半柔壁噴管初步實驗研究

彭 強，廖達雄，秦紅崗，易星佑

（中國空氣動力研究與發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，其設計質量的高低，直接決定了超聲速風洞的流場品質，決定了超聲速風洞試驗數據的可靠性和精度，決定了超聲速風洞的試驗能力以及風洞的運行效率。現階段，西方發達國家先進的大尺寸跨、超聲速生產性風洞一般均配置半柔壁噴管，以實現變馬赫數的目的，但國內至今還沒有掌握該項設計技術。

半柔壁噴管型式與國內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，噴管建造經費可減少20%～30%；柔壁驅動支撐點數量大大減少，控制程序簡潔，噴管型面曲線可由少數支撐桿控制形成，機構整體剛性好，噴管型面在承壓狀態下，可有效抑制噴管型面失穩現象。因此，可在風風洞運行過程中實現連續變馬赫數，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。但國內還沒有半柔壁噴管用于大型生產性跨、超聲速風洞中。為解決該工程設計技術問題，需在3個方面開展工作：一是噴管型面設計方法、二是流場數值模擬及設計參數優化、三是試驗研究。對于第一、二方面的工作，在前期已經完成［1－9］，該研究的主要內容，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，驗證半柔壁噴管設計方法的可靠性和有效性，為下一步高品質流場半柔壁噴管的設計打下基礎。半柔壁噴管試驗件的設計指標為：（a）試驗段馬赫數變化范圍0.5～3.0；（b）試驗段馬赫數控制精度，｜d M／M｜≤1%；（c）在風洞吹風過程中，可實現馬赫數的連續變化。

1 試驗設備介紹

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），馬赫數范圍為0.3～3.5，試驗段雷諾數范圍為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、調壓閥、進氣管道、大擴開角段、穩定段、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，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，可用于試驗段的流場觀察，紋影系統口徑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。在結構上，0.3m跨超聲速風洞半柔壁噴管系統包括收縮段和與之相連的半柔壁噴管，收縮段入口與現有穩定段相接，半柔壁噴管出口與現有試驗段相接。半柔壁噴管主要由基座、下梁、上梁、左右側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，通過推桿的協調動作，控制噴管壁板形成所需要的噴管氣動型面，實現連續變馬赫數的目的。

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的過程和結果，以及噴管流場的最終測試結果。由于篇幅限制，只針對馬赫數為1.5的典型狀態進行試驗結果分析。

2.1 半柔壁噴管動調

噴管完成在風洞上的安裝和靜調后，需要進行動調，其目的有兩個。一是檢驗各運動部件在風洞運行狀態下的性能是否滿足要求，二是通過動調，使用影響法優化各馬赫數下的撐桿位置，提高試驗段馬赫數均勻性。通常采用試驗影響法進行柔壁噴管型面調試，其基本原理是：當流場的變化量是撐桿位移的線性函數時，則微調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氣流變化關系（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節量表示的n線線性聯立方程組：

就可得到最佳流場的各撐桿的實際調節量Δi，其中C（x）是在試驗區產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點氣流的馬赫數的影響量。

通過使用試驗影響法對噴管進行動調后，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，各設置了4個應力監測點，在風洞吹風過程中，監測柔板應力變化，并與風洞控制系統安全連鎖，在出現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前，已經完成了靜調測試，通過靜調和動調的應力比較，應力最大相差在20MPa以內，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。

動調過程：一是測試出原始型面的試驗段軸線上馬赫數分布，作為動調的初始狀態；二是測試出每對上下撐桿同步相同移動微量距離后，測量出試驗段相同區域軸線上的馬赫數變化曲線，通過影響法數據處理方法，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號撐桿用于驅動喉道固塊，3～6號撐桿用于驅動柔板，因此對半柔壁噴管的動調主要是針對3～6號撐桿。利用紋影照相，結合在流場觀察區建立的坐標系，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生的位置。

圖5～7為M＝1.5的動調結果，從紋影處理的圖像，可以判斷出在噴管與試驗段結合區域，產生了一道較強的斜激波，第一菱形區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，經過計算，得到每對撐桿的修正量，對噴管型面進行調整，對新的型面流場進行測試。從校測后的馬赫數分布可以看出，噴管靜調中出現的一些馬赫數波動被削弱，流場均勻性有較大的提高，一次動調的預測馬赫數分布，與實際測量的馬赫數分布有較好的一致性。

