彭 強，廖達雄，秦紅崗，易星佑

（中國空氣動力研究與發(fā)展中心空氣動力學國家重點實驗室，四川綿陽 621000）

0 引 言

跨超聲速試驗能力是衡量一個國家軍事航空能力的一個重要方面。超聲速風洞作為超聲速試驗的重要地面氣動設(shè)備，在軍用飛機、導彈和航天氣動試驗中起著不可替代的作用。超聲速噴管是超聲速風洞建立超聲速流場的核心部段，其設(shè)計質(zhì)量的高低，直接決定了超聲速風洞的流場品質(zhì)，決定了超聲速風洞試驗數(shù)據(jù)的可靠性和精度，決定了超聲速風洞的試驗能力以及風洞的運行效率?，F(xiàn)階段，西方發(fā)達國家先進的大尺寸跨、超聲速生產(chǎn)性風洞一般均配置半柔壁噴管，以實現(xiàn)變馬赫數(shù)的目的，但國內(nèi)至今還沒有掌握該項設(shè)計技術(shù)。

半柔壁噴管型式與國內(nèi)已使用的全柔壁噴管型式相比，存在以下特點：半柔壁噴管中，喉道部分為固塊，膨脹區(qū)使用柔壁，由于在彎曲率最大的喉道部分使用了固塊（見圖1），因此噴管柔板長度可減少近一半，可以降低對柔板材料和柔板加工的苛刻要求，噴管建造經(jīng)費可減少20%～30%；柔壁驅(qū)動支撐點數(shù)量大大減少，控制程序簡潔，噴管型面曲線可由少數(shù)支撐桿控制形成，機構(gòu)整體剛性好，噴管型面在承壓狀態(tài)下，可有效抑制噴管型面失穩(wěn)現(xiàn)象。因此，可在風風洞運行過程中實現(xiàn)連續(xù)變馬赫數(shù)，風洞運行效率大大提高。

圖1 半柔壁噴管示意圖Fig.1 Diagram of semi－flexible nozzle

目前，國內(nèi)超聲速風洞的噴管主要使用固塊模式，小部分超聲速風洞使用全柔壁模式，如氣動中心的0.3m跨超聲速風洞、1.2m跨超聲速風洞。但國內(nèi)還沒有半柔壁噴管用于大型生產(chǎn)性跨、超聲速風洞中。為解決該工程設(shè)計技術(shù)問題，需在3個方面開展工作：一是噴管型面設(shè)計方法、二是流場數(shù)值模擬及設(shè)計參數(shù)優(yōu)化、三是試驗研究。對于第一、二方面的工作，在前期已經(jīng)完成［1－9］，該研究的主要內(nèi)容，是以0.3m跨超聲速風洞為研究平臺，通過試驗研究手段，測試半柔壁噴管流場，驗證半柔壁噴管設(shè)計方法的可靠性和有效性，為下一步高品質(zhì)流場半柔壁噴管的設(shè)計打下基礎(chǔ)。半柔壁噴管試驗件的設(shè)計指標為：（a）試驗段馬赫數(shù)變化范圍0.5～3.0；（b）試驗段馬赫數(shù)控制精度，｜d M／M｜≤1%；（c）在風洞吹風過程中，可實現(xiàn)馬赫數(shù)的連續(xù)變化。

1 試驗設(shè)備介紹

半柔壁噴管進行試驗的平臺是0.3m跨超聲速風洞［2］，為下吹型式（見圖2），試驗段尺寸為：0.3m× 0.3m×0.9m（寬×高×長），馬赫數(shù)范圍為0.3～3.5，試驗段雷諾數(shù)范圍為0.65×107～6.8×107（1／m），該風洞主要用于開展風洞部件性能研究。風洞由以下部段組成：截止閥、調(diào)壓閥、進氣管道、大擴開角段、穩(wěn)定段、圓方過渡段、噴管段、試驗段、超聲速擴散段、方圓過渡段、亞聲速擴散段、排氣段、排氣消聲器。氣動布局見圖2。0.3m跨超聲速風洞配置有全柔壁噴管，半柔壁噴管試驗件就安裝在原全柔壁噴管所在位置。在試驗段出口處配置了模型支架，以及試驗段測壓排架的移測機構(gòu)，可使用單點探針和25點“十字型”總壓排架對試驗段流場進行測量。風洞配置了紋影系統(tǒng)，可用于試驗段的流場觀察，紋影系統(tǒng)口徑220mm，觀察中心位于距試驗段入口550mm處。

