一種軸對(duì)稱(chēng)變幾何進(jìn)氣道氣動(dòng)設(shè)計(jì)及性能分析*

寧嘯天，辜天來(lái)，田亞洲，劉甫州，袁化成

(1.南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院, 南京 210016；2.中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院 研究發(fā)展部, 北京 100076)

0 引言

大氣層內(nèi)飛行時(shí)，吸氣式發(fā)動(dòng)機(jī)能夠以空氣為氧化劑，具有相對(duì)較高的比沖，是一種較為理想的動(dòng)力裝置[1]，采用了吸氣式推進(jìn)的飛行器往往具有較低的成本[2]，且易于重復(fù)使用。進(jìn)氣道是吸氣式發(fā)動(dòng)機(jī)的重要組成部分，對(duì)整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)的性能有重要影響，制約著整個(gè)推進(jìn)系統(tǒng)功能的發(fā)揮和性能的提高。軸對(duì)稱(chēng)布局形式的進(jìn)氣道外形上與渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)更容易匹配，也易與一些飛行器的氣動(dòng)外形融合，如便于導(dǎo)彈的攜帶和箱式發(fā)射[3]。因此，此類(lèi)布局形式的進(jìn)氣道成為吸氣式動(dòng)力裝置的重要選擇之一，受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注，對(duì)其氣動(dòng)設(shè)計(jì)與氣動(dòng)特性的研究具有重要意義。

在寬域飛行馬赫數(shù)的設(shè)計(jì)要求下，定幾何設(shè)計(jì)進(jìn)氣道在非設(shè)計(jì)點(diǎn)馬赫數(shù)下存在流量需求難以匹配以及內(nèi)部流動(dòng)易分離、性能較差的問(wèn)題[4]，這使得變幾何技術(shù)應(yīng)運(yùn)而生。通過(guò)引入各種變幾何機(jī)構(gòu)，不僅能夠調(diào)整進(jìn)氣道捕獲流量以適應(yīng)寬?cǎi)R赫數(shù)工作范圍要求下的發(fā)動(dòng)機(jī)需求流量變化，也能夠調(diào)整進(jìn)氣道型面以改善進(jìn)氣道在不同工況下的內(nèi)部流動(dòng)，提高進(jìn)氣道的性能，上述優(yōu)點(diǎn)使得變幾何設(shè)計(jì)技術(shù)成為解決寬域工作進(jìn)氣道氣動(dòng)設(shè)計(jì)問(wèn)題的重要方案之一。

國(guó)外對(duì)軸對(duì)稱(chēng)變幾何進(jìn)氣道的研究起步較早，研究方案較多，形成了一些具有代表性的方案：美國(guó)SR-71高空高速偵察機(jī)采用了可移動(dòng)中心錐式軸對(duì)稱(chēng)進(jìn)氣道設(shè)計(jì)[5]，在不同的飛行馬赫數(shù)下，通過(guò)前后移動(dòng)中心錐，改變唇口與外壓段激波的相對(duì)位置以調(diào)整捕獲流量，同時(shí)改變內(nèi)收縮段的收縮比以調(diào)整進(jìn)氣道的通流能力；JAMES F Connors等[6]提出了在中心錐設(shè)置槽道的變幾何方案，低馬赫數(shù)下中心錐前移，槽道開(kāi)啟，增大了喉道面積，提高了進(jìn)氣道起動(dòng)能力；YUSUKE Maru等[7]設(shè)計(jì)了一種多級(jí)圓盤(pán)組合而成的中心錐，在較低的飛行馬赫數(shù)下，各級(jí)圓盤(pán)分別前移，圓盤(pán)間形成的凹腔被渦流填滿，從而在圓盤(pán)間形成氣動(dòng)連接面，在不過(guò)分破壞外壓縮流場(chǎng)的條件下，使得進(jìn)氣道的捕獲流量得到了可控調(diào)節(jié)。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)對(duì)于軸對(duì)稱(chēng)進(jìn)氣道變幾何設(shè)計(jì)的研究也逐漸增多[8-15]，南京航空航天大學(xué)的王亞崗等[16]研究了移動(dòng)中心錐的變幾何方案，給出了喉道面積可變的設(shè)計(jì)方法，并研究了抽吸對(duì)于進(jìn)氣道整體性能的影響。滕健等[17]提出了類(lèi)似多圓盤(pán)設(shè)計(jì)的變幾何方案，實(shí)現(xiàn)了寬速域馬赫數(shù)范圍內(nèi)保證進(jìn)氣道流量系數(shù)的目的。苗海豐等[18]研究了一種簡(jiǎn)單易實(shí)現(xiàn)的變幾何方法，通過(guò)旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣道第一級(jí)壓縮錐改變進(jìn)氣道外壓段激波的角度和位置，有效地改善了進(jìn)氣道的攻角特性。

