一種小型全軸擺動(dòng)噴管流場(chǎng)計(jì)算和性能分析*

尚永騰，白濤濤

(中國(guó)空空導(dǎo)彈研究院， 河南洛陽(yáng) 471009)

0 引言

推力矢量控制(TVC)是未來先進(jìn)戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈的必備技術(shù)之一，可大大提高導(dǎo)彈的機(jī)動(dòng)速度和轉(zhuǎn)彎能力[1]。目前TVC系統(tǒng)大致可分為擺動(dòng)噴管致偏、阻流致偏和流體二次噴射致偏三類[1-2]。其中擺動(dòng)噴管作為一種高效的TVC手段，在國(guó)內(nèi)外得到了廣泛的研究和應(yīng)用[3]。

美國(guó)ATK公司對(duì)各種構(gòu)型的擺動(dòng)噴管進(jìn)行了大量的仿真和試驗(yàn)[4]，其研制的球窩噴管在眾多型號(hào)中得到應(yīng)用。挪威Nammo公司對(duì)長(zhǎng)尾管式的超音速分離線擺動(dòng)噴管進(jìn)行了研究[5-6]，其開發(fā)的代碼能計(jì)算包含任意粒子組的二維和三維流場(chǎng)。國(guó)防科技大學(xué)的劉君等采用三維薄層近似N-S方程[7]，西北工業(yè)大學(xué)的楊玉新采用分區(qū)網(wǎng)格技術(shù)[8]，海軍工程學(xué)院的周紅梅等采用動(dòng)網(wǎng)格[9]對(duì)潛入擺動(dòng)噴管進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了噴管擺動(dòng)對(duì)性能的影響。西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所的劉宇濤對(duì)一種潛入球窩噴管進(jìn)行了流場(chǎng)計(jì)算[10],從出口總壓和入口速度分布的角度對(duì)比了兩個(gè)擺角狀態(tài)的流場(chǎng)變化。目前擺動(dòng)噴管的研究多針對(duì)已在戰(zhàn)略導(dǎo)彈上成熟應(yīng)用的大型潛入噴管，而針對(duì)空空導(dǎo)彈等小直徑戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈的小型、長(zhǎng)尾管式的擺動(dòng)噴管卻鮮有報(bào)道。

文中提出一種長(zhǎng)尾管式的小型全軸擺動(dòng)噴管，采用CFD方法對(duì)不同條件和狀態(tài)的一系列工況進(jìn)行三維內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬，分析擺動(dòng)噴管的流場(chǎng)特性并評(píng)估各因素對(duì)噴管性能的影響。

1 物理模型及網(wǎng)格

1.1 物理模型

文中所述小型擺動(dòng)噴管與長(zhǎng)尾噴管結(jié)合，分為固定部分和擺動(dòng)部分，兩者中間為分離線，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，在兩組驅(qū)動(dòng)桿的作用下可實(shí)現(xiàn)360°全向擺動(dòng)，最大擺角為±10°。

圖1 物理模型

1.2 計(jì)算網(wǎng)格

根據(jù)模型特點(diǎn)采用1/2對(duì)稱模型，對(duì)流體域進(jìn)行三維網(wǎng)格劃分，如圖2所示，網(wǎng)格規(guī)模約170萬，其中分離線處進(jìn)行了局部加密。

圖2 網(wǎng)格劃分

2 數(shù)值模擬

2.1 計(jì)算簡(jiǎn)化假設(shè)

仿真計(jì)算采取如下簡(jiǎn)化假設(shè)：

1)不考慮凝相粒子，噴管內(nèi)為純氣相流動(dòng)；

2)噴管內(nèi)的流動(dòng)為凍結(jié)流；

3)不考慮輻射換熱的影響。

2.2 計(jì)算工況設(shè)置

為減輕燒蝕，擺動(dòng)噴管分離線處預(yù)留擺動(dòng)余量，即分離線處存在一圈凹坑區(qū)域，其范圍隨噴管擺角變化而變化。為對(duì)凹坑的影響進(jìn)行評(píng)估，定義內(nèi)型面參數(shù)通喉比J：

J=A/At

(1)

式中:A為分離線處的通道面積；At為喉部面積。

以常規(guī)噴管、不同擺角和通喉比的擺動(dòng)噴管模型為基礎(chǔ)設(shè)置一系列計(jì)算工況。計(jì)算模型和工況分別見圖3和表1。其中工況0為常規(guī)噴管，其幾何參數(shù)與工況a1相同。工況e1、e2是模擬冷流試驗(yàn)的一種工況，以此作為不同工作介質(zhì)的對(duì)比。

