史經(jīng)緯，王占學(xué)，張曉博，劉增文

（西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院，陜西 西安 710072）

0 引 言

作為固定幾何氣動(dòng)矢量噴管的一種主要形式，逆流推力矢量噴管結(jié)合了氣動(dòng)式矢量噴管的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單和機(jī)械式矢量噴管的連續(xù)控制等優(yōu)點(diǎn)［1－3］，與其它幾種氣動(dòng)控制形式矢量噴管［4－7］，如激波矢量控制SVC（Shock Vectoring Controlling）、喉部偏移TS（Throat Shifting）等相比，逆流推力矢量噴管有著推力損失小、二次流需求少、不需高壓二次流及推力矢量效率高等明顯優(yōu)點(diǎn)［1］，因而成為未來(lái)高推重比航空發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)重點(diǎn)關(guān)注的方案之一。

國(guó)外對(duì)逆流推力矢量噴管的研究始于20世紀(jì)90年代，Strykowski等人率先開(kāi)展了基于二元收－擴(kuò)構(gòu)型的逆流推力矢量噴管的地面靜態(tài)冷、熱態(tài)縮比模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬，研究了氣動(dòng)、幾何參數(shù)對(duì)逆流推力矢量噴管特性的影響及控制系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)方法［8－11］，隨后NASA Langley研究中心Hunter等人在前者縮比模型的基礎(chǔ)上完成了放大尺寸的模型試驗(yàn)，并對(duì)來(lái)流Ma數(shù)的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬［12－13］。國(guó)內(nèi)對(duì)此方面的研究主要是采用數(shù)值模擬技術(shù)研究逆流推力矢量噴管參數(shù)影響規(guī)律及非定常特性。南京航空航天大學(xué)汪明生等人［14］研究了逆流推力矢量技術(shù)的非定?，F(xiàn)象、真空源等核心問(wèn)題，北京航空航天大學(xué)鄒欣華等人［15］數(shù)值模擬了馬赫數(shù)對(duì)逆流推力矢量噴管性能的影響。盡管前人的研究已經(jīng)揭示了氣動(dòng)幾何參數(shù)影響規(guī)律，非定?，F(xiàn)象，提出了真空源方案；然而，主流附體作為限制逆流推力矢量噴管應(yīng)用的一個(gè)主要瓶頸，國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)其的流動(dòng)現(xiàn)象與控制方法的研究仍不多見(jiàn)，因此有必要進(jìn)行基礎(chǔ)的研究分析。

本文主要從逆流推力矢量噴管主流附體的角度出發(fā)，采用數(shù)值模擬方法研究主流附體產(chǎn)生的機(jī)理、參數(shù)變化規(guī)律，并驗(yàn)證了提高抽吸壓力和增大噴管主流壓比實(shí)現(xiàn)附體主流脫體的控制方法。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 模型介紹

逆流推力矢量噴管幾何結(jié)構(gòu)如圖1。在二元收－擴(kuò)噴管外對(duì)稱加裝了兩個(gè)外罩，與基本噴管形成上、下二次流通道。需要矢量推力時(shí)，改變一個(gè)通道的邊界條件（如變?yōu)槌槲鼦l件），形成主流兩側(cè)壓力不對(duì)稱分布，控制主流偏轉(zhuǎn)，實(shí)現(xiàn)推力矢量。逆流推力矢量噴管的主要參數(shù)包括：基本噴管A9／A8＝1.69，出口高度H＝4cm，外罩長(zhǎng)度L＝7H，外罩橫向?qū)挾菴＝1.875H，次流通道高度G＝0.5H，外罩唇口切線角度θ＝30°。

圖1 逆流推力矢量噴管幾何結(jié)構(gòu)Fig.1 Geometric model

1.2 計(jì)算格式及計(jì)算網(wǎng)格

采用時(shí)間推進(jìn)有限體積法，基于密度和速度耦合算法求解守恒型N－S方程。對(duì)流項(xiàng)、湍動(dòng)能項(xiàng)及湍動(dòng)能耗散型運(yùn)用空間二階迎風(fēng)離散格式，粘性項(xiàng)為空間二階中心差分格式。湍流模型選用RNG理論修正的k－ε模型，壁面處理選用增強(qiáng)型壁面函數(shù)。