總體來(lái)說(shuō)，移動(dòng)中心錐變幾何思路在軸對(duì)稱(chēng)超聲速進(jìn)氣道的變幾何設(shè)計(jì)中采用較多，相對(duì)較為成熟，其氣動(dòng)本質(zhì)是改變了外壓段激波與唇口的相對(duì)位置，從而達(dá)到在不同飛行馬赫數(shù)下調(diào)整捕獲流量的目的。然而，移動(dòng)中心錐方案通常需要將作動(dòng)機(jī)構(gòu)置于進(jìn)氣道內(nèi)部，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上難度較高，而本文研究借鑒其氣動(dòng)設(shè)計(jì)思路，擬通過(guò)平移唇罩的方式實(shí)現(xiàn)與移動(dòng)中心錐相似的改變外壓段激波與唇口相對(duì)位置，進(jìn)而達(dá)到調(diào)整進(jìn)氣道不同狀態(tài)下捕獲流量的目的，此時(shí)唇罩的平移運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)可置于進(jìn)氣道外部，大大降低了變幾何方案結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)難度。

1 總體要求及設(shè)計(jì)思路

1.1 總體要求

本文擬研究的軸對(duì)稱(chēng)進(jìn)氣道最大工作馬赫數(shù)為4，其設(shè)計(jì)約束指標(biāo)要求在Ma=2～4范圍內(nèi)的流量與發(fā)動(dòng)機(jī)需求匹配，具體的流量系數(shù)需求如表1 所示。

1.2 設(shè)計(jì)思路

進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)馬赫數(shù)為4，因此進(jìn)氣道的壓縮段選擇混壓式設(shè)計(jì)。進(jìn)氣道的各個(gè)功能結(jié)構(gòu)如圖 1 所示，可以看到，外唇罩在進(jìn)氣道喉道位置的部分可以設(shè)計(jì)成圓柱形，便于引入滑套結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以實(shí)現(xiàn)幾何可調(diào)。因此，在結(jié)構(gòu)上實(shí)現(xiàn)唇口位置可調(diào)的方案是較為切實(shí)可行的。

表1 流量系數(shù)設(shè)計(jì)要求

圖1 混壓式進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)示意圖

圖 2 給出了本文所研究進(jìn)氣道的總體設(shè)計(jì)框架。根據(jù)進(jìn)氣道功能分區(qū)，壓縮段的設(shè)計(jì)參數(shù)包括外壓縮面設(shè)計(jì)和內(nèi)壓縮通道設(shè)計(jì)，擴(kuò)張段的設(shè)計(jì)包括面積和中心線的變化規(guī)律，以及環(huán)形段長(zhǎng)度占整個(gè)擴(kuò)壓段的比例。與定幾何軸對(duì)稱(chēng)進(jìn)氣道設(shè)計(jì)有所不同的是，由于唇口位置可調(diào)，因此不同來(lái)流馬赫數(shù)下的流量系數(shù)均能夠達(dá)到目標(biāo)，但由于喉道面積固定，設(shè)計(jì)內(nèi)壓縮通道時(shí)，必須首先考慮喉道高度能否保證低馬赫數(shù)下的起動(dòng)性能。