圖2 0.3m跨超聲速風洞示意圖Fig.2 Outline of 0.3mtran－supersonic wind tunnel

用于試驗的半柔壁噴管段見圖3、4。在結(jié)構(gòu)上，0.3m跨超聲速風洞半柔壁噴管系統(tǒng)包括收縮段和與之相連的半柔壁噴管，收縮段入口與現(xiàn)有穩(wěn)定段相接，半柔壁噴管出口與現(xiàn)有試驗段相接。半柔壁噴管主要由基座、下梁、上梁、左右側(cè)壁和半柔壁組件組成，采用法蘭面連接的方式與前端收縮段和后端試驗段連接。半柔壁噴管上下由6對電動推桿支撐，通過推桿的協(xié)調(diào)動作，控制噴管壁板形成所需要的噴管氣動型面，實現(xiàn)連續(xù)變馬赫數(shù)的目的。

圖3 半柔壁噴管氣動輪廓圖Fig.3 Outline of semi－flexible nozzle

圖4 半柔壁噴管實景圖Fig.4 Picture of semi－flexible nozzle

2 試驗結(jié)果及分析

針對半柔壁噴管的試驗研究，主要介紹了半柔壁噴管動調(diào)的過程和結(jié)果，以及噴管流場的最終測試結(jié)果。由于篇幅限制，只針對馬赫數(shù)為1.5的典型狀態(tài)進行試驗結(jié)果分析。

2.1 半柔壁噴管動調(diào)

噴管完成在風洞上的安裝和靜調(diào)后，需要進行動調(diào)，其目的有兩個。一是檢驗各運動部件在風洞運行狀態(tài)下的性能是否滿足要求，二是通過動調(diào)，使用影響法優(yōu)化各馬赫數(shù)下的撐桿位置，提高試驗段馬赫數(shù)均勻性。通常采用試驗影響法進行柔壁噴管型面調(diào)試，其基本原理是：當流場的變化量是撐桿位移的線性函數(shù)時，則微調(diào)撐桿對流場的影響滿足迭加原理。這樣通過試驗建立每一根撐桿位移變化與所引起的噴管試驗區(qū)氣流變化關(guān)系（即所謂的試驗影響曲線），并利用這些試驗影響曲線求解積分方程。理論上，在流場中加入一個任意分布函數(shù)C（x），可以獲得完全均勻的流場，但實際能做到的最佳修正也只能逼近C（x）。利用最小二乘法概念，最佳的修正是使得噴管試驗段中某區(qū)域的實際修正量和理想修正量之間的差值達到最小值，該條件表示為：

式中：Δi——第i根撐桿的位移；

Ii（x）——第i根撐桿的影響曲線。

Cmin必須對于n根投入修正的任意一根都適用，則：

進行運算后，上式簡化為以撐桿調(diào)節(jié)量表示的n線線性聯(lián)立方程組：

就可得到最佳流場的各撐桿的實際調(diào)節(jié)量Δi，其中C（x）是在試驗區(qū)產(chǎn)生完全均勻流場的理想修正量，Ii（x）是測量得到的第i根撐桿的單位位移對x點氣流的馬赫數(shù)的影響量。

通過使用試驗影響法對噴管進行動調(diào)后，試驗段流場將會得到有效改善。

在半柔壁噴管上下柔壁支撐點附近，各設(shè)置了4個應力監(jiān)測點，在風洞吹風過程中，監(jiān)測柔板應力變化，并與風洞控制系統(tǒng)安全連鎖，在出現(xiàn)應力值超過允許范圍時，風洞自動停車。在半柔壁噴管進行動調(diào)前，已經(jīng)完成了靜調(diào)測試，通過靜調(diào)和動調(diào)的應力比較，應力最大相差在20MPa以內(nèi)，可以認為柔板在型面成型后，風洞吹風和不吹風，噴管柔板應力相差不大。

