常用鐘型噴管造型、性能及低空使用邊界分析

劉陽旻,田 原,馬志瑜,杜 寧,丁煜朔

(北京航天動(dòng)力研究所,北京 100076)

0 引言

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管的主要作用是將在燃燒室中發(fā)生劇烈化學(xué)反應(yīng)燃燒產(chǎn)生的高溫高壓燃?xì)獾臒崮苻D(zhuǎn)化為動(dòng)能,使氣流加速,氣流對(duì)推力室的反作用力產(chǎn)生推力[1]。不同的噴管型面對(duì)氣流的作用不同,低空噴管型面設(shè)計(jì)的主要目標(biāo)是高噴管性能、不流動(dòng)分離以及避免啟動(dòng)關(guān)機(jī)段的大側(cè)向力[2-3]。其中噴管性能主要由面積比和型面決定,是否發(fā)生流動(dòng)分離主要由噴管壁面出口壓力決定,噴管的內(nèi)激波會(huì)造成啟動(dòng)關(guān)機(jī)段從FSS(free shock separation)分離模態(tài)向RSS(restricted shock separation)分離模態(tài)的轉(zhuǎn)換,從而產(chǎn)生大側(cè)向力[4-5]。這三者與型面關(guān)系最大,因此噴管型面設(shè)計(jì)非常重要。

目前工程上基本都使用鐘型噴管,它們分別是最大推力噴管[6](thrust optimized contour,TOC)、最優(yōu)拋物線噴管[7](thrust optimized parabolic,TOP)、截短理想噴管[8](truncated ideal contour,TIC)、壓縮截短理想噴管[9](compressed truncated ideal contour,CTIC)。這4類鐘型噴管各有優(yōu)劣。TOC噴管因其高性能優(yōu)勢(shì)得到了我國(guó)工業(yè)部門的采用,但是它的出口壓力較低,具有內(nèi)激波,在避免流動(dòng)分離和大側(cè)向力上沒有優(yōu)勢(shì)。TOP噴管因?yàn)槠湓谛阅芎透叱隹趬毫Φ妮^好協(xié)調(diào)而得到了歐美航天部門的青睞,航天飛機(jī)主發(fā)動(dòng)機(jī)(space shuttle main engine,SSME)[10]、火神發(fā)動(dòng)機(jī)[11]均采用了TOP噴管,缺點(diǎn)是具有內(nèi)激波,可能會(huì)遇到大側(cè)向力[12]。TIC噴管沒有內(nèi)激波,不會(huì)產(chǎn)生大側(cè)向力,性能略遜于TOC噴管,RD-0120等大部分俄羅斯發(fā)動(dòng)機(jī)噴管都使用該型面設(shè)計(jì),但它的出口壓力較低[13]。CTIC噴管可達(dá)到與TOC噴管相當(dāng)?shù)男阅?Hoffman認(rèn)為它在TOC噴管型面無解時(shí)是一種優(yōu)良替代[9],日本LE-7A[14]發(fā)動(dòng)機(jī)噴管在設(shè)計(jì)時(shí)為了盡量減小噴管長(zhǎng)度而采用了它,其缺點(diǎn)與TOP噴管相同。這說明TOC噴管并非工程上的唯一選擇,其余3類鐘型噴管也有其自身的突出優(yōu)點(diǎn)才會(huì)被采用。Frey等將TIC噴管和TOP噴管設(shè)計(jì)方法融合,開發(fā)出了TICTOP噴管設(shè)計(jì),它融合了兩者的優(yōu)點(diǎn),具有高出口壓力,無內(nèi)激波[15]。劉亞洲等提出了一種壁面壓力控制的鐘型噴管造型方法,先截短TOC噴管并規(guī)定后段壁面的壓力分布,然后使用特征線法反求壁面型線,大大提高了規(guī)定燃燒條件下噴管的低空可用面積比[16]。

