金賀龍,王 浩

(南京理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

斜切噴管是一種典型的不對(duì)稱噴管,在航空航天等領(lǐng)域有著重要的應(yīng)用背景。斜切噴管作為一種燃?xì)馍淞鲃?dòng)力裝置,最主要的優(yōu)點(diǎn)是不需要任何附加設(shè)備即可產(chǎn)生矢量推力,簡(jiǎn)化推進(jìn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。噴管斜切角度的選擇、發(fā)動(dòng)機(jī)壓強(qiáng)比等性能參數(shù)的設(shè)計(jì)是斜切噴管流場(chǎng)特性研究的關(guān)鍵性內(nèi)容。

早在上世紀(jì)50年代起,POWELL[1]在斜切噴管流動(dòng)特性方面開展了開拓性的研究工作。隨后,WLEZIEN等[2]采用流動(dòng)顯示手段研究斜切噴管的外流場(chǎng)結(jié)構(gòu)特性。國(guó)內(nèi)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)斜切噴管的研究起步較晚,近些年來(lái)一些學(xué)者開展了相關(guān)領(lǐng)域的研究工作,并取得一定的成果。鮑福廷等[3]針對(duì)采用斜切噴管結(jié)構(gòu)的推進(jìn)系統(tǒng),提出一種優(yōu)化算法,從參數(shù)分析角度確定發(fā)動(dòng)機(jī)斜切噴管的最優(yōu)值。金捷等[4]等利用矢通量分裂有限體積格式和B-L湍流模型,求解三維N-S方程,對(duì)矢量噴管的內(nèi)流場(chǎng)特性進(jìn)行研究。樂貴高等[5]等采用三階MUSCL-TVD格式求解三維可壓縮N-S方程組,模擬研究了兩種不同角度斜切噴管在不同噴口壓強(qiáng)比條件下的噴管欠膨脹超聲速射流流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及其特征參數(shù)分布。徐瑋等[6]對(duì)某非軸對(duì)稱斜切噴管內(nèi)流場(chǎng)開展了數(shù)值模擬計(jì)算,研究了噴管斜切角度變化對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)推力和推力偏轉(zhuǎn)角的影響。邢鵬濤等[7]利用有限體積法求解雷諾平均N-S方程,對(duì)多噴管斜切式火箭發(fā)動(dòng)機(jī)流場(chǎng)進(jìn)行了三維數(shù)值仿真,得到斜切噴管三維流場(chǎng)特征參數(shù)的分布,并通過(guò)流場(chǎng)參量計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)軸線推力。王恒宇等[8]、劉沛等[9]也在斜切噴管性能方面開展了相關(guān)的研究工作。但由于斜切噴管的不對(duì)稱幾何結(jié)構(gòu),使得斜切噴管燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)更加復(fù)雜,特別是發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鉁囟燃巴饬鲌?chǎng)環(huán)境對(duì)燃?xì)馍淞饔休^大影響。因此,有必要對(duì)斜切噴管的燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)特性開展相應(yīng)的研究工作。

本文采用數(shù)值模擬手段,通過(guò)求解三維N-S方程組,并采用Realizablek-ε湍流模型描述流場(chǎng)湍流運(yùn)動(dòng),探索研究了斜切噴管火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)與特征參數(shù)變化規(guī)律,同時(shí)討論噴管斜切角度、海拔高度和燃?xì)鉁囟鹊葏⒘孔兓瘜?duì)噴管燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)的影響,為發(fā)動(dòng)機(jī)斜切噴管設(shè)計(jì)與工程應(yīng)用提供參考。

1 數(shù)理模型與方法

1.1 斜切噴管結(jié)構(gòu)模型

為研究斜切噴管結(jié)構(gòu)特征對(duì)噴管流場(chǎng)特性的影響,本文設(shè)計(jì)兩種不同角度的斜切噴管,分別為噴管擴(kuò)張段不對(duì)稱程度較大的斜切噴管A與不對(duì)稱程度相對(duì)較小的斜切噴管B,噴管型面結(jié)構(gòu)如圖1所示。選取噴管喉部直徑d作為特征長(zhǎng)度,則兩種斜切噴管入口處直徑同為3.67d,噴管喉部直徑同為d,噴管擴(kuò)張段軸線長(zhǎng)度同為3.733d;噴管A出口截面在中心軸線方向的投影距離為3.98d,噴管B投影距離為1.78d。定義噴管斜切角度為噴管出口截面與噴管中心軸線之間的夾角,則噴管A的斜切角度為40°,噴管B為60°。

