燃氣舵推矢裝置的改進設計及其氣動特性分析

孫宇航，楊 晨

(中國空空導彈研究院， 河南 洛陽 471000)

為了提高導彈的機動能力，許多戰(zhàn)術導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，燃氣舵系統(tǒng)因為體積小，結構簡單，容易實現(xiàn)等優(yōu)點被廣泛應用在戰(zhàn)術導彈，特別是近距格斗空空導彈上[2-3]。

燃氣舵位于發(fā)動機噴口出，一般安裝在基座耳片上。燃氣舵屬于阻流致偏類型的推力矢量控制方式，與其他類型推矢方式相比，即使不產生側向控制力，也會造成較大的推力損失[4-5]。當前，燃氣舵的基座耳片形狀多為矩形，當發(fā)動機噴管內的高速燃氣受到耳片的阻礙時，會在耳片前緣形成一道斜激波，從而影響耳片以及燃氣舵表面的壓力分布。燃氣舵以及耳片阻力是發(fā)動機推力損失的原因。耳片上的阻力主要是摩擦阻力，造成的推力損失較小，四片燃氣舵上的阻力之和基本構成了發(fā)動機的軸向推力損失[6]。因此，減小發(fā)動機的推力損失，重點是減小燃氣舵的阻力。

本研究提出一種楔形耳片的設計方式，采用CFD方法[7]，考察這種設計方式推矢裝置的氣動特性，并與矩形耳片設計方式進行對比，驗證楔形耳片的優(yōu)勢。

1 楔形燃氣舵耳片模型

1.1 物理模型

本研究的對象是包含長尾噴管在內的推力矢量控制裝置，由收斂段、等直段、喉部、擴張段、燃氣舵以及耳片組成，采用UG三維建模軟件。為了方便網格劃分，本研究對模型進行了簡化[8-9]。圖1所示為燃氣舵與矩形耳片的安裝方式，圖2為燃氣舵與楔形耳片的安裝方式。

圖1 燃氣舵與矩形耳片組合方式示意圖

圖2 燃氣舵與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計成有一定角度的楔形，楔塊的楔角與發(fā)動機噴管擴張角相同。

燃氣舵安裝在楔形耳片基座上后，燃氣舵距導彈質心以及導彈縱軸線的距離均相對增加，這會造成作用在燃氣舵上的壓力中心距導彈質心和導彈縱軸的距離也相應增大，力臂增大，力相同條件下，力臂增大，則燃氣舵對導彈的控制力矩，如俯仰力矩、偏航力矩、滾轉力矩增大，詳細分析見2.3小節(jié)。

1.2 網格劃分與邊界條件

數值計算邊界條件為：質量入口，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]。具體邊界條件設置如圖3所示。燃燒室的相關參數選取文獻[8]中的數據，如表1所示。噴管喉徑為45 mm，擴張比約為3。

表1 計算采用的燃燒室參數

圖3 邊界條件的設置示意圖

由于計算區(qū)域較為復雜，本研究采用ICEM對計算區(qū)域進行非結構網格劃分，網格主體為四面體，并在燃氣舵以及耳片附近進行加密，網格總數約70萬，如圖4所示。采用FLUENT6.3作為求解器，計算時，采用多面體網格技術[11]，利用求解器自身后處理能力對計算結果進行處理。

圖4 計算區(qū)域網格劃分示意圖

1.3 計算方法

真實的火箭燃氣射流是氣固兩相甚至是氣液固三相、多組分、含化學反應的復雜流動。本研究根據實際需求，對計算模型做如下假設[9]：

1) 燃氣滿足連續(xù)介質假設，是單一組分的可壓理想氣體；

2) 化學反應和各種熱損失忽略不計；

3) 不計氣體本身的質量力；

4) 不計燃氣舵以及耳片燒蝕。

流場控制方程為三維N-S方程，計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格式[8-12]，迭代約7 000步左右收斂。

圖5為矩形耳片，單個燃氣舵在0°舵偏角計算條件下的收斂殘差曲線，其余計算工況的殘差曲線與圖5類似。

圖5 迭代計算殘差曲線

2 計算結果及分析

2.1 流場分析

為了更直觀地觀察兩種耳片形式對流場的影響，本研究增加了不加裝燃氣舵時，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

從圖6中可以看出，矩形耳片上方有一道明顯的斜激波，此激波會對耳片以及燃氣舵片上的壓力分布產生影響，后文將進一步分析；而采用楔形耳片時，燃氣流出噴管后，沒有了燃氣舵耳片對超音速發(fā)動機噴流的阻擋，不會產生激波，發(fā)動機噴流仍能保持較好的連續(xù)性。未經激波壓縮的發(fā)動機噴流壓力小于經過激波壓縮的發(fā)動機噴流，導致楔形耳片燃氣舵模型狀態(tài)時，發(fā)動機噴流作用在燃氣舵上的壓力相對減小。

