徐一航 劉 偉 ,?,

* (江南機(jī)電設(shè)計(jì)研究所,貴陽(yáng) 550000)

? (南京航空航天大學(xué)航空學(xué)院,南京 210016)

引言

垂直發(fā)射導(dǎo)彈在頭部安裝側(cè)向噴流裝置是實(shí)現(xiàn)導(dǎo)彈快速轉(zhuǎn)彎的技術(shù)之一[1].導(dǎo)彈在垂直發(fā)射離筒后的短時(shí)間內(nèi),須完成導(dǎo)彈的快速大角度轉(zhuǎn)彎,尤其是當(dāng)橫風(fēng)非常大的時(shí)候(如較大的臺(tái)風(fēng)、甲板風(fēng)等),導(dǎo)彈初始時(shí)刻的速度較低、而橫風(fēng)速度很大,這就導(dǎo)致了導(dǎo)彈在剛發(fā)射的短時(shí)間內(nèi)處于低速大攻角狀態(tài).因此,需要對(duì)低速大攻角條件下細(xì)長(zhǎng)旋成體橫向噴流的氣動(dòng)特性有足夠的認(rèn)知.

目前,國(guó)內(nèi)外已有許多學(xué)者對(duì)低速條件下無(wú)噴流細(xì)長(zhǎng)旋成體的大攻角氣動(dòng)特性進(jìn)行了研究.Allen等[2]首次在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)大攻角時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體背風(fēng)面會(huì)產(chǎn)生非對(duì)稱渦,使得細(xì)長(zhǎng)旋成體在大攻角時(shí)會(huì)產(chǎn)生側(cè)向力.Siclari 等[3]的研究證實(shí)了非對(duì)稱流動(dòng)是真實(shí)存在的,而不是由數(shù)值模擬誤差引起的.細(xì)長(zhǎng)旋成體大攻角非對(duì)稱流場(chǎng)產(chǎn)生的原因分為兩種:流體動(dòng)力不穩(wěn)定性[4]和流動(dòng)分離的不對(duì)稱性[5].Jiménez等[6]對(duì)細(xì)長(zhǎng)旋成體從流體動(dòng)力穩(wěn)定性方面進(jìn)行了分析,采用數(shù)值模擬和試驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)比分析了細(xì)長(zhǎng)旋成體的渦量分布,認(rèn)為全流場(chǎng)都存在不穩(wěn)定性;在流動(dòng)分離的不對(duì)稱研究方面,Obeid 等[7]認(rèn)為分離點(diǎn)微小的不對(duì)稱會(huì)導(dǎo)致兩側(cè)剪切流不一致,而兩側(cè)剪切流不一致是造成分離渦不對(duì)稱的原因.Taligoski 等[8-10]進(jìn)一步解釋了邊界層會(huì)影響剪切流的不對(duì)稱性,導(dǎo)致背風(fēng)區(qū)分離渦非對(duì)稱現(xiàn)象的產(chǎn)生,并研究了頭部存在微小加工缺陷時(shí)旋成體的側(cè)向氣動(dòng)特性和表面壓力分布特性.Moskovitz 等[11-12]研究了頭部粗糙度對(duì)細(xì)長(zhǎng)旋成體大攻角非對(duì)稱流場(chǎng)的影響.大量試驗(yàn)[13-15]和數(shù)值模擬[16-19]的結(jié)果都表明:細(xì)長(zhǎng)旋成體頭部的初始非對(duì)稱擾動(dòng)會(huì)觸發(fā)下游流場(chǎng)強(qiáng)烈的非對(duì)稱性.

在大攻角橫向噴流方面:梁偉等[20-21]對(duì)亞、跨、超聲速大攻角條件下細(xì)長(zhǎng)旋成體的氣動(dòng)特性進(jìn)行了研究,分析了自由來(lái)流與噴流之間的相互干擾對(duì)旋成體法向氣動(dòng)特性的影響.Wang 等[22]分析了尾部帶有橫向噴流的細(xì)長(zhǎng)旋成體大攻角條件下的法向氣動(dòng)特性.Zhang 等[23]對(duì)橫向噴流條件下大攻角細(xì)長(zhǎng)旋成體不對(duì)稱分離特性進(jìn)行了研究,分析了馬赫數(shù)為0.3～0.8 條件下細(xì)長(zhǎng)旋成體的側(cè)向氣動(dòng)特性.葉楠等[24]對(duì)微吹氣前體細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行了試驗(yàn)研究,分析了不同攻角下吹氣量對(duì)細(xì)長(zhǎng)旋成體非對(duì)稱流動(dòng)分離的控制效應(yīng)及其流動(dòng)機(jī)理.

從細(xì)長(zhǎng)旋成體的研究情況來(lái)看,對(duì)于無(wú)噴流低速大攻角條件下的非對(duì)稱氣動(dòng)特性國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了較為詳細(xì)的研究.對(duì)于有噴流大攻角條件下的非對(duì)稱氣動(dòng)特性研究較少且主要集中在亞音速,只有少部分學(xué)者從流動(dòng)控制角度對(duì)微吹氣前體細(xì)長(zhǎng)旋成體的非對(duì)稱流動(dòng)分離進(jìn)行了研究.本文對(duì)直接力控制下(大吹氣量)細(xì)長(zhǎng)旋成體橫向噴流在低速大攻角條件下的非對(duì)稱氣動(dòng)特性進(jìn)行研究,通過測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)捕捉大攻角非對(duì)稱現(xiàn)象,采用數(shù)值模擬方法對(duì)大攻角非對(duì)稱現(xiàn)象的流場(chǎng)特性進(jìn)行分析,為低速大攻角細(xì)長(zhǎng)旋成體的橫向噴流設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ).