圖1 兩種不對(duì)稱斜切噴管

1.2 基本假設(shè)

①發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)劑燃燒生成的燃?xì)馐且环N混合氣體,該氣體滿足理想氣體狀態(tài)方程。

②燃?xì)饬鲃?dòng)包含湍流狀態(tài)。

③不考慮燃?xì)馀c噴管壁面之間的換熱,噴管壁面采用絕熱壁面條件進(jìn)行處理,燃?xì)庠趪姽軆?nèi)等熵流動(dòng)。

1.3 數(shù)值方法

1.3.1 控制方程

流場(chǎng)計(jì)算采用非定?？蓧嚎sN-S方程,以連續(xù)、動(dòng)量和能量方程為基礎(chǔ),考慮氣體物性參量隨溫度的變化。N-S方程通用形式:

(1)

式中:φ為通用變量,可代表vx,vy,vz和T等求解變量;vx,vy,vz為氣體三個(gè)方向速度,T和ρ分別為氣體溫度和密度;Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù),Sφ為廣義源項(xiàng),U為速度矢量。

1.3.2 湍流模型

湍流模型選用Realizableκ-ε模型[10-12]:

(2)

(3)

式中:κ為湍流動(dòng)能,ε為湍流耗散率;Gκ為由于層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能;Gb為由于浮力而產(chǎn)生的湍流動(dòng)能;YM是在可壓縮湍流中,由于過(guò)渡擴(kuò)散而產(chǎn)生的波動(dòng);μ為氣體黏性系數(shù);μt為湍流黏性系數(shù);σκ和σε分別為κ和ε的湍流普朗特?cái)?shù);C1,C2,C1ε,C3ε為常量;Sκ和Sε為源項(xiàng),S為平均速度應(yīng)變率張量;ν為運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)。

1.3.3 噴管排氣速度

根據(jù)噴管內(nèi)氣體等熵流動(dòng)假設(shè),可得噴管排氣速度計(jì)算公式:

(4)

式中:ue為噴管排氣速度,k為燃?xì)獗葻岜?pe為噴管出口燃?xì)鈮簭?qiáng)值,pc為發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室壓強(qiáng)值,R為氣體常數(shù),Tc為燃?xì)鉁囟取?/p>

1.4 計(jì)算區(qū)域與邊界條件

在固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中,發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室充滿高溫、高壓燃?xì)?通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管的加速作用,形成超聲速燃?xì)馍淞鲊娚淙胪獠看髿猸h(huán)境中。本文選取0,5 km和10 km 3種海拔高度以及1 500 K,2 100 K和2 500 K 3種燃?xì)鉁囟裙r條件進(jìn)行對(duì)比,研究發(fā)動(dòng)機(jī)斜切噴管在不同海拔、不同燃?xì)鉁囟葪l件下的燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)特性。

發(fā)動(dòng)機(jī)噴管喉部直徑d為6 mm,噴管擴(kuò)張半角為15°,噴管收縮段角度為45°。定義發(fā)動(dòng)機(jī)斜切噴管出口當(dāng)量直徑D為保持發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段軸線長(zhǎng)度不變,當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口截面與噴管軸線垂直時(shí)所對(duì)應(yīng)的截面圓的直徑,當(dāng)量直徑的1/2為當(dāng)量半徑re。則斜切噴管燃?xì)馍淞魍饬鲌?chǎng)計(jì)算區(qū)域,軸線方向長(zhǎng)為斜切噴管出口當(dāng)量直徑的50倍,垂直于噴管軸線方向?yàn)楫?dāng)量直徑的25倍,計(jì)算區(qū)域邊界設(shè)置如圖2所示。對(duì)于計(jì)算區(qū)域,采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行計(jì)算域離散,同時(shí)對(duì)于噴管區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密處理,計(jì)算網(wǎng)格單元總數(shù)約為410萬(wàn)。

