逆流推力矢量噴管主流附體及控制方法研究

史經緯，王占學，張曉博，劉增文

（西北工業大學 動力與能源學院，陜西 西安 710072）

0 引 言

作為固定幾何氣動矢量噴管的一種主要形式，逆流推力矢量噴管結合了氣動式矢量噴管的結構簡單和機械式矢量噴管的連續控制等優點［1－3］，與其它幾種氣動控制形式矢量噴管［4－7］，如激波矢量控制SVC（Shock Vectoring Controlling）、喉部偏移TS（Throat Shifting）等相比，逆流推力矢量噴管有著推力損失小、二次流需求少、不需高壓二次流及推力矢量效率高等明顯優點［1］，因而成為未來高推重比航空發動機排氣系統重點關注的方案之一。

國外對逆流推力矢量噴管的研究始于20世紀90年代，Strykowski等人率先開展了基于二元收－擴構型的逆流推力矢量噴管的地面靜態冷、熱態縮比模型試驗與數值模擬，研究了氣動、幾何參數對逆流推力矢量噴管特性的影響及控制系統實現方法［8－11］，隨后NASA Langley研究中心Hunter等人在前者縮比模型的基礎上完成了放大尺寸的模型試驗，并對來流Ma數的影響進行了數值模擬［12－13］。國內對此方面的研究主要是采用數值模擬技術研究逆流推力矢量噴管參數影響規律及非定常特性。南京航空航天大學汪明生等人［14］研究了逆流推力矢量技術的非定常現象、真空源等核心問題，北京航空航天大學鄒欣華等人［15］數值模擬了馬赫數對逆流推力矢量噴管性能的影響。盡管前人的研究已經揭示了氣動幾何參數影響規律，非定常現象，提出了真空源方案；然而，主流附體作為限制逆流推力矢量噴管應用的一個主要瓶頸，國內外研究人員對其的流動現象與控制方法的研究仍不多見，因此有必要進行基礎的研究分析。

本文主要從逆流推力矢量噴管主流附體的角度出發，采用數值模擬方法研究主流附體產生的機理、參數變化規律，并驗證了提高抽吸壓力和增大噴管主流壓比實現附體主流脫體的控制方法。

1 數值計算方法

1.1 模型介紹

逆流推力矢量噴管幾何結構如圖1。在二元收－擴噴管外對稱加裝了兩個外罩，與基本噴管形成上、下二次流通道。需要矢量推力時，改變一個通道的邊界條件（如變為抽吸條件），形成主流兩側壓力不對稱分布，控制主流偏轉，實現推力矢量。逆流推力矢量噴管的主要參數包括：基本噴管A9／A8＝1.69，出口高度H＝4cm，外罩長度L＝7H，外罩橫向寬度C＝1.875H，次流通道高度G＝0.5H，外罩唇口切線角度θ＝30°。

圖1 逆流推力矢量噴管幾何結構Fig.1 Geometric model

1.2 計算格式及計算網格

采用時間推進有限體積法，基于密度和速度耦合算法求解守恒型N－S方程。對流項、湍動能項及湍動能耗散型運用空間二階迎風離散格式，粘性項為空間二階中心差分格式。湍流模型選用RNG理論修正的k－ε模型，壁面處理選用增強型壁面函數。

計算網格如圖2，采用結構化分區生成，并對壁面以及剪切層出分別進行了加密處理，保證壁面y＋不超過3。

圖2 計算網格Fig.2 Computational grid

1.3 邊界條件

基本邊界條件及參數如下：噴管自由來流總壓＝101.50kPa，總溫＝300K，來流為水平方向；遠場邊界自由來流Ma∞＝0.05，P∞＝101.32kPa，T∞＝300K；出口壓力Pe＝101.32kPa，出口總溫＝300K；抽吸側給定出口靜壓P2＝50.66kPa，T2＝300K；噴管進口總壓＝792.77kPa，總溫＝300K；同向側流動給定氣流進口總溫、總壓，＝101.32kPa，＝300K。壁面選用絕熱無滑移邊界條件。

2 主流附體形成機理及特征

逆流推力矢量噴管工作時，由于上下次流通道的二次流氣動參數不同，造成主流上、下兩側壓力不對稱，使得噴管主流發生偏轉，如圖3所示。主流下側壓力分布基本與周圍大氣壓力持平，上側壓力分布受到抽吸壓力、主流卷吸以及逆流剪切層的影響。抽吸與卷吸作用造成主次流交匯處形成低壓區，周圍大氣被吸入外罩，并與主流形成逆流剪切層。

二次流通道抽吸壓力越小，主次流交匯處壓力越低，逆流對主流的反向牽引力越大，主流偏轉角度越大，即推力矢量角越大。當主流偏轉到到一個臨界角度時，主流足夠靠近外罩壁面，此時再進一步減小二次流抽吸壓力，將會造成主流偏轉角度急劇增加，主流貼附到外罩內壁面，并沿著外罩方向流動，即形成所謂的主流附體現象，亦即Conda效應。

