陳曉麗，牛 祿，潘科瑋，王志新，陳浩然

(上海航天動(dòng)力技術(shù)研究所，上海 201109)

0 引言

固體姿軌控發(fā)動(dòng)機(jī)利用燃?xì)庵苯訖M向噴射,獲得作用于飛行器的橫向推力,從而產(chǎn)生機(jī)動(dòng)控制力或力矩,可應(yīng)用于導(dǎo)彈[1]、逃逸系統(tǒng)[2]等。喉栓式可調(diào)噴管是固體姿軌控發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)現(xiàn)推力調(diào)節(jié)的重要部件,通過調(diào)節(jié)喉栓位置,可控制工質(zhì)流量,實(shí)現(xiàn)推力的調(diào)節(jié)。

20世紀(jì)60年代,美國(guó)開始研究喉栓式推力可調(diào)固體發(fā)動(dòng)機(jī),并將喉栓式可調(diào)噴管應(yīng)用于標(biāo)準(zhǔn)-3導(dǎo)彈的推力連續(xù)調(diào)節(jié)固體姿軌控動(dòng)力系統(tǒng)[3], 2013年完成了鑒定試驗(yàn),2014年標(biāo)準(zhǔn)-3 Block IB導(dǎo)彈進(jìn)入海軍正式部署階段。國(guó)內(nèi)在喉栓式可調(diào)噴管的理論分析、數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究等方面也開展了較多研究[4-6],但工程應(yīng)用尚有差距。噴管推力是喉栓式可調(diào)噴管的重要性能,也是固體姿軌控發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)控系統(tǒng)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。喉栓式可調(diào)噴管的推力常采用數(shù)值模擬的方法獲得[7-9],該方法在獲得噴管推力等性能的同時(shí),還能對(duì)噴管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行分析,但固體姿軌控動(dòng)力系統(tǒng)存在諸多非穩(wěn)態(tài),噴管將面臨多種工況,增加了數(shù)值模擬的工作量及工作難度,數(shù)值模擬的大量處理及計(jì)算工作也不利于噴管的設(shè)計(jì)優(yōu)化。此外,現(xiàn)有喉栓式可調(diào)噴管的推力測(cè)量手段較少,測(cè)量難度較大,也給喉栓式可調(diào)噴管的推力性能研究帶來困難。

針對(duì)喉栓式可調(diào)噴管,建立了幾何喉部面積計(jì)算模型和理論推力模型,研究幾何喉部面積和噴管理論推力隨喉栓位置的變化情況,并建立了三維仿真模型,對(duì)喉栓在不同位置下的噴管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析喉栓在不同位置時(shí)的噴管內(nèi)流場(chǎng)分布,研究噴管質(zhì)量流率、推力隨喉栓位置的變化規(guī)律,與理論推力進(jìn)行了對(duì)比。建立了喉栓式可調(diào)噴管氣動(dòng)等效喉部面積的計(jì)算方法,對(duì)等效喉部面積計(jì)算模型和推力模型進(jìn)行了優(yōu)化,并進(jìn)行了冷氣試驗(yàn)驗(yàn)證。研究結(jié)果可為后續(xù)喉栓式可調(diào)噴管的設(shè)計(jì)及優(yōu)化、固體姿軌控發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)控系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 喉栓式可調(diào)噴管理論推力模型

1.1 喉栓式可調(diào)噴管工作原理

喉栓式可調(diào)噴管的結(jié)構(gòu)如圖1所示,進(jìn)氣段與噴管軸線成一定角度,喉栓與噴管內(nèi)壁形成環(huán)形氣體通道,即等效喉部,喉栓式可調(diào)噴管通過改變喉栓的位置改變等效喉部面積,從而控制噴管輸出推力。喉栓處于初始位置時(shí),噴管開度最大,此時(shí)噴管的等效喉部面積最大,噴管的推力達(dá)到最大值,喉栓向外移動(dòng),噴管開度減小,通過的工質(zhì)流量減小,噴管推力減小,當(dāng)喉栓達(dá)到最大位移時(shí),噴管完全關(guān)閉,噴管推力下降為0。

圖1 非同軸喉栓式可調(diào)噴管示意圖Fig.1 Non-coaxial pintle flow regulation nozzle schematic diagram

