單側延伸壁面逆流控制矢量噴管的氣動性能研究

王建明，夏瑄澤，劉曉東

（沈陽航空航天大學航空發動機學院/遼寧省航空推進系統先進測試技術重點實驗室，遼寧沈陽 100136）

0 引言

矢量噴管是實現飛行器超機動性和短距起降的核心技術[1-2]。目前應用于戰斗機上的矢量噴管主要是傳統的機械調節矢量噴管，但是由于其機械結構復雜、質量過重、維護成本高昂，使得越來越多的科研人員將目光集中在結構簡單、易于維修、可靠性高的流體控制矢量噴管上[3]。

流體控制矢量噴管主要指激波控制[4]、雙喉道控制[5]、喉道傾斜控制[6]、逆流控制等方案[7]。其中逆流控制與其他流體控制方案相比，具有能夠實現較大推力矢量角且噴管推力損失小、二次流流量較小等特點，而且無需高壓二次流，適用于亞音速和超音速狀態，同時二次流還可以使尾流溫度下降，便于飛機整體隱身，以上優點使其成為較矚目的流體矢量噴管技術之一[8-9]。

國內外科技工作者對于逆流控制方案進行了相應的縮比實驗及數值模擬研究。P.J.Strykowski 等人對馬赫數為2 的小型逆流控制噴管進行冷熱流實驗，得出可持續偏轉主流角度至少為16°[10]。Washington 等人通過研究2 馬赫來流速度的菱形射流將逆流控制矢量方法延伸到多軸推力矢量控制中，表明逆向二次流可以有效控制多軸矢量噴管達到15°的矢量角[11]。Deere 等人通過總結NASA 蘭利研究中心的實驗數據，找到有利于逆流控制矢量噴管性能的幾何參數[12]，并通過實驗發現在主流附體前所需的二次流流量小于6%的主流流量，推力系數高于92%，同時確認最佳二次流通道高度為0.625 倍噴嘴高度[13]。汪明生等人通過數值模擬的方法研究了逆流控制矢量噴管的非定常內流特性，發現流動的滯后性對主流附體的影響，并進一步證明了逆流控制的高效性[14]。鄒欣華等人研究了不同飛行條件下，不同二次流通道高度對于逆流控制矢量噴管性能的影響[15]。

提升矢量噴管的推力矢量角具有重要的工程應用價值，本文從噴管外套管結構優化出發，在文獻［10］設計的實驗模型基礎上，提出一種單側延伸壁面型逆流控制矢量噴管，可以稱之為增強型噴管。其改進的結構是在外套管尾部沿切線方向，上壁面與兩側壁面增加1/3 外套管的長度。通過數值模擬的方法，探討增強型噴管相比于原型噴管在推力矢量角與推力系數等重要參數上的優勢，并嘗試揭示其物理機制。

1 數值計算方法

1.1 計算模型

圖1 為原型噴管與增強型噴管的模型示意，其中原型噴管的模型幾何參數參考文獻［10］，H、G、L 和C 分別為0.013 0 m、0.007 5 m、0.089 7 m 與0.021 0 m；模型的坐標原點位于主噴管出口中心處，X 軸與噴管出口方向平行、Y 軸垂直于X 軸向上、Z 軸與X—Y 平面滿足右手定則；增強型噴管改進部位是使外套管尾部上壁面沿切線方向延伸，延伸長度B=0.03 m。逆流控制矢量噴管重要性能參數的計算公式如下：

圖1 噴管模型

其中，δ 為推力矢量角，CT為推力系數；P2和P3分別為逆向二次流及同向二次流入口的壓力；ρ1和U1表示主流出口處的密度及速度；Pe為外套管出口處的壓力；Ry，Rx分別為飛機為發動機提供的軸向Y 及徑向X 的支撐力分力；mi為主流的質量流量；T0和P0為主噴管入口處的滯止溫度及壓力。