結(jié)合軸對(duì)稱(chēng)進(jìn)氣道的主要設(shè)計(jì)參數(shù)，同時(shí)為了加入唇罩可調(diào)的變幾何方案，確定氣動(dòng)設(shè)計(jì)的流程是：根據(jù)設(shè)計(jì)馬赫數(shù)外壓縮激波封口的要求，先進(jìn)行外壓段設(shè)計(jì)，確定設(shè)計(jì)馬赫數(shù)下唇口位置，再根據(jù)流量需求確定變幾何規(guī)律，確定唇口的位置。外壓段設(shè)計(jì)完成，再選取唇口位置流場(chǎng)參數(shù)相對(duì)較好的外壓段進(jìn)行內(nèi)壓段的匹配，再對(duì)該組合進(jìn)行唇口內(nèi)角的規(guī)律研究，以來(lái)流馬赫數(shù)為Ma=2時(shí)設(shè)計(jì)喉道位置，以保證進(jìn)氣道起動(dòng)性要求。壓縮段確定后，由于進(jìn)氣道總長(zhǎng)固定，擴(kuò)張段長(zhǎng)度也被確定，對(duì)擴(kuò)壓段設(shè)計(jì)進(jìn)行研究，分別對(duì)比面積變化規(guī)律、中心線變化規(guī)律以及環(huán)形段比例的影響。最后，得到完整的唇罩可動(dòng)式軸對(duì)稱(chēng)超聲速變幾何進(jìn)氣道氣動(dòng)設(shè)計(jì)與變幾何規(guī)律。

2 數(shù)值計(jì)算方法

采用經(jīng)過(guò)課題組驗(yàn)證的數(shù)值計(jì)算方法[16]，使用成熟的流體仿真軟件Fluent進(jìn)行計(jì)算，湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，對(duì)類(lèi)似工作范圍的軸對(duì)稱(chēng)進(jìn)氣道流場(chǎng)仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖 3 所示，數(shù)值方法與試驗(yàn)結(jié)果較符合。

圖 4 展示了進(jìn)氣道其中一個(gè)狀態(tài)點(diǎn)的計(jì)算域網(wǎng)格劃分，可看到壓縮面轉(zhuǎn)折處和壁面均進(jìn)行了加密處理。圖 5 給出了計(jì)算域的邊界條件設(shè)置。

圖2 設(shè)計(jì)框架

(a)Mass-flow coefficient (b)Wall pressure distribution

圖4 網(wǎng)格劃分

圖5 計(jì)算域與邊界條件

3 唇罩可動(dòng)式軸對(duì)稱(chēng)進(jìn)氣道氣動(dòng)設(shè)計(jì)

3.1 外壓段波系配置對(duì)進(jìn)氣道氣動(dòng)特性的影響

外壓縮段位于進(jìn)氣道的最前端，是進(jìn)氣道的重要組成部分之一。對(duì)于本文擬采用的變幾何設(shè)計(jì)方案而言，外壓段波系配置不僅影響到下游內(nèi)收縮段與擴(kuò)壓段的設(shè)計(jì)，同時(shí)也直接關(guān)系到進(jìn)氣道不同來(lái)流馬赫數(shù)下的流量捕獲特性，以及幾何調(diào)節(jié)規(guī)律。外壓縮方案中，單錐壓縮方案結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，相同壓縮角時(shí)長(zhǎng)度最短，多錐壓縮方案長(zhǎng)度較長(zhǎng)，但相同壓縮比時(shí)，總壓恢復(fù)系數(shù)更高，截短的曲面壓縮方案則能在長(zhǎng)度與性能間有所平衡。為此，從幾何總轉(zhuǎn)折角度相同以及氣動(dòng)壓縮效果相近兩個(gè)角度開(kāi)展外壓段方案設(shè)計(jì)，對(duì)比分析不同方案下的氣動(dòng)性能以及幾何調(diào)節(jié)移動(dòng)距離。