2.2 不同耳片形式升阻力隨舵偏角變化分析

僅考慮單個舵片的情況，分別對比計算了矩形、楔形兩種安裝方式下0°～30°舵偏角時燃氣舵耳片組件的升力、阻力、升阻比。

2.2.1升力分析

兩種形式的耳片設計方式，產生法向力的主要部件都是燃氣舵，耳片上不產生升力，因此只對比不同舵偏角時舵片上的升力即可。計算結果如圖7所示。

由圖7可知，與矩形耳片相比，楔形耳片上的燃氣舵升力梯度有所降低，大約降低了25%左右，降低幅度較大。原因主要有兩個方面，一是由于燃氣舵安裝在楔形耳片上之后，距離發(fā)動機噴口的距離相對增加(見圖1、圖2)，燃氣的動壓降低；二是由于楔形耳片未能產生激波對高速燃氣進行壓縮，使得原本位于耳片激波影響區(qū)域內的燃氣舵表面壓力降低。

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

對阻力的分析分為3個方面。一是燃氣舵自身阻力，二是耳片上的阻力，三是二者的合力。

1) 舵片上阻力對比

燃氣舵的阻力曲線如圖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，楔形耳片上的燃氣舵阻力也有所降低，平均降低了32%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氣壓力降低。

2) 耳片上阻力對比

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值，說明楔形耳片上產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構，作用在斜面上的力分解后會有一個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。

由圖9還可以得出結論：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，可以這樣認為，作用在耳片上的力，與流動參數和耳片結構相關，舵偏角對耳片上的力影響不大。

3) 阻力合力對比

燃氣舵以及耳片上阻力的合力曲線，如圖11。

圖11 作用在燃氣舵耳片組件上阻力的合力曲線

由圖11可知，采用楔形耳片，能夠大大降低燃氣舵耳片組件受到的阻力，降幅可達80%(0°舵偏)～50%(30°舵偏)。

2.2.3升阻比對比

兩種形式燃氣舵耳片組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生阻力的矩形耳片設計成能夠產生一定前向作用力的楔形耳片，降低了整個推矢裝置的阻力。

另一方面是將燃氣舵耳片設計成楔形，且楔角與發(fā)動機噴管擴張角一致之后，相當于加長了發(fā)動機擴張段的長度，增大了發(fā)動機的推力。

升阻比大的推矢裝置，能夠以更小的阻力代價得到相同升力，更小的發(fā)動機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)對比兩種形式的推矢裝置對導彈俯仰以及滾轉控制力矩。

力矩的大小取決于力的大小和力臂。在推矢裝置產生相同控制力時，力臂越大，則相應的力矩也越大。本研究比較了兩種形式條件下力臂的大小，考察楔形耳片設計形式對導彈俯仰和滾轉力矩的影響。

由于無法確定導彈的質心位置，將力矩的作用點選擇在入口圓截面的中心點O，如圖13所示。單個燃氣舵對導彈的滾轉力矩就是對點O的滾轉力矩，而對質心的俯仰力矩可以通過對點O的俯仰力矩以及O點距導彈質心的距離計算得出。

圖13 燃氣舵升力對導彈俯仰力矩的作用點示意圖

不同耳片形式的推矢裝置單個燃氣舵對O點的滾轉和俯仰力矩隨舵偏角變化曲線如圖14和圖15。

圖14 滾轉力矩隨控制力變化曲線

圖15 對O點俯仰力矩隨控制力變化曲線

兩種耳片形式下對O點的滾轉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力臂和俯仰力臂均大于矩形耳片形式。

圖16 滾轉力臂曲線

圖17 俯仰力臂曲線

可以認為，在燃氣舵產生相同升力(控制力)條件下，安裝在楔形耳片上的燃氣舵能夠產生更大的滾轉力矩和俯仰力矩。若要求兩種推矢裝置輸出相同的滾轉或俯仰力矩，采用楔形耳片設計形式需要的升力較小。

3 結論

1) 楔形耳片與矩形耳片相比，相同舵偏角下產生控制力較小，若要達到相同的控制力，安裝在楔形耳片上的燃氣舵需要更大的舵偏角。

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

3) 楔形耳片推矢裝置會增大導彈的俯仰和滾轉控制力臂。

4) 可根據導彈的推力矢量設計需求，探討更加合適導彈的耳片楔角。