1 測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 風(fēng)洞裝置

實(shí)驗(yàn)在南京理工大學(xué)HG-1 風(fēng)洞中進(jìn)行,該風(fēng)洞為開口環(huán)流式風(fēng)洞.風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)段截面積為700 mm×700 mm、長(zhǎng)1.1 m、速度范圍為0.1～25 m/s,湍流度0.97%.

1.2 天平載荷能力與靜校指標(biāo)性能

風(fēng)洞的天平載荷能力與靜校指標(biāo)性能如表1 所示,天平的靜校中心距離前端面距離為83.00 mm.

表1 天平載荷能力與靜校指標(biāo)性能Table 1 Balance load capacity and static calibration index performance

1.3 噴流模型試驗(yàn)裝置

如圖1 所示為噴流模型試驗(yàn)裝置示意圖,坐標(biāo)系定義如下:xoy平面為風(fēng)洞試驗(yàn)裝置的俯視圖平面.ox為來(lái)流方向,oy垂直于ox指向風(fēng)洞外側(cè),oz的方向由右手定則確定指向上方.xoy為攻角平面,定義旋成體的攻角α沿oz軸逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)為正,攻角范圍為-80o～80o.活塞式壓氣機(jī)將高壓氣體壓縮到氣瓶?jī)?nèi),通過調(diào)節(jié)減壓閥得到穩(wěn)定的氣流輸出.

圖1 噴流模型試驗(yàn)裝置示意圖(俯視圖)Fig.1 Schematic diagram of the jet model test setup (top view)

如圖2 所示為模型尺寸圖,細(xì)長(zhǎng)旋成體的長(zhǎng)細(xì)比為12.5,長(zhǎng)度為500 mm.橫向噴流采用漸縮噴管,噴管入口處截面半徑為2.25 mm,出口處截面半徑為1 mm,噴管與后方輸氣管相連,噴口中心距離頭部122.0 mm,在旋成體頭部xoy平面、oz正向位置安置一個(gè)固定的擾流片.

圖2 模型尺寸圖(單位:mm)Fig.2 Dimensional diagram of the model (unit:mm)

1.4 試驗(yàn)工況說明

試驗(yàn)雷諾數(shù)為Re=55000 (參考長(zhǎng)度為直徑D=40 mm),橫向噴流的總壓為0.406 MPa,將熱線探針置于噴管出口處測(cè)得出口速度為237.1 m/s.相關(guān)試驗(yàn)參數(shù)如表2 所示,攻角范圍-80o～80o,每5o采集一次測(cè)力數(shù)據(jù),每組數(shù)據(jù)采集時(shí)間為10 s,采樣頻率5 kHz.

表2 試驗(yàn)參數(shù)表Table 2 Test parameters

進(jìn)行兩組橫向噴流試驗(yàn),自由來(lái)流方向?yàn)閛x,噴流方向分別為oy負(fù)向和oz正向(如圖1 中前視圖所示),xoy為攻角平面.oy負(fù)方向打開橫向噴流為旋成體進(jìn)行法向控制,oz正方向打開橫向噴流為旋成體進(jìn)行側(cè)向控制.

1.5 試驗(yàn)分析示意圖說明

為了能夠更加清晰地分析細(xì)長(zhǎng)旋成體在噴流影響下的非對(duì)稱特性,對(duì)試驗(yàn)分析做如下定義:試驗(yàn)工況中細(xì)長(zhǎng)旋成體攻角的正、負(fù)性切換代表了法向控制時(shí)噴流出口由迎風(fēng)面切換到背風(fēng)面,因此在試驗(yàn)結(jié)果分析時(shí)采用如圖3 所示的方式將法向控制時(shí)的噴流分為迎風(fēng)區(qū)噴流和背風(fēng)區(qū)噴流來(lái)分析.側(cè)向控制時(shí)由于正、負(fù)攻角情況下流動(dòng)是對(duì)稱的,因此分析其正攻角情況下的非對(duì)稱特性.如圖3 所示在分析試驗(yàn)結(jié)果時(shí)定義軸向方向?yàn)閛x,法向方向?yàn)閛y,側(cè)向方向?yàn)閛z,定義Cz為側(cè)向力系數(shù).

圖3 噴流試驗(yàn)結(jié)果分析示意圖Fig.3 Diagram of the analysis of the jet test results

1.6 試驗(yàn)結(jié)果

1.6.1 細(xì)長(zhǎng)旋成體法向控制側(cè)向力系數(shù)

如圖4 所示為法向控制時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)隨攻角變化曲線,圖中給出了無(wú)噴流和噴流處于迎、背風(fēng)區(qū)時(shí)旋成體側(cè)向力系數(shù)隨攻角變化曲線.