1.2 計算網格及參數設置

圖2 為模型的計算域網格，網格劃分方法參考文獻［14］。對于近壁面處的邊界層網格進行加密處理，第一層網格的y+<1，對同向及逆向流區域內的剪切層進行加密處理。

圖2 計算域及網格

選取FLUENT 軟件進行數值模擬，參考文獻［10］給定邊界條件：噴管主流，同向二次流給定為壓力入口；逆向二次流給定壓力出口；噴管主流，同向、逆向二次流及引射總溫均為300 K；外流場邊界條件均給定為壓力出口，總溫300 K；所有壁面均給定為絕熱無滑移固壁邊界。

1.3 計算準確性驗證

為了驗證計算結果的準確性，選取逆流控制矢量噴管的外套管上壁面中線處的靜壓與文獻［10］中的實驗結果進行對比，同時對網格進行無關性驗證。圖3 中230×104和260×104兩種網格的計算結果曲線與文獻［10］的實驗結果基本吻合，但在外套管尾部存在差別。原因是文獻［10］中的實驗對外套管上壁面采用等間距取點測量出靜壓，兩點之間距離稍遠，未能監測到上壁面末端的壓力變化。同時選取的4 種網格的計算結果曲線趨勢基本一致，當網格數量達到230×104后外套管上壁面靜壓分布與實驗數值基本一致，且計算速度較快。因此選取230×104網格進行計算。

圖3 計算結果與實驗結果的對比及網格無關性驗證

2 計算結果與分析

2.1 增強型噴管與原型噴管的結果對比

為了研究增強型噴管的工作原理，選取抽吸壓差為0.2 MPa的工況，對兩噴管進行計算。壓力系數Cp定義為：

其中，Pin為主噴管進口靜壓，ρin與vin為主噴管入口氣流的密度與速度。

圖4 是原型噴管沿Z 軸方向與X 軸方向的外套管內部壓力系數截面圖。由圖中可見，噴管在外套管內部沿Y 軸方向分為主流及主流上下兩側共3 個區域，其中在主流上側的負壓區可以發現，不同截面的壓力系數有細微變化，由此可以體現流場的三維性質。而所有截面壓力系數的結構基本相同，在噴管Z=0（對稱面）處附近無明顯變化，流場結構在X—Y 截面產生明顯變化。因此通過研究Z=0 處截面的流動變化來探索噴管主要流動結構的變化是可行的。

圖4 原型噴管沿Z 軸與X 軸不同截面的壓力系數分布

圖5 為原型噴管與增強型噴管在Z=0 截面處的馬赫分布云圖，可以發現增強型噴管的矢量角明顯大于原型噴管：原型噴管的主流出口截面位于X=0.089 7 m（截面1）處，噴管的推力矢量角為12.9°，推力系數為96.05%；增強型噴管的主流在通過截面1 前，其偏轉的角度與原型噴管基本相同，當主流通過截面1后在截面1與截面2 的區域內仍然向上有所偏轉，此時噴管的推力矢量角為15.41°，推力系數為95.93%。在抽吸背壓P2為0.8 個大氣壓的工況下，增強型噴管對推力矢量角提高了2.51°推力系數基本不變。

圖5 原型噴管與增強型噴管Z=0 處截面馬赫數分布云圖

2.2 噴管推力矢量角增加的機理分析

圖6 為原型噴管與增強型噴管Z=0 處截面的壓力系數云圖對比。在圖6a）中可以看到，外套管內部區域A 對比壓力系數可以分為低壓區1 和過渡區2。其中低壓區1 通過抽吸二次流通道提供的負壓維持，過渡區2 連通低壓區1 與外流場，由于外流場大氣受到主流的卷吸，經過過渡區進入外套管內部，因此過渡區內的壓力從左到右逐漸增大。從圖6b）可以看到，增強型噴管外套管內部區域B 同樣存在低壓力區1 和過渡區域2，對比圖6a）可以發現增強型噴管的區域1 明顯大于原型噴管，同時區域2 大部分對應原型噴管的外流場區域，其壓力系數明顯低于原型噴管的相同區域。由于逆流控制矢量噴管的矢量角產生，主要依靠抽吸二次流通道提供的負壓，使外套管內主流上下兩側產生壓差，主流兩側壓差的大小決定著推力矢量角的大小。結合圖5 的馬赫數分布分析其原因可知，增強型噴管的延伸壁面使得主流上側逆向二次流區域增大，外流場氣流被延伸壁面阻擋進入外套管內部需要的時間更長，在內部的低壓氣流無法及時提高壓強，使得增強型噴管的低壓區增大，過渡區壓力降低；而兩噴管外套管下壁面結構一致，所以壓力系數基本相同。由于截面1、2之間為增強型噴管的過渡區域，主流上下間存在壓差；而原型噴管相同區域為外流場，主流上下壓力相等，因此主流在增強型噴管1、2 截面之間會繼續向上偏轉。