圖3 逆流推力矢量噴管流線圖Fig.3 Streamline of counter－flow thrust vectoring nozzle

圖4給出了二次流抽吸壓力逐漸降低的過程中推力矢量角的變化規律。抽吸壓力與大氣壓力比值分別為：0.80、0.75、0.70、0.65、0.64、0.63、0.62、0.61、0.60、0.55、0.45、0.40，其它氣動參數取基本參數（如1.3節）。從圖中可以看出抽壓力比由0.61降低至0.60時，推力矢量角驟然上升（由17.1°升至32°），主流出現附體現象，此時則定義0.61為臨界抽吸壓比。當主流附體后，隨著抽吸壓力的繼續減小，推力矢量角基本不再變化。因此，逆流推力矢量噴管出現主流附體時存在臨界抽吸壓力。

圖4 推力矢量角隨抽吸壓力的變化Fig.4 Thrust vectot angle vs suction pressure

3 主流附體退出方式研究

對二維逆流推力矢量噴管，在地面靜態推力工況下，采用控制體積法（如圖5）分析得出矢量偏轉角度與噴管氣動、幾何參數的關聯關系如下；

其中下標0代表周圍大氣，1截面代表噴管出口，2截面代表抽吸側進口，3截面代表同向側出口。從式（1）可以看出，對于固定幾何氣動矢量噴管，增加噴管落壓比（即提高主流動量）或增大二次流抽吸壓力均可使主流偏轉程度減小，亦即增加噴管落壓比或增大二次流抽吸壓力，均可能實現附體主流脫體。

圖5 控制體積示意圖Fig.5 Control volume sketch map

3.1 提高抽吸壓力實現附體主流脫體

保持其它氣動參數為基本參數，取抽吸壓力與周圍大氣壓力之比分別為0.50、0.55、0.60、0.65、0.66、0.67、0.68、0.70、0.75、0.80逐漸增大。圖6對比了二次流抽吸壓力從大到小逐漸降低時與二次流抽吸壓力從小到大逐漸增加時推力矢量的變化。可以看出，只有當二次流抽吸壓力比增加至0.66時（如圖7），主流才從外罩內壁面脫體，而不是想象的當二次流抽吸壓力比增加到0.61時，主流就從外罩內壁面脫體，即主流從外罩內壁面脫體存在明顯的遲滯效應。主流脫體的臨界壓力點為65.86kPa，該值大于主流附體的臨界壓力點（60.68kPa）。隨著二次流抽吸壓比繼續增加，推力矢量角隨抽吸壓力的變化規律與二次流抽吸壓力逐漸降低時推力矢量角與抽吸壓比的變化規律是一致的。

圖6 抽吸壓力增加對主流脫體的影響Fig.6 Effect of suction pressure increase on detachment

圖7 二次流抽吸壓力比增加0.66時流場圖Fig.7 Flow field of CFTVN with P2／P0increase to 0.66

3.2 提高噴管壓比實現附體主流脫體

在二次流抽吸壓力為50.66kPa主流附體工況下，保持其它氣動參數不變，研究了增加噴管壓比實現附體主流脫體。主流壓比NPR取值取值分別為：7.824、9、9.25、10。主流壓比增加，主流動量增大，當原來作用在主流上的偏轉力不足以提供主流沿外罩內壁面運動所需的離心力，從NPR＝9.25開始，主流開始部分脫離外罩內壁面，如圖8。另外，基本噴管設計壓比為7.824，而此時噴管處于欠膨脹狀態，主流在基本噴管出口下游繼續膨脹，即使仍有少部分膨脹至外罩壁面，但不再沿著壁面流動，即完成了主流附體的脫離。

圖8 不同NPR下流場圖Fig.8 Flow field under different NPR

4 結 論

本文基于CFD數值模擬技術，對逆流推力矢量噴管主流附體形成機理、流場特征及實現附體主流脫體的方法進行了研究，結論如下：

（1）逆流推力矢量噴管主流附體的產生與二次流抽吸、主流卷吸及逆流剪切層有關。存在使主流附體的臨界二次流抽吸壓力，本文研究的模型中，二次流抽吸壓力為61.86kPa時主流附體，低于該壓力值，改變二次流抽吸壓力對推力矢量角幾乎無影響。

（2）提出了采用提高二次流抽吸壓力和增大噴管主流壓比實現附體主流脫體的控制方法，并驗證了其有效性。

（3）通過增大二次流抽吸壓力實現附體主流脫體的過程中，存在明顯的滯后現象，即在推力矢量角隨二次流抽吸壓力變化的曲線圖上形成遲滯環。

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