動調(diào)過程：一是測試出原始型面的試驗段軸線上馬赫數(shù)分布，作為動調(diào)的初始狀態(tài)；二是測試出每對上下?lián)螚U同步相同移動微量距離后，測量出試驗段相同區(qū)域軸線上的馬赫數(shù)變化曲線，通過影響法數(shù)據(jù)處理方法，計算出各對撐桿需要修正的位移量，并對型面進行修正；三是對修正后的型面進行馬赫數(shù)分布測試，如有必要，進行第二次修正。

半柔壁噴管上下總共設(shè)置6對電動撐桿，順氣流方向編號為1～6號，1、2號撐桿用于驅(qū)動喉道固塊，3～6號撐桿用于驅(qū)動柔板，因此對半柔壁噴管的動調(diào)主要是針對3～6號撐桿。利用紋影照相，結(jié)合在流場觀察區(qū)建立的坐標系，通過使用定位軟件，可以確定出流場中主要波系的反射位置，從而粗略判斷出激波在壁面上產(chǎn)生的位置。

圖5～7為M＝1.5的動調(diào)結(jié)果，從紋影處理的圖像，可以判斷出在噴管與試驗段結(jié)合區(qū)域，產(chǎn)生了一道較強的斜激波，第一菱形區(qū)的頂點位置基本位于噴管出口。在每對撐桿單獨往遠離噴管軸線方向移動1mm，測出每對撐桿對試驗段的影響曲線，經(jīng)過計算，得到每對撐桿的修正量，對噴管型面進行調(diào)整，對新的型面流場進行測試。從校測后的馬赫數(shù)分布可以看出，噴管靜調(diào)中出現(xiàn)的一些馬赫數(shù)波動被削弱，流場均勻性有較大的提高，一次動調(diào)的預測馬赫數(shù)分布，與實際測量的馬赫數(shù)分布有較好的一致性。

圖5 半柔壁噴管動調(diào)影響曲線（M＝1.5）Fig.5 Testing influence curve of semi－flexible nozzle（M＝1.5）

圖6 半柔壁噴管動調(diào)結(jié)果（M＝1.5）Fig.6 Dynamic debugging results of semi－flexible nozzle（M＝1.5）

綜合其它各典型馬赫數(shù)下的動調(diào)數(shù)據(jù)，動調(diào)后比靜調(diào)的馬赫數(shù)均勻性有較大提高，但第一次動調(diào)和第二次動調(diào)，流場改善不大。表1為各馬赫數(shù)下型面動調(diào)后，試驗段第一菱形區(qū)軸線上馬赫數(shù)均方根偏差。馬赫數(shù)均方根偏差的預測值與實測值相比，均偏于樂觀，第二次動調(diào)的結(jié)果可能會更差。

圖7 激波反推位置示意圖（M＝1.5）Fig.7 Schematic of shock wave in the test section（M＝1.5）

表1 第一菱形區(qū)軸線馬赫數(shù)分布均方根偏差動調(diào)結(jié)果Table 1 The distribution of mean square root of M along the first rhombus region axis

在M＝1.5時，一次動調(diào)后試驗段第一菱形區(qū)軸線馬赫數(shù)均方根偏差達到0.0055，優(yōu)于0.006的國軍標先進指標。對M＝2.0、2.5、3.0的馬赫數(shù)均方根偏差分別為0.0098、0.0105、0.0098，接近各馬赫數(shù)下的先進指標0.007、0.008、0.009。各馬赫數(shù)經(jīng)動調(diào)后，均方根偏差一般減少30%～40%，動調(diào)效果非常明顯。

