郭 平，都昌兵，王 江

(長(zhǎng)沙航空職業(yè)技術(shù)學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410124)

推力矢量技術(shù)是增加導(dǎo)彈機(jī)動(dòng)能力的途徑之一，作為推力矢量技術(shù)之一，噴流擾流片通過在噴管內(nèi)產(chǎn)生激波形成擾流片上游噴管內(nèi)壁的局部高壓區(qū)來(lái)提供矢量推力［1］。其特點(diǎn)是:結(jié)構(gòu)原理簡(jiǎn)單，伺服力矩小，技術(shù)上易實(shí)現(xiàn)，操作可靠，噴流不偏轉(zhuǎn)時(shí)無(wú)持續(xù)燒蝕和推力損失;推力矢量系統(tǒng)工作時(shí)軸向推力損失較大［2］。有研究表明:相比其它類型的推力矢量控制系統(tǒng)，噴流擾流片推力矢量控制系統(tǒng)體積占用小，且其在水下的工作效率要高于在空氣中的工作效率［1］;推進(jìn)劑中添加的鋁不會(huì)帶來(lái)噴流擾流片推力矢量性能和結(jié)構(gòu)的損害［3］。近年來(lái)，關(guān)于噴流擾流片的研究，國(guó)外公開發(fā)表的并不多見;國(guó)內(nèi)曾做過噴流擾流片的點(diǎn)火對(duì)比試驗(yàn)［4］，但對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失和側(cè)向力的變化規(guī)律未進(jìn)行深入分析，其它相關(guān)研究則少見報(bào)道。

為明確噴流擾流片產(chǎn)生發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力及其造成發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失的大小，并探究噴管出口面積堵塞比(對(duì)應(yīng)噴流擾流片在噴管出口的徑向位置)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力和軸向推力損失的影響規(guī)律，本文針對(duì)單片凸圓弧形噴流擾流片，采用發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)側(cè)力結(jié)合流動(dòng)數(shù)值仿真的手段，分析了噴管出口不同面積堵塞比下單片噴流擾流片產(chǎn)生發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力的大小，以及對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)軸向力推力損失，并參考數(shù)值仿真獲得的流動(dòng)信息討論了發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力和軸向推力損失的變化規(guī)律。

1 物理模型及研究方法

本文研究所用火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管為拉瓦爾噴管，收斂段和擴(kuò)張段均為錐面，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室直徑為56mm，噴管收斂段半錐角為34.5°，喉道直徑為13mm，擴(kuò)張段半錐角為 9.5°，出口直徑為 32.5mm。噴流擾流片為凸圓弧形，圓弧直徑為25mm，厚度為5mm，緊貼噴管出口安裝，擾流片安裝位置可沿噴管出口半徑方向調(diào)整，以研究噴管出口不同面積堵塞比條件下噴流擾流片產(chǎn)生的發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)力。研究所用噴管及噴流擾流片的幾何模型及實(shí)物見圖1和圖2所示。

圖1 噴管及擾流片幾何模型

圖2 安裝在試驗(yàn)臺(tái)上的試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)

發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口、噴流擾流片安裝、發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火接線以及發(fā)動(dòng)機(jī)在試驗(yàn)臺(tái)上的安裝見圖2所示。試驗(yàn)中采用火箭發(fā)動(dòng)機(jī)六分力試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行噴管出口不同面積堵塞比(即噴流擾流片相對(duì)噴管出口截面不同徑向安裝位置)狀態(tài)下發(fā)動(dòng)機(jī)軸向力和側(cè)向力的測(cè)量。試驗(yàn)臺(tái)為立式六分力火箭發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)，由動(dòng)架、定架、彈性約束件、測(cè)力傳感器、連接件組成。動(dòng)架與定架采用柔性連接，使動(dòng)架只能沿著發(fā)動(dòng)機(jī)軸線方向移動(dòng)。定架則是試驗(yàn)架承力的基礎(chǔ)，對(duì)動(dòng)架起著固定和保護(hù)作用。試驗(yàn)臺(tái)軸向力靜態(tài)測(cè)量精度優(yōu)于0.3%，側(cè)向力靜態(tài)測(cè)量精度優(yōu)于0.5%，試驗(yàn)臺(tái)測(cè)力原理見圖3。