圖4 法向控制時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)隨攻角變化曲線Fig.4 Variation of lateral force coefficients with angle of attack for normal control of slender spiniform bodies

當(dāng)沒有橫向噴流時(shí):側(cè)向力系數(shù)在攻角0o～25o范圍內(nèi)幾乎為0,當(dāng)攻角大于25o之后側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值開始逐漸增加,并在55o時(shí)達(dá)到峰值.當(dāng)橫向噴流處于迎風(fēng)區(qū)時(shí):攻角大于15o后側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值逐漸增加,但是攻角范圍在20o～40o之間有噴流和無(wú)噴流時(shí)旋成體所產(chǎn)生的側(cè)向力方向相反.攻角大于40o之后側(cè)向力系數(shù)的方向發(fā)生了改變,與無(wú)噴流時(shí)的側(cè)向力系數(shù)方向相同,但是其絕對(duì)值要比無(wú)噴流時(shí)的側(cè)向力系數(shù)小.當(dāng)橫向噴流處于背風(fēng)區(qū)時(shí):攻角小于10o情況下側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值較小,但是攻角在15o～35o之間有噴流時(shí)的側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值要明顯比無(wú)噴流時(shí)大,在隨后的35o～50o之間旋成體側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值變小,之后又變大并在60o時(shí)達(dá)到峰值,但是其產(chǎn)生較大側(cè)向力的攻角要比無(wú)噴流時(shí)大.

如圖5 所示為無(wú)噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)曲線和功率譜密度(PSD),當(dāng)攻角較小時(shí)沒有發(fā)現(xiàn)明顯的主頻,此時(shí)旋成體的側(cè)向力系數(shù)為0.隨著攻角的增加旋成體的側(cè)向力系數(shù)增大,其功率譜密度出現(xiàn)了較為明顯的主頻.小攻角時(shí)旋成體的側(cè)向力系數(shù)平均值較小、振蕩幅值較低,隨著攻角的增大側(cè)向力系數(shù)平均值增大,彈身渦呈現(xiàn)周期性脫落.當(dāng)攻角為55o時(shí),旋成體的側(cè)向力系數(shù)平均值也較大且其幅值震動(dòng)較大,由非對(duì)稱渦分離所導(dǎo)致的旋成體側(cè)向力系數(shù)周期變化曲線變得較為無(wú)序.

圖5 無(wú)噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)曲線和功率譜密度(法向控制)Fig.5 Lateral force coefficient curves and power spectral densities(PSD) of slender spiniform without jets (normal control)

從以上分析可以看到,不同攻角下細(xì)長(zhǎng)旋成體的非定常流動(dòng)體現(xiàn)出了不同的側(cè)向力特性,主要分為以下兩種情況:首先是攻角較小時(shí),旋成體表面無(wú)流動(dòng)分離和非對(duì)稱渦脫落,此時(shí)側(cè)向力系數(shù)平均值很小、其功率譜密度無(wú)明顯主頻.其次是攻角較大時(shí),由于渦的非對(duì)稱分離和脫落所誘導(dǎo)的較低主頻.因此將特征頻率進(jìn)行無(wú)量綱化,提取出脈動(dòng)主頻的斯特勞哈爾數(shù)St

式中,f為側(cè)向力系數(shù)的脈動(dòng)主頻,D為細(xì)長(zhǎng)旋成體直徑,V為來(lái)流速度.

圖6 為有、無(wú)噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體的斯特勞哈爾數(shù),有、無(wú)噴流情況下斯特勞哈爾數(shù)的變化規(guī)律都是隨著攻角的增大先減小后增大、再減小.噴流處于背風(fēng)區(qū)時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體的斯特勞哈爾數(shù)普遍要比無(wú)噴流時(shí)大,噴流處于迎風(fēng)區(qū)時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體的斯特勞哈爾數(shù)普遍要比無(wú)噴流時(shí)小,這說明噴流在迎風(fēng)區(qū)和背風(fēng)區(qū)對(duì)細(xì)長(zhǎng)旋成體非對(duì)稱流動(dòng)分離所產(chǎn)生的脫落渦影響不同,使得脫落渦的主頻發(fā)生了改變.

圖6 有、無(wú)橫向噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體斯特勞哈爾數(shù)(法向控制)Fig.6 Strouhal number of slender spiniform with and without transverse jets (normal control)

1.6.2 細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向控制側(cè)向力系數(shù)

如圖7 所示為有、無(wú)橫向噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)隨攻角變化曲線,此時(shí)噴流方向?yàn)閛z(即噴流對(duì)旋成體進(jìn)行側(cè)向控制).有、無(wú)噴流時(shí)旋成體的側(cè)向力系數(shù)在正負(fù)攻角時(shí)的變化規(guī)律是相同的,因此此處只展示正攻角的情況.當(dāng)有噴流時(shí)小攻角條件下旋成體也存在較大的側(cè)向力系數(shù),這是由于噴流產(chǎn)生的直接作用力所導(dǎo)致的.但是當(dāng)攻角增加到25o時(shí)側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值開始減小,在攻角為35o時(shí)旋成體的側(cè)向力系數(shù)幾乎為0,這說明此時(shí)由于旋成體不對(duì)稱流動(dòng)分離所導(dǎo)致的側(cè)向力與橫向噴流所產(chǎn)生的直接作用力方向相反、大小相當(dāng).隨著攻角的進(jìn)一步增大側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值逐漸增大,并在50o時(shí)達(dá)到最大值隨后減小,其側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值的最大值要比無(wú)噴流時(shí)大.