但是上文提及的新型鐘型噴管型面設(shè)計(jì)方法都沒有實(shí)際使用經(jīng)驗(yàn),并且我國(guó)工業(yè)部門對(duì)非TOC噴管的鐘型噴管型面研究較少,對(duì)其優(yōu)化造型方法和特點(diǎn)不夠了解。因此本文使用文獻(xiàn)[17]中的無旋特征法開發(fā)了除TOP噴管以外的噴管造型程序,使用擬拋物線公式構(gòu)建TOP噴管型面。同時(shí)在噴管流場(chǎng)求解上創(chuàng)新性地使用自編的高效噴管軸對(duì)稱化學(xué)動(dòng)力流場(chǎng)求解器NEABLS[18](nozzle euler and boundary layer solver)對(duì)構(gòu)建的型面進(jìn)行求解,它的計(jì)算原理類似于美國(guó)的TDK[19](two-dimensional kinetics)軟件,采用特征線法求解歐拉方程,有限差分方法求解可壓縮附面層方程,它完整求解一次二維噴管化學(xué)動(dòng)力流場(chǎng)僅需1 min左右,相比全N-S方程求解[20]時(shí)間大大減少,精度相當(dāng),更適合用來做噴管初步設(shè)計(jì)和優(yōu)化設(shè)計(jì)。因此本文使用NEABLS求解絕熱狀態(tài)下的噴管真空比沖表征噴管性能,求解噴管出口壁面壓力表征流動(dòng)分離界限,然后使用Fluent來進(jìn)行流動(dòng)分離仿真驗(yàn)證,從而系統(tǒng)研究了4類傳統(tǒng)鐘型噴管型面的性能以及低空使用邊界上的差異,可供工業(yè)部門設(shè)計(jì)參考。

1 常用鐘型噴管型面設(shè)計(jì)

1.1 TOC噴管型面設(shè)計(jì)

如圖1所示,本文采用Rao氏最大推力噴管設(shè)計(jì)方法[6],它的原理是假定噴管長(zhǎng)度與質(zhì)量流量一定,求產(chǎn)生最大推力的控制面BDE,引入推力公式時(shí)也對(duì)外界氣壓pa進(jìn)行了規(guī)定,圖1中BD為右特征線,DE為左特征線,經(jīng)過變分法推導(dǎo)后得出的公式如下。

圖1 最大推力噴管設(shè)計(jì)示意圖

在DE線上,有

(1)

yρv2sin2θtanα=-λ3

(2)

在E點(diǎn)處,有

(3)

計(jì)算出從下圓弧段發(fā)出的右特征線后,將右特征線上每一點(diǎn)當(dāng)做D,然后利用式(1)～式(3)和左特征線關(guān)系式以及流量平衡關(guān)系求出DE線,根據(jù)設(shè)計(jì)需求確定E點(diǎn)后,采用特征線法和流量平衡關(guān)系求解壁面型線BE。然而實(shí)際計(jì)算時(shí),往往為了控制噴管質(zhì)量選擇的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)是規(guī)定面積比和長(zhǎng)度,因此為了擴(kuò)大程序的求解范圍要放松對(duì)式(3)的嚴(yán)格求解,即壓比通常不嚴(yán)格滿足式(3),在規(guī)定面積比和長(zhǎng)度時(shí),真空條件pa/pe=0通常達(dá)不到,這使得設(shè)計(jì)出的噴管不一定是規(guī)定面積比長(zhǎng)度下的最大真空比沖噴管。

1.2 TOP噴管型面設(shè)計(jì)

將噴管喉部半徑rt、下游圓弧半徑rd、噴管長(zhǎng)度l、噴管初始擴(kuò)張角αi、噴管出口半徑re、噴管出口角αe代入拋物線型面擬合公式中便可得到不同的拋物線型面如圖2所示,之后要對(duì)這些型面進(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算以獲取噴管性能、流動(dòng)分離邊界等關(guān)鍵參數(shù),再根據(jù)設(shè)計(jì)需求選擇TOP噴管型面。

圖2 拋物線噴管設(shè)計(jì)示意圖

本文使用SSME噴管拋物線公式[10],它是Rao提出的擬拋物線公式[2]的一種變形,即

(4)

