整流帽布局對全動舵附近流動結構及熱環境分布規律的影響

檀妹靜， 楊光， 李宇， 周禹， 曹占偉， 閆昊， 檀姊靜

(1.長安大學 建筑工程學院， 陜西 西安 710061； 2.中國運載火箭技術研究院 空間物理重點實驗室， 北京 100076)

0 引言

高馬赫數機動飛行器以其高機動性和強突防能力成為近年來各國爭相搶占的軍事制高點，而空氣舵作為高馬赫數飛行器穩定姿態，實現機動性的關鍵部件，也受到了學術與工程界的廣泛關注。高馬赫數飛行中，飛行器前方空氣受到強烈的壓縮，將對飛行器表面形成嚴重的氣動加熱，全動空氣舵附近更是存在復雜的激波/邊界層干擾、激波/激波干擾、邊界層分離與再附等流動現象[1-2]，熱環境分布規律和作用機理非常復雜，空氣舵熱環境預測是飛行器熱防護設計中的重點與難點[3-4]。

近年來，國內外研究人員采用數值模擬和風洞試驗方法，對高馬赫數來流條件下全動舵流動結構和氣動加熱性能開展了研究。在試驗方面，Schuricht等[5]進行了馬赫數為6.7的層流邊界層狀態下的平板鈍舵干擾流場試驗，研究結果表明：垂直鈍舵干擾區到達上游7倍前緣直徑位置處；相同條件下，層流干擾流場遠比湍流干擾流場結構復雜。栗繼偉等[6]利用中國科學院力學研究所JF-12激波風洞開展了大尺度平板/圓柱形直立舵干擾的氣動熱試驗，結果表明距離舵根部0.2倍舵直徑處的熱流干擾因子高達19. 賈文利等[7]利用中國科學院力學研究所JF-8A炮風洞開展了空氣舵縫隙及干擾區熱環境測量，并針對試驗狀態開展了數值分析，獲得了縫隙上下壁面熱流隨舵偏角和縫隙高度變化規律。吳寧寧等[8]針對簡化的圓柱彈身/舵面模型，完成翼舵縫隙精細測熱試驗，獲取了不同縫隙高度、舵偏角、迎角對翼舵干擾區熱環境的影響規律，試驗結果表明舵軸干擾區熱環境隨著縫隙高度的增加而增強，隨著舵偏角和迎角的增大而增大。Li等[9]在中國空氣動力研究與發展中心的FD-14A激波風洞中開展了高馬赫數條件下邊界層流態對升力體- 鈍舵舵軸熱環境的影響研究，試驗結果表明受邊界層厚度及邊界層內速度分布影響，層流流態下升力體- 鈍舵舵軸附近熱環境顯著高于湍流流態。

在數值模擬方面， Hinderks等[10]利用熱- 流體- 固體耦合方法對高馬赫數縫隙流動的氣動熱規律進行了研究，結果表明模型表面縫隙將引起激波，縫隙駐點附近的熱流明顯高于其他位置。陳嘉陽等[11]對平板/鈍舵縫隙內流場進行了計算分析，結果表明舵軸處熱流在一定舵偏角范圍內呈線性增加趨勢。司余[12]設計了全動舵機動導彈的簡化幾何模型，并獲得了簡化全動舵區域的熱環境分布規律。周佳[13]研究了縫隙高度對鈍舵渦結構及熱環境的影響規律，發現舵前緣平板干擾區熱流隨縫隙高度增加先增大、再減小，而舵軸下游縫隙熱流變化不顯著。譚杰等[14]開展了平板- 梯形全動舵模型縫隙高度、流態對舵縫干擾區熱流的影響研究，發現：舵軸和縫隙干擾區熱環境隨舵偏近似線性增大，隨縫隙高度先增加、后緩慢下降；層流狀態下縫隙干擾區熱環境約為湍流狀態3～5倍。黃尚坤等[15]針對平板- 鈍舵模型開展了高馬赫數飛行器鈍舵縫隙流動的數值模擬研究，結果表明：舵軸上游縫隙內會出現馬蹄形渦串結構，導致縫隙上下表面出現馬蹄形高熱流區；受縫隙誘導分離再附流動影響，舵軸迎風面以及舵體側面后部形成局部高熱流區。

