一种多扰流片装置喷管流场与推力特性分析

一种多扰流片装置喷管流场与推力特性分析

0扰流片推力矢量技术的研究干扰流元件善源脉冲向量控制技术具有结构简单、响应快、操纵能耗小等优点。广泛应用于小型弹径潜射武器，如美国潜射战斧导弹和俄罗斯山楂布导弹。随着反潜技术的发展，增加潜射导弹发射深度已成为提高潜射导弹、潜艇生存能力的有效措施之一。但大深度水下发射时，因水下环境的复杂性与随机性，需采用主动控制方式增强导弹的稳定性，满足出水弹道的要求国外对扰流片推力矢量控制的研究较早，取得了一系列研究结果。文献国内各高校与科研单位在扰流片推力矢量技术领域也开展了较多的设计、分析和实验研究工作。例如，南京理工大学数值研究了扰流片结构形状与喷管内型面几何参数对流场的影响，并搭建推力矢量控制系统，完成了单扰流片热试验与伺服机构动态响应研究针对扰流片推力矢量方案无滚转控制力矩的问题，提出了一种适用于多通道控制的多扰流片矢量装置，并对喷管内流场开展了三维流动仿真研究，分析了其俯偏和滚转矢量特性。1多扰流片推力矢量装置固体火箭发动机喷管出口截面设置有8片扰流片，由相应的电机转轴控制。对称布置的2个扰流片为一组，其电机转向相反，如图1中扰流片1所示。多扰流片推力矢量装置工作原理为:当弹体需要俯仰/偏航单通道控制力时，控制相应的一组扰流片向喷管内转动，侧向力的大小可通过调节转角实现;当弹体需要滚转控制力矩时，由2片对角分布的扰流片提供，如扰流片1a与扰流片3b、扰流片1b与扰流片3a。本方案的优点在于仅使用喷管出口布置的扰流片就可实现弹体俯仰/偏航以及滚转多通道控制。2物理模型的建立文中选择扩张半角为18°，喉径为D为便于研究扰流片对矢量特性的研究，将物理模型进行简化:(1)弹体俯仰/偏航或滚转时仅由一对扰流片控制;(2)不考虑燃气对喉径、扩张段及扰流片等内型面烧蚀的影响;(3)不考虑扰流片与喷管安装间隙的影响。简化后的模型(滚转控制状态)如图3所示，D3材料和模型的离散文中使用Fluent软件进行数值模拟，采用有限体积法对雷诺平均三维Navier-Stokes(N-S)方程进行离散，无粘对流通量采用基于MUSCL差值的Roe格式进行裂解，而时间推进采用了隐式格式，湍流粘性的计算选用Spalart-Allmaras(S-A)模型，流动方程组以及湍流模型方程组均采用二阶迎风格式进行离散。选取喷管、扰流片及喷管外直径为55D仿真中各边界条件给定如下:喷管入口设置为压力入口边界。计算参数为:燃烧室压强p文中使用面阻塞率K4实验装置与仿真结果对比采用上述数值方法，首先对带单凸圆弧形扰流片的喷管内外流场进行了仿真研究，并将仿真结果与实验数据相对照，以校验仿真手段的准确性。单扰流片发动机实验装置见图5，扰流片采用钨渗铜难熔合金材料加工而成，固定于喷管出口端面，面阻塞率K图6给出了实验喷管羽流与仿真结果对比情况，表明该仿真方法可较好地模拟喷管出口扰流片处羽流激波与膨胀波等复杂流动现象，与实验结果相吻合。此外，表1给出了仿真和实验获得的轴向推力、侧向力与矢量角，数据表明，仿真值与实验值吻合良好，侧向力F5计算结果和分析5.1主体油气流片单次给力按上述仿真方法，对控制弹体俯仰/偏航力矩的一对相邻的扰流片开展数值计算。图7为扰流片面阻塞率K进一步对比了不同面阻塞率下多扰流片装置的俯偏矢量特性，见图9。明显看出，双扰流片俯偏矢量规律与单扰流片特性一致:喷管轴向推力与扰流片面阻塞率成反比，随着扰流片面阻塞率的增大，喷管轴向推力由0.941降至0.846;喷管侧向力与扰流片面阻塞率成正比，研究范围内侧向力最大为0.147，喷管矢量角达9.88°。图9还对比给出了俯偏控制与滚转控制下装置轴向推力曲线。可见，俯偏状态下相邻两扰流片内部流场更为复杂，旋流区相互干扰剧烈。因此，流动损失大，轴向推力小。此外为研究喷管侧向力影响因素，分别对扩张段壁面、扰流片壁面压强积分计算侧向力，结果见图10所示。扩张段获得的侧向力F5.2扰流片无偏角的影响为研究多扰流片装置的滚转特性，对图11所示控制弹体滚转力矩的一对扰流片开展数值计算，同时仿真分析了扰流片预制偏角β对滚转力矩的影响规律。图12为扰流片面阻塞率K为揭示上述矢量特性，积分计算各状态下喷管扩张段壁面与扰流片的控制力矩。结果表明，扩张段壁面滚转力矩为零，矢量控制装置的滚转力矩完全由扰流片提供。这是因为轴对称扩张段内燃气压强作用力的作用方向为壁面法向，相对发动机中心轴无有效力臂，因此无法形成滚转控制力矩。同时，扰流片无偏角时，喷管内旋涡流动沿几何对称面对称分布，扰流片受力方向与发动机轴线平行，因此无滚转控制力矩。扰流片预制偏角后，因扰流片迎风面与喷管出口截面距离沿切向方面逐渐增大，扩张段高压滞止区燃气不断从该间隙处排出，破坏了原有对称分布的旋涡流动结构，如图13(b)所示。因此，扰流片迎风面压强不再对称分布，见图14，扰流片合力方向与喷管轴线存在一定偏角，从而形成了滚转控制力矩。此外，值得注意的是，随着扰流片预制偏角的增大，高压旋流区长度与高度分布均大幅下降，见图13(c)所示，这将造成多扰流片装置俯仰/偏航状态下侧向力的快速下降。图15为同一面堵塞率下，俯偏状态下扰流片预制偏角对侧向力与轴向推力的影响，可见:轴向推力出现小幅波动，但侧向力随着预制偏角的增大而大幅下降，研究范围内最大降幅达26.5%。因此，多扰流片装置设计时需综合考虑矢量装置的滚转与俯仰/偏航特性。6流动仿真结果分析针对常规扰流片推力矢量控制方案无滚转控制力矩的问题，设计了一种多扰流片矢量装置，该方案可独立实现俯仰/偏航和滚转矢量多通道控制，满足复杂工况下导弹对机动性与姿态控制的需求。文中对带多扰流片装置的喷管内流场开展了三维流动仿真，分析了其俯偏和滚转矢量特性，获得主要结论如下:(1)对比单扰流片地面实验结果，测试数据及羽流与仿真结果吻合良好，表明采用的仿真方法具有较高的可信度。(2)所提出的多扰流片矢量装置俯偏矢量控制规律与单扰流片特性一致。但多扰流片内部流场复