3.1.1 相同外壓段總轉(zhuǎn)折角下進(jìn)氣道性能對(duì)比分析

選擇Ma=4為進(jìn)氣道激波封口馬赫數(shù)，借鑒課題組前期研究積累[16]，取外壓縮段總轉(zhuǎn)折角為20°。在相同的外壓段轉(zhuǎn)折角度下，3種不同波系配置下的外壓段氣動(dòng)方案設(shè)計(jì)。其中，三級(jí)壓縮方案是參考Oswaititsch最佳波系理論獲取，三級(jí)半錐角分別為10°、16°、20°。曲面壓縮采用流線追蹤方法生成，型面由課題組曲面壓縮設(shè)計(jì)程序給出，初始?jí)嚎s錐半角為10°。圖 6 給出了上述3種方案下進(jìn)氣道性能參數(shù)隨來(lái)流馬赫數(shù)的變化曲線，其中唇口位移參數(shù)以設(shè)計(jì)點(diǎn)Ma=4時(shí)的唇口位置為初始零點(diǎn)，隨著來(lái)流馬赫數(shù)降低唇口不斷向來(lái)流方向前移，以滿足進(jìn)氣道流量捕獲特性與設(shè)計(jì)指標(biāo)的一致性。

(a)Mass-flow coefficient of fixed geometry design (b)Total pressure recovery coefficient of the lip section

(c)Mach number of the lip section (d)Static pressure ratio of the lip section

(e)Moving distance of lip/Diameter of lip

從圖 6 可看出，隨著來(lái)流馬赫數(shù)的增加，3種方案下進(jìn)氣道的流量系數(shù)、唇口截面的靜壓比和馬赫數(shù)均逐漸增大，而總壓恢復(fù)系數(shù)則逐漸減小。在總外壓段轉(zhuǎn)折角相同的條件下，在定幾何設(shè)計(jì)時(shí)，三級(jí)錐壓縮方案的流量捕獲能力低于單錐壓縮與曲面壓縮，但總體來(lái)看，三級(jí)錐壓縮的總壓恢復(fù)系數(shù)最高，曲面壓縮次之，單錐壓縮最低。表2 給出了Ma=4狀態(tài)下不同外壓縮方案的性能對(duì)比。由于曲面壓縮初始錐半角為10°，而總轉(zhuǎn)折角為20°，因此相對(duì)較短的曲面壓縮段使得曲面設(shè)計(jì)相比直單錐設(shè)計(jì)其總壓恢復(fù)系數(shù)提高有限。3種壓縮方案在唇口處馬赫數(shù)、靜壓比相近，三級(jí)錐壓縮略高于單錐與曲面壓縮。引入唇口可動(dòng)的變幾何方案時(shí)，在滿足不同來(lái)流馬赫數(shù)的流量需求條件下，三級(jí)錐壓縮唇罩的移動(dòng)距離最短，這將使得變幾何設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)難度降低，而單錐與曲面壓縮唇罩移動(dòng)距離較為相近。綜合氣動(dòng)性能及幾何調(diào)節(jié)移動(dòng)距離，就本文的進(jìn)氣道流量捕獲特性目標(biāo)而言，三級(jí)錐壓縮方案綜合性能相對(duì)較優(yōu)。

表2 Ma=4狀態(tài)相同總轉(zhuǎn)折角外壓縮方案性能對(duì)比

3.1.2 唇口馬赫數(shù)相同時(shí)進(jìn)氣道性能對(duì)比分析

取3種外壓縮方案在設(shè)計(jì)點(diǎn)的唇口馬赫數(shù)Mai在3附近作為對(duì)比的條件，此時(shí)單級(jí)錐外壓段總轉(zhuǎn)折角為19.2°，三級(jí)錐方案轉(zhuǎn)折角度為20°，曲面壓縮方案總轉(zhuǎn)折角度為19.4°。