在固體姿軌控發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)控系統(tǒng)的設(shè)計(jì)及仿真研究中[10-13],等效喉部面積計(jì)算模型和推力模型是整個(gè)系統(tǒng)的重點(diǎn),等效喉部面積取喉栓和噴管型面構(gòu)成的幾何喉部面積,即噴管流道面積最小處的面積,推力取基于等熵流動(dòng)假設(shè)的理論推力。

1.2 幾何喉部面積計(jì)算模型

當(dāng)噴管收斂段和喉栓頭部型面均為圓弧時(shí),設(shè)噴管軸線為x軸,方向如圖2所示,O1,O2分別為噴管收斂段和喉栓頭部型面圓弧中心,其半徑分別為R1,R2,圓心初始坐標(biāo)為(xo1,yo1),(xo2,yo2),設(shè)喉栓向外運(yùn)動(dòng)了x(0 ≤x≤xmax,xmax為喉栓伸入喉部的最大位移,此時(shí)喉栓型面與噴管型面相切,噴管處于關(guān)閉狀態(tài)),則O2坐標(biāo)變?yōu)?xo2+x,yo2),A,B分別圓O1和圓O2上的一點(diǎn),坐標(biāo)為(xA,yA),(xB,yB),RA,RB分別為A,B到噴管軸線的距離,則其環(huán)道面積S為[10]:

(1)

S的最小值即噴管的幾何喉部面積At,At的求解是一個(gè)有界的非線性規(guī)劃問題,可以采用內(nèi)點(diǎn)法進(jìn)行求解。At是x的函數(shù),且隨著x近似線性變化[9]。

圖2 幾何喉部示意圖Fig.2 Geometric throat schematic diagram

1.3 理論推力模型

噴管的推力是噴管內(nèi)、外表面所受氣體壓力的合力,根據(jù)動(dòng)量守恒定律,可得推力公式[14]:

(2)

基于一維等熵流動(dòng)假設(shè),噴管質(zhì)量流率和噴氣速度分別為[14]:

(3)

(4)

(5)

式中:R,k,Tf,pc分別為氣體常數(shù)、比熱比、推進(jìn)劑絕熱燃燒溫度和噴管入口截面處的壓強(qiáng)。代入推力公式得噴管的理論推力F為[14]:

F=CFpcAt

(6)

(7)

入口壓強(qiáng)pc、喉部面積At、出口面積Ae已知,求得噴管出口壓強(qiáng)即可得到推力大小。膨脹壓強(qiáng)比與噴管面積比關(guān)系為[14]:

(8)

根據(jù)壓強(qiáng)比和面積比的關(guān)系,可由噴管面積比迭代求得對(duì)應(yīng)的膨脹壓強(qiáng)比,進(jìn)而得到喉栓在不同位置時(shí)的噴管推力輸出。

設(shè)噴管入口壓強(qiáng)為9 MPa,出口壓強(qiáng)為大氣壓強(qiáng),工質(zhì)比熱比為1.25,喉栓從位置0運(yùn)動(dòng)到xmax處,噴管幾何喉部面積和理論推力等性能的變化如圖3所示。其中,F0和At0分別為喉栓處于初始位置時(shí)噴管的理論推力和幾何喉部面積。噴管理論推力和幾何喉部面積在喉栓處于初始位置時(shí)達(dá)到最大值,兩者隨喉栓向外運(yùn)動(dòng)而近似線性減小,幾何喉部面積在喉栓達(dá)到最大位移處減小為0,而理論推力在喉栓達(dá)到最大位移前就已減小為0,此后出現(xiàn)負(fù)值,這是由于上述推力模型僅適用于噴管的完全膨脹、欠膨脹和輕微過膨脹狀態(tài),在喉栓運(yùn)動(dòng)后期,噴管擴(kuò)張比劇增,噴管處于過膨脹狀態(tài),公式已不再適用。

圖3 噴管性能隨喉栓位置的變化Fig.3 The variation of nozzle performance with the position of pintle

2 喉栓式可調(diào)噴管內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬

為了研究喉栓位置對(duì)噴管性能的影響,建立更為準(zhǔn)確的推力模型,對(duì)喉栓在不同位置下的噴管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬,分析喉栓在不同位置時(shí)的噴管內(nèi)流場(chǎng)分布,研究噴管質(zhì)量流率、推力等隨喉栓位置的變化規(guī)律。