整流帽布局優化作為全動舵流動與氣動熱特性改善的一種有效手段近年來受到業界的廣泛關注。但國內外現有研究主要以鈍舵干擾區及縫隙流動為研究對象。整流帽布局下的全動舵流動結構、氣動加熱機理研究尚未見報道，整流帽布局及參數變化對于氣動加熱性能的影響尚不清晰，全動舵周邊熱環境變化規律有待研究。為彌補現有研究的不足，本文針對高馬赫數平板- 全動舵構型，開展全動舵附近流場特征和熱環境產生機理研究；進而重點分析整流帽布局對全動舵附近流動與氣動加熱特性的影響；對整流帽寬度、楔角等整流帽幾何參數對不同舵偏下全動舵附近流動結構與氣動熱環境的影響規律進行分析與討論。

1 計算模型

1.1 計算模型與網格

本文根據高馬赫數飛行器布局特征，參考空氣舵局部測熱試驗研究思路，建立一種能夠代表升力體飛行器全動舵氣動布局特征的平板- 全動舵簡化模型，如圖1所示。平板總長4 m，舵前緣半徑20 mm，舵前緣后掠角60°，舵縫隙高度5 mm，整流帽長度43 mm，整流帽與舵尖間距33 mm，圖1中α為來流攻角。本文采用多塊對接結構化網格，在整流帽、舵及平板邊界層等處進行了網格加密處理，計算網格劃分如圖2所示。針對不同網格總量及第1層網格高度開展網格收斂性研究，舵前緣的斯坦登數St對比如表1所示。從表1中可以看出，第1層網格高度1×10-6m，計算域總網格量1 400萬時，基本達到網格收斂狀態。本文采用該網格方案開展后續分析。

表1 網格收斂性分析Tab.1 Grid convergence analysis

圖1 計算模型示意圖Fig.1 Simplified plate/rudder

圖2 計算網格示意圖Fig.2 Schematic diagram of computational mesh

1.2 計算狀態與邊界條件

本文針對典型高馬赫數飛行條件開展不同攻角、舵偏角情況下整流帽布局影響的模擬研究，計算狀態參數如表2所示。經估算，上述計算狀態完全氣體模型下全動舵前緣激波后氣體總溫約3 500 K，該溫度下空氣組分尚未發生電離反應，僅氧氣分子可能發生微弱離解，考慮離解反應的吸熱效應會進一步降低流場溫度，推斷該狀態下流場空氣化學反應極為微弱。因此，為簡化計算，本文數值模擬采用完全氣體模型。本文數值模擬均采用層流假設，來流進口和上邊界采用遠場邊界條件，計算域兩側和出口均采用零梯度邊界條件。壁面為無滑移等溫壁，壁面溫度設置為300 K.

表2 計算來流狀態Tab.2 State of calculated incoming flow

2 數值計算方法與驗證

2.1 數值方法

本文針對不同舵偏外形分別生成多塊對接的結構化網格，通過自研程序數值求解完全氣體可壓縮Navier-Stokes方程，控制方程矢量形式如下：

(1)

空間離散格式對于流場的計算精度和穩定性均有較大影響，文中無黏通量采用經大量工程實踐檢驗的基于Roe平均的通量差分裂格式求解，并通過引入各向異性的Muller型熵修正格式解決Roe格式在特征值趨于0的情況下難以正確判斷出波傳播方向的問題，黏性通量采用2階中心差分格式離散，保證空間為2階精度。時間離散則采用2階精度的雙時間步隱式方法。

2.2 試驗對比與驗證

在高速激波風洞中開展了帶整流帽布局的平板- 全動舵模型不同攻角及舵偏角狀態下的測熱和測壓試驗。試驗設備與模型如圖3所示，試驗狀態如表3所示。全動舵前緣中心線及舵軸熱流試驗測量結果與相同狀態數值模擬結果對比如圖4和圖5所示，q為熱流量，S為測點所在位置距舵尖的長度，L為前緣總長。從圖5中可以看出，除舵軸中心線Z/W=0.15處測量結果與物理規律不符的一個野點外，本文所采用的數值模擬方法能夠較為準確地捕捉全動舵及其附近區域熱環境分布規律。

圖3 試驗設備及模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of test equipment and test model

圖4 前緣中心線熱流試驗和數值結果對比(馬赫數12、來流攻角10°、舵偏角0°)Fig.4 Comparison of calculated and test data at center line of leading edge(Ma=12, α=10°,δr=0°)