圖2 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格與邊界條件

計(jì)算邊界設(shè)置如下[13-15]:

①燃燒室尾部入口邊界。

入口邊界采用壓強(qiáng)入口邊界條件,設(shè)置燃?xì)饪倝簆0為10 MPa,總溫T0為2 100 K,來(lái)流方向垂直于入口邊界。

②上游邊界、自由邊界和下游邊界。

采用壓強(qiáng)出口邊界條件,設(shè)置壓強(qiáng)值p1等于大氣環(huán)境壓強(qiáng)值pb,溫度值T1等于大氣環(huán)境溫度值Tb,不同海拔條件大氣環(huán)境參數(shù)如表1所示。

表1 大氣環(huán)境參數(shù)表

③壁面邊界。

壁面邊界采用絕熱、無(wú)滑移固壁邊界條件,采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理湍流邊界層。

1.5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

本文研究工況較多,為了確保數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性,排除各個(gè)工況因網(wǎng)格數(shù)量不同而造成的結(jié)果失真,需對(duì)計(jì)算網(wǎng)格模型的無(wú)關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證。驗(yàn)證網(wǎng)格選用60°斜切噴管發(fā)動(dòng)機(jī)的計(jì)算網(wǎng)格模型,驗(yàn)證參量為發(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線靜壓分布曲線,將計(jì)算網(wǎng)格單元數(shù)為410萬(wàn),461萬(wàn)和509萬(wàn)3種方案進(jìn)行比較,計(jì)算結(jié)果如圖3所示(圖中參考?jí)簭?qiáng)pb=101 325 Pa,取斜切噴管出口截面與噴管軸線的交點(diǎn)為分布曲線0點(diǎn),下同)。表明當(dāng)計(jì)算網(wǎng)格數(shù)達(dá)到410萬(wàn),網(wǎng)格數(shù)量的增加對(duì)計(jì)算結(jié)果沒有影響。因此,為了節(jié)省計(jì)算資源,提升計(jì)算效率,選取計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為410萬(wàn)的方案網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算。

圖3 3種方案發(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線靜壓分布曲線

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 不同角度斜切噴管流場(chǎng)特性分析

圖4為海拔高度5 km條件下,40°、60°兩種不同角度斜切噴管燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)氣動(dòng)參數(shù)分布云圖。由圖可知,對(duì)于兩種不同角度的斜切噴管,在斜切噴管Z=0剖面上,燃?xì)馍淞鲀蓚?cè)的膨脹波、菱形激波、滑移線和燃?xì)馍淞鬟吔缌鲌?chǎng)存在不對(duì)稱現(xiàn)象;而在斜切噴管Y=0剖面上,燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)呈現(xiàn)對(duì)稱分布狀態(tài),并且隨著射流的運(yùn)動(dòng),超音速區(qū)域逐漸減小,相應(yīng)的亞聲速區(qū)域逐漸增大。對(duì)比兩種不同角度的斜切噴管,噴管40°的燃?xì)馍淞髌D(zhuǎn)角度大于噴管60°,同時(shí)噴管40°的燃?xì)馍淞鲾U(kuò)張角度也大于噴管60°。但燃?xì)馍淞髌D(zhuǎn)現(xiàn)象主要發(fā)生在燃?xì)馍淞鱽喡曀倩旌蠀^(qū)域,而在燃?xì)馍淞骱诵膮^(qū)域的偏轉(zhuǎn)程度相對(duì)較小。斜切噴管的不對(duì)稱壁面結(jié)構(gòu)是燃?xì)馍淞髌D(zhuǎn)的誘因,當(dāng)燃?xì)馍淞髁鞒鰢姽艹隹跁r(shí),在噴管出口處存在扇形膨脹區(qū);由于斜切噴管不對(duì)稱外伸壁面的存在,使膨脹波在壁面與氣流之間連續(xù)反射,最終形成眾多弱壓縮波并聚集成斜激波。不同族膨脹波共同作用,導(dǎo)致燃?xì)馍淞鞯钠D(zhuǎn)。噴管40°的壁面不對(duì)稱程度較大,也就是斜切噴管不對(duì)稱外伸壁面較長(zhǎng),因此噴管40°的燃?xì)馍淞髌D(zhuǎn)角度也較大。