圖 7 給出了上述3種方案下進(jìn)氣道性能參數(shù)隨來(lái)流馬赫數(shù)的變化曲線。從圖 7 可看出，隨著來(lái)流馬赫數(shù)的增加，3種方案下進(jìn)氣道的流量系數(shù)、唇口截面的靜壓比和馬赫數(shù)均逐漸增大，而總壓恢復(fù)系數(shù)則逐漸減小。在設(shè)計(jì)點(diǎn)唇口馬赫數(shù)均為2.94的條件下，在定幾何設(shè)計(jì)時(shí)，三級(jí)錐壓縮方案的流量捕獲能力低于單錐壓縮與曲面壓縮，但總體來(lái)看，三級(jí)錐壓縮的總壓恢復(fù)系數(shù)最高，曲面壓縮次之，單錐壓縮最低， 表 3 給出了Ma=4狀態(tài)下不同外壓縮方案的性能對(duì)比，3種壓縮方案在唇口處馬赫數(shù)、靜壓比相近，三級(jí)錐壓縮略高于單錐與曲面壓縮。

(a)Mass-flow coefficient of fixed geometry design (b)Total pressure recovery coefficient of the lip section

(c)Mach numer of the lip section (d)Static pressure ratio of the lip section

(e)Moving distance of lip / Diameter of lip

表3 Ma=4狀態(tài)相同唇口馬赫數(shù)外壓縮方案性能對(duì)比

引入唇口可動(dòng)的變幾何方案時(shí)，在滿足不同來(lái)流馬赫數(shù)的流量需求條件下，三級(jí)錐壓縮唇罩的移動(dòng)距離最短。總體來(lái)看，三級(jí)錐壓縮方案綜合性能更好。這與保證總轉(zhuǎn)折角相同時(shí)，不同外壓縮段設(shè)計(jì)得到的流場(chǎng)參數(shù)隨來(lái)流馬赫數(shù)變化的規(guī)律基本一致。

3.2 內(nèi)壓段型面設(shè)計(jì)對(duì)進(jìn)氣道氣動(dòng)特性的影響

內(nèi)壓段設(shè)計(jì)對(duì)進(jìn)氣道氣動(dòng)性能具有重要影響，其主要設(shè)計(jì)參數(shù)包括內(nèi)收縮比及影響內(nèi)壓段波系結(jié)構(gòu)的唇罩內(nèi)角度及沿程幾何面積分布規(guī)律等。其中，內(nèi)收縮比在保證進(jìn)氣道低馬赫數(shù)起動(dòng)的條件下取盡可能更大，這使得喉道位置基本確定，而喉道與外壓段取合適的倒圓過(guò)渡連接。因此，就本文所研究進(jìn)氣道而言，內(nèi)壓段通道型面的主要設(shè)計(jì)參數(shù)為唇口內(nèi)角取值。在進(jìn)氣道外壓段和擴(kuò)壓段設(shè)計(jì)相同的條件下，本文對(duì)比了不同唇口內(nèi)角所得到的內(nèi)壓段設(shè)計(jì)對(duì)進(jìn)氣道氣動(dòng)特性的影響。

唇口內(nèi)角的設(shè)計(jì)，會(huì)影響內(nèi)收縮段激波系分布以及拐點(diǎn)流場(chǎng)分離的大小，從而影響喉道流場(chǎng)參數(shù)，進(jìn)而對(duì)進(jìn)氣道性能產(chǎn)生影響。為了保證唇罩平移的變幾何方案在工程實(shí)現(xiàn)上無(wú)矛盾，需要唇罩在喉道附近有足夠的圓柱段長(zhǎng)度來(lái)做平移運(yùn)動(dòng)。因此，選擇唇口內(nèi)角的取值分別為9°、10°、11°、12°、13°。圖 8 給出了隨來(lái)流馬赫數(shù)變化不同唇口內(nèi)角進(jìn)氣道的性能變化曲線。