圖5 舵軸中心線熱流試驗和數值結果對比(馬赫數12、流態為層流、來流攻角10°、舵偏角0°)Fig.5 Comparison of calculated and test data at center line of rudder shaft (Ma=12，flow state being laminar flow，α=10°,δr=0°)

表3 試驗來流狀態Tab.3 State of test incoming flow

3 整流帽布局對全動舵附近流動結構及熱環境分布規律的影響研究

3.1 整流帽對全動舵附近流動結構的影響

本文以案例2中0°舵偏狀態為例開展整流帽布局對全動舵附近流動結構影響分析。全動舵附近流場激波結構數值紋影、對稱面流線、表面極限流線及表面壓力分布如圖6所示。從圖6中可以看出：無整流帽情況下，高速來流經過平板斜激波壓縮后流向全動舵，在全動舵前緣附近形成舵前緣激波；受舵尖干擾，在全動舵舵尖前方形成較弱的分離激波，流動撞擊舵前緣后在前緣激波后高壓力作用下向舵面中心區流動；舵面根部氣流受舵軸干擾作用也向舵面中心區流動；舵尖前方平板受舵尖干擾形成較小的分離區；舵附近平板表面形成展寬較大的U形分離區。

圖6 無整流帽全動舵流動結構示意圖Fig.6 Flow structure of rudder region without rectifying wedge

全動舵前布置整流帽(楔角30°，展向寬度140 mm)后，不同舵偏下舵附近流動結構如圖7和圖8所示。從圖8中可以看出：整流帽使得全動舵前氣流產生壓縮，形成整流帽激波，整流帽激波向后發展會與全動舵前緣激波相交，在本文研究狀態下形成透射膨脹波，出現Ⅵ類激波/激波干擾；流動撞擊舵前緣后在前緣激波后高壓力作用下向舵面中心區流動；整流帽與舵尖之間區域形成較大回流區，舵尖壓力顯著降低；在整流帽作用下舵附近平板表面形成展寬相對較小的U形分離區，U形分離線內存在復雜的分離再附流動結構，受舵軸干擾，軸后平板分離區展向寬度進一步拓展。5°、10°舵偏情況下整流帽對全動舵附近流動結構影響與0°舵偏相似。

圖7 0°舵偏情況下帶整流帽全動舵流動結構示意圖Fig.7 Flow structure of rudder region with rectifying wedge at 0° deflection angle

3.2 整流帽對全動舵附近氣動熱特性的影響

本文數值模擬均采用層流假設。斯坦頓數計算公式為：St=qw/(ρ∞u∞cp(Tw-Tr))，其中qw為壁面熱流，ρ∞為來流密度，u∞為來流速度，cp為來流的定壓比熱，Tw為壁面溫度，Tr為壁面恢復溫度。案例1中0°舵偏狀態全動舵前緣與舵尖附近流動結構及熱流對比如圖9所示，舵縫附近流動參數及熱流對比如圖10所示。從圖9和圖10中可以看出：0°舵偏情況下受整流帽激波影響，帶整流帽布局下全動舵前緣形成干擾區，局部熱流量值超過無整流帽外形，與全動舵附近流動結構相對應；無整流帽時經過平板斜激波壓縮后的高溫高速氣流經過微弱分離激波后仍然具有較高的流動速度和加熱能力，在舵尖附近迅速滯止，在舵尖及附近平板區域形成極高的局部熱流；帶整流帽布局下，平板斜激波后流動經過整流帽激波進一步減速，過整流帽后又迅速膨脹分離，流動速度和加熱能力均顯著降低，舵尖及附近平板區域熱流較無整流帽外形顯著降低；帶整流帽布局下，全動舵附近平板高熱流區展向范圍明顯減小，整流帽布局使得舵縫入口前氣流強制分離，全動舵舵縫內舵軸上游流體速度較無整流帽外形降低，最終導致舵軸及附近平板干擾區熱流顯著降低。

圖9 前緣與舵尖附近流動結構及熱流對比Fig.9 Comparison of flow structures and heat fluxes at rudder nose and leading edge