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

圖6 半柔壁噴管動調結果（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下的動調數據，動調后比靜調的馬赫數均勻性有較大提高，但第一次動調和第二次動調，流場改善不大。表1為各馬赫數下型面動調后，試驗段第一菱形區軸線上馬赫數均方根偏差。馬赫數均方根偏差的預測值與實測值相比，均偏于樂觀，第二次動調的結果可能會更差。

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 第一菱形區軸線馬赫數分布均方根偏差動調結果Table 1 The distribution of mean square root of M along the first rhombus region axis

在M＝1.5時，一次動調后試驗段第一菱形區軸線馬赫數均方根偏差達到0.0055，優于0.006的國軍標先進指標。對M＝2.0、2.5、3.0的馬赫數均方根偏差分別為0.0098、0.0105、0.0098，接近各馬赫數下的先進指標0.007、0.008、0.009。各馬赫數經動調后，均方根偏差一般減少30%～40%，動調效果非常明顯。

2.2 半柔壁噴管流場測量

在完成半柔壁噴管的動調后，對主要馬赫數下的流場進行了校測，不僅測試各馬赫數下沿試驗段軸線的馬赫數分布，還測試沿試驗段軸線的水平和豎直截面馬赫數分布，以判斷試驗段馬赫數分布均勻性的整體情況。圖8～10為M＝1.5的流場馬赫數分布測試結果，在軸向馬赫數分布曲線上，距試驗段入口0.51m處存在一個馬赫數的峰值，從馬赫數云圖上看（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生的激波造成的（見圖10）。其余區域的馬赫數分布較均勻。沿試驗段軸線，水平截面上馬赫數均方根偏差范圍為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的流場馬赫數分布測試結果，在距試驗段入口0.29～0.53m范圍內，馬赫數波動較大。沿試驗段軸線，水平截面上馬赫數均方根偏差范圍為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內，截面馬赫數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試驗

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

在進行變馬赫數試驗時，有幾點情況需要說明：

（a）在噴管馬赫數變化時，各撐桿按怎樣的規律運動，才能保證流場馬赫數的均勻性。例如從馬赫數1.5變化到2.0，采取的策略是：首先校準出馬赫數1.6、1.7、1.8、1.9的噴管型面，各撐桿按等比例運動規律，控制型面從馬赫數1.5變化到1.6，從1.6變化到1.7，以此類推，直到馬赫數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1.5到1.6，均有這個過程。因此，在設定的從馬赫數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隨時間變化曲線，由于電動推桿的不連續運動，馬赫數隨時間的變化不是一條單調的光滑曲線。圖14為距試驗段入口0.4m水平方向的馬赫數分布均方根偏差，在開始和結束的一段平直曲線的值，分別代表了馬赫數1.5和2.0的馬赫數均方根偏差。在馬赫數變化過程中，有部分曲線值低于開始和結束時的均方根偏差，這說明，在噴管進行變馬赫數過程中，試驗段的馬赫數均勻性，有好于固定噴管型面時的狀態，這與我們的預期不一致。其原因可能是在馬赫數在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，挑選一定的馬赫數型面進行流場測量就可證實。

圖13 半柔壁噴管變馬赫數試驗馬赫數變化歷程（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試驗馬赫數均勻性變化歷程（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2.5和2.0的馬赫數均方根偏差。在馬赫數變化過程中，大部分曲線值高于開始和中心區的均方根偏差，這說明，在噴管進行變馬赫數過程中，試驗段的馬赫數均勻性比固定噴管型面時的狀態要差。

圖15 半柔壁噴管變馬赫數試驗馬赫數變化歷程（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試驗馬赫數均勻性變化歷程（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 論

根據以上的試驗結果分析，可得到以下的初步結論：

（a）半柔壁噴管的馬赫數變化范圍，達到了最高馬赫數為3.0的設計指標；

（b）半柔壁噴管第一菱形區內的軸線馬赫數均方根偏差，達到并優于d M／M≤1%的設計指標：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，馬赫數均方根偏差分別為0.0098、0.0105、0.0098，接近各馬赫數下的先進指標0.007、0.008、0.009；

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

（d）實現了風洞吹風過程中變馬赫數的功能。在噴管進行馬赫數變化過程中，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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