李佳威，李明震，趙 超，伍耐明

（1.北京航空航天大學(xué)，北京 100191；2.中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所，北京 100190）

1 前言

S形進(jìn)氣道由于其具有迎風(fēng)面積較小、可減小飛機(jī)雷達(dá)散射截面積等特點(diǎn)，越來(lái)越多地被應(yīng)用在飛行器設(shè)計(jì)中。但由于其幾何形狀特殊，不斷提高的偏置率將使流場(chǎng)的彎道曲率不斷加大。高速氣流在通過(guò)彎道時(shí)，由于離心力作用以及吸入機(jī)身附面層，導(dǎo)致流場(chǎng)中出現(xiàn)二次流動(dòng)或附面層發(fā)展甚至分離等現(xiàn)象［1］。以上現(xiàn)象隨流動(dòng)向下游發(fā)展并最終進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)，破壞壓氣機(jī)的穩(wěn)定性，嚴(yán)重時(shí)可造成壓氣機(jī)喘振。為了保證發(fā)動(dòng)機(jī)與飛機(jī)的運(yùn)行安全，需要通過(guò)對(duì)進(jìn)氣道內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行流動(dòng)控制來(lái)減小進(jìn)氣道出口流場(chǎng)的畸變強(qiáng)度。

流動(dòng)控制是航空航天研究的一個(gè)熱點(diǎn)［2，3］，是流體技術(shù)最主要的研究領(lǐng)域之一。流動(dòng)控制技術(shù)可以分為主動(dòng)控制與被動(dòng)控制兩類，但被動(dòng)控制技術(shù)適應(yīng)性較差，近年來(lái)相關(guān)研究重點(diǎn)都集中在主動(dòng)流動(dòng)控制技術(shù)領(lǐng)域。

激勵(lì)器作為主動(dòng)流動(dòng)控制的執(zhí)行機(jī)構(gòu)，用于在流場(chǎng)中形成穩(wěn)態(tài)射流、合成射流或脈沖射流等。目前關(guān)于射流激勵(lì)器的研究主要集中在合成射流激勵(lì)器，而脈沖射流激勵(lì)器的研究并不多。脈沖射流激勵(lì)器相比其他形式的激勵(lì)器具有明顯的優(yōu)勢(shì)，其原理是利用高頻脈沖射流在流場(chǎng)主流方向纏繞上流向渦，進(jìn)而改變流場(chǎng)狀態(tài)。和其他形式的射流進(jìn)行比較，脈沖射流在占空比為50%，質(zhì)量流量相同的情況下，射流速度更大，更有利于流動(dòng)摻混，進(jìn)而對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生更大的擾動(dòng)［4］。由于脈沖射流激勵(lì)器可以達(dá)到較高的頻率與射流速度，所有該項(xiàng)技術(shù)有望應(yīng)用于航空器S形進(jìn)氣道內(nèi)流動(dòng)分離的控制、發(fā)動(dòng)機(jī)推力矢量控制等較高工況的場(chǎng)合。

本文以S形進(jìn)氣道的主動(dòng)流動(dòng)控制要求設(shè)計(jì)一種高性能脈沖射流激勵(lì)器。并針對(duì)激勵(lì)器的頻率、氣源壓力等控制參數(shù)對(duì)射流出口速度的動(dòng)態(tài)特性的影響進(jìn)行試驗(yàn)。

2 錐管式脈沖射流激勵(lì)器設(shè)計(jì)

常規(guī)的脈沖射流激勵(lì)器主要為電磁閥式與滑片式等［5，6］。但普遍存在激勵(lì)器低頻、低速或者泄漏嚴(yán)重等問(wèn)題。本文設(shè)計(jì)的錐管式脈沖射流激勵(lì)器采用軸向進(jìn)氣、內(nèi)腔儲(chǔ)壓與徑向排氣的結(jié)構(gòu)形式，有效地提高了激勵(lì)器的進(jìn)排氣效率［6］。同時(shí)激勵(lì)器定子與轉(zhuǎn)子之間采用圓錐面保證轉(zhuǎn)子定位與密封，解決密封與高速運(yùn)行穩(wěn)定的問(wèn)題。

最終設(shè)計(jì)出的脈沖射流激勵(lì)器具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、射流頻率高以及調(diào)控精確等特點(diǎn)，具體結(jié)構(gòu)如圖所示。激勵(lì)器主要由固定錐套、轉(zhuǎn)動(dòng)錐管以及動(dòng)力系統(tǒng)組成。錐管與錐套內(nèi)腔為錐面，保證激勵(lì)器內(nèi)腔密封與同軸定位。在錐管上開有閥門孔，直徑為4 mm，沿軸向間距7 mm均勻布置8組，每組周向均勻布置6個(gè)。錐套上開有噴氣孔，直徑為4 mm，沿軸向間距7 mm均勻布置8個(gè)，并與錐管的閥門孔位置對(duì)應(yīng)。噴氣孔的編號(hào)如圖1所示。激勵(lì)器轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)由直流電機(jī)驅(qū)動(dòng)，通過(guò)改變驅(qū)動(dòng)電壓進(jìn)行轉(zhuǎn)速控制，并使用轉(zhuǎn)速儀進(jìn)行電機(jī)轉(zhuǎn)速的監(jiān)測(cè)。