5°、10°舵偏情況下，舵縫附近流動參數及熱流對比如圖11所示。有無整流帽典型部位峰值熱流St對比如圖12所示。從圖10和圖11中可以看出：5°舵偏與0°舵偏情況類似，整流帽將舵前方高速來流變為分離流，流動速度與加熱能力降低，從而降低舵尖熱流；10°舵偏情況下全動舵舵尖展向位置已超出整流帽范圍，上述保護作用明顯減弱。整體上增加整流帽布局條件下全動舵氣動加熱得到明顯改善；展向位置未超出整流帽覆蓋范圍的條件下，全動舵舵尖峰值熱流下降最為顯著，可達77%～86%；舵尖附近平板干擾區峰值熱流降低可達40%～62%；舵軸峰值熱流降低可達8%～29%；舵軸附近平板干擾區峰值熱流降低可達24%～59%；而舵前緣受整流帽激波干擾，熱流較無整流帽情況略有升高；舵尖與舵前緣整體的峰值熱流降低可達59%～70%。

圖10 舵縫附近流動參數及熱流對比Fig.10 Comparison of flow parameters and heat fluxes near rudder gap

圖11 5°和10°舵偏情況下舵縫內(舵軸上游)流體速度對比Fig.11 Comparison of flow speeds in rudder gap on front of shaft at 5° and 10° deflection angles

圖12 有無整流帽時典型部位峰值熱流St對比Fig.12 Comparison of peak flow fluxes at typical position with and without rectifying wedge

3.3 整流帽幾何參數對全動舵附近氣動熱特性的影響

3.3.1 整流帽楔角影響

在3.2節中整流帽外形(楔角30°，展向寬度140 mm)基礎上將整流帽楔角調整至20°，保持整流帽軸向長度不變。兩種不同楔角整流帽外形下，全動舵附近流動結構對比如圖13所示，典型部位St對比如圖14所示。從圖13可以看出：隨著整流帽楔角減小，舵前緣整流帽激波干擾位置向上游移動，干擾熱流略有升高；除舵尖已超出整流帽展向范圍的10°舵偏條件外，整流帽楔角減小導致舵尖熱流顯著升高；隨著舵偏角增加，楔角減小導致的舵尖附近平板干擾區熱流升高逐漸顯現；整流帽楔角減小導致舵軸及附近平板干擾區熱流升高。

圖13 不同整流帽楔角時流動結構對比Fig.13 Comparison of flow structures at different deflection angles of rectifying wedge

圖14 不同整流帽楔角時典型部位峰值熱流St對比Fig.14 Comparison of peak flow fluxes at typical position at different deflection angles of rectifying wedge

3.3.2 整流帽展寬影響

本節針對展向寬度140 mm和200 mm兩種不同展向寬度整流帽外形開展整流帽展向寬度影響研究。不同展向寬度整流帽外形下，典型部位峰值熱流St對比曲線如圖15所示。從圖15可以看出：隨著整流帽寬度的增加，舵前緣熱流變化較小；舵尖未超過整流帽展向寬度范圍的0°與5°舵偏情況下，舵尖及附近平板干擾區熱流變化較小，但10°舵偏情況下，整流帽展向寬度由140 mm增加至200 mm，舵尖由超過整流帽展向寬度范圍變為被整流帽展寬范圍所包絡，舵尖及附近平板干擾區熱流顯著降低；舵軸熱流隨著整流帽寬度的增加而降低。

圖15 不同整流帽展向寬度時典型部位峰值熱流St對比Fig.15 Comparison of peak flow fluxes at typical positions on spanwise width of rectifying wedge

4 結論

本文采用經試驗驗證的數值模擬方法開展了整流帽布局及整流帽幾何參數對全動舵附近流動結構及熱環境分布規律的影響研究。所得主要結論如下：

1)整流帽的存在會導致全動舵前緣形成激波- 激波干擾，但干擾程度較弱；高速來流經過整流帽時將產生激波減速，隨后在整流帽下游迅速膨脹分離，流動速度和加熱能力均顯著降低。

2)整體上，增加整流帽布局能夠顯著改善整流帽展向寬度范圍內的全動舵及附近的平板氣動熱環境；全動舵舵尖峰值熱流下降平均可達約80%；舵尖附近平板干擾區峰值熱流降低平均可達51%；舵軸峰值熱流降低可達19%；舵軸附近平板干擾區峰值熱流降低可達41%；舵尖與舵前緣整體峰值熱流降低可達65%.

3)隨著整流帽楔角減小，舵前緣整流帽激波干擾位置向上游移動，全動舵氣動加熱整體呈惡化趨勢；隨著整流展寬增加，全動舵氣動加熱進一步減輕。

本文研究結果可以為基于熱環境約束的飛行器氣動外形優化設計提供參考。