(a)Total pressure recovery coefficient (b)Static pressure ratio of the (c)Mach number of

從圖 8 可看出，隨著來(lái)流馬赫數(shù)的增大，5種不同唇口內(nèi)角設(shè)計(jì)的進(jìn)氣道，其出口總壓恢復(fù)系數(shù)、馬赫數(shù)均逐漸減小，而出口靜壓比則逐漸增大。表 4 給出了采用不同大小唇口內(nèi)角的進(jìn)氣道性能對(duì)比，不同唇罩內(nèi)角的進(jìn)氣道在出口的總壓恢復(fù)系數(shù)和靜壓比相近，總體來(lái)看，9°方案均略高于其他方案。在設(shè)計(jì)點(diǎn)狀態(tài)下， 10°與13°方案出口馬赫數(shù)相對(duì)較高?？傮w來(lái)看，9°唇口內(nèi)角方案的綜合性能相對(duì)較好。

3.3 擴(kuò)壓段設(shè)計(jì)對(duì)進(jìn)氣道氣動(dòng)特性的影響分析

擴(kuò)壓段使得氣流經(jīng)過(guò)喉道激波串后的氣流進(jìn)一步減速增壓，良好的擴(kuò)壓段設(shè)計(jì)能夠保證更高的靜壓升與更低的粘性損失。擴(kuò)壓段的設(shè)計(jì)參數(shù)包括擴(kuò)壓段中心線變化規(guī)律、面積變化規(guī)律以及環(huán)形段占擴(kuò)壓器總長(zhǎng)的比例。本文分別對(duì)比了不同的中心線、面積變化規(guī)律和環(huán)形段比例時(shí)，進(jìn)氣道在不同來(lái)流馬赫數(shù)下的氣動(dòng)性能。其中，各個(gè)方案在壓縮段設(shè)計(jì)相同的條件下進(jìn)行對(duì)比。

表4 Ma=4狀態(tài)不同唇口內(nèi)角方案性能對(duì)比

3.3.1 中心線變化規(guī)律對(duì)進(jìn)氣道氣動(dòng)特性的影響

圖 9 給出了不同的中心線變化規(guī)律下，進(jìn)氣道氣動(dòng)性能參數(shù)隨來(lái)流馬赫數(shù)的變化曲線?？梢?jiàn)，隨著來(lái)流馬赫數(shù)的增大，不同中心線變化規(guī)律的進(jìn)氣道，其出口總壓恢復(fù)系數(shù)、馬赫數(shù)均逐漸減小，而出口靜壓比則逐漸增大。

(a)Total pressure recovery coefficient (b)Static pressure ratio of the (c)Mach number of

表 5 為采用不同中心線變化規(guī)律的進(jìn)氣道性能對(duì)比，3種中心線變化規(guī)律下，進(jìn)氣道出口的總壓恢復(fù)系數(shù)、靜壓比以及馬赫數(shù)均比較相近。采用緩急相當(dāng)?shù)淖兓?guī)律的進(jìn)氣道總壓恢復(fù)系數(shù)略高于其他方案，且出口馬赫數(shù)略低于其他方案，總體來(lái)看，緩急相當(dāng)?shù)闹行木€變化規(guī)律較優(yōu)。

3.3.2 面積變化規(guī)律對(duì)進(jìn)氣道氣動(dòng)特性的影響

圖 10 為不同面積變化規(guī)律的進(jìn)氣道氣動(dòng)性能參數(shù)隨來(lái)流馬赫數(shù)的變化曲線?？梢?jiàn)，隨著來(lái)流馬赫數(shù)的增大，不同面積變化規(guī)律的進(jìn)氣道，其出口總壓恢復(fù)系數(shù)、馬赫數(shù)均逐漸減小，而出口靜壓比則逐漸增大。