2.2 半柔壁噴管流場測量

在完成半柔壁噴管的動調(diào)后，對主要馬赫數(shù)下的流場進行了校測，不僅測試各馬赫數(shù)下沿試驗段軸線的馬赫數(shù)分布，還測試沿試驗段軸線的水平和豎直截面馬赫數(shù)分布，以判斷試驗段馬赫數(shù)分布均勻性的整體情況。圖8～10為M＝1.5的流場馬赫數(shù)分布測試結(jié)果，在軸向馬赫數(shù)分布曲線上，距試驗段入口0.51m處存在一個馬赫數(shù)的峰值，從馬赫數(shù)云圖上看（水平截面，左／上為正），存在兩道斜激波相交，分析其原因是由噴管段與試驗段連接處產(chǎn)生的激波造成的（見圖10）。其余區(qū)域的馬赫數(shù)分布較均勻。沿試驗段軸線，水平截面上馬赫數(shù)均方根偏差范圍為0.004～0.04（全柔壁噴管為0.004～0.012），豎直截面上馬赫數(shù)均方根偏差范圍為0.008～0.025（全柔壁噴管為0.004～0.018），與全柔壁噴管對應區(qū)域相比，截面均方根偏差要高一些。

圖8 半柔壁噴管試驗段軸線馬赫數(shù)分布（M＝1.5）Fig.8 Distribution of axial Mach number in test section（M＝1.5）

圖9 半柔壁噴管沿試驗段軸線截面馬赫數(shù)均方根偏差（M＝1.5）Fig.9 Distribution of axialσMin test section（M＝1.5）

圖10 半柔壁噴管試驗段過軸線水平截面馬赫數(shù)云圖（M＝1.5）Fig.10 Contour of Mach number in horizontal cross section of test section（M＝1.5）

圖11～12為M＝3.0的流場馬赫數(shù)分布測試結(jié)果，在距試驗段入口0.29～0.53m范圍內(nèi)，馬赫數(shù)波動較大。沿試驗段軸線，水平截面上馬赫數(shù)均方根偏差范圍為0.008～0.035（全柔壁為0.01～0.048），豎直截面上馬赫數(shù)均方根偏差范圍為0.012～0.063（全柔壁為0.01～0.05），與全柔壁對應區(qū)域相比截面均方根偏差相當。

從上面分析綜合來看，半柔壁噴管與全柔壁噴管相比，在試驗段的第二菱形區(qū)內(nèi)，截面馬赫數(shù)均方根偏差指標要差一些，這為半柔壁噴管的下一步改進指出了方向。

圖11 半柔壁噴管試驗段軸線馬赫數(shù)分布（M＝3.0）Fig.11 Distribution of axial Mach number of test section（M＝3.0）

圖12 半柔壁噴管沿軸線截面馬赫數(shù)均方根偏差（M＝3.0）Fig.12 Distribution of axialσMof test section（M＝3.0）

2.3 半柔壁噴管變馬赫數(shù)試驗

在風洞吹風過程中進行馬赫數(shù)變化，是半柔壁噴管相對全柔壁噴管的優(yōu)勢之一。為此，在噴管進行變馬赫數(shù)過程中，測試了距試驗段入口0.4m截面上馬赫數(shù)的均勻性變化。

在進行變馬赫數(shù)試驗時，有幾點情況需要說明：

（a）在噴管馬赫數(shù)變化時，各撐桿按怎樣的規(guī)律運動，才能保證流場馬赫數(shù)的均勻性。例如從馬赫數(shù)1.5變化到2.0，采取的策略是：首先校準出馬赫數(shù)1.6、1.7、1.8、1.9的噴管型面，各撐桿按等比例運動規(guī)律，控制型面從馬赫數(shù)1.5變化到1.6，從1.6變化到1.7，以此類推，直到馬赫數(shù)2.0，由此可盡可能地保證噴管型面是氣動型面。

（b）電動推桿的運動不是勻速運動，每個撐桿從一個位置到另一個位置，有一個加速勻速減速的過程，如從馬赫數(shù)1.5到1.6，均有這個過程。因此，在設(shè)定的從馬赫數(shù)1.5變化到2.0時，整個過程不是勻速變化的，是一個不斷變速的過程。

