investigation of Flow and Infrared Suppressing Characteristics of Nozzles in Different Style

LIAO Hualing1,2，ZHANG Bo1，DENG Qinhuang2，JI Honghu1

(1. Jiangsu Province Key Laboratory of Aerospace Power System, College of Energy and Power Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China;2. Department of Conceptual Design, China Gas Turbine Establishment, Aviation Industry Corporation of China, Chengdu601500, China)

Three different types of convergent nozzles were designed. They used the same inlet, exit area, and length including the same symmetric axis. They were rectangular and S curved nozzles with an exit aspect ratio of/＝4. The flow, heat transfer, and infrared suppressed characteristics were numerically investigated and analyzed. The secondary flow and mixing intensity were enhanced in the S curved nozzle which caused a faster decay of the hot plume. Meanwhile, the nozzle inlet and other hot components were shaded by an S curved wall. Due to the special construction, an asymmetric characteristic was observed in the vertical detecting plane and the maximum value of thermal radiation was 20° which was caused by the hot plume. Compared with an axisymmetric nozzle used for radiation intensity detected from behind, the rectangular nozzle reduced it by 23.1%. The S curved nozzle further lowered it by 89.7%.

infrared suppressing，axis nozzle，rectangular nozzle，S curved nozzle，mixing enhancement

V231.1

A

1001-8891(2017)10-0958-08

2016-05-31；

2016-09-22.

廖華琳（1973-），女，研究員/碩士，主要研究方向，航空發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)等，E-mail：752899020@qq.com。