2.1 數(shù)值計(jì)算方法

采用FLUENT進(jìn)行內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬,RANS方程表達(dá)式為[15]:

1)連續(xù)方程

(9)

2)動(dòng)量方程

(10)

3)能量方程

(11)

采用RNGk-ε模型,可以更好地處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大的流動(dòng),其湍動(dòng)能k和耗散率ε方程分別為[15]:

(12)

(13)

式中:Gk是由平均速度梯度引起的湍動(dòng)能;Gb是由浮力引起的湍動(dòng)能;YM代表可壓縮湍流中脈動(dòng)膨脹的貢獻(xiàn);C1ε,C2ε,C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù),αk,αε分別為湍動(dòng)能和耗散率對(duì)應(yīng)的普朗特?cái)?shù);Sk和Sε為源項(xiàng)。

2.2 網(wǎng)格劃分及無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

幾何模型由噴管內(nèi)型面、喉栓頭部型面等組成,根據(jù)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,計(jì)算采用二分之一三維模型。對(duì)計(jì)算區(qū)域分塊進(jìn)行網(wǎng)格劃分,在進(jìn)氣段等部位建立結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,對(duì)幾何形狀較為復(fù)雜的部位采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,計(jì)算區(qū)域通過交界面進(jìn)行參數(shù)傳遞。流體流經(jīng)喉栓頭部和噴管收斂段時(shí)流速會(huì)發(fā)生較大變化,因此需要對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行局部加密,局部網(wǎng)格示意圖見圖4。

圖4 噴管內(nèi)流場(chǎng)局部網(wǎng)格示意圖Fig.4 Local grid diagram of flow field in nozzle

將邊界條件設(shè)置為:

1)入口邊界條件,采用壓力入口邊界條件,設(shè)置入口壓強(qiáng)為9 000 000 Pa,總溫為1 800 K;

2)出口邊界條件,采用壓力出口邊界條件,設(shè)置出口壓強(qiáng)為101 325 Pa,總溫為300 K;

3)固體壁面條件,采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù),絕熱無(wú)滑移條件。

4)假設(shè)流體介質(zhì)為單一理想氣體,不考慮多相流動(dòng),不考慮重力影響。

為排除各個(gè)工況因網(wǎng)格數(shù)量不同而造成的差異,需對(duì)已建立的網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。將網(wǎng)格數(shù)分別為758 046和1 846 890的網(wǎng)格模型進(jìn)行比較,驗(yàn)證噴管質(zhì)量流率和推力大小,結(jié)果見表1。

表1 兩種網(wǎng)格模型的計(jì)算結(jié)果Table 1 Calculation results of two grid models

兩種網(wǎng)格模型計(jì)算得出的質(zhì)量流率差異小于0.1%,推力值差異小于0.01%,可認(rèn)為模型1已達(dá)到網(wǎng)格無(wú)關(guān)。

2.3 計(jì)算結(jié)果及討論

通過計(jì)算得到了噴管內(nèi)流場(chǎng)、噴管推力等隨著喉栓伸入喉部的變化,圖5給出了喉栓向外運(yùn)動(dòng)時(shí)噴管對(duì)稱面上的壓強(qiáng)和馬赫數(shù)分布變化。

喉栓距離噴管喉部較遠(yuǎn)時(shí)對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生的擾動(dòng)很小,如圖5(a)所示,在噴管喉部及擴(kuò)張段前半部分,壓強(qiáng)逐漸減小,由于存在輕微的過膨脹,在擴(kuò)張段接近出口處壓強(qiáng)基本不再變化,馬赫數(shù)沿著噴管軸線方向均勻增加,在噴管喉部達(dá)到Ma1,此時(shí)噴管每秒質(zhì)量流率和推力最大。

喉栓向外運(yùn)動(dòng)到一定位置后,燃?xì)庠诤硭ū砻媾c噴管收斂段內(nèi)壁之間加速膨脹,在喉栓頭部附近形成等效喉部,由于非同軸進(jìn)氣,等效喉部先在進(jìn)氣一側(cè)形成,如圖5(b)所示,此時(shí)等效喉部面積與幾何喉部面積相差較大。