2.3 控制方程

流場(chǎng)計(jì)算采用的控制方程為定常三維可壓縮粘性流動(dòng)N-S方程：

(2)

式中：E、F和G為對(duì)流通量矢量；Ev、Fv和Gv為粘性通量矢量。

圖3 計(jì)算模型縱剖面

表1 計(jì)算工況

2.4 邊界條件和數(shù)值計(jì)算方法

計(jì)算所需的邊界條件類型有壓力入口、壓力出口、無滑移固壁邊界和對(duì)稱面邊界等。其中壓力入口采用表1所列工況的條件，壓力出口采用外界大氣壓作為出口反壓。

計(jì)算所采用的數(shù)值計(jì)算方法詳見表2。

表2 數(shù)值計(jì)算方法

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 噴管流場(chǎng)特性分析

3.1.1 整體流場(chǎng)變化

對(duì)比各工況的計(jì)算結(jié)果，流場(chǎng)具有較大相似性。圖4(a)為擺動(dòng)噴管與常規(guī)噴管的馬赫數(shù)分布對(duì)比，常規(guī)噴管中的氣流加速均勻，而擺動(dòng)噴管由于分離線處通道的擴(kuò)張，氣流加速減緩，靠近壁面處存在低速區(qū)。從喉部到出口的區(qū)域內(nèi)，兩者馬赫數(shù)分布差異很小，最大值為2.97Ma。圖4(b)為工況a4即噴管擺至最大角度10°的馬赫數(shù)分布，分離線處的馬赫數(shù)隨內(nèi)型面的變化而呈現(xiàn)出不對(duì)稱分布，但其對(duì)下游的整體影響很小，喉部及擴(kuò)張段內(nèi)的氣流均勻的膨脹加速，至出口仍達(dá)約2.97Ma。

圖4 工況0、a1和a4的馬赫數(shù)分布對(duì)比

從整體看，擺動(dòng)噴管擺動(dòng)前后的內(nèi)型面不連續(xù)并未對(duì)氣流的膨脹加速過程造成明顯干擾，但與常規(guī)噴管相比，擺動(dòng)噴管在擺動(dòng)前后始終存在局部的不均勻和不對(duì)稱現(xiàn)象。

3.1.2 流場(chǎng)局部細(xì)節(jié)分析

首先對(duì)同一個(gè)噴管在不同擺角時(shí)的流場(chǎng)進(jìn)行分析。圖5和圖6分別為a1～a4四種工況的對(duì)稱面局部壓強(qiáng)分布和凹坑內(nèi)的渦流分布，隨著擺角的變化，分離線附近始終存在局部高壓和渦流現(xiàn)象，凹坑加深的一側(cè)高壓區(qū)域逐漸增加，渦流范圍也隨之?dāng)U大，而另一側(cè)則縮小但未完全消失，分離線附近的壓強(qiáng)和渦流分布變得很不均勻。

圖5 不同擺角的局部壓強(qiáng)分布

圖6 工況a1～a4分離線附近的渦流圖

然后觀察其它工況的流場(chǎng)，噴管擺動(dòng)前后的變化趨勢(shì)與a1～a4的變化基本一致。圖7僅顯示了幾種噴管擺動(dòng)后的局部壓強(qiáng)分布?？梢钥闯?，隨通喉比的增加，分離線附近的局部壓強(qiáng)越來越接近上游入口的壓強(qiáng)，壓差也越來越小。其它工況的渦流分布形態(tài)與a1～a4類似，不再一一展示。

圖7 不同工況噴管擺動(dòng)后的局部壓強(qiáng)分布

所有工況的擺動(dòng)噴管在分離線附近的凹坑內(nèi)均存在著局部高壓和渦流現(xiàn)象。表3為統(tǒng)計(jì)的不同工況的分離線壓差和最大渦流速度。對(duì)比a1～a4的結(jié)果可以看出:分離線壓差和最大渦流速度基本不受擺角影響，分析原因?yàn)閿[角變化并未導(dǎo)致通道面積的明顯改變，分離線處的整體壓強(qiáng)和速度范圍基本不變；對(duì)比其它工況可以看出:同種狀態(tài)的噴管，擺動(dòng)前后的差別都很小，即噴管擺動(dòng)對(duì)流場(chǎng)影響很小。對(duì)比工況b1、b2與a1、a4的結(jié)果，隨壓強(qiáng)的降低，分離線壓差也相應(yīng)減小，但最大渦流速度幾乎不變。對(duì)比b1～d2的工況，隨通喉比的增大，分離線壓差和最大渦流速度都大幅下降，應(yīng)是通道面積相對(duì)喉部面積的大幅增加而使整體氣流速度降低導(dǎo)致的。對(duì)比d1～e2的結(jié)果，工作介質(zhì)改為空氣后，最大渦流速度明顯降低，分析原因?yàn)榭諝鉁囟鹊椭率箽饬鬟_(dá)到的動(dòng)能低。