圖7 橫向噴流oz 方向細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)隨攻角變化曲線(側(cè)向控制)Fig.7 Lateral force coefficient curve of slender spiniform with angle of attack in the direction of transverse jet oz (lateral control)

圖8 為有、無(wú)噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行側(cè)向控制時(shí)的斯特勞哈爾數(shù),有噴流時(shí)的斯特勞哈爾數(shù)明顯比無(wú)噴流時(shí)大.旋成體進(jìn)行法向控制時(shí)斯特勞哈爾數(shù)隨攻角的變化規(guī)律與無(wú)噴流時(shí)的趨勢(shì)是相同的,但旋成體進(jìn)行側(cè)向控制時(shí)斯特勞哈爾數(shù)隨攻角的變化規(guī)律與無(wú)噴流時(shí)有較大的差別,這說明沿oz方向進(jìn)行噴流時(shí)噴流對(duì)旋成體脫落渦的主頻產(chǎn)生了較大的影響.

圖8 有、無(wú)橫向噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體斯特勞哈爾數(shù)(側(cè)向控制)Fig.8 Strouhal number of slender spinner with and without transverse jets (lateral control)

2 數(shù)值計(jì)算分析

為了進(jìn)一步分析橫向噴流對(duì)細(xì)長(zhǎng)旋成體大攻角非對(duì)稱氣動(dòng)特性的影響,采用數(shù)值模擬方法對(duì)有、無(wú)橫向噴流條件下的細(xì)長(zhǎng)旋成體氣動(dòng)特性進(jìn)行分析.

2.1 數(shù)值方法與可信度驗(yàn)證

采用基于k-ωSST 的DES 方法[25-26],DES 方法是一種用于解決三維非定常大分離流動(dòng)的湍流求解方法,DES 方法在近壁面網(wǎng)格分辨率不適合大渦模擬(LES)的區(qū)域使用雷諾平均(RANS)湍流模型,遠(yuǎn)壁面網(wǎng)格分辨率不適合RANS 的區(qū)域使用LES,具有較高的精度.

SST-DES 方法是在兩方程SST 模型基礎(chǔ)上提出的DES 類混合方法,其模型方程如下

其中,FDES為SST-DES 方法的開關(guān)函數(shù)

式中,LRANS為RANS 模型的特征尺度,FDES在近壁面等于1,在遠(yuǎn)壁面大于1.網(wǎng)格尺度Δ為3 個(gè)空間方向上的最大網(wǎng)格步長(zhǎng),CDES為自適應(yīng)參數(shù)

算例驗(yàn)證采用DES 方法對(duì)細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行數(shù)值模擬,與文獻(xiàn)中的風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比[9].文獻(xiàn)中的細(xì)長(zhǎng)旋成體直徑62 mm,前段為尖拱型的錐柱體長(zhǎng)細(xì)比為2,模型全長(zhǎng)L=700 mm,長(zhǎng)細(xì)比L/D=11.3,文獻(xiàn)中試驗(yàn)來(lái)流雷諾數(shù)Re=55000,實(shí)驗(yàn)結(jié)果得到的是細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)隨攻角變化曲線.數(shù)值模擬驗(yàn)證計(jì)算網(wǎng)格量為1430 萬(wàn),設(shè)置非定常流動(dòng)的時(shí)間步長(zhǎng)為Δt=1.0×10-5s,旋成體前方采用速度入口邊界條件,后方采用壓力出口邊界條件,結(jié)果如圖9 所示,細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)隨攻角變化規(guī)律與實(shí)驗(yàn)值吻合較好,因此采用DES 方法對(duì)旋成體的流動(dòng)分離進(jìn)行計(jì)算具有可信性.

圖9 細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向力系數(shù)對(duì)比圖Fig.9 Comparison of lateral force coefficients for spinning bodies

2.2 細(xì)長(zhǎng)旋成體網(wǎng)格及其數(shù)值驗(yàn)證

如圖10 所示采用O 型網(wǎng)格拓?fù)?遠(yuǎn)場(chǎng)網(wǎng)格向前延伸8 倍彈長(zhǎng),向后延伸8 倍彈長(zhǎng),徑向約20 倍彈徑.貼近物面的第一層網(wǎng)格厚度保持y+～1 以確保邊界層的準(zhǔn)確模擬,將網(wǎng)格內(nèi)邊界設(shè)置為無(wú)滑移絕熱壁,細(xì)長(zhǎng)旋成體前方采用速度入口邊界條件,后方采用壓力出口邊界條件,噴嘴處采用速度入口邊界條件,對(duì)細(xì)長(zhǎng)旋成體有、無(wú)橫向噴流時(shí)的流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬,對(duì)細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)的雷諾數(shù)Re=55000.