式中以喉部為原點(diǎn)。

1.3 TIC噴管型面設(shè)計(jì)

TIC噴管設(shè)計(jì)的前提是理想噴管(ideal contour,IC)設(shè)計(jì),理想噴管設(shè)計(jì)示意圖如圖3所示。

圖3 理想噴管設(shè)計(jì)示意圖

由于理想噴管出口產(chǎn)生均勻平行氣流,因此圖3中的左特征線DE是一條直線,其上各點(diǎn)流動(dòng)參數(shù)相同。BD是一條從下圓弧段發(fā)出的右特征線,故理想噴管設(shè)計(jì)與Rao氏最大推力噴管類似,實(shí)際上Rao氏最大推力噴管控制面BDE上的D點(diǎn)在軸線上設(shè)計(jì)出來的便是理想噴管。理想噴管設(shè)計(jì)完畢后,根據(jù)設(shè)計(jì)需求將其截短便是TIC噴管設(shè)計(jì)。

1.4 CTIC噴管型面設(shè)計(jì)

CTIC噴管將TIC噴管型面軸向進(jìn)行線性壓縮,然后使線性壓縮后的型面與原有圓弧段平滑過渡。本文用的方法是不連續(xù)點(diǎn)沿徑向和軸向都平移直至與圓弧相切[21],維持了所有壓縮段型面的原貌,但是在軸向和徑向都會(huì)略微偏離設(shè)計(jì)點(diǎn),實(shí)際計(jì)算過程中這個(gè)誤差不超過1%。CTIC噴管設(shè)計(jì)如圖4所示。

圖4 CTIC噴管設(shè)計(jì)示意圖

線性壓縮程度由壓縮因子確定,壓縮因子公式為

(5)

設(shè)計(jì)時(shí),取不同面積比的基準(zhǔn)理想噴管就能設(shè)計(jì)出不同型面的CTIC噴管,類似于TOP噴管設(shè)計(jì),之后仍需對(duì)這些不同的型面進(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算,根據(jù)需求選取最優(yōu)型面。

2 噴管性能和流動(dòng)分離計(jì)算方法

2.1 噴管性能計(jì)算方法

理論上滿流的內(nèi)流場(chǎng)使用自編軟件NEABLS求解,它是一個(gè)高效的無黏流場(chǎng)結(jié)合附面層修正求解器,精確考慮了化學(xué)動(dòng)力效應(yīng)、擴(kuò)散效應(yīng)、附面層效應(yīng)對(duì)噴管性能的影響,使用特征線法求解無黏流場(chǎng),有限差分方法求解可壓縮附面層方程,其詳細(xì)描述和驗(yàn)證計(jì)算可參見文獻(xiàn)[18]。它可直接輸出滿流狀態(tài)下的噴管真空比沖和出口壁面壓力,但由于附面層近似的局限性,無法計(jì)算流動(dòng)分離。它的計(jì)算速度極快,單個(gè)工況計(jì)算時(shí)間在40 s左右,結(jié)果與CFD相當(dāng)。

2.2 流動(dòng)分離計(jì)算方法

使用ICEM繪制二維網(wǎng)格,導(dǎo)入Fluent后進(jìn)行計(jì)算,計(jì)算域與邊界條件參考了文獻(xiàn)[22]的設(shè)置,計(jì)算網(wǎng)格在噴管出口和壁面處加密,計(jì)算域和網(wǎng)格如圖5和圖6所示。