計(jì)算網(wǎng)格如圖2，采用結(jié)構(gòu)化分區(qū)生成，并對(duì)壁面以及剪切層出分別進(jìn)行了加密處理，保證壁面y＋不超過(guò)3。

圖2 計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computational grid

1.3 邊界條件

基本邊界條件及參數(shù)如下：噴管自由來(lái)流總壓＝101.50kPa，總溫＝300K，來(lái)流為水平方向；遠(yuǎn)場(chǎng)邊界自由來(lái)流Ma∞＝0.05，P∞＝101.32kPa，T∞＝300K；出口壓力Pe＝101.32kPa，出口總溫＝300K；抽吸側(cè)給定出口靜壓P2＝50.66kPa，T2＝300K；噴管進(jìn)口總壓＝792.77kPa，總溫＝300K；同向側(cè)流動(dòng)給定氣流進(jìn)口總溫、總壓，＝101.32kPa，＝300K。壁面選用絕熱無(wú)滑移邊界條件。

2 主流附體形成機(jī)理及特征

逆流推力矢量噴管工作時(shí)，由于上下次流通道的二次流氣動(dòng)參數(shù)不同，造成主流上、下兩側(cè)壓力不對(duì)稱，使得噴管主流發(fā)生偏轉(zhuǎn)，如圖3所示。主流下側(cè)壓力分布基本與周圍大氣壓力持平，上側(cè)壓力分布受到抽吸壓力、主流卷吸以及逆流剪切層的影響。抽吸與卷吸作用造成主次流交匯處形成低壓區(qū)，周圍大氣被吸入外罩，并與主流形成逆流剪切層。

二次流通道抽吸壓力越小，主次流交匯處壓力越低，逆流對(duì)主流的反向牽引力越大，主流偏轉(zhuǎn)角度越大，即推力矢量角越大。當(dāng)主流偏轉(zhuǎn)到到一個(gè)臨界角度時(shí)，主流足夠靠近外罩壁面，此時(shí)再進(jìn)一步減小二次流抽吸壓力，將會(huì)造成主流偏轉(zhuǎn)角度急劇增加，主流貼附到外罩內(nèi)壁面，并沿著外罩方向流動(dòng)，即形成所謂的主流附體現(xiàn)象，亦即Conda效應(yīng)。

圖3 逆流推力矢量噴管流線圖Fig.3 Streamline of counter－flow thrust vectoring nozzle

圖4給出了二次流抽吸壓力逐漸降低的過(guò)程中推力矢量角的變化規(guī)律。抽吸壓力與大氣壓力比值分別為：0.80、0.75、0.70、0.65、0.64、0.63、0.62、0.61、0.60、0.55、0.45、0.40，其它氣動(dòng)參數(shù)取基本參數(shù)（如1.3節(jié)）。從圖中可以看出抽壓力比由0.61降低至0.60時(shí)，推力矢量角驟然上升（由17.1°升至32°），主流出現(xiàn)附體現(xiàn)象，此時(shí)則定義0.61為臨界抽吸壓比。當(dāng)主流附體后，隨著抽吸壓力的繼續(xù)減小，推力矢量角基本不再變化。因此，逆流推力矢量噴管出現(xiàn)主流附體時(shí)存在臨界抽吸壓力。

圖4 推力矢量角隨抽吸壓力的變化Fig.4 Thrust vectot angle vs suction pressure

3 主流附體退出方式研究

對(duì)二維逆流推力矢量噴管，在地面靜態(tài)推力工況下，采用控制體積法（如圖5）分析得出矢量偏轉(zhuǎn)角度與噴管氣動(dòng)、幾何參數(shù)的關(guān)聯(lián)關(guān)系如下；

其中下標(biāo)0代表周圍大氣，1截面代表噴管出口，2截面代表抽吸側(cè)進(jìn)口，3截面代表同向側(cè)出口。從式（1）可以看出，對(duì)于固定幾何氣動(dòng)矢量噴管，增加噴管落壓比（即提高主流動(dòng)量）或增大二次流抽吸壓力均可使主流偏轉(zhuǎn)程度減小，亦即增加噴管落壓比或增大二次流抽吸壓力，均可能實(shí)現(xiàn)附體主流脫體。