喉栓繼續(xù)伸入喉部,在喉栓與噴管內(nèi)壁圍成的環(huán)形通道處形成等效喉部,在喉栓頭部形成了渦流區(qū),且喉栓頭部附近流場(chǎng)分布非對(duì)稱性明顯,如圖5(c)所示。隨著噴管開度減小,形成等效喉部的位置向上游移動(dòng)且等效喉部面積減小,氣流在等效喉部后的膨脹加劇,喉栓頭部的渦流區(qū)縮小。喉栓處于全關(guān)位置附近時(shí),噴管內(nèi)流場(chǎng)分布愈加紊亂,噴管處于過膨脹狀態(tài),出現(xiàn)氣流分離現(xiàn)象,如圖5(d)所示。

圖5 喉栓在不同位置時(shí)噴管對(duì)稱面上的壓強(qiáng)和馬赫數(shù)分布圖Fig.5 The pressure and Mach number distribution on the symmetry plane of the nozzle with different positions

噴管質(zhì)量流率和推力隨喉栓位置的變化如圖6、圖7所示,隨著喉栓向外運(yùn)動(dòng),噴管每秒質(zhì)量流率和幾何喉部面積近似線性減小。噴管推力在喉栓運(yùn)動(dòng)初期近似線性減小,而隨著喉栓位移增大,對(duì)流場(chǎng)的擾動(dòng)增加,且喉部面積減小,噴管擴(kuò)張比增大,噴管過膨脹,推力隨喉栓位置的變化率呈減小的趨勢(shì)。

圖6 每秒質(zhì)量流率隨喉栓位置的變化Fig.6 The change of mass flow rate per second with the position of pintle

理論推力隨喉栓位置的變化率大于CFD仿真結(jié)果,在喉栓運(yùn)動(dòng)初期,理論推力大于CFD結(jié)果,且隨著喉栓向外運(yùn)動(dòng),兩者差距逐漸減小,當(dāng)喉栓運(yùn)動(dòng)至某一位置時(shí),理論推力與CFD計(jì)算結(jié)果相吻合,而喉栓繼續(xù)伸入喉部時(shí),理論推力小于CFD計(jì)算結(jié)果且兩者差距隨喉栓伸入喉部而增大。

圖7 理論推力和CFD仿真結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of theoretical thrust and CFD simulation result

經(jīng)分析,等效喉部在接近喉栓頭部的位置形成,燃?xì)饨?jīng)過喉栓頭部后流動(dòng)方向發(fā)生較大變化,氣體的慣性作用較為明顯,存在流動(dòng)損失,且由于非同軸的影響,喉栓上下型面形成等效喉部的位置不對(duì)稱,使得幾何喉部面積大于實(shí)際等效喉部面積,理論推力計(jì)算結(jié)果大于CFD仿真結(jié)果。隨著喉栓伸入喉部,喉部出現(xiàn)狹縫式喉徑,導(dǎo)致噴管的擴(kuò)張比劇增,噴管處于過膨脹狀態(tài),氣流分離加劇,不符合等熵流動(dòng)假設(shè),1.3節(jié)中的推力公式已不適用。因此,需要對(duì)推力模型進(jìn)行優(yōu)化。

3 喉栓式可調(diào)噴管推力模型優(yōu)化研究

3.1 氣動(dòng)等效喉部面積

等效喉部面積計(jì)算模型直接影響推力模型,是推力模型優(yōu)化的基礎(chǔ)。定義噴管的氣動(dòng)等效喉部面積計(jì)算公式為:

(14)

代入CFD仿真結(jié)果,可得噴管的氣動(dòng)等效喉部面積。改變?nèi)肟谶吔鐥l件和工質(zhì)參數(shù),出口邊界條件不變,得到噴管在不同位置時(shí)的等效擴(kuò)張比Ae/At,q如表2所示。

表2 不同喉栓位置和工況下的等效擴(kuò)張比Table 2 The equivalent expansion ratio under different pintle positions and working conditions

表3 各工況條件Table 3 Working conditions

由結(jié)果可知,喉栓在初始位置時(shí),當(dāng)入口壓強(qiáng)由9 MPa降為3 MPa,氣動(dòng)喉部面積略減小,噴管等效擴(kuò)張比增加了0.046 2(0.36%,工質(zhì)為燃?xì)?和0.067 2(0.53%,工質(zhì)為冷氣);當(dāng)入口壓強(qiáng)不變,工質(zhì)由燃?xì)庾優(yōu)槔錃鈺r(shí),氣動(dòng)喉部面積略有增加,噴管等效擴(kuò)張比減小了0.093 8(0.74%,入口壓強(qiáng)為9 MPa)和0.072 8(0.57%,入口壓強(qiáng)3 MPa),各工況下的噴管等效擴(kuò)張比標(biāo)準(zhǔn)差為0.056。