圖10 細(xì)長(zhǎng)旋成體網(wǎng)格示意圖Fig.10 Grid schematic of slender spinner

表3 為采用4 套網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證時(shí)網(wǎng)格的相關(guān)參數(shù)表,網(wǎng)格量分別為540 萬(wàn)、1020 萬(wàn)、1570萬(wàn)和2080 萬(wàn),4 套網(wǎng)格采用相同的第一層網(wǎng)格高度和不同的近壁面網(wǎng)格增長(zhǎng)率.利用普朗特假定的順流光滑平板紊流邊界層厚度計(jì)算公式δ=0.37(Rex)-1/5x預(yù)測(cè)邊界層厚度,計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)均為1.0×10-5s.從表中的計(jì)算結(jié)果可以看出網(wǎng)格量的增加對(duì)側(cè)向力系數(shù)的計(jì)算結(jié)果有一定的影響,隨著網(wǎng)格量的增加,當(dāng)網(wǎng)格量達(dá)到1570 萬(wàn)以上時(shí)其側(cè)向力系數(shù)變化較小,因此最終選擇1570 萬(wàn)網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.圖11 為時(shí)間步長(zhǎng)無(wú)關(guān)性驗(yàn)證的結(jié)果,分別選擇5.0×10-5,2.0×10-5,1.0×10-5和5.0×10-6s 這4 個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)進(jìn)行計(jì)算,隨著時(shí)間步長(zhǎng)的減小側(cè)向力系數(shù)變化逐漸變小,最終選擇時(shí)間步長(zhǎng)為1.0×10-5s,每一次步長(zhǎng)的內(nèi)迭代為60 次.數(shù)值計(jì)算中坐標(biāo)系的定義與試驗(yàn)分析時(shí)相同(即圖3 所示),法向控制時(shí)噴流分為迎風(fēng)區(qū)和背風(fēng)區(qū),側(cè)向控制時(shí)噴流沿oz正向.

圖11 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比圖Fig.11 Comparison of numerical simulation and experimental values

表3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證參數(shù)表Table 3 Verification of grid-independence

圖12 為采用基于k-ωSST 的DES 方法計(jì)算得到的周期平均側(cè)向力系數(shù)與試驗(yàn)值的對(duì)比圖,結(jié)果表明采用DES 方法能夠較為準(zhǔn)確地模擬細(xì)長(zhǎng)旋成體低速大攻角下的非對(duì)稱氣動(dòng)特性.

圖12 時(shí)間步長(zhǎng)無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.12 Time step independence verification

2.3 細(xì)長(zhǎng)旋成體法向控制數(shù)值模擬

2.3.1 噴流位于細(xì)長(zhǎng)旋成體背風(fēng)區(qū)

當(dāng)細(xì)長(zhǎng)旋成體噴流位于背風(fēng)區(qū)時(shí)其側(cè)向力特性與無(wú)噴流相比會(huì)發(fā)生改變,最為明顯的是當(dāng)攻角處于15o～35o之間時(shí)有噴流旋成體的側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值要明顯比無(wú)噴流時(shí)大.圖13 為α=30o時(shí)有、無(wú)噴流條件下(噴流位于背風(fēng)區(qū))旋成體流線圖,當(dāng)無(wú)噴流時(shí)旋成體背風(fēng)區(qū)的流動(dòng)分離較為對(duì)稱,從頭部拖出的流線可以看出其流動(dòng)分離點(diǎn)的位置較為接近,有擾流片的一側(cè)先發(fā)生流動(dòng)分離,在彈體的后段先產(chǎn)生高壓區(qū).但是當(dāng)噴流存在時(shí),旋成體背風(fēng)區(qū)的流動(dòng)分離出現(xiàn)了明顯的非對(duì)稱特性.在噴流的影響下旋成體無(wú)擾流片一側(cè)的流動(dòng)首先發(fā)生了分離,而有擾流片一側(cè)的流線在左側(cè)流動(dòng)分離的影響下向彈體左側(cè)流動(dòng),從而使得彈體右側(cè)出現(xiàn)大面積高壓區(qū),產(chǎn)生較大的側(cè)向力.

圖13 α=30o時(shí)有、無(wú)噴流旋成體流線圖(噴流位于背風(fēng)區(qū))Fig.13 Comparison of vortex volume of spinner with and without jets at α=30o

從圖14 中的三維流線圖可以看出從頭部拖出的左右兩側(cè)流線在受到噴流影響之后距離彈體的高度不同,有擾流片一側(cè)流線到彈體的距離L1明顯大于無(wú)擾流片一側(cè)的L2,從頭部拖出的流線具有一定的渦量,因此其流過的地方會(huì)形成低壓區(qū).左側(cè)流線受到噴流的影響在噴流之后發(fā)生了流動(dòng)分離,因此其在彈體中間偏左的較高位置產(chǎn)生了低壓區(qū).而右側(cè)的流線恰好處于這個(gè)高度,在左側(cè)低壓區(qū)的影響下向彈體左側(cè)流動(dòng),使得彈體右側(cè)出現(xiàn)大面積高壓區(qū).

