安装间距和堵塞比对扰流片推力矢量特性影响数值研究

权晓波，魏海鹏，王占莹，陈 浮，俞建阳

（1.中国运载火箭技术研究院，北京，100076；2.北京宇航系统工程研究所，北京，100076；3.哈尔滨工业大学能源科学与工程学院，哈尔滨，150001）

0 引 言

随着飞行装置机动性和敏捷性的不断提高，传统的气动控制面技术往往存在控制力不足、效率低下、末段过载等问题。目前，推力矢量控制技术成为解决上述问题的关键技术之一［1］。作为非传统的气动控制技术，按照控制系统的执行机构可分为摆动喷管［2］、燃气舵、侧喷和扰流片［3］等。

扰流片是具有一定形状、结构简单的平板状装置，兼具质量轻、体积小、信号反应快等特点。扰流片安装在发动机喷管出口外侧，工作状态下扰流片发生偏转并延伸至喷管出口截面内，诱发壁面流动分离，激波发生偏斜，改变扩张段原有的对称压力分布，从而提供用于控制飞行器俯仰、偏航的侧向力［4］。扰流片的形状主要有圆弧凸凹形、矩形等，扰流片的安装间距和面积堵塞比也能决定喷管产生侧向推力及诱发推力损失。扰流片式推力矢量控制系统最早用于俄罗斯R-73 导弹，后在其他巡航导弹、反坦克导弹的喷管出口中也得到应用。

在对喷管推力矢量控制技术的不断改进完善过程中，国内外不同高校和科研机构分别开展了扰流片作用下喷管推力矢量流场特性研究。王晓辉等［5］使用膨胀波理论和超声速流动基本原理，提出了减小扰流片对核心射流影响、消除扰流片侧向引起推力损失的方法。王宝寿等［6］进行了水下点火缩比试验，研究了扰流片水下推力矢量控制特性。黄勇等［7］分析了出口小突片对喷管推力矢量特性的影响。左秀娟等［8］通过实验测量获得了扰流片下游的喷管截面涡量、速度场等流场细节。丛戎飞等［9］利用数值方法研究了圆形、弧顶矩形及扇形3种形状的扰流片对喷管推力矢量特性的影响。

本文基于雷诺平均数值模拟方法，开展圆弧凸形扰流片对喷管推力矢量特性的影响研究。探讨扰流片的安装间距、面积堵塞比等几何参数对喷管推力矢量特性及流场的影响，并对喷管中心线、壁面等处的流场特征进行重点分析。

1 数值模型与方法验证

1.1 控制方程

首先对流体介质进行适当的简化，将发动机尾部附体气泡内燃气、发动机燃气和空气视为一种介质，为理想气体，其属性按燃气参数定义，并定义为主相，另一种介质则为不可压的水。采用雷诺时均化平衡均质多相流VOF 模型作为流动控制方程，包括连续性方程、动量方程、能量方程、体积分数输运方程和状态方程。

a）连续性方程。

b）动量方程。

c）能量方程。

d）水相体积分数方程。

e）状态方程。

1.2 数值模型和方法

本文基于Realizablek-ε湍流模型的雷诺平均方法，结合多重网格技术建立了数值仿真模型。图1给出了加装有扰流片的发动机喷管几何示意，坐标原点（O）位于喷管喉部中心处。本文使用的喷管扩张比为4，并在图1 中分别标记了喷管的主要特征尺寸。具体的几何参数见表1。

表1 喷管和扰流片的基本几何参数Tab.1 Basic geometric parameters of flow slices

图1 喷管加装扰流片后的几何示意Fig.1 Geometry of nozzle with spoiler

本文采用柱形数值计算域，计算域的轴向和径向尺寸设计足够大，从而能有效削弱数值边界的干扰并提高稳定性。柱形计算域的直径为1.5 m（大于80 倍喉部直径），轴向总长度为4 m。除喷管进口边界和一些壁面边界外，计算域四周均设置为压力出口边界，将燃烧室进口压力条件设置为燃烧室总压，喷管出口为水环境条件，背压为7p0。

计算域网格示意如图2所示，文中的计算域采用结构化网格划分方法，并对喷管周围网格进行了加密处理。该套网格能够较为准确地获取喷管推力矢量特性参数，且对计算资源的消耗较少。

图2 计算域网格示意Fig.2 Computational domain grid

1.3 无量纲化及参数

本文定义了如下无量纲化参数：

a）压强系数（Cp）：将压力用大气压无量纲化。

b）扰流片无量纲安装间距（gap）：以喷管出口直径D进行无量纲化。

本文以零安装间距、面积堵塞比为13%的方案为基准，对其他数值方案的推力合力、侧向推力和速度进行了无量纲化：

c）无量纲化推力（Fthrust）：

d）无量纲化侧向力（Flateral）：

e）无量纲化速度（V）：

其中，Ft，Fl，Vt分别为其他方案的喷管推力合力、侧向力和速度，Ft，0，Fl，0，Vt，0分别为基准方案的喷管推力合力、侧向力和速度。

f）推力偏转角度如下：

1.4 数值方法验证

本文选取JPL 喷管的射流实验数据［10］对数值模型和计算方法的可靠性进行验证。其中，JPL 喷管的扩张比为6.60，出口为大气环境。该模型的计算域包含197 万网格，在Fluent 中设置相同的湍流模型和数值方法。图3中对比了喷管轴线马赫数数值仿真结果与试验数据，数值仿真结果和试验结果变化规律一致性较好，尤其对于喉部轴线马赫数分布特征，有研究表明［11］，位于喷管喉部轴向截面的气流膨胀沿径向增强，等马赫数面向下游凸起。因此，本文所采用的数值模型和计算方法能够对喷管流动特征进行较为准确的捕捉。