圖5 控制體積示意圖Fig.5 Control volume sketch map

3.1 提高抽吸壓力實(shí)現(xiàn)附體主流脫體

保持其它氣動(dòng)參數(shù)為基本參數(shù)，取抽吸壓力與周圍大氣壓力之比分別為0.50、0.55、0.60、0.65、0.66、0.67、0.68、0.70、0.75、0.80逐漸增大。圖6對(duì)比了二次流抽吸壓力從大到小逐漸降低時(shí)與二次流抽吸壓力從小到大逐漸增加時(shí)推力矢量的變化?？梢钥闯?，只有當(dāng)二次流抽吸壓力比增加至0.66時(shí)（如圖7），主流才從外罩內(nèi)壁面脫體，而不是想象的當(dāng)二次流抽吸壓力比增加到0.61時(shí)，主流就從外罩內(nèi)壁面脫體，即主流從外罩內(nèi)壁面脫體存在明顯的遲滯效應(yīng)。主流脫體的臨界壓力點(diǎn)為65.86kPa，該值大于主流附體的臨界壓力點(diǎn)（60.68kPa）。隨著二次流抽吸壓比繼續(xù)增加，推力矢量角隨抽吸壓力的變化規(guī)律與二次流抽吸壓力逐漸降低時(shí)推力矢量角與抽吸壓比的變化規(guī)律是一致的。

圖6 抽吸壓力增加對(duì)主流脫體的影響Fig.6 Effect of suction pressure increase on detachment

圖7 二次流抽吸壓力比增加0.66時(shí)流場(chǎng)圖Fig.7 Flow field of CFTVN with P2／P0increase to 0.66

3.2 提高噴管壓比實(shí)現(xiàn)附體主流脫體

在二次流抽吸壓力為50.66kPa主流附體工況下，保持其它氣動(dòng)參數(shù)不變，研究了增加噴管壓比實(shí)現(xiàn)附體主流脫體。主流壓比NPR取值取值分別為：7.824、9、9.25、10。主流壓比增加，主流動(dòng)量增大，當(dāng)原來(lái)作用在主流上的偏轉(zhuǎn)力不足以提供主流沿外罩內(nèi)壁面運(yùn)動(dòng)所需的離心力，從NPR＝9.25開(kāi)始，主流開(kāi)始部分脫離外罩內(nèi)壁面，如圖8。另外，基本噴管設(shè)計(jì)壓比為7.824，而此時(shí)噴管處于欠膨脹狀態(tài)，主流在基本噴管出口下游繼續(xù)膨脹，即使仍有少部分膨脹至外罩壁面，但不再沿著壁面流動(dòng)，即完成了主流附體的脫離。

圖8 不同NPR下流場(chǎng)圖Fig.8 Flow field under different NPR

4 結(jié) 論

本文基于CFD數(shù)值模擬技術(shù)，對(duì)逆流推力矢量噴管主流附體形成機(jī)理、流場(chǎng)特征及實(shí)現(xiàn)附體主流脫體的方法進(jìn)行了研究，結(jié)論如下：

（1）逆流推力矢量噴管主流附體的產(chǎn)生與二次流抽吸、主流卷吸及逆流剪切層有關(guān)。存在使主流附體的臨界二次流抽吸壓力，本文研究的模型中，二次流抽吸壓力為61.86kPa時(shí)主流附體，低于該壓力值，改變二次流抽吸壓力對(duì)推力矢量角幾乎無(wú)影響。

（2）提出了采用提高二次流抽吸壓力和增大噴管主流壓比實(shí)現(xiàn)附體主流脫體的控制方法，并驗(yàn)證了其有效性。

（3）通過(guò)增大二次流抽吸壓力實(shí)現(xiàn)附體主流脫體的過(guò)程中，存在明顯的滯后現(xiàn)象，即在推力矢量角隨二次流抽吸壓力變化的曲線圖上形成遲滯環(huán)。

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