圖14 α=30o時(shí)有、無(wú)噴流旋成體流線圖Fig.14 Flow line diagram of spinner with and without jets at α=30o

在噴流后方不同截面上的流線圖也可以看出:當(dāng)無(wú)噴流時(shí)左右兩側(cè)的渦較為對(duì)稱,有噴流時(shí)右側(cè)的渦明顯向左側(cè)偏移.如圖15 所示,噴流的存在對(duì)彈體側(cè)向力系數(shù)的分布產(chǎn)生了較大的影響,由于噴流的存在使得噴流周圍及其后方彈體產(chǎn)生了較大的側(cè)向力,從而導(dǎo)致了旋成體側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值的增大.無(wú)噴流時(shí)旋成體背風(fēng)區(qū)表面壓力分布較為對(duì)稱,彈體不同橫截面上壓強(qiáng)分布較為對(duì)稱,只有在后方出現(xiàn)了小范圍的不對(duì)稱,從而產(chǎn)生了一定的側(cè)向力.有噴流時(shí)由于噴流的影響使得背風(fēng)區(qū)表面壓力分布變的不對(duì)稱,彈體表面壓強(qiáng)分布曲線在噴流之前是對(duì)稱分布的,在噴流之后受到噴流的影響出現(xiàn)了不對(duì)稱分布.

圖15 α=30o時(shí)旋成體時(shí)均側(cè)向力系數(shù)沿軸向分布曲線與表面壓強(qiáng)曲線(噴流位于背風(fēng)區(qū))Fig.15 Average lateral force coefficients along the axial distribution curve and surface pressure clouds when spinning into a body at α=30o(jet stream is located in the leeward area)

2.3.2 噴流位于細(xì)長(zhǎng)旋成體迎風(fēng)區(qū)

當(dāng)細(xì)長(zhǎng)旋成體噴流位于迎風(fēng)區(qū)時(shí)其側(cè)向力特性與無(wú)噴流相比也發(fā)生了較大的變化,較為明顯的是當(dāng)攻角處于20o～40o之間時(shí)有噴流旋成體的側(cè)向力方向與無(wú)噴流時(shí)相反.同樣以攻角30o為例,圖16 為噴流位于迎風(fēng)區(qū)時(shí)旋成體周圍流線圖.從背風(fēng)區(qū)吹過來(lái)的噴流對(duì)無(wú)擾流片一側(cè)的流動(dòng)產(chǎn)生了較大的影響,使得左側(cè)的流動(dòng)在旋成體前部發(fā)生了分離.有擾流片一側(cè)的流線有一部分沿著彈體表面流動(dòng)并未發(fā)生流動(dòng)分離,而沒有擾流片的一側(cè)提前發(fā)生了流動(dòng)分離.

圖16 α=30o時(shí)有、無(wú)噴流旋成體流線圖(噴流位于迎風(fēng)區(qū))Fig.16 Flow diagram with and without jet streamline spinning into a body at α=30o (jet stream in windward area)

圖17 為噴流位于迎風(fēng)區(qū)α=30o時(shí)旋成體時(shí)均側(cè)向力系數(shù)沿軸向分布曲線與表面壓強(qiáng)曲線,當(dāng)有噴流存在時(shí)彈體中前段部分產(chǎn)生的側(cè)向力方向與無(wú)噴流時(shí)相反,從而導(dǎo)致了側(cè)向力方向的改變.從不同截面的表面壓強(qiáng)分布可以發(fā)現(xiàn):當(dāng)噴流位于迎風(fēng)區(qū)時(shí)其對(duì)彈體迎風(fēng)區(qū)和背風(fēng)區(qū)表面壓力分布都產(chǎn)生了較大的影響,迎風(fēng)區(qū)和背風(fēng)區(qū)的壓力分布均表現(xiàn)出了非對(duì)稱性.而當(dāng)噴流位于背風(fēng)區(qū)時(shí),其只對(duì)旋成體背風(fēng)區(qū)的壓力分布產(chǎn)生了影響.

圖17 α=30o時(shí)旋成體時(shí)均側(cè)向力系數(shù)沿軸向分布曲線與表面壓強(qiáng)曲線(噴流位于迎風(fēng)區(qū))Fig.17 Average lateral force coefficients along the axial distribution curve and surface pressure clouds when spinning into a body at α=30o(jet stream is located in the windward area)

圖18 分別給出了細(xì)長(zhǎng)旋成體無(wú)噴流、噴流位于背風(fēng)區(qū)和噴流位于迎風(fēng)區(qū)情況下Q準(zhǔn)則等值面示意圖,由于噴流與主流的相互作用使得噴流之后彈體背風(fēng)區(qū)域的流動(dòng)分離渦發(fā)生了變化.無(wú)噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體后方的渦流動(dòng)較為對(duì)稱,從頭部拖出的渦沿彈體兩側(cè)向彈尾部發(fā)展.當(dāng)噴流位于背風(fēng)區(qū)域時(shí),從頭部產(chǎn)生的渦在噴口附近受到噴流的影響,z軸負(fù)向的渦向z軸正向偏移并擠壓z軸正向的渦,從而使得z軸正向一側(cè)的流動(dòng)首先發(fā)生了分離.當(dāng)噴流位于迎風(fēng)區(qū)域時(shí),噴流與主流首先在彈體的迎風(fēng)面相互作用,之后在彈體的中后部分沿彈體兩側(cè)向背風(fēng)區(qū)發(fā)展.此時(shí)從頭部拖出的位于z軸正向的渦與迎風(fēng)區(qū)吹來(lái)的噴流洗流發(fā)生一定程度的卷吸并在噴流洗流的擠壓下向z軸負(fù)向移動(dòng),從而使得z軸負(fù)向一側(cè)的流動(dòng)首先發(fā)生了分離.