圖4 斜切噴管燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)氣動(dòng)參數(shù)分布圖

對(duì)于40°、60°兩種不同角度的斜切噴管,在噴管出口處,燃?xì)馍淞髌骄o壓高于外界大氣壓強(qiáng),因此燃?xì)馍淞鞒鰢娍谥笠欢ㄊ窍冗M(jìn)行膨脹的,形成Ptandtl-Meyer流;在起始波節(jié)內(nèi),當(dāng)燃?xì)庥龅綇膰姽艽讲總鱽?lái)的膨脹波時(shí)燃?xì)鈱⒔?jīng)歷膨脹過(guò)程。在流場(chǎng)中心流動(dòng)區(qū)域,燃?xì)馀蛎浖铀?使中心區(qū)域壓強(qiáng)降低;由于該區(qū)域的燃?xì)鈮簭?qiáng)值低于環(huán)境壓強(qiáng),受到外部環(huán)境的壓縮作用,形成不同方向的相交射流激波,相交于噴管軸線上。同時(shí)射流在剪切層邊界上形成反射激波,也作用于軸線上,這樣反復(fù)循環(huán),在燃?xì)饬鲌?chǎng)核心區(qū)域上形成一系列的膨脹壓縮波系結(jié)構(gòu),并且隨著波系結(jié)構(gòu)的發(fā)展而逐漸崩解。由圖5可知,40°斜切噴管與60°斜切噴管的噴管軸線燃?xì)怦R赫數(shù)與靜壓分布規(guī)律是相同的,當(dāng)燃?xì)饬鞒鰢姽艹隹跁r(shí),由于燃?xì)鈮簭?qiáng)值大于外界大氣環(huán)境壓強(qiáng)值,因此燃?xì)馍淞飨扰蛎涀龉?燃?xì)馑俣仍黾?壓強(qiáng)值下降。當(dāng)燃?xì)饬鞯较嘟恍奔げㄎ恢脮r(shí),由于受到斜激波的滯止作用,燃?xì)饬魉傧陆?壓強(qiáng)上升。這樣燃?xì)忪o壓值又復(fù)增超過(guò)環(huán)境壓強(qiáng)值,致使燃?xì)饬鲌?chǎng)又回到噴管出口狀態(tài),此后燃?xì)馀蛎浥c壓縮過(guò)程持續(xù)幾個(gè)周期,但由于壓縮波以及激波結(jié)構(gòu)的耗散作用,燃?xì)饬鲌?chǎng)膨脹壓縮波系結(jié)構(gòu)不斷衰減。