圖5 計(jì)算域及邊界條件

圖6 計(jì)算網(wǎng)格

圖5中除噴管以外的壓力進(jìn)出口邊界均取大氣壓和300 K常溫,噴管的壓力入口取室壓和熱力計(jì)算得到的總溫,噴管壁和轉(zhuǎn)折處小臺(tái)階取絕熱無滑移壁面,緊接大氣入口的壁面取絕熱有滑移壁面,取應(yīng)力為0。將工質(zhì)當(dāng)做量熱完全氣體處理,cp取熱力計(jì)算得到的燃燒室處的燃?xì)鈨鼋Y(jié)cp,分子量也取熱力計(jì)算得到的燃燒室處的值,導(dǎo)熱率使用分子動(dòng)力學(xué),黏度使用蘇士蘭公式,系數(shù)取空氣所用的系數(shù)。湍流模型使用SA一方程模型,保證壁面y+≈1,計(jì)算時(shí)除湍流輸運(yùn)方程采用一階格式外,其余方程均采用二階格式。

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性及自研求解器NEABLS計(jì)算效果驗(yàn)證

在使用特征線法和附面層修正求解器NEABLS求解噴管性能時(shí),喉部初值線點(diǎn)數(shù)設(shè)置為251點(diǎn),附面層計(jì)算時(shí)差分節(jié)點(diǎn)數(shù)在50點(diǎn)以上,該設(shè)置的結(jié)果經(jīng)與文獻(xiàn)[18]中SSME比沖及傳熱的計(jì)算結(jié)果對(duì)比已得到充分驗(yàn)證。

如2.1節(jié)所述,NEABLS無法計(jì)算流動(dòng)分離,因此使用FLUENT仿真流動(dòng)分離,共采用了3套網(wǎng)格對(duì)SSME噴管的標(biāo)準(zhǔn)工況進(jìn)行了仿真,型面參數(shù)及燃燒條件均取自文獻(xiàn)[22],文獻(xiàn)[22]中TDK計(jì)算的噴管壁面出口壓力為42.124 9 kPa,NEABLS計(jì)算得到的壁面出口壓力為42.669 8 kPa,與文獻(xiàn)[23]結(jié)果基本一致,此時(shí)在大氣壓下噴管應(yīng)處于滿流狀態(tài),可將CFD與NEABLS計(jì)算得到的內(nèi)流場(chǎng)結(jié)果做對(duì)比驗(yàn)證。劃分網(wǎng)格時(shí)以噴管內(nèi)部的流向網(wǎng)格和徑向網(wǎng)格數(shù)為參數(shù),3套網(wǎng)格“流向網(wǎng)格數(shù)×徑向網(wǎng)格數(shù)”分別是500×161、900×161、900×251。使用最精細(xì)網(wǎng)格CFD計(jì)算得到的SSME的流場(chǎng)馬赫數(shù)云圖與NEABLS使用特征線法計(jì)算得到的無黏流場(chǎng)馬赫數(shù)云圖如圖7所示。

圖7 SSME流動(dòng)分離計(jì)算馬赫數(shù)云圖

結(jié)果表明CFD與使用特征線法計(jì)算無黏流場(chǎng)的NEABLS軟件的馬赫數(shù)云圖基本一致,噴管呈現(xiàn)預(yù)期的滿流狀態(tài),仿真結(jié)果與設(shè)計(jì)結(jié)果一致,NEABLS目前沒有激波追蹤模塊,全流場(chǎng)使用左特征線和流線構(gòu)建網(wǎng)格,但是采用了插入臨時(shí)特征線的方法來提高計(jì)算精度,具體做法可見文獻(xiàn)[19]。從圖7中可以看出其捕捉到了噴管中的內(nèi)激波,說明只要特征線網(wǎng)格足夠密、收斂精度足夠高,不加入激波追蹤的特征線法也能分辨出激波的存在。

分別使用這3套網(wǎng)格計(jì)算得到的壁面壓力分布與自研軟件NEABLS計(jì)算得到的壓力分布結(jié)果對(duì)比圖(原點(diǎn)對(duì)應(yīng)喉部)如圖8所示。