喉栓向外運(yùn)動(dòng)1個(gè)單位后,入口壓強(qiáng)和工質(zhì)發(fā)生變化時(shí),對(duì)應(yīng)的噴管等效擴(kuò)張比變化率分別為0.28%,0.31%,0.47%,0.44%,各工況下的噴管等效擴(kuò)張比標(biāo)準(zhǔn)差為0.058,較喉栓在初始位置時(shí)各工況下等效擴(kuò)張比的標(biāo)準(zhǔn)差略有增加。

3.2 等效喉部面積計(jì)算模型

由于噴管內(nèi)存在流動(dòng)損失,噴管幾何喉部面積大于實(shí)際等效喉部面積,給噴管推力計(jì)算帶來誤差,為優(yōu)化噴管推力計(jì)算模型,采用噴管氣動(dòng)等效喉部代替推力模型中的幾何喉部。

由CFD仿真結(jié)果可知,喉栓在同一位置而工況不同時(shí),噴管等效擴(kuò)張比的差異很小,因此,忽略工況對(duì)氣動(dòng)等效喉部面積的影響,近似認(rèn)為氣動(dòng)等效喉部面積隨喉栓位置的變化規(guī)律只與喉栓和噴管型面相關(guān)。

由圖3可知,幾何喉部面積與喉栓位置x近似成一次方函數(shù)關(guān)系,而根據(jù)CFD仿真結(jié)果,氣動(dòng)等效喉部面積與喉栓位置x近似成三次方函數(shù)關(guān)系,因此建立以下修正公式:

(15)

應(yīng)用非線性最小二乘法,求得系數(shù)a1=0.92,a2=-0.75/(yo1-yo2),a3=-1.25(R1+R2)/(yo1-yo2)。

幾何喉部面積、修正后的等效喉部面積及工況1下氣動(dòng)等效喉部面積對(duì)比如圖8所示,氣動(dòng)等效喉部面積小于幾何喉部面積,結(jié)合圖5,隨著喉栓向外運(yùn)動(dòng),等效喉部形成的位置向上游移動(dòng),與流速方向接近垂直,與幾何喉部面積差距減小。修正后的等效喉部面積計(jì)算公式能較好擬合氣動(dòng)喉部面積隨喉栓位置的變化規(guī)律。

圖8 等效喉部面積計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison of equivalent throat area calculation results

3.3 推力模型優(yōu)化

將修正后的等效喉部面積代入理論推力計(jì)算公式,計(jì)算得到工況1下噴管推力隨喉栓位置變化如圖9所示。

圖9 初步修正后的推力計(jì)算結(jié)果Fig.9 The thrust calculation result after preliminary correction

由圖可知,在喉栓運(yùn)動(dòng)初期,推力得到較好修正,與CFD仿真結(jié)果相吻合,當(dāng)喉栓運(yùn)動(dòng)至某一位置后,推力計(jì)算結(jié)果與CFD仿真結(jié)果的偏差逐漸增大,此時(shí)噴管內(nèi)流場(chǎng)不符合等熵流動(dòng)假設(shè),需要對(duì)推力計(jì)算模型再次進(jìn)行修正,最終推力計(jì)算模型為:

(16)

(17)

(18)

(19)

式中:b1=46;b2=0.015;b3=-22.5/k;b4=-0.09。

上述推力模型對(duì)動(dòng)推力和靜推力兩部分皆進(jìn)行了修正,利用優(yōu)化后的推力計(jì)算模型,計(jì)算得到工況1下噴管推力隨喉栓位置變化如圖10所示。

圖10 優(yōu)化后的推力模型計(jì)算結(jié)果Fig.10 The optimized thrust model calculation results

表4 不同喉栓位置下的推力計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison of thrust calculation results under different pintle positions

將理論推力、優(yōu)化模型計(jì)算結(jié)果與CFD仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如表4所示,均方根誤差由0.063減小至0.002,優(yōu)化后推力模型計(jì)算結(jié)果與CFD仿真結(jié)果吻合較好。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證及分析