圖3 六分力試驗(yàn)臺(tái)原理圖

圖4 數(shù)值分析所用計(jì)算域及結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格

為便于燃?xì)馀c噴流擾流片相互作用下流動(dòng)細(xì)節(jié)的分析和討論，對(duì)試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)噴口處流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值仿真輔助分析。其采用的計(jì)算域及結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格如圖4所示，為適應(yīng)流動(dòng)細(xì)節(jié)的捕捉，靠近壁面處及流動(dòng)變化劇烈的區(qū)域進(jìn)行了適當(dāng)?shù)木植烤W(wǎng)格加密。分別采用壓力進(jìn)口(火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室條件)、絕熱無(wú)滑移固壁、對(duì)稱面以及壓力出口(大氣環(huán)境)的邊界條件?；鸺l(fā)動(dòng)機(jī)固體推進(jìn)劑為成氣性較好的雙基推進(jìn)劑，燃燒室工作穩(wěn)定段壓強(qiáng)為7.2MPa、燃?xì)饪倻?2200K、燃?xì)舛▔罕葻釣?855KJ/(Kg·K)、燃?xì)馄骄肿恿繛?22.4Mr。

流動(dòng)數(shù)值仿真采用商業(yè)仿真軟件Fluent進(jìn)行，流動(dòng)的計(jì)算采用二階迎風(fēng)格式及Roe平均的矢通量裂解格式，噴管內(nèi)燃?xì)饬鲃?dòng)采取凍結(jié)流簡(jiǎn)化;采用二階標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型進(jìn)行近壁面湍流區(qū)域的計(jì)算［5］;在與壁面相鄰近的粘性邊界層中，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行修正。流動(dòng)計(jì)算達(dá)到穩(wěn)定收斂的判定原則為:流動(dòng)各主要?dú)埐钕陆?個(gè)數(shù)量級(jí)且計(jì)算域進(jìn)出口流量穩(wěn)定。

2 數(shù)據(jù)分析與討論

本文試驗(yàn)研究針對(duì)噴流擾流片的3個(gè)徑向安裝位置，分別對(duì)應(yīng)的噴管出口面積堵塞比為0.07、0.13和0.19。測(cè)量獲得了該3個(gè)狀態(tài)下發(fā)動(dòng)機(jī)的側(cè)向力以及軸向推力進(jìn)而得到軸向推力損失。參照試驗(yàn)狀態(tài)，進(jìn)行了對(duì)應(yīng)的數(shù)值仿真分析研究。

圖5給出了發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力和軸向推力損失(無(wú)擾流片作用下與有擾流片作用下發(fā)動(dòng)機(jī)軸向力的差)隨噴管出口不同面積堵塞比的變化規(guī)律。圖中橫坐標(biāo)為噴管出口面積堵塞比，定義為擾流片所遮擋的噴管出口面積與噴管出口總面積的比值;縱坐標(biāo)為發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力和軸向推力損失，分別以無(wú)擾流片狀態(tài)下的發(fā)動(dòng)機(jī)推力為參考基準(zhǔn)做了無(wú)因次化處理;圖中test代表試驗(yàn)結(jié)果，simu代表仿真結(jié)果。從圖中數(shù)據(jù)分布可知:隨著噴管出口面積堵塞比的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力增加，軸向推力損失增大。當(dāng)噴管出口面積堵塞比從0.07增加到0.19時(shí)，側(cè)向力與發(fā)動(dòng)機(jī)基準(zhǔn)推力(無(wú)擾流片作用時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)推力)的比值從0.04增大為0.11，發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失與發(fā)動(dòng)機(jī)基準(zhǔn)推力的比值從0.01變化為 0.07。

圖5 軸向力損失和側(cè)向力分布

從發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力的變化曲線分布可見，無(wú)論是試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果還是數(shù)值仿真所得結(jié)果，隨著噴管出口面積堵塞比的增加，側(cè)向力也不斷增加，且表現(xiàn)出較為明顯的線性。從發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失的變化情況看，噴管出口面積堵塞比的增加使得發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失也逐漸增大，但試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果和數(shù)值仿真結(jié)果的數(shù)值增長(zhǎng)規(guī)律有所不同。數(shù)值仿真結(jié)果呈現(xiàn)近似線性分布，而試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果則明顯帶有非線性特征，且隨著噴管出口面積堵塞比的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失有加速提升的趨勢(shì)。比較發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口面積堵塞比增加的條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力和軸向推力損失的變化斜率可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力增加斜率大于發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失的增加斜率。表明:當(dāng)調(diào)整噴流擾流片與噴管出口的徑向相對(duì)位置時(shí)，擾流片形成的發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力大于此舉帶來(lái)的軸向推力損失。從本文所得數(shù)據(jù)分布可見，在發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口面積堵塞比從0.07增加為0.19的過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失約為發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力的30%到50%。