圖6 原型噴管與增強型噴管Z=0 處截面壓力系數分布

圖7 為原型噴管與增強型噴管上壁面中線處的壓力系數分布，通過線圖的對比可以更清楚地看見兩噴管在抽吸二次流區域的壓力變化：原型噴管在X=0～0.04 m 區域內，壓力輕微上升后再下降；當X＞0.04 m 后，壓力迅速上升。增強型噴管在X 在0～0.05 m 區域內，壓力同樣是先上升后下降；當X＞0.05 m后，壓力上升趨勢略緩于原型噴管，且在X 在0.08～0.1 m 區域內壓力變化趨于平緩。兩噴管在外套管尾部均有壓力波動，并且壓力分布曲線的變化趨勢基本相同。結合圖6 分析，外套管上壁面靜壓分布曲線可以更加清楚地了解到，增強型噴管在主流上側的壓力更低且低壓力值區域更大。

圖7 原型噴管與增強型噴管上壁面靜壓分布對比

2.3 不同工況下增強型噴管的性能

圖8為原型噴管與增強型噴管在不同抽吸壓差下的推力矢量角和推力系數對比，具體數據見表2。從圖8可以看到，抽吸壓差從0.5 MPa增大到2.5 MPa的過程中，增強型噴管的推力矢量角始終大于原型噴管，且隨著抽吸壓差的增大矢量角增長的幅度越大，在抽吸壓差=2.5 MPa時漲幅最大、達到3.09°；兩噴管的推力系數均隨著抽吸壓差的增大而減小，其中抽吸壓差為0.5 MPa、1.5 MPa和2.0 MPa時增強型噴管的推力系數低于原型噴管；抽吸壓差為1.0 MPa 和2.5 MPa 時，推力系數高于原型噴管；但無論推力系數增高或降低，推力系數的變化量均小于0.002，因此兩噴管在相同工況下推力系數基本一致。

圖8 不同壓差下推力矢量角及推力系數對比

表2 兩種管型推力矢量角及推力系數對比

圖9 為增強型噴管在抽吸壓差為3.0 MPa 時Z=0 處截面的流線圖，當抽吸壓差達到3 MPa 之后，增強型噴管出現主流附體現象，推力矢量角達到外套管設計的最大值26°。雖然矢量角達到最大，但主流附體會導致主流不易脫落，推力矢量角度改變困難等缺陷，因此排除了抽吸壓差大于3.0 MPa 的工況。

圖9 增強型噴管Z=0 處截面流線圖

3 結論

在逆流控制矢量噴管的基礎上提出了一種單側延伸壁面型逆流控制矢量噴管的設計理念，并通過數值模擬的方法研究了該噴管三維模型的靜態特性，研究結果表明：

（1）在抽吸壓差為2.0 MPa 時，增強型噴管相比于原型噴管，推力矢量角會提升2.51°，推力系數基本不變。單側延伸壁面型逆流控制矢量噴管有更好的推力性能。

（2）增強型噴管的延伸壁面結構，會增加逆流二次流區域，使主流上側低壓區域增大，導致在延伸壁面下主流兩側的壓差增大，因此主流在延伸壁面下區域會繼續偏轉。

（3）在抽吸壓差從0.5 MPa 上升至2.5 MPa 的過程中，增強型噴管推力矢量角的提升角度從1.18°增長至3.09°，推力系數與原型噴管基本一致；當抽吸壓差為2.5 MPa 時，相比于原型噴管，單側延伸壁面型逆流控制矢量噴管性能提升最佳。