圖8 CFD網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

由圖8可知CFD與NEABLS軟件計(jì)算得到的壁面壓力分布結(jié)果基本一致,結(jié)合以上的馬赫數(shù)云圖(見圖7),本文得到了與文獻(xiàn)[24]相同的結(jié)論,即在激波強(qiáng)度較低的鐘型噴管流場(chǎng)中,沒有加入激波追蹤方法的特征線法依然可以獲得精確的結(jié)果,這說明NEABLS計(jì)算精度已經(jīng)足夠高,完全可以用作噴管型面優(yōu)化計(jì)算的工具。而CFD采用最精細(xì)的網(wǎng)格和采用粗網(wǎng)格結(jié)果相差不超過0.5%,因此采用中等密度網(wǎng)格進(jìn)行仿真計(jì)算。

3 計(jì)算結(jié)果

3.1 相同長(zhǎng)度、面積比下4類噴管性能對(duì)比

設(shè)計(jì)輸入面積比為49、長(zhǎng)度為0.8倍15°錐型噴管長(zhǎng)、喉部半徑rt為106.2 mm、下游喉部半徑為0.6rt、室壓10.2 MPa、混合比6.048 5的氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)噴管。分別用前文所述的4類設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了設(shè)計(jì),并使用NEABLS計(jì)算獲得噴管性能。

規(guī)定面積比和長(zhǎng)度,TOC噴管和TIC噴管的型面是唯一確定的,但是此時(shí)由式(3)計(jì)算出的TOC噴管的壓比不為0,這表明它并不是該面積比下的嚴(yán)格真空比沖最大噴管。而TOP噴管和CTIC噴管的設(shè)計(jì)需要對(duì)不同型面進(jìn)行尋優(yōu)計(jì)算,下面介紹了優(yōu)化計(jì)算的方法和思路。

首先計(jì)算TOC噴管得到的噴管出口角為7.828°,噴管初始角為33°,推測(cè)TOP噴管的設(shè)計(jì)輸入在這兩個(gè)值附近,于是將初始角從20°取到40°間隔為1°共21個(gè)值,而出口角取了3°、4°、5°、6°、7°、7.5°、7.828°、8°、9°、10°、11°共11個(gè)值,組合在一起共計(jì)算了231個(gè)工況,耗時(shí)2.57 h,若使用CFD計(jì)算預(yù)計(jì)耗時(shí)約2個(gè)月。在設(shè)計(jì)CTIC噴管時(shí),先是分別以面積比51、53、55、59、69、79、89、99、109、119、129(這些取值和間距可通過試算噴管性能得到)的理想噴管為基礎(chǔ)噴管設(shè)計(jì)了11個(gè)噴管,然后計(jì)算它們的性能,發(fā)現(xiàn)在面積比為69處轉(zhuǎn)折。為了研究在面積比59～69之間是否會(huì)出現(xiàn)性能更好的噴管,又額外計(jì)算了以面積比71、73、75、77、81、83、85、87的理想噴管為基礎(chǔ)噴管設(shè)計(jì)的CTIC噴管性能。計(jì)算出的拋物線噴管真空比沖隨進(jìn)出口角αe、αi變化的云圖和CTIC噴管真空比沖隨基礎(chǔ)理想噴管面積比的變化如圖9所示。

圖9 TOP噴管和CTIC噴管的真空比沖優(yōu)化計(jì)算

從圖9可知:隨著進(jìn)出口角的增大,拋物線噴管比沖先增大后減小;而CTIC噴管比沖則是隨著基準(zhǔn)理想噴管面積比先增大后減小。這可以從本文所用的特征線法計(jì)算公式出發(fā)分析,沿左特征線有如下相容關(guān)系[19]。

(6)

式中:p為壓力;r為徑向坐標(biāo);θ為流線角;A為化學(xué)項(xiàng)相關(guān)參數(shù);G僅與馬赫數(shù)相關(guān);F與θ成反比。

式(6)中A、G、P可認(rèn)為僅與上游參數(shù)相關(guān),因此由式(6)可得流線角越大,流線角變化量越大,壓力降低越快,因此噴管擴(kuò)張段型線整體斜率越小,壓力降低越少。而此時(shí)壓力在壁面的軸向余弦值也在變小,故隨著拋物線噴管進(jìn)出口角的增大或是CTIC噴管基準(zhǔn)噴管面積比增大,型面整體傾斜程度增大,先是壓力減小的速度低于軸向余弦值增大的速度,兩者的乘積(即壓力的軸向分量)增大,比沖增加,到了最大點(diǎn)后,壓力減小的速度高于軸向余弦值增大的速度,兩者的乘積減小,比沖減小。