圖6 噴管內(nèi)壁面壓強(qiáng)分布

為進(jìn)一步了解發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口面積堵塞比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力的影響，圖6給出了噴管出口不同面積堵塞比下對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段內(nèi)下游靠近噴流擾流片位置處的內(nèi)壁面壓強(qiáng)分布，圖中壓強(qiáng)數(shù)據(jù)分別以環(huán)境大氣壓為參考基準(zhǔn)做了無(wú)因次化處理。圖6中圖a、b、c分別對(duì)應(yīng)的噴管出口面積堵塞比為0.07、0.13 和 0.19。比較 3 幅圖片中的壓力分布可知:噴管出口位置處的噴流擾流片造成了噴管擴(kuò)張段內(nèi)部擾流片上游出現(xiàn)激波，激波面為較復(fù)雜的空間曲面，激波后壁面壓強(qiáng)明顯增加;隨著噴管出口面積堵塞比的增加，擾流片上游噴管內(nèi)壁面激波影響區(qū)域增大，且激波強(qiáng)度，即波后壁面壓強(qiáng)增加幅度也加大。噴管出口附近內(nèi)壁面的非對(duì)稱壓力分布形成了發(fā)動(dòng)機(jī)的側(cè)向力，而噴管出口面積堵塞比的增加使得噴管內(nèi)壁面激波影響區(qū)域以及波后壁面壓強(qiáng)增加幅度都加大，因此造成發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力的增加。

為深入了解發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失的產(chǎn)生原因，圖7給出了噴管出口面積堵塞比為0.19的狀態(tài)下，噴流擾流片所在位置的噴管中心對(duì)稱面內(nèi)的燃?xì)怦R赫數(shù)及流線分布。從圖中可以發(fā)現(xiàn):擾流片上游的流動(dòng)特征類似超聲速的前臺(tái)階流動(dòng)，緊貼擾流片上游為脫體激波，擾流片上游靠近噴管壁面處流動(dòng)受到阻礙形成局部的閉式分離(見圖7中的漩渦)，分離區(qū)沿噴管壁面向上游發(fā)展，擠占了主流的部分流動(dòng)通道，破壞了噴管內(nèi)原來(lái)的錐形流動(dòng)。分離區(qū)的存在使得超聲速主流有效流通面積縮小，超聲速流動(dòng)向自身偏轉(zhuǎn)進(jìn)而產(chǎn)生分離誘導(dǎo)激波，激波后的逆壓梯度加劇了邊界層分離趨勢(shì)，使得原本存在的局部分離區(qū)擴(kuò)大。

圖7 噴管中心對(duì)稱面內(nèi)馬赫數(shù)及流線分布

超聲速前臺(tái)階流動(dòng)產(chǎn)生的激波與邊界層相互作用，形成了穩(wěn)定的局部分離區(qū)以及空間曲面激波，見圖6。分離區(qū)內(nèi)的漩渦在壁面粘性作用下消耗動(dòng)能、在主流粘性作用下補(bǔ)充動(dòng)能，形成了穩(wěn)定流動(dòng)，它的存在消耗了主流的部分動(dòng)能;分離區(qū)上游的分離誘導(dǎo)空間曲面激波以及擾流片上游的脫體激波又進(jìn)一步造成了流動(dòng)機(jī)械能的損失。以上粘性損失和激波損失構(gòu)成了發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失，而發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口面積堵塞比的增加使得以上兩種損失加劇，因此發(fā)動(dòng)機(jī)的軸向推力損失也就加大。

3 結(jié)論

針對(duì)本文研究采用的凸圓弧形噴流擾流片以及本文所采用的發(fā)動(dòng)機(jī)形式，結(jié)合試驗(yàn)測(cè)量和數(shù)值仿真分析所得數(shù)據(jù)，由以上討論可得出以下結(jié)論:

(1)調(diào)整噴流擾流片安裝位置使得發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口面積堵塞比從0.07增加到0.19時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力與發(fā)動(dòng)機(jī)基準(zhǔn)推力(無(wú)擾流片作用時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)推力)的比值從0.04增大為0.11，發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失也隨之逐漸增加，數(shù)值上約為發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力的30%到50%;

(2)噴流擾流片產(chǎn)生的噴管內(nèi)壁面非對(duì)稱壓力分布是發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力產(chǎn)生的原因，噴流擾流片產(chǎn)生的噴管內(nèi)燃?xì)饬鲃?dòng)的粘性和激波損失是造成發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失的根源;

(3)隨著噴管出口面積堵塞比的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)側(cè)向力的變化近似為線性，而發(fā)動(dòng)機(jī)軸向推力損失的變化規(guī)律有待于進(jìn)一步研究。

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