孫宇航，楊 晨

(中國空空導(dǎo)彈研究院， 河南 洛陽 471000)

為了提高導(dǎo)彈的機(jī)動(dòng)能力，許多戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈都采用推力矢量控制系統(tǒng)[1]。在眾多推力矢量控制方式中，燃?xì)舛嫦到y(tǒng)因?yàn)轶w積小，結(jié)構(gòu)簡單，容易實(shí)現(xiàn)等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用在戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈，特別是近距格斗空空導(dǎo)彈上[2-3]。

燃?xì)舛嫖挥诎l(fā)動(dòng)機(jī)噴口出，一般安裝在基座耳片上。燃?xì)舛鎸儆谧枇髦缕愋偷耐屏κ噶靠刂品绞剑c其他類型推矢方式相比，即使不產(chǎn)生側(cè)向控制力，也會(huì)造成較大的推力損失[4-5]。當(dāng)前，燃?xì)舛娴幕螤疃酁榫匦危?dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管內(nèi)的高速燃?xì)馐艿蕉淖璧K時(shí)，會(huì)在耳片前緣形成一道斜激波，從而影響耳片以及燃?xì)舛姹砻娴膲毫Ψ植肌Ｈ細(xì)舛嬉约岸枇κ前l(fā)動(dòng)機(jī)推力損失的原因。耳片上的阻力主要是摩擦阻力，造成的推力損失較小，四片燃?xì)舛嫔系淖枇χ突緲?gòu)成了發(fā)動(dòng)機(jī)的軸向推力損失[6]。因此，減小發(fā)動(dòng)機(jī)的推力損失，重點(diǎn)是減小燃?xì)舛娴淖枇Α?/p>

本研究提出一種楔形耳片的設(shè)計(jì)方式，采用CFD方法[7]，考察這種設(shè)計(jì)方式推矢裝置的氣動(dòng)特性，并與矩形耳片設(shè)計(jì)方式進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證楔形耳片的優(yōu)勢(shì)。

1 楔形燃?xì)舛娑Ｐ?/h2>

1.1 物理模型

本研究的對(duì)象是包含長尾噴管在內(nèi)的推力矢量控制裝置，由收斂段、等直段、喉部、擴(kuò)張段、燃?xì)舛嬉约岸M成，采用UG三維建模軟件。為了方便網(wǎng)格劃分，本研究對(duì)模型進(jìn)行了簡化[8-9]。圖1所示為燃?xì)舛媾c矩形耳片的安裝方式，圖2為燃?xì)舛媾c楔形耳片的安裝方式。

圖1 燃?xì)舛媾c矩形耳片組合方式示意圖

圖2 燃?xì)舛媾c楔形耳片組合方式示意圖

由圖2可看出，與矩形安裝方式相比，楔形耳片安裝方式將耳片設(shè)計(jì)成有一定角度的楔形，楔塊的楔角與發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張角相同。

燃?xì)舛姘惭b在楔形耳片基座上后，燃?xì)舛婢鄬?dǎo)彈質(zhì)心以及導(dǎo)彈縱軸線的距離均相對(duì)增加，這會(huì)造成作用在燃?xì)舛嫔系膲毫χ行木鄬?dǎo)彈質(zhì)心和導(dǎo)彈縱軸的距離也相應(yīng)增大，力臂增大，力相同條件下，力臂增大，則燃?xì)舛鎸?duì)導(dǎo)彈的控制力矩，如俯仰力矩、偏航力矩、滾轉(zhuǎn)力矩增大，詳細(xì)分析見2.3小節(jié)。

1.2 網(wǎng)格劃分與邊界條件

數(shù)值計(jì)算邊界條件為：質(zhì)量入口，壓力出口(1 atm)，自由來流入口和無滑移絕熱固壁邊界條件[10]。具體邊界條件設(shè)置如圖3所示。燃燒室的相關(guān)參數(shù)選取文獻(xiàn)[8]中的數(shù)據(jù)，如表1所示。噴管喉徑為45 mm，擴(kuò)張比約為3。

表1 計(jì)算采用的燃燒室參數(shù)

圖3 邊界條件的設(shè)置示意圖

由于計(jì)算區(qū)域較為復(fù)雜，本研究采用ICEM對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格主體為四面體，并在燃?xì)舛嬉约岸浇M(jìn)行加密，網(wǎng)格總數(shù)約70萬，如圖4所示。采用FLUENT6.3作為求解器，計(jì)算時(shí)，采用多面體網(wǎng)格技術(shù)[11]，利用求解器自身后處理能力對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行處理。

圖4 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分示意圖

1.3 計(jì)算方法

真實(shí)的火箭燃?xì)馍淞魇菤夤虄上嗌踔潦菤庖汗倘?、多組分、含化學(xué)反應(yīng)的復(fù)雜流動(dòng)。本研究根據(jù)實(shí)際需求，對(duì)計(jì)算模型做如下假設(shè)[9]：