從圖9中可知:真空比沖最大的拋物線噴管出口角αe為9°、初始角αi為37°,于是將該噴管確定為TOP噴管,而以面積比為69的理想噴管構(gòu)建的CTIC噴管真空比沖最大,它們和TOC、TIC噴管的性能如表1所示。

表1 4類噴管性能

由表1可知,4類噴管性能差距不大,由于此時(shí)TOC噴管不是嚴(yán)格解,其比沖反而略低于TOP和CITC噴管,并且從圖9(b)中可以發(fā)現(xiàn)CTIC噴管在達(dá)到與TOC噴管相當(dāng)性能的設(shè)計(jì)參數(shù)后再細(xì)化參數(shù)進(jìn)行計(jì)算取得的收益很小。

3.2 4類噴管低空使用界限對(duì)比

通過分析出口壁面壓力來對(duì)比它們的低空使用界限,先給出前面NEABLS計(jì)算出的拋物線噴管出口壁面壓力隨進(jìn)出口角αe、αi變化的云圖和CTIC噴管出口壁面壓力隨基礎(chǔ)理想噴管面積比的變化如圖10所示。

圖10 TOP噴管和CTIC噴管的壁面出口壓力優(yōu)化計(jì)算

從圖10中可以發(fā)現(xiàn),拋物線噴管的出口壁面壓力隨進(jìn)出口角αi、αe減小而增加,CTIC噴管的出口壁面壓力隨基礎(chǔ)理想噴管面積比增大而減小,與3.1節(jié)中分析一致,而CTIC噴管在最優(yōu)設(shè)計(jì)點(diǎn)附近出口壁面壓力有時(shí)會(huì)隨基準(zhǔn)噴管面積比的增大而略微增大,這主要考慮型面計(jì)算精度和NEABLS軟件計(jì)算誤差的綜合影響,并不影響主要結(jié)論。TOC、TIC、TOP、最優(yōu)比沖CTIC噴管的出口壁面壓力如表2所示。

表2 4類噴管出口壁面壓力

由表2可知,若僅追求真空比沖最大,此時(shí)4類噴管出口壁面壓力均低于31.41 kPa(0.3 atm),處于即將發(fā)生流動(dòng)分離或者弱分離的狀態(tài)。參考SSME噴管的設(shè)計(jì)思路,適當(dāng)減小拋物線噴管的進(jìn)出口角(αi,αe)為(35,3),出口壁面壓力提升為41.341 kPa,真空比沖仍可達(dá)4.395 977 km/s,相比TOP噴管比沖僅減小0.3%,提高了可靠性。而選用面積比為51的理想噴管構(gòu)建出的CTIC噴管出口壁面壓力也可達(dá)38.618 kPa,但是真空比沖僅為4.368 854 km/s。

為了進(jìn)一步分析拋物線噴管和CTIC噴管的壓力可調(diào)性,進(jìn)而增大可用的設(shè)計(jì)面積比,進(jìn)行了面積比為59,0.8倍15°鐘型噴管長(zhǎng)度的噴管設(shè)計(jì),其中拋物線噴管進(jìn)出口角選(35,3)、CTIC噴管基礎(chǔ)理想噴管面積比取61和63,它們的真空比沖和出口壁面壓力如表3所示。

表3 面積比為59的噴管出口壁面壓力與真空比沖

從表3中可以看出:增大面積比后,TOC噴管和TIC噴管壓力均過低,不適宜低空工作;CTIC61噴管壓力雖高但是真空比沖太低;CTIC63噴管相比面積比為49的TOC噴管提高15.408 m/s,出口壁面壓力與之相當(dāng);TOP(35,3)噴管比沖相比面積比為49的TOC噴管提高了20.954 m/s,壁面壓力超過了31.411 kPa(0.31 atm)。