表5 Ma=4狀態(tài)不同中心線規(guī)律性能對(duì)比

(a)Total pressure recovery coefficient (b)Static pressure ratio of the (c)Mach number of

表 6 給出了采用不同面積變化規(guī)律的進(jìn)氣道性能對(duì)比，3種面積變化規(guī)律下，進(jìn)氣道出口的總壓恢復(fù)系數(shù)、靜壓比以及馬赫數(shù)均比較相近。

采用先急后緩變化規(guī)律的進(jìn)氣道在低來(lái)流馬赫數(shù)下出口馬赫數(shù)更低，但在設(shè)計(jì)馬赫數(shù)時(shí)較高，總體來(lái)看，緩急相當(dāng)?shù)拿娣e變化規(guī)律較優(yōu)。

表6 Ma=4狀態(tài)不同面積變化規(guī)律性能對(duì)比

3.3.3 環(huán)形段比例對(duì)變幾何進(jìn)氣道氣動(dòng)特性的影響

中心錐與唇罩在喉道后形成的通道長(zhǎng)度(即擴(kuò)壓器環(huán)形段長(zhǎng)度)占擴(kuò)壓段總長(zhǎng)度的比例，影響到氣流在擴(kuò)壓器中粘性損失與流動(dòng)特性。本文研究了環(huán)形段長(zhǎng)度比例分別為0.4、0.5、0.6以及0.7時(shí)，進(jìn)氣道的性能變化規(guī)律。圖 11 給出了不同環(huán)形段比例進(jìn)氣道的氣動(dòng)性能參數(shù)隨來(lái)流馬赫數(shù)的變化曲線。從圖 11 可以看出，隨著來(lái)流馬赫數(shù)的增大，不同環(huán)形段比例的進(jìn)氣道，其出口總壓恢復(fù)系數(shù)、馬赫數(shù)均逐漸減小，而出口靜壓比則逐漸增大。表 7 給出了采用不同環(huán)形段比例的進(jìn)氣道性能對(duì)比，4種環(huán)形段比例的進(jìn)氣道，其出口的總壓恢復(fù)系數(shù)、靜壓比均比較相近，但環(huán)形段比例為0.7時(shí)，進(jìn)氣道的出口馬赫數(shù)總體低于其他方案?？傮w來(lái)看，比例為0.7的方案性能較優(yōu)。

(a)Total pressure recovery coefficient (b)Static pressure ratio of (c)Mach number of the

表7 Ma=4狀態(tài)不同環(huán)形段比例的性能對(duì)比

4 唇口可動(dòng)進(jìn)氣道氣動(dòng)設(shè)計(jì)方案及性能分析

通過(guò)前文對(duì)進(jìn)氣道典型設(shè)計(jì)參數(shù)的對(duì)比分析，選擇最終的二維設(shè)計(jì)方案為三級(jí)錐壓縮(第一級(jí)錐半角為10°，第二級(jí)錐半角為16°，第三級(jí)錐半角為20°)、9°唇口內(nèi)角、緩急相當(dāng)?shù)拿娣e變化規(guī)律、緩急相當(dāng)?shù)闹行木€變化規(guī)律，以及環(huán)形段占擴(kuò)壓段總長(zhǎng)比例為0.7。圖 12 展示了來(lái)流馬赫數(shù)為4時(shí)最終的二維設(shè)計(jì)模型。進(jìn)氣道總長(zhǎng)L=5000 mm，擴(kuò)壓段總長(zhǎng)Ls=3260 mm。唇罩前緣直徑Di=423 mm。

圖12 進(jìn)氣道最終設(shè)計(jì)(Ma0=4)