图3 JPL喷管流动数值结果和试验数据[10]的对比Fig.3 Comparison of flow numerical results of JPL nozzle with experimental data

2 数值结果及讨论

2.1 扰流片安装间距对推力矢量特性的影响

2.1.1 推力矢量特性分析

下文首先针对扰流片的安装间距变化，展开其对喷管推力矢量特性和流场的影响分析。图4中给出了扰流片的安装间距对喷管推力和侧向力的影响曲线。当无量纲安装间距小于0.7%时，喷管推力变化较为平缓。当安装间距大于1.4%时，喷管推力快速减小，此后随着安装间距的增加而不断降低。

图4 喷管推力合力随安装间距的关系曲线Fig.4 The relation curve of the net force of the tube thrust and lateral force with installation spacing

扰流片的阻碍作用在其上游扩张段产生较大的壁面逆压，发生流动分离现象，激波发生倾斜。流场压强在流动分离和激波后方增大，将导致喷管扩张段内部的压强不对称分布。从图4中可以看出，随着安装间距的增加，总侧向力单调下降。安装间隙的泄漏燃气随着安装间距的增大而增加，减弱了扰流片上游的扩张段燃气积聚，这意味着该处较高的压强有所下降，缓解了扰流片导致的压强不对称分布特性。

2.1.2 流场特性分析

图5给出了扰流片上游喷管扩张段的静压云图和截面流线分布。起始喷管扩张段的壁面静压沿轴向不断降低，并经历由扰流片阻碍作用引起的高压区及逆压。当x/l>0.8后，壁面静压沿流向迅速增加，表明该处壁面边界层分离并发出一道斜激波，而喷管内部主流对扰流片上游流体的卷吸在其上游形成回流角区。扰流片安装间距增大后，燃气流量从间隙流出增多，降低了上游角区的燃气量。同时，喷管壁面静压上升的起始位置向后移动，这表明燃气的分离点后移且逆压梯度下降，斜激波的壁面处起始位置后移，回流区域范围减小，回流区旋涡强度降低。

图5 扰流片上游扩张段的静压及流线分布Fig.5 Distribution of static pressure and streamline in the upstream expansion section of spoiler

2.2 面积堵塞比对推力矢量特性的影响

2.2.1 推力矢量特性分析

本节对比了扰流片面积堵塞比（Blockagerate，13%、20%、22%、27%、35%、41%）对喷管流动的影响，分析不同面积堵塞比下喷管的推力矢量流场特性，这里扰流片面积堵塞比定义为扰流片覆盖喷管出口面积与喷管出口截面积之比。

从图6可知，面积堵塞比增大后，喷管推力逐渐降低。初始段喷管推力随着面积堵塞比的增加而小幅下降，当面积堵塞比在27%～35%之间时，喷管推力的下降速度加剧。当面积堵塞比增加至41%时，喷管推力骤降，表明此时喷管内出现壅塞现象。喷管内部扩张段的斜激波强度随着面积堵塞比的增加而增强，喷管出口气流在侧向上的速度分量也随之增大，因此喷管总侧向力随之增大，当堵塞比增至35%左右时，总侧向力和喷管推力矢量偏转角度达到最大值。当面积堵塞比增加至41%时，内部扩张段激波向喷灌内部移动，在壁面发生反射，降低了压强分布的不对称性，进而导致喷管出口处的燃气侧向速度分量骤降，喷管侧向力大幅下降，导致推力偏转角大幅降低。

2.2.2 流场特性分析

图7给出了不同面积堵塞比下扰流片附近的静压云图及截面流线分布。喷管扩张段内部扰流片上游的逆压梯度随着面积堵塞比的增加而逐渐增大，扰流片高压分布区域和回流区域增大，而且斜激波强度增大并向喷管上游推移，但其倾斜程度有所下降。当面积堵塞比增加至41%时，斜激波完全进入喷管扩张段并发展成为弓形激波，燃气马赫数迅速降低，静压则明显增加。但喷管内部扰流片上游仍发生回流现象，且回流区域的旋涡增强，影响范围明显扩大。

图7 扰流片上游扩张段的静压云图及流线分布Fig.7 Static pressure cloud image and streamline distribution of the upstream expansion section of spoiler

3 结 论

本文采用数值方法研究了水环境下扰流片推力矢量特性，讨论了扰流片安装间距和面积堵塞比变化下对推力矢量相关参数特性及流场的影响规律，结果表明：

a）当扰流片的安装间距增加时，经过安装间隙流出的燃气流量增加，导致发动机喷管的推力合力、总侧向力下降。当安装间距增大时，喷管内部扩张段的分离点及斜激波均后移，喷管出口处的斜激波强度及损失增加，下游的马赫数下降。

b）当扰流片的面积堵塞比增加时，起始的喷管推力下降，而喷管总侧向力提升。当面积堵塞比增加至41%时，喷管内部出现壅塞现象，导致喷管推力和推力偏转角均明显下降，斜激波完全发展至扩张段并演变为弓形激波，此时，喷管对侧的高压区将改善扩张段内部静压的不对称分布。