（c）半柔壁噴管撐桿的最高移動速度設(shè)定為1mm／s。

（d）測量采樣頻率為20Hz。

（e）試驗段中安裝25點的十字排架，用于測量流場均勻性。

圖13為噴管馬赫數(shù)從1.5變化到2.0時，距試驗段入口0.4m試驗段中心點的馬赫數(shù)隨時間變化曲線，由于電動推桿的不連續(xù)運動，馬赫數(shù)隨時間的變化不是一條單調(diào)的光滑曲線。圖14為距試驗段入口0.4m水平方向的馬赫數(shù)分布均方根偏差，在開始和結(jié)束的一段平直曲線的值，分別代表了馬赫數(shù)1.5和2.0的馬赫數(shù)均方根偏差。在馬赫數(shù)變化過程中，有部分曲線值低于開始和結(jié)束時的均方根偏差，這說明，在噴管進行變馬赫數(shù)過程中，試驗段的馬赫數(shù)均勻性，有好于固定噴管型面時的狀態(tài)，這與我們的預期不一致。其原因可能是在馬赫數(shù)在1.5至2.0之間的某些型面下，噴管流場均勻性比馬赫數(shù)1.5和 2.0的要好，這只需要在下一階段流場測試中，挑選一定的馬赫數(shù)型面進行流場測量就可證實。

圖13 半柔壁噴管變馬赫數(shù)試驗馬赫數(shù)變化歷程（M1.5→M2.0）Fig.13 Time evolution of Mach number（M1.5→M2.0）

圖14 半柔壁噴管變馬赫數(shù)試驗馬赫數(shù)均勻性變化歷程（M1.5→M2.0）Fig.14 Time evolution ofσMin test section（M1.5→M2.0）

圖15為噴管馬赫數(shù)從2.5變化到2.0，再從2.0變化到2.5，距試驗段入口0.5m試驗段中心點的馬赫數(shù)隨時間變化曲線。圖16為距試驗段入口0.5m水平方向的馬赫數(shù)均方根偏差，在開始和中心的一段平直曲線的值，分別代表了馬赫數(shù)2.5和2.0的馬赫數(shù)均方根偏差。在馬赫數(shù)變化過程中，大部分曲線值高于開始和中心區(qū)的均方根偏差，這說明，在噴管進行變馬赫數(shù)過程中，試驗段的馬赫數(shù)均勻性比固定噴管型面時的狀態(tài)要差。

圖15 半柔壁噴管變馬赫數(shù)試驗馬赫數(shù)變化歷程（M2.5→M2.0→M2.5）Fig.15 Time evolution of Mach number（M2.5→M2.0→M2.5）

圖16 半柔壁噴管變馬赫數(shù)試驗馬赫數(shù)均勻性變化歷程（M2.5→M2.0→M2.5）Fig.16 Time evolution ofσMin test section（M2.5→M2.0→M2.5）

綜合上面的分析，可以認為，在噴管進行馬赫數(shù)變化過程中，只要噴管型面變化速度控制在適當范圍，試驗段中的流場均勻性與固定型面時的相當。

3 結(jié) 論

根據(jù)以上的試驗結(jié)果分析，可得到以下的初步結(jié)論：

（a）半柔壁噴管的馬赫數(shù)變化范圍，達到了最高馬赫數(shù)為3.0的設(shè)計指標；

（b）半柔壁噴管第一菱形區(qū)內(nèi)的軸線馬赫數(shù)均方根偏差，達到并優(yōu)于d M／M≤1%的設(shè)計指標：M＝1.5的均方根偏差為0.0055，超過國軍標先進指標；對M＝2.0、2.5、3.0，馬赫數(shù)均方根偏差分別為0.0098、0.0105、0.0098，接近各馬赫數(shù)下的先進指標0.007、0.008、0.009；

（c）半柔壁噴管通過動調(diào)后，其第一菱形區(qū)的馬赫數(shù)均方根偏差可降低30%～40%；

（d）實現(xiàn)了風洞吹風過程中變馬赫數(shù)的功能。在噴管進行馬赫數(shù)變化過程中，試驗段中的流場均勻性，在合適的噴管型面變化速度下與固定型面時相當。

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