圖 13 給出了不同來(lái)流馬赫數(shù)下，最終的變幾何進(jìn)氣道設(shè)計(jì)方案數(shù)值模擬得到的流場(chǎng)，以及唇罩隨來(lái)流馬赫數(shù)變化的位移規(guī)律。

圖 14 給出了不同來(lái)流馬赫數(shù)下,最終二維設(shè)計(jì)方案的流量系數(shù)指標(biāo)與需求的對(duì)比，以及進(jìn)氣道出口的總壓恢復(fù)系數(shù)和馬赫數(shù)變化。可以看到，根據(jù)本文設(shè)計(jì)方法所得到的唇罩可動(dòng)式軸對(duì)稱(chēng)進(jìn)氣道能夠達(dá)到預(yù)期設(shè)計(jì)目標(biāo)，在設(shè)計(jì)點(diǎn)Ma=4狀態(tài)時(shí)，其出口總壓恢復(fù)系數(shù)為0.45。

5 結(jié)論

本文以不同來(lái)流馬赫數(shù)下的流量系數(shù)為目標(biāo)，對(duì)Ma=4級(jí)唇罩可移動(dòng)型軸對(duì)稱(chēng)可調(diào)進(jìn)氣道設(shè)計(jì)開(kāi)展了研究，由于平移唇罩方案在變幾何過(guò)程中僅改變內(nèi)壓段通道，設(shè)計(jì)上與外壓段、擴(kuò)壓段型面沒(méi)有直接耦合，因此采用了對(duì)進(jìn)氣道分段設(shè)計(jì)、再組合每段最優(yōu)方案的方法，達(dá)到了預(yù)期的設(shè)計(jì)目標(biāo)，設(shè)計(jì)流程清晰，對(duì)此類(lèi)進(jìn)氣道的設(shè)計(jì)方法上有一定借鑒意義，而在細(xì)節(jié)上對(duì)進(jìn)氣道各分段設(shè)計(jì)仍有進(jìn)一步的研究空間。例如，對(duì)曲面壓縮方法的優(yōu)化研究。

(1)兼顧幾何移動(dòng)距離和氣動(dòng)性能綜合考慮，采用三級(jí)錐壓縮的外壓段方案優(yōu)于單級(jí)壓縮錐方案和曲面壓縮錐方案；

(2)內(nèi)壓縮段唇罩內(nèi)角對(duì)進(jìn)氣道內(nèi)壓段流動(dòng)和進(jìn)氣道性能，就本文研究的進(jìn)氣道而言，9°唇口內(nèi)角設(shè)計(jì)時(shí)，進(jìn)氣道的性能相對(duì)較優(yōu)；

(3)就本文研究的可調(diào)進(jìn)氣道而言，采用緩急相當(dāng)?shù)闹行木€、面積變化規(guī)律和環(huán)形段比例為0.7時(shí)的擴(kuò)張段設(shè)計(jì)，在相近的總壓恢復(fù)系數(shù)與靜壓比下，可以獲得更低的進(jìn)氣道出口馬赫數(shù)；

(4)三級(jí)錐設(shè)計(jì)獲得了滿足目標(biāo)流量系數(shù)要求的軸對(duì)稱(chēng)可調(diào)進(jìn)氣道方案，給出了幾何調(diào)節(jié)規(guī)律，數(shù)值模擬結(jié)果顯示：不同來(lái)流馬赫數(shù)下，可調(diào)進(jìn)氣道的流量系數(shù)與設(shè)計(jì)目標(biāo)一致，Ma=4和Ma=2時(shí)，進(jìn)氣道的總壓恢復(fù)系數(shù)為0.45和0.82。

(a)Ma=2.0 (b)Ma=2.5 (c)Ma=3.0

(d)Ma=3.5 (e)Ma=4.0 (f)Moving distance of lip/diameter of lip

(a)Comparison of mass-flow coeffication (b)Total pressure recovery coefficient and