3.3 4類噴管流動(dòng)分離界限對(duì)比

為了驗(yàn)證前文所提的低空使用界限,使用2.2節(jié)中所述的方法對(duì)本文設(shè)計(jì)的各噴管進(jìn)行了流動(dòng)分離仿真,理論上滿流的面積比為49的TOP(35,3)噴管馬赫數(shù)云圖如圖11所示。對(duì)比了設(shè)計(jì)的其他噴管的流動(dòng)分離圖像(見圖12),其中面積比為59的TOC、TIC噴管,面積比為49的TOP噴管,出口壓力過低,不再對(duì)它們進(jìn)行仿真,使用面積比為61的理想噴管構(gòu)建的面積比為59的CTIC噴管比沖相對(duì)其他噴管太低,也不對(duì)其進(jìn)行仿真。

圖11 面積比為49,35°入口角、3°出口角拋物線噴管馬赫數(shù)云圖

圖12 各類噴管流動(dòng)分離仿真圖像

由圖12可知,無內(nèi)激波的TIC噴管或是內(nèi)激波在軸線上反射的噴管呈現(xiàn)馬赫盤結(jié)構(gòu),其余內(nèi)激波未反射的噴管均顯示出了帽狀激波結(jié)構(gòu)。出口壓力較低的面積比為49的TOC、TIC、最優(yōu)比沖CTIC噴管以及以面積比為63的理想噴管設(shè)計(jì)的面積比為59的CTIC噴管流動(dòng)分離程度都非常小,不影響實(shí)際使用,出口壁面壓力較高的面積比為49的CTIC51噴管和面積比為59的TOP(35,3)噴管則呈現(xiàn)了滿流狀態(tài),這說明通過使用NEABLS計(jì)算出口壁面壓力判斷流動(dòng)分離狀態(tài)是可行的,并且通過調(diào)節(jié)型面,CTIC噴管和TOP噴管都可以使用更大的長(zhǎng)度和面積比來進(jìn)行設(shè)計(jì),因此在進(jìn)行CTIC噴管和TOP噴管設(shè)計(jì)時(shí),可以將長(zhǎng)度和面積比也作為變量來進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)型面。

4 結(jié)論

本文采用無旋特征線法和擬拋物線公式設(shè)計(jì)各類噴管,使用自編的基于特征線法和附面層修正算法求解器NEABLS求解噴管性能和出口壁面壓力,采用FLUENT軟件計(jì)算流動(dòng)分離,得到了以下結(jié)論。

1)自編求解器NEABLS求解噴管性能和流場(chǎng)的結(jié)果非常準(zhǔn)確,是一個(gè)比較好的噴管設(shè)計(jì)優(yōu)化工具。

2)由于TOC噴管在求解型面時(shí)難以滿足所有約束條件,規(guī)定面積比和長(zhǎng)度時(shí),最優(yōu)性能的CTIC噴管、TOP噴管和TIC噴管的性能都有可能高于TOC噴管。

3)若不希望內(nèi)激波出現(xiàn),則應(yīng)選擇TIC噴管。

4)噴管面積比和長(zhǎng)度相同時(shí),4類噴管性能相似,若追求設(shè)計(jì)效率,建議采用TOC或TIC噴管。

5)TOP噴管減小進(jìn)口角或者出口角,CTIC噴管減小壓縮因子,均可增大其壁面出口壓力,提高噴管抗流動(dòng)分離能力,進(jìn)而提高低空可用面積比,因此TOP噴管和CTIC噴管可以將面積比和長(zhǎng)度也作為優(yōu)化設(shè)計(jì)的變量來進(jìn)一步對(duì)噴管型面進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。設(shè)計(jì)目標(biāo)是不流動(dòng)分離且比沖最大時(shí),建議考慮這兩種型面,但是它們?cè)O(shè)計(jì)計(jì)算量較大,需要如NEABLS這樣高效準(zhǔn)確的噴管流場(chǎng)求解器輔助才能迅速完成。