圖5 不同角度斜切噴管軸線氣動(dòng)參數(shù)對(duì)比曲線

2.2 海拔條件變化對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)的影響分析

圖6給出來(lái)流靜止,海拔高度為0,5 km和10 km條件下,60°斜切噴管發(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線燃?xì)鈮簭?qiáng)分布情況。由圖可知,對(duì)于不同的海拔高度條件,發(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線燃?xì)鈮簭?qiáng)都會(huì)經(jīng)歷兩次壓強(qiáng)值降低后再回升的過(guò)程。隨著海拔高度的增加,沿噴管軸線方向流場(chǎng)的最小靜壓值在逐漸降低。說(shuō)明隨著海拔高度的增加,燃?xì)獾呐蛎洺潭炔粩嘣黾?海拔高度越高,燃?xì)獾呐蛎洺潭仍匠浞帧＝?jīng)過(guò)最小壓力點(diǎn)之后,燃?xì)獗患眲嚎s,靜壓值急速升高達(dá)到極值,同時(shí)海拔高度越低靜壓極值數(shù)值越大。然后燃?xì)馍淞髟俅闻蛎?出現(xiàn)第二個(gè)靜壓極小值點(diǎn),越過(guò)極值點(diǎn)靜壓再次上升。從此之后,燃?xì)饨?jīng)過(guò)若干次膨脹壓縮過(guò)程直至崩解,并且海拔高度越高這種循環(huán)的影響區(qū)域越大。產(chǎn)生燃?xì)忪o壓值上述變化的原因可做如下解釋:當(dāng)燃?xì)饬鞯絿姽艹隹跁r(shí),由于受到噴管唇部膨脹波的作用,燃?xì)馀蛎涀龉?靜壓值下降。同時(shí)隨著海拔高度的增加,噴口靜壓比值不斷增加;燃?xì)忪o壓比越高,則燃?xì)獾呐蛎浤芰υ綇?qiáng),因此在第一波節(jié)內(nèi)燃?xì)馀蛎泤^(qū)域越大,相交激波在噴管軸線的相交位置不斷增加。當(dāng)燃?xì)獯┻^(guò)流場(chǎng)相交激波時(shí),由于斜激波結(jié)構(gòu)的阻滯作用,燃?xì)獗恢匦聣嚎s,流速下降,壓強(qiáng)回升。此后燃?xì)鈺?huì)經(jīng)歷幾次同樣的變化過(guò)程,直到燃?xì)鈮簭?qiáng)值恢復(fù)到大氣環(huán)境壓強(qiáng)。圖7為發(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線燃?xì)怦R赫數(shù)變化情況,隨著海拔高度的增加,在第一波節(jié)區(qū)域內(nèi),燃?xì)馍淞鞯淖畲篑R赫數(shù)不斷增加。但經(jīng)過(guò)斜激波之后,燃?xì)饬鲃?dòng)被壓縮,馬赫數(shù)下降。然后氣體射流再次膨脹,出現(xiàn)馬赫數(shù)第二個(gè)極大值。之后,由于波系結(jié)構(gòu)的耗散作用,燃?xì)怦R赫數(shù)不再出現(xiàn)明顯的極值。同時(shí)海拔高度越高,高馬赫數(shù)射流核心區(qū)域的軸線距離越長(zhǎng),也就是燃?xì)馍淞鞯挠绊憛^(qū)域越廣。

圖6 不同海拔高度發(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線燃?xì)鈮簭?qiáng)分布曲線

圖7 不同海拔高度發(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線燃?xì)怦R赫數(shù)分布曲線

圖8給出不同海拔高度條件下,發(fā)動(dòng)機(jī)斜切噴管燃?xì)馍淞魉俣确植荚茍D。由圖可知,隨著海拔高度的增加,斜切噴管燃?xì)馍淞鞯钠D(zhuǎn)角度不斷增大。但在燃?xì)馍淞鞒跏己诵膮^(qū)域,由于燃?xì)馍淞鞯某跏妓俣葎?shì)較強(qiáng),所以此處燃?xì)馍淞鞯钠D(zhuǎn)角度相對(duì)較小,在工程計(jì)算時(shí),可以認(rèn)為3種工況,燃?xì)馍淞骱诵膮^(qū)域流場(chǎng)近似呈軸對(duì)稱分布。而在燃?xì)馍淞魍膺吔鐓^(qū)域以及亞聲速混合區(qū)域,隨著海拔高度的增加,由于受到斜切噴管不對(duì)稱壁面結(jié)構(gòu)的影響,燃?xì)馍淞髌D(zhuǎn)角度逐漸增大。此外,隨著海拔高度的增加,燃?xì)馍淞鞯挠绊憛^(qū)域逐漸變大,但射流核心區(qū)域的波節(jié)數(shù)將不斷減小。

圖8 不同海拔條件發(fā)動(dòng)機(jī)斜切噴管速度分布云圖

2.3 燃?xì)鉁囟葪l件變化對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)的影響分析

為了研究推進(jìn)劑燃?xì)鉁囟茸兓瘜?duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)特性的影響,本節(jié)選用海平面高度,燃?xì)鉁囟? 500 K,2 100 K和2 500 K 3種工況進(jìn)行對(duì)比;入口燃?xì)饪倝和瑸?0 MPa,其他氣動(dòng)參數(shù)與邊界條件完全相同。同樣選取60°斜切噴管發(fā)動(dòng)機(jī)的模型進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算,得到發(fā)動(dòng)機(jī)噴管燃?xì)饬鲌?chǎng)特征參數(shù)分布如圖9和圖10所示。

