寧懷松，張志學(xué)，邵萬仁，鄧洪偉

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽110015）

二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)方案優(yōu)化設(shè)計(jì)

寧懷松，張志學(xué)，邵萬仁，鄧洪偉

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)研究所，沈陽110015）

為掌握二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)特性和設(shè)計(jì)方法，通過數(shù)值模擬方法對(duì)采用超橢圓方程進(jìn)行圓轉(zhuǎn)方過渡的小寬高比二元收擴(kuò)噴管進(jìn)行研究。計(jì)算分析了喉道寬高比、圓轉(zhuǎn)方段長度、收斂調(diào)節(jié)片長度及擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度4個(gè)參數(shù)對(duì)二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)性能的影響，通過對(duì)上述4個(gè)參數(shù)的優(yōu)化得出了綜合性能較優(yōu)的二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)方案。研究結(jié)果表明：經(jīng)過適當(dāng)優(yōu)化，二元收擴(kuò)噴管能夠滿足工程應(yīng)用要求，同時(shí)，鑒于其在隱身和矢量推進(jìn)等方面的優(yōu)勢，有必要對(duì)其開展更加深入地研究。

二元收擴(kuò)噴管；圓轉(zhuǎn)方段長度；喉道寬高比；優(yōu)化設(shè)計(jì)；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

二元收擴(kuò)噴管是指噴管收斂段和擴(kuò)張段截面為矩形的1種非軸對(duì)稱噴管，通常由圓轉(zhuǎn)方過渡段、側(cè)壁、上下調(diào)節(jié)片和作動(dòng)系統(tǒng)等組成[1]。二元收擴(kuò)噴管結(jié)構(gòu)簡單，可以方便地實(shí)現(xiàn)矢量推進(jìn)，而且還易于與飛機(jī)后機(jī)身實(shí)現(xiàn)一體化設(shè)計(jì)，可減小尾部阻力，從而實(shí)現(xiàn)飛機(jī)的不開加力超聲速巡航；同時(shí)，相比軸對(duì)稱矢量噴管，二元收擴(kuò)噴管便于采用冷卻和修形措施，有利于提高發(fā)動(dòng)機(jī)的隱身能力，是新一代發(fā)動(dòng)機(jī)理想的選型噴管。

本文研究采用超橢圓方程進(jìn)行圓轉(zhuǎn)方過渡[2-6]的二元收擴(kuò)噴管設(shè)計(jì)方法，并通過數(shù)值模擬方法研究喉道寬高比、圓轉(zhuǎn)方段長度、收斂調(diào)節(jié)片長度及擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度對(duì)二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)性能的影響。

1 氣動(dòng)方案設(shè)計(jì)

二元收擴(kuò)噴管由圓轉(zhuǎn)方段、收斂段和擴(kuò)張段3部分組成，如圖1所示，其中圓轉(zhuǎn)方段采用超橢圓方程設(shè)計(jì)，通過編程實(shí)現(xiàn)型面設(shè)計(jì)，收斂段和擴(kuò)張段的側(cè)壁是平直的，即兩段的寬度相等，通過調(diào)節(jié)上下對(duì)稱的收斂調(diào)節(jié)片、擴(kuò)張調(diào)節(jié)片實(shí)現(xiàn)流路的變化。

2 氣動(dòng)性能計(jì)算方法

圖1 二元收擴(kuò)噴管

采用數(shù)值模擬方法對(duì)不同流路參數(shù)時(shí)二元收擴(kuò)噴管的氣動(dòng)性能進(jìn)行了計(jì)算分析[7-10]。由于二元收擴(kuò)噴管在高度方向和寬度方向上同時(shí)具有面對(duì)稱性，計(jì)算時(shí)只需選取噴管的1/4即可。計(jì)算模型的網(wǎng)格劃分如圖2所示，由于圓轉(zhuǎn)方段流路較為復(fù)雜，所以采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，收斂段和擴(kuò)張段則采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并在壁面附近作了加密處理。計(jì)算時(shí)采用耦合—隱式求解方法，選用了可信度和精度較高且較為常用的RNGκ-ε模型。邊界條件設(shè)定如下：噴管進(jìn)口采用壓力進(jìn)口條件，給定進(jìn)口氣流總壓、總溫等參數(shù)；噴管出口采用壓力出口邊界條件，給定總壓、總溫；2個(gè)對(duì)稱面設(shè)置為面對(duì)稱邊界條件。

圖2 二元收擴(kuò)噴管網(wǎng)格劃分

3 影響氣動(dòng)性能的主要參數(shù)

影響二元收擴(kuò)噴管性能的因素很多，確定了主要影響因素，才能對(duì)其氣動(dòng)方案進(jìn)行有效的優(yōu)化設(shè)計(jì)。主要考慮喉道寬高比（AR）、圓轉(zhuǎn)方段長度（L）、收斂調(diào)節(jié)片長度和擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度4個(gè)方面因素的影響。