圖18 Q 準(zhǔn)則等值面示意圖(Q=7)Fig.18 Iso-surface of Q-criterion (Q=7)

圖18 Q 準(zhǔn)則等值面示意圖(Q=7) (續(xù))Fig.18 Iso-surface of Q-criterion (Q=7) (continued)

2.3.3 大攻角下細(xì)長(zhǎng)旋成體噴流非對(duì)稱特性

對(duì)于大攻角條件下的細(xì)長(zhǎng)旋成體,有、無(wú)噴流時(shí)其非對(duì)稱流動(dòng)分離都較為明顯,因此產(chǎn)生了較大的側(cè)向力.圖19 為α=60o時(shí)有、無(wú)噴流旋成體不同截面處的時(shí)均壓強(qiáng)分布圖,由于旋成體的非對(duì)稱流動(dòng)使得旋成體表面時(shí)均壓強(qiáng)出現(xiàn)了非對(duì)稱分布.當(dāng)無(wú)噴流時(shí)彈體前半段不同截面上彈體右側(cè)(θ=0o～180o)的壓強(qiáng)要大于彈體左側(cè)(θ=180o～360o),因此產(chǎn)生了方向?yàn)閦軸負(fù)向的側(cè)向力.但是當(dāng)有噴流存在時(shí),由于噴流的影響使得彈體表面時(shí)均壓力分布出現(xiàn)了一定的變化.當(dāng)噴流處于迎風(fēng)區(qū)時(shí)其對(duì)噴口前方的流動(dòng)產(chǎn)生了較大的影響,使得彈頭部的壓強(qiáng)分布變得更為不對(duì)稱,彈體后方的壓強(qiáng)分布與無(wú)噴流時(shí)相同,都表現(xiàn)出了較為對(duì)稱的壓強(qiáng)分布.當(dāng)噴流處于被風(fēng)區(qū)時(shí),噴流的存在加劇了噴口附近的非對(duì)稱特性從而產(chǎn)生了負(fù)向的側(cè)向力.但是噴流對(duì)彈體尾部表面壓強(qiáng)時(shí)均分布產(chǎn)生了不同的影響,使得彈體右側(cè)(θ=0o～180o)的壓強(qiáng)小于彈體左側(cè)(θ=180o～360o),因此產(chǎn)生了方向?yàn)閦軸正向的側(cè)向力,使得旋成體側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值減小.

圖19 α=60o時(shí)不同截面旋成體表面時(shí)均壓強(qiáng)分布曲線Fig.19 Time-averaged pressure curves on the surface of a spinning body with different cross-sections at α=60o

2.3 細(xì)長(zhǎng)旋成體側(cè)向控制數(shù)值模擬

當(dāng)細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行側(cè)向控制時(shí),由于有沿z軸正向的側(cè)向噴流存在,使得其產(chǎn)生沿z軸負(fù)向的反作用力.通過分析圖7 中有噴流時(shí)的側(cè)向力系數(shù)可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)攻角在0o～20o之間時(shí)旋成體存在較大的側(cè)向力,噴流產(chǎn)生的直接力大小為0.5333 N,其產(chǎn)生的側(cè)向力系數(shù)大小為1.7323,這說明小攻角下的側(cè)向力系數(shù)是由于噴流的反作用力產(chǎn)生的.當(dāng)攻角大于50o時(shí)旋成體也存在較大的側(cè)向力,這是由于大攻角條件下非對(duì)稱流動(dòng)分離和噴流的反作用力兩者共同作用產(chǎn)生的.但是攻角在20o～50o之間時(shí)旋成體的側(cè)向力較小,甚至在35o時(shí)幾乎為0,這說明噴流對(duì)彈體產(chǎn)生干擾所導(dǎo)致的氣動(dòng)力與噴流所產(chǎn)生的直接作用力大小相當(dāng)、方向相反.

從圖20 中可以看出沒有擾流片的一側(cè)流動(dòng)首先發(fā)生了分離,有擾流片的一側(cè)后發(fā)生流動(dòng)分離.從表面的壓力云圖可以看出無(wú)擾流片一側(cè)的流動(dòng)分離之后旋成體中后部分產(chǎn)生了高壓區(qū),旋成體有擾流片一側(cè)由于噴流的影響在彈體噴嘴附近及后方產(chǎn)生了低壓區(qū),從而使彈體產(chǎn)生了沿z軸正向的側(cè)向力,這與噴流產(chǎn)生的直接力方向相反、大小相當(dāng),從而出現(xiàn)了旋成體攻角在20o～40o之間時(shí)旋成體的側(cè)向力較小,甚至在35o時(shí)幾乎為0 的情況.