圖9 不同燃?xì)鉁囟劝l(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線燃?xì)鈮簭?qiáng)分布曲線

圖10 不同燃?xì)鉁囟劝l(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線燃?xì)馑俣确植记€

由圖9可知,對(duì)于燃?xì)鉁囟? 500 K,2 100 K和2 500 K 3種工況,沿發(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線方向,燃?xì)鈮簭?qiáng)的變化曲線基本重合。3種工況燃?xì)膺\(yùn)動(dòng)規(guī)律都是燃?xì)庀扰蛎涀龉?燃?xì)饬魉僭黾?壓強(qiáng)數(shù)值逐漸降低;當(dāng)燃?xì)饬鹘?jīng)相交激波時(shí),氣體流速下降,壓強(qiáng)上升。同時(shí),3種工況燃?xì)饬鲌?chǎng)都明顯的經(jīng)歷了3次膨脹-壓縮過(guò)程。圖10為不同燃?xì)鉁囟劝l(fā)動(dòng)機(jī)噴管軸線燃?xì)馑俣确植记€,由圖可知,燃?xì)鉁囟仍礁?噴管軸線流場(chǎng)燃?xì)馑俣葦?shù)值越大,也就是燃?xì)鉁囟仍礁?噴管射流流場(chǎng)中燃?xì)馑哂械膭?dòng)能越大。產(chǎn)生此現(xiàn)象的原因可做如下解釋:根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管排氣速度計(jì)算公式(4)可知,發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口速度是燃?xì)鉁囟?、噴管出口壓?qiáng)和發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室壓強(qiáng)的函數(shù)。根據(jù)前面的結(jié)論,燃?xì)鉁囟炔煌?并不會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管燃?xì)饬鲌?chǎng)的壓強(qiáng)分布產(chǎn)生明顯的影響,因此可認(rèn)為不同工況噴管出口壓強(qiáng)值近似相等。同時(shí)不同工況燃燒室壓強(qiáng)值相同,因此可以認(rèn)為噴管排氣速度是燃?xì)鉁囟鹊膯沃岛瘮?shù)。燃?xì)鉁囟仍酱?則噴管出口排氣速度越大,也就是噴管出口處燃?xì)鈩?dòng)能越大,這將導(dǎo)致整個(gè)燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)的整體燃?xì)鈩?dòng)能越大。

3 結(jié)論

①由于發(fā)動(dòng)機(jī)斜切噴管不對(duì)稱外伸壁面的存在,致使噴管燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)不再對(duì)稱。噴管壁面不對(duì)稱程度越大,則噴管燃?xì)馍淞髌D(zhuǎn)角與擴(kuò)張角度越大。同時(shí),燃?xì)馍淞鱽喡曀倩旌蠀^(qū)域的射流偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象較燃?xì)馍淞骱诵膮^(qū)域明顯。

②40°與60°斜切噴管的軸線燃?xì)怦R赫數(shù)與靜壓分布規(guī)律相同,燃?xì)庠趪姽芰鲌?chǎng)核心區(qū)域經(jīng)歷多次膨脹壓縮過(guò)程,最終由于流場(chǎng)激波的耗散作用,膨脹壓縮波系結(jié)構(gòu)不斷衰減。此外,40°斜切噴管的燃?xì)馍淞髌D(zhuǎn)角度與擴(kuò)張角度大于60°斜切噴管。

③隨著海拔高度的增加,燃?xì)饬鲌?chǎng)核心區(qū)域與燃?xì)馍淞鞯挠绊懛秶?以及燃?xì)馍淞鞯钠D(zhuǎn)角度不斷增大,但射流核心區(qū)域的波節(jié)數(shù)將不斷減小。

④燃?xì)鉁囟茸兓瘜?duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管流場(chǎng)壓強(qiáng)分布影響較小,但對(duì)噴管流場(chǎng)速度值影響較大。燃?xì)鉁囟仍礁?噴管出口排氣速度越大,致使噴管射流流場(chǎng)的燃?xì)鈩?dòng)能越大。