1) 燃?xì)鉂M足連續(xù)介質(zhì)假設(shè)，是單一組分的可壓理想氣體；

2) 化學(xué)反應(yīng)和各種熱損失忽略不計(jì)；

3) 不計(jì)氣體本身的質(zhì)量力；

4) 不計(jì)燃?xì)舛嬉约岸瑹g。

流場控制方程為三維N-S方程，計(jì)算過程選用耦合隱式方法，湍流模型為RNGk-ε二方程模型，離散格式為二階迎風(fēng)格式[8-12]，迭代約7 000步左右收斂。

圖5為矩形耳片，單個(gè)燃?xì)舛嬖?°舵偏角計(jì)算條件下的收斂殘差曲線，其余計(jì)算工況的殘差曲線與圖5類似。

圖5 迭代計(jì)算殘差曲線

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 流場分析

為了更直觀地觀察兩種耳片形式對(duì)流場的影響，本研究增加了不加裝燃?xì)舛鏁r(shí)，耳片周圍的流場分布，如圖6所示。

圖6 不同耳片附近馬赫數(shù)

從圖6中可以看出，矩形耳片上方有一道明顯的斜激波，此激波會(huì)對(duì)耳片以及燃?xì)舛嫫系膲毫Ψ植籍a(chǎn)生影響，后文將進(jìn)一步分析；而采用楔形耳片時(shí)，燃?xì)饬鞒鰢姽芎?，沒有了燃?xì)舛娑瑢?duì)超音速發(fā)動(dòng)機(jī)噴流的阻擋，不會(huì)產(chǎn)生激波，發(fā)動(dòng)機(jī)噴流仍能保持較好的連續(xù)性。未經(jīng)激波壓縮的發(fā)動(dòng)機(jī)噴流壓力小于經(jīng)過激波壓縮的發(fā)動(dòng)機(jī)噴流，導(dǎo)致楔形耳片燃?xì)舛婺Ｐ蜖顟B(tài)時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)噴流作用在燃?xì)舛嫔系膲毫ο鄬?duì)減小。

2.2 不同耳片形式升阻力隨舵偏角變化分析

僅考慮單個(gè)舵片的情況，分別對(duì)比計(jì)算了矩形、楔形兩種安裝方式下0°～30°舵偏角時(shí)燃?xì)舛娑M件的升力、阻力、升阻比。

2.2.1升力分析

兩種形式的耳片設(shè)計(jì)方式，產(chǎn)生法向力的主要部件都是燃?xì)舛?，耳片上不產(chǎn)生升力，因此只對(duì)比不同舵偏角時(shí)舵片上的升力即可。計(jì)算結(jié)果如圖7所示。

由圖7可知，與矩形耳片相比，楔形耳片上的燃?xì)舛嫔μ荻扔兴档?，大約降低了25%左右，降低幅度較大。原因主要有兩個(gè)方面，一是由于燃?xì)舛姘惭b在楔形耳片上之后，距離發(fā)動(dòng)機(jī)噴口的距離相對(duì)增加(見圖1、圖2)，燃?xì)獾膭?dòng)壓降低；二是由于楔形耳片未能產(chǎn)生激波對(duì)高速燃?xì)膺M(jìn)行壓縮，使得原本位于耳片激波影響區(qū)域內(nèi)的燃?xì)舛姹砻鎵毫档汀?/p>

圖7 不同耳片模型法向力隨舵偏角變化曲線

2.2.2阻力分析

對(duì)阻力的分析分為3個(gè)方面。一是燃?xì)舛孀陨碜枇?，二是耳片上的阻力，三是二者的合力?/p>

1) 舵片上阻力對(duì)比

燃?xì)舛娴淖枇η€如圖8所示。

圖8 不同耳片模型舵片上阻力隨舵偏角變化曲線

由圖8可知，與矩形耳片相比，楔形耳片上的燃?xì)舛孀枇σ灿兴档?，平均降低?2%左右，降低幅度比升力降低幅度大。舵片上阻力減小的原因與升力減小原因相同，主要是作用在舵片上的燃?xì)鈮毫档汀?/p>

2) 耳片上阻力對(duì)比

耳片上受到的阻力曲線如圖9所示。

圖9 不同耳片模型耳片上阻力隨舵偏角變化曲線

由圖9可知，楔形耳片上的阻力為負(fù)值，說明楔形耳片上產(chǎn)生的力是前向作用力。

將圖2的楔形耳片模型簡化成二維平面形狀，并將作用在在楔形耳片上的力進(jìn)行分解，如圖10所示。

圖10 作用在楔形耳片上力分解

由圖10可知，由于楔形耳片所特有的斜面結(jié)構(gòu)，作用在斜面上的力分解后會(huì)有一個(gè)與阻力方向相反的前向作用力，作用力的大小與作用在耳片上的壓力大小以及耳片的楔角有關(guān)。