喉道寬高比無論在氣動(dòng)性能還是結(jié)構(gòu)尺寸及質(zhì)量上都對(duì)于飛機(jī)和發(fā)動(dòng)機(jī)有直接影響，同時(shí)還影響發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)的紅外輻射特性[11]，需要慎重選擇，選取 AR=2.2、2.4、2.6、2.8、3.0、3.4、3.8、4.2 等共 8 個(gè)喉道寬高比進(jìn)行優(yōu)化。

圓轉(zhuǎn)方段長度主要影響發(fā)動(dòng)機(jī)的重量和氣動(dòng)性能，二者需要折中考慮。一般用圓轉(zhuǎn)方段長度L與其進(jìn)口圓直徑D的比值L/D對(duì)圓轉(zhuǎn)方段長度的影響進(jìn)行分析，參考文獻(xiàn)[12]中建議：當(dāng)寬高比為2～3時(shí)，L/D可以取得小一點(diǎn)，在0.3～0.4之間。由于戰(zhàn)斗機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)所采用的二元收擴(kuò)噴管寬高比一般較小，按照寬高比2～3選取相應(yīng)的L/D，所選取的圓轉(zhuǎn)方段長度以 L1 為基準(zhǔn)，分別為（L1-100）、（L1-50）、（L1，L1+50）、（L1+100）mm。

收斂調(diào)節(jié)片長度和擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度的變化會(huì)使噴管收斂角和擴(kuò)張角發(fā)生變化，前者主要影響噴管的流量系數(shù)，后者則主要影響噴管的推力系數(shù)[13]。所選取的收斂調(diào)節(jié)片長度以L2為基準(zhǔn)，分別為（L2-25）、（L2-15）、L2、（L2+15）、（L2+35）mm；擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度以 L3 為 基 準(zhǔn) ， 分 別 為 （L3-50）、L3、（L3+50）、（L3+100）mm。

4 氣動(dòng)方案優(yōu)化

在地面臺(tái)架中間狀態(tài)（落壓比4）對(duì)噴管喉道寬高比（AR）、圓轉(zhuǎn)方段長度（L）、收斂調(diào)節(jié)片長度等3個(gè)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，由于擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度的影響在噴管落壓比較大時(shí)方能體現(xiàn)，因此，選擇高空巡航狀態(tài)（落壓比14）對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化。

4.1 喉道寬高比的影響

二元收擴(kuò)噴管總壓恢復(fù)系數(shù)、推力系數(shù)及流量系數(shù)隨喉道寬高比的變化趨勢如圖3～5所示?？梢姡S著喉道寬高比的增加，總壓恢復(fù)系數(shù)升高；推力系數(shù)則略有變化，在0.976～0.98之間，最大值和最小值相差不到4‰；流量系數(shù)從0.928增加為0.9519，相對(duì)增加量為2.57%，變化較大。

圖3 總壓恢復(fù)系數(shù)隨喉道寬高比的變化

圖4 推力系數(shù)隨喉道寬高比的變化

圖5 流量系數(shù)隨喉道寬高比的變化

喉道寬高比從2.2增加到2.6時(shí)，噴管收斂角迅速變小，同時(shí)擴(kuò)張角也變小，前者使流量系數(shù)增加，后者使速度系數(shù)和角向流系數(shù)增加，并且兩者對(duì)噴管性能的變化起到了主要因素，使噴管出口速度和靜壓都有所上升，從而在寬高比2.5左右，噴管推力系數(shù)達(dá)到最大值；之后，隨著寬高比的增加，圓轉(zhuǎn)方段內(nèi)流場趨于惡化，同時(shí)噴管濕周長增加，導(dǎo)致?lián)p失增加，推力系數(shù)下降；流量系數(shù)主要取決于噴管的氣動(dòng)喉道面積，隨著喉道寬高比的增加，噴管收斂角不斷變小，氣動(dòng)喉道面積逐漸變大，從而流量系數(shù)不斷增加。

4.2 圓轉(zhuǎn)方段長度的影響

在不同長度下，二元收擴(kuò)噴管推力系數(shù)、總壓恢復(fù)系數(shù)及流量系數(shù)隨喉道寬高比的變化趨勢如圖6～8所示。由計(jì)算結(jié)果來看，噴管的總壓恢復(fù)系數(shù)、推力系數(shù)和流量系數(shù)均隨圓轉(zhuǎn)方段長度的增加略微有所升高，但變化量都很小，以喉道寬高比2.4的算例為例分析如下：（1）總壓恢復(fù)系數(shù)，在L=L1-100時(shí)最小，為 0.9615，在 L=L1+100時(shí)最大，為 0.9624，最大值相對(duì)最小值的相對(duì)增加量為0.93‰；（2）推力系數(shù)，在 L=L1-100時(shí)最小，為 0.9792，在 L=L1+100時(shí)最大，為0.9796，最大值相對(duì)最小值的相對(duì)增加量為0.48‰；（3）流量系數(shù)，在 L=L1-100 時(shí)最小，為 0.932，在L=L1+100時(shí)最大，為0.9329，最大值相對(duì)最小值的相對(duì)增加量為0.96‰，可認(rèn)為基本不變。