圖20 α=35o時(shí)旋成體時(shí)均側(cè)向力系數(shù)沿軸向分布曲線與表面壓力云圖Fig.20 Average lateral force coefficients along the axial distribution curve and surface pressure clouds when spinning into a body at α=35o

圖21 為噴流位于側(cè)向時(shí)的Q準(zhǔn)則等值面示意圖,如圖中A處所示噴流的存在對(duì)主流起到了阻擋的效應(yīng),在其側(cè)后方主流會(huì)卷起分離渦(如圖中藍(lán)線所示),該分離渦會(huì)與頭部拖出的渦相互纏繞使得渦結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化.如圖中B,C位置所示,B處的渦受到噴流側(cè)后方渦的影響與C處的渦表現(xiàn)出了不同的特性.從頭部拖出的z軸正向的渦與噴流側(cè)后方卷起的分離渦相互纏繞、卷吸,使得其相比另一側(cè)提前破碎成了較多小渦,從而對(duì)彈體后方的流動(dòng)分離、表面壓力分布產(chǎn)生了影響.

圖21 Q 準(zhǔn)則等值面示意圖(Q=7)Fig.21 Iso-surface of Q-criterion (Q=7)

3 結(jié)論

本文采用風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法,對(duì)雷諾數(shù)Re=55000 條件下細(xì)長(zhǎng)旋成體有、無(wú)橫向噴流時(shí)大攻角非對(duì)稱特性進(jìn)行了分析.通過風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)了旋成體在法向和側(cè)向進(jìn)行噴流時(shí)其大攻角非對(duì)稱氣動(dòng)特性與無(wú)噴流時(shí)的區(qū)別,通過數(shù)值模擬方法對(duì)幾個(gè)典型工況下旋成體有、無(wú)噴流時(shí)的非對(duì)稱氣動(dòng)特性進(jìn)行了分析,揭示了噴流對(duì)旋成體非對(duì)稱流動(dòng)分離的影響,得到了如下結(jié)論.

(1)通過風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行法向控制時(shí)無(wú)噴流、噴流位于迎風(fēng)區(qū)和噴流位于背風(fēng)區(qū)的旋成體表現(xiàn)出了不同的非對(duì)稱流動(dòng)特性:首先噴流位于迎風(fēng)區(qū)時(shí)攻角范圍在20o～40o之間有噴流和無(wú)噴流旋成體所產(chǎn)生的側(cè)向力方向相反,攻角大于40o之后側(cè)向力系數(shù)的方向發(fā)生了改變,與無(wú)噴流時(shí)的側(cè)向力系數(shù)方向相同,但是其絕對(duì)值要比無(wú)噴流時(shí)的側(cè)向力系數(shù)小.其次噴流位于背風(fēng)區(qū)時(shí)攻角在15o～35o之間有噴流的側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值要明顯比無(wú)噴流時(shí)大,在隨后的40o～70o之間旋成體側(cè)向力系數(shù)變化規(guī)律與無(wú)噴流的趨勢(shì)相似.噴流處于背風(fēng)區(qū)時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體的斯特勞哈爾數(shù)普遍要比無(wú)噴流時(shí)大,噴流處于迎風(fēng)區(qū)時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體的斯特勞哈爾數(shù)普遍要比無(wú)噴流時(shí)小.

(2)通過風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行側(cè)向控制時(shí)由于沿側(cè)向的噴流所產(chǎn)生的直接力使得攻角范圍在0o～20o之間和大于45o時(shí)有噴流的旋成體側(cè)向力系數(shù)絕對(duì)值要比無(wú)噴流時(shí)大,但是攻角在25o～40o之間時(shí)旋成體的側(cè)向力系數(shù)減小,甚至在35o時(shí)幾乎為0.有噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體的斯特勞哈爾數(shù)明顯比無(wú)噴流時(shí)大.

(3)通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)當(dāng)細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行法向控制時(shí),噴流位于迎風(fēng)區(qū)和背風(fēng)區(qū)時(shí)噴流都對(duì)有擾流片一側(cè)的流動(dòng)分離產(chǎn)生了影響,使得其與無(wú)噴流時(shí)的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)不同.無(wú)噴流時(shí)細(xì)長(zhǎng)旋成體有擾流片的一側(cè)首先發(fā)生流動(dòng)分離,但是當(dāng)噴流存在時(shí)無(wú)擾流片的一側(cè)首先發(fā)生流動(dòng)分離,從而導(dǎo)致了側(cè)向力絕對(duì)值增大以及側(cè)向力方向發(fā)生改變等現(xiàn)象.

(4)通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)當(dāng)細(xì)長(zhǎng)旋成體進(jìn)行側(cè)向控制時(shí),沒有擾流片的一側(cè)流動(dòng)首先發(fā)生了分離,有擾流片的一側(cè)后發(fā)生流動(dòng)分離.旋成體有擾流片一側(cè)由于噴流的影響在彈體噴嘴附近及后方產(chǎn)生了低壓區(qū),無(wú)擾流片一側(cè)的流動(dòng)分離之后旋成體中后部分產(chǎn)生了高壓區(qū),使彈體產(chǎn)生了沿z軸正向的側(cè)向力,這與噴流產(chǎn)生的直接力方向相反、大小相當(dāng),從而出現(xiàn)了旋成體攻角在20o～40o之間側(cè)向力較小、甚至在35o時(shí)幾乎為0 的情況.