由圖9還可以得出結(jié)論：矩形耳片受到的阻力很小(只有摩擦阻力)；且不論何種耳片形式，作用在耳片上的力隨著舵偏角變化較小，可以這樣認(rèn)為，作用在耳片上的力，與流動(dòng)參數(shù)和耳片結(jié)構(gòu)相關(guān)，舵偏角對(duì)耳片上的力影響不大。

3) 阻力合力對(duì)比

燃?xì)舛嬉约岸献枇Φ暮狭η€，如圖11。

圖11 作用在燃?xì)舛娑M件上阻力的合力曲線

由圖11可知，采用楔形耳片，能夠大大降低燃?xì)舛娑M件受到的阻力，降幅可達(dá)80%(0°舵偏)～50%(30°舵偏)。

2.2.3升阻比對(duì)比

兩種形式燃?xì)舛娑M件的升阻比曲線如圖12。

圖12 兩種形式升阻比曲線

由圖12可知，楔形耳片能夠極大地提高推矢裝置的升阻比，原因一方面是由于將原先只產(chǎn)生阻力的矩形耳片設(shè)計(jì)成能夠產(chǎn)生一定前向作用力的楔形耳片，降低了整個(gè)推矢裝置的阻力。

另一方面是將燃?xì)舛娑O(shè)計(jì)成楔形，且楔角與發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張角一致之后，相當(dāng)于加長了發(fā)動(dòng)機(jī)擴(kuò)張段的長度，增大了發(fā)動(dòng)機(jī)的推力。

升阻比大的推矢裝置，能夠以更小的阻力代價(jià)得到相同升力，更小的發(fā)動(dòng)機(jī)推力損失得到相同的控制力，提高了推矢裝置的工作效率。

2.3 不同耳片形式力矩特性分析

本節(jié)對(duì)比兩種形式的推矢裝置對(duì)導(dǎo)彈俯仰以及滾轉(zhuǎn)控制力矩。

力矩的大小取決于力的大小和力臂。在推矢裝置產(chǎn)生相同控制力時(shí)，力臂越大，則相應(yīng)的力矩也越大。本研究比較了兩種形式條件下力臂的大小，考察楔形耳片設(shè)計(jì)形式對(duì)導(dǎo)彈俯仰和滾轉(zhuǎn)力矩的影響。

由于無法確定導(dǎo)彈的質(zhì)心位置，將力矩的作用點(diǎn)選擇在入口圓截面的中心點(diǎn)O，如圖13所示。單個(gè)燃?xì)舛鎸?duì)導(dǎo)彈的滾轉(zhuǎn)力矩就是對(duì)點(diǎn)O的滾轉(zhuǎn)力矩，而對(duì)質(zhì)心的俯仰力矩可以通過對(duì)點(diǎn)O的俯仰力矩以及O點(diǎn)距導(dǎo)彈質(zhì)心的距離計(jì)算得出。

圖13 燃?xì)舛嫔?duì)導(dǎo)彈俯仰力矩的作用點(diǎn)示意圖

不同耳片形式的推矢裝置單個(gè)燃?xì)舛鎸?duì)O點(diǎn)的滾轉(zhuǎn)和俯仰力矩隨舵偏角變化曲線如圖14和圖15。

圖14 滾轉(zhuǎn)力矩隨控制力變化曲線

圖15 對(duì)O點(diǎn)俯仰力矩隨控制力變化曲線

兩種耳片形式下對(duì)O點(diǎn)的滾轉(zhuǎn)和俯仰力臂曲線如圖16和圖17。

由圖16以及圖17可知，楔形耳片形式的滾轉(zhuǎn)力臂和俯仰力臂均大于矩形耳片形式。

圖16 滾轉(zhuǎn)力臂曲線

圖17 俯仰力臂曲線

可以認(rèn)為，在燃?xì)舛娈a(chǎn)生相同升力(控制力)條件下，安裝在楔形耳片上的燃?xì)舛婺軌虍a(chǎn)生更大的滾轉(zhuǎn)力矩和俯仰力矩。若要求兩種推矢裝置輸出相同的滾轉(zhuǎn)或俯仰力矩，采用楔形耳片設(shè)計(jì)形式需要的升力較小。

3 結(jié)論

1) 楔形耳片與矩形耳片相比，相同舵偏角下產(chǎn)生控制力較小，若要達(dá)到相同的控制力，安裝在楔形耳片上的燃?xì)舛嫘枰蟮亩嫫恰?/p>

2) 楔形耳片會(huì)產(chǎn)生一定的前向作用力，減小了整個(gè)推矢裝置的阻力，提高推力矢量裝置的升阻比。

3) 楔形耳片推矢裝置會(huì)增大導(dǎo)彈的俯仰和滾轉(zhuǎn)控制力臂。

4) 可根據(jù)導(dǎo)彈的推力矢量設(shè)計(jì)需求，探討更加合適導(dǎo)彈的耳片楔角。