圖6 總壓恢復(fù)系數(shù)隨圓轉(zhuǎn)方段長度的變化

圖7 推力系數(shù)隨圓轉(zhuǎn)方段長度的變化

圖8 流量系數(shù)隨圓轉(zhuǎn)方段長度的變化

可見，3個(gè)參數(shù)隨圓轉(zhuǎn)方段長度的增加均增加，但變化都很小，均不到1‰，表明圓轉(zhuǎn)方長度的增加雖然可以使流場更加有序，局部損失降低，但由于氣流與壁面接觸面積的同步增加，壁面摩擦損失增加，從而導(dǎo)致圓轉(zhuǎn)方段長度對(duì)噴管性能沒有明顯的收益，這與文獻(xiàn)[4]中的相關(guān)結(jié)論是一致的。

4.3 收斂調(diào)節(jié)片長度的影響

收斂調(diào)節(jié)片長度的變化對(duì)二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)性能的影響如圖9所示。從圖9中可知，收斂調(diào)節(jié)片長度的變化主要影響噴管的流量系數(shù)，噴管的流量系數(shù)隨收斂調(diào)節(jié)片的長度增加而增大。收斂調(diào)節(jié)片長度增加時(shí)，噴管的性能有所提升，但同時(shí)其重量也有所增加，選擇時(shí)應(yīng)綜合考慮。

圖9 噴管性能參數(shù)隨收斂調(diào)節(jié)片長度的變化

4.4 擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度的影響

擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度的變化對(duì)二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)性能的影響如圖10所示。從圖10中可知，隨著擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度的增加，噴管擴(kuò)張角變小，推力系數(shù)增加；但由于流路長度和面積增加，壁面摩擦損失增加，總壓恢復(fù)系數(shù)下降；流量系數(shù)則先增后降。選擇擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度時(shí)亦應(yīng)綜合噴管性能、質(zhì)量等因素折中考慮。

圖10 噴管性能參數(shù)隨擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度的變化

4.5 優(yōu)化結(jié)果

通過以上優(yōu)化計(jì)算及分析，綜合考慮各因素的影響，優(yōu)化所得二元收擴(kuò)噴管的喉道寬高比為2.4，圓轉(zhuǎn)方段長度為L1，收斂調(diào)節(jié)片長度為L2，擴(kuò)張調(diào)節(jié)片長度為L3。該方案的二元收擴(kuò)噴管在地面臺(tái)架中間狀態(tài)時(shí)推力系數(shù)為0.9796，總壓恢復(fù)系數(shù)為0.9620，流量系數(shù)為0.9326；在高空巡航狀態(tài)時(shí)推力系數(shù)為0.9724，總壓恢復(fù)系數(shù)為0.9566，流量系數(shù)為0.9356。

5 結(jié)論及建議

（1）影響二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)性能的參數(shù)較多，不同的參數(shù)組合形式不但直接影響其氣動(dòng)性能，還會(huì)對(duì)其隱身等性能產(chǎn)生影響，因此必須綜合考慮各方面的需求并進(jìn)行合理的折中。

（2）數(shù)值模擬方法僅能得到一般規(guī)律，尚需開展相關(guān)試驗(yàn)以便獲得更加準(zhǔn)確的二元收擴(kuò)噴管設(shè)計(jì)方法。

（3）二元收擴(kuò)噴管易于實(shí)現(xiàn)矢量推進(jìn)[14-16]，且在隱身方面具有較大的潛力，建議從氣動(dòng)、結(jié)構(gòu)、隱身三方面綜合對(duì)二元收擴(kuò)噴管進(jìn)行更加深入的研究。

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Internal Performance Optim ization of 2D-CD Nozzle

N ING Huai-song,ZHANG Zhi-xue,SHAO W an-ren,DENG Hong-wei
（AVIC Shenyang Engine Design and Research Institute,Shenyang 110015,China）

To master internal performance and design method of 2D-CD nozzle,the internal performance of 2D-CD nozzle was investigated by numerical simulationmethod.The effects of nozzle parameters such as throataspect ratio,flaps length and the circular-torectangular transition duct length were calculated and analyzed.The internal performance projectof 2D-CD nozzle of better comprehensive propertieswas obtained by optimization of four parameters.The resuls show that 2D-CD nozzle canmeet engineering application through proper optimization,and the deep investigation is necessary for advantages in thrustvectoring and stealth.

2D-CD nozzle；circular-to-rectangular transition duct length；throataspect ratio；optimization；aeroengine

V228.7+4

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2014.03.011

2012-10-01 基金項(xiàng)目：航空動(dòng)力基礎(chǔ)研究項(xiàng)目資助

寧懷松（1986），男，工程師，主要從事航空發(fā)動(dòng)機(jī)矢量噴管設(shè)計(jì)及隱身技術(shù)研究工作；E-mail:ninghuaisong@126.com。

寧懷松，張志學(xué)，邵萬仁，等.二元收擴(kuò)噴管氣動(dòng)方案優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2014,40（3）:52-55.NING Huaisong,ZHANG Zhixue,SHAOWanren,etal.Internal performance optimization of 2D-CD nozzle[J].Aeroengine,2014,40（3）：52-55.