4.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)系統(tǒng)由對(duì)稱螺旋進(jìn)氣管、壓強(qiáng)傳感器、電磁閥、靜態(tài)標(biāo)定組件、噴管、板簧、螺桿和力傳感器等組成,如圖11所示。進(jìn)氣管路在結(jié)構(gòu)上采用了螺旋方式進(jìn)氣且在兩側(cè)對(duì)稱分布,高壓氣瓶由減壓閥、高壓軟管與螺旋管路連接,通過減壓閥可初步調(diào)整氣體流出的壓強(qiáng),進(jìn)氣端通過連接板支架固定在底板上,由于氣流流經(jīng)對(duì)稱螺旋管路后同時(shí)流出,能對(duì)氣流起緩沖和穩(wěn)定的作用,最后經(jīng)由三通管將穩(wěn)定的氣流送入主管道。

圖11 試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.11 Diagram of test system

高壓氣體通過兩端對(duì)稱螺旋管路匯入主管路,經(jīng)過壓強(qiáng)傳感器,待氣流穩(wěn)定后由壓強(qiáng)傳感器記錄腔體壓強(qiáng)值,再由電磁閥控制主管路氣流的開閉,保障主管路氣流的穩(wěn)定性,同時(shí)可以檢驗(yàn)管路的密閉性是否良好。喉栓作動(dòng)時(shí),噴管朝上噴氣,通過板簧和螺桿將力傳遞給力傳感器。對(duì)整個(gè)試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行標(biāo)定后,可進(jìn)行噴管冷流試驗(yàn),測(cè)得不同腔體壓強(qiáng)下的噴管推力。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

測(cè)量喉栓在不同位置時(shí)噴管的穩(wěn)定輸出推力,測(cè)試結(jié)果見表5。

腔體壓強(qiáng)分別在9 MPa和3 MPa左右時(shí),推力模型計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的最大絕對(duì)百分比誤差分別為10.72%和 11.07%,均發(fā)生在x/xmax=0.9處,即噴管即將關(guān)閉時(shí)。經(jīng)分析,推力模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在偏差是由于推力模型的建立過程中存在簡(jiǎn)化,比如忽略了工況對(duì)氣動(dòng)喉部面積的影響、噴管外流場(chǎng)的影響等,且隨著喉栓伸入喉部,對(duì)流場(chǎng)的擾動(dòng)增加,噴管內(nèi)部流動(dòng)復(fù)雜,給推力計(jì)算帶來了困難。此外,試驗(yàn)系統(tǒng)存在進(jìn)氣擾動(dòng)、管路和板簧等帶來的推力傳遞損失等,也給推力測(cè)量帶來了誤差。

腔體壓強(qiáng)分別在9 MPa和3 MPa左右時(shí),不同喉栓位置的噴管推力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的平均絕對(duì)百分比誤差分別為3.10%和4.99%,修正后的推力模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

表5 試驗(yàn)結(jié)果與推力模型計(jì)算結(jié)果Table 5 Test results and thrust model calculation results

4 結(jié)論

1)建立了三維仿真模型,可準(zhǔn)確地模擬喉栓對(duì)噴管內(nèi)流場(chǎng)的影響,隨著喉栓深入喉部,噴管推力和出口質(zhì)量流率減小,喉栓對(duì)流場(chǎng)的擾動(dòng)加劇,噴管擴(kuò)張段出現(xiàn)氣流分離現(xiàn)象。

2)建立了氣動(dòng)等效喉部面積的計(jì)算方法,修正了喉部面積計(jì)算模型,氣動(dòng)等效喉部面積與入口邊界條件、工質(zhì)參數(shù)、喉栓和噴管型面相關(guān),入口邊界條件與工質(zhì)參數(shù)對(duì)等效喉部面積的影響在一定范圍內(nèi)可以忽略。

3)優(yōu)化了推力模型,該模型可預(yù)示噴管推力隨喉栓位置的變化規(guī)律,喉栓向外運(yùn)動(dòng)時(shí),噴管推力先近似線性減小,后喉栓伸入喉部,噴管推力不滿足線性變化,隨著喉栓向外運(yùn)動(dòng)逐漸降為0。

4)進(jìn)行了噴管冷氣推力測(cè)試,獲得了不同喉栓位置和腔體壓強(qiáng)下的噴管推力,試驗(yàn)結(jié)果與推力模型計(jì)算結(jié)果基本吻合。