表3 不同工況的分離線壓差和渦流速度

3.2 噴管性能變化

通過對(duì)壁面邊界進(jìn)行積分，得出各工況的軸向力、側(cè)向力等參數(shù)指標(biāo)，結(jié)果見表4。其中軸向推力損失的計(jì)算，工況a1以工況0為基準(zhǔn)，其他工況則以未擺動(dòng)時(shí)的狀態(tài)為基準(zhǔn)。

表4 計(jì)算結(jié)果數(shù)據(jù)

由表中數(shù)據(jù)可以看出:擺動(dòng)噴管的常值損失僅約0.4%，各工況噴管偏轉(zhuǎn)后的損失都在2%以內(nèi)。噴管擺動(dòng)形成的推力偏角基本等于擺角。據(jù)推力偏角計(jì)算，擺動(dòng)噴管在10°偏角下可提供17%左右的控制力。根據(jù)文獻(xiàn)[3]、[11]和[12]，燃?xì)舛嬖?0°舵偏角時(shí)提供的控制力約4%，而推力損失達(dá)5%，在25°舵偏角時(shí)的控制力不到10%，而推力損失超過10%。另外，燃?xì)舛娴某Ｖ祿p失通常在3%以上。與燃?xì)舛嫦啾?，擺動(dòng)噴管明顯推力損失更小、致偏效率更高。

對(duì)比工況a1～a4的推力偏角和軸向推力損失，如圖8所示，推力偏角和軸向推力損失隨擺角呈線性變化，推力偏角基本等于擺角。

圖8 推力偏角和軸向推力損失隨擺角的變化

表4最后兩列分別表征了噴管擺動(dòng)造成氣流偏轉(zhuǎn)的內(nèi)流場(chǎng)負(fù)載和擺動(dòng)動(dòng)作的摩擦力大小，此兩者是噴管擺動(dòng)力矩的主要組成部分。

表中數(shù)據(jù)顯示氣動(dòng)力矩隨擺角的增大呈正比例增加，隨通喉比的增加呈指數(shù)關(guān)系減小(圖9)。最大氣動(dòng)力矩為5.23 N·m，表明噴管擺動(dòng)的內(nèi)流場(chǎng)負(fù)載水平不高。

圖9 氣動(dòng)力矩隨擺角和通喉比的變化

噴管擺動(dòng)段軸向受力與擺角和工作介質(zhì)基本無關(guān)，與燃燒室壓強(qiáng)和通喉比大致呈正比，主要原因是

燃燒室壓強(qiáng)決定了壁面附近的氣體壓力而通喉比則代表了壁面受力面積。假定以軸向受力作為接觸面壓力，對(duì)噴管摩擦力矩進(jìn)行估算，工況a4的摩擦力矩約44 N·m(摩擦系數(shù)取0.1，回轉(zhuǎn)半徑0.04 m)。摩擦力矩遠(yuǎn)大于氣動(dòng)力矩，因此在擺動(dòng)噴管設(shè)計(jì)時(shí)，當(dāng)燃燒室壓強(qiáng)確定后，在一定范圍內(nèi)減小通喉比，既能使氣動(dòng)力矩處于較低水平，又能顯著降低摩擦力矩，從而減小擺動(dòng)力矩。

4 結(jié)論

文中完成了一種長(zhǎng)尾管式的小型全軸擺動(dòng)噴管在一系列工況下的流場(chǎng)計(jì)算和性能分析，得出以下結(jié)論：

1)流場(chǎng)方面，擺動(dòng)噴管具有良好的流場(chǎng)均勻性，僅分離線處存在局部高壓和渦流現(xiàn)象，但對(duì)噴管整體流場(chǎng)影響很??；

2)噴管性能方面，與燃?xì)舛嫦啾龋瑪[動(dòng)噴管在推力損失和致偏效率方面的優(yōu)勢(shì)較為明顯，其軸向推力損失和推力偏角隨噴管擺角變化的線性度也很好；

3)擺動(dòng)力矩方面，噴管擺動(dòng)時(shí)的整體內(nèi)流場(chǎng)負(fù)載水平較低，而摩擦力矩的影響較大。綜合分析兩者的影響，可采用適當(dāng)減小通喉比等結(jié)構(gòu)優(yōu)化措施，有效降低擺動(dòng)力矩，克服擺動(dòng)噴管在小直徑戰(zhàn)術(shù)彈上的應(yīng)用限制。