圖1 激勵(lì)器結(jié)構(gòu)示意1～8.噴氣孔

激勵(lì)器的工作方式為軸向進(jìn)氣，由動(dòng)力系統(tǒng)帶動(dòng)錐管高速轉(zhuǎn)動(dòng)，使閥門孔與噴氣孔的相對(duì)運(yùn)動(dòng)形成高速閉合開關(guān)。在腔內(nèi)壓力與閉合開關(guān)作用下產(chǎn)生的脈沖射流沿徑向噴射。射流高速開關(guān)的頻率f為：

式中 f——射流頻率，Hz

N——錐管周向氣孔數(shù)量

ω——電機(jī)轉(zhuǎn)速，r/min

3 試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)

測(cè)試系統(tǒng)如圖2所示，包括射流總壓動(dòng)態(tài)傳感器、射流靜壓動(dòng)態(tài)傳感器、激勵(lì)器氣源總壓傳感器以及信號(hào)處理采集設(shè)備等主要部件。射流總壓動(dòng)態(tài)傳感器使用kulite XT-190M-50A型傳感器，靜壓動(dòng)態(tài)傳感器使用kulite XT-140M-20A型傳感器。激勵(lì)器氣源總壓傳感器型號(hào)為MIK-P300型，量程0～1 MPa。信號(hào)處理與采集分別采用DH3840型可編程信號(hào)放大器與NI PCI-6255型高速多功能采集板卡進(jìn)行信號(hào)放大與采集。最后通過(guò)計(jì)算機(jī)進(jìn)行數(shù)據(jù)記錄與分析。本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)的采集頻率設(shè)置為10000 Hz。

圖2 激勵(lì)器特性測(cè)試系統(tǒng)示意

系統(tǒng)中兩型kulite動(dòng)態(tài)傳感器采用惠斯登全橋壓力感應(yīng)原理，分辨率可達(dá)無(wú)限小，綜合誤差為±0.1%（F·S）。氣源總壓傳感器MIK-P300的綜合誤差為±1%（F·S）。DH3840型放大器的增益準(zhǔn)確度為0.5%（F·S），非線性度小于0.05%，失真度不大于1%。在試驗(yàn)系統(tǒng)搭建完成后，使用標(biāo)準(zhǔn)壓力標(biāo)定儀對(duì)測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行標(biāo)定，標(biāo)定結(jié)果顯示系統(tǒng)精度、線性度等參數(shù)均符合試驗(yàn)要求。

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

本文試驗(yàn)中，除“射流噴口位置對(duì)射流性能的影響”的試驗(yàn)是對(duì)所有噴口射流進(jìn)行試驗(yàn)外，其余試驗(yàn)均只對(duì)距離氣源入口56 mm的8號(hào)噴口進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)量。試驗(yàn)中計(jì)算機(jī)采集到的傳感器數(shù)據(jù)是試驗(yàn)系統(tǒng)輸出的電壓信號(hào)，需要通過(guò)數(shù)據(jù)處理得出壓力數(shù)據(jù)。傳感器經(jīng)信號(hào)放大器輸出的電壓值Uout與氣流壓力p有以下關(guān)系式：

式中 Uout——采集信號(hào)電壓值，mV

a——?dú)饬魉俣葹榱銜r(shí)系統(tǒng)輸出電壓，mV

k——輸出電壓與實(shí)際壓力的比例系數(shù)

p——試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)處壓力，kPa

由于選用的動(dòng)態(tài)傳感器是絕壓型，a值與試驗(yàn)時(shí)當(dāng)?shù)卮髿鈮簭?qiáng)P∞有關(guān)，須在每次試驗(yàn)時(shí)實(shí)時(shí)測(cè)定。系數(shù)k為測(cè)量系統(tǒng)搭建完成后，使用標(biāo)準(zhǔn)壓力標(biāo)定儀確定。

如圖3所示氣源總壓為265 kPa，激勵(lì)器電機(jī)轉(zhuǎn)速3070 r/min時(shí)，脈沖射流在連續(xù)6個(gè)周期的總壓P＊與靜壓P的壓力波形。從圖中可以看出射流效果明顯，且錐管轉(zhuǎn)動(dòng)一周所形成的6次射流狀態(tài)基本一致，占空比為50%。

圖3 射流總壓、靜壓波形

圖4為對(duì)射流總壓數(shù)據(jù)進(jìn)行頻譜分析，分析結(jié)果顯示在fmax=307時(shí)，總壓波形達(dá)到最大峰值，與電機(jī)轉(zhuǎn)速儀顯示的轉(zhuǎn)速相對(duì)應(yīng)，說(shuō)明激勵(lì)器射流頻率可控、穩(wěn)定。

圖4 總壓數(shù)據(jù)頻譜分析

在激勵(lì)器使用過(guò)程中關(guān)注的是射流速度，所以需要對(duì)采集的壓力數(shù)據(jù)進(jìn)行換算。由于激勵(lì)器氣源由處于室溫的壓縮氣罐提供，且激勵(lì)器內(nèi)部相對(duì)滑動(dòng)部件均做潤(rùn)滑處理。所以在速度的合成過(guò)程中使氣流總溫近似不變。射流速度v的計(jì)算過(guò)程如下：

其中

式中 Ma——測(cè)點(diǎn)處射流馬赫數(shù)

c——測(cè)點(diǎn)處聲速，m/s

R——?dú)怏w常熟，J/（kg·K）

T，T＊，T*

∞—— 測(cè)點(diǎn)靜溫、射流總溫與環(huán)境溫度，K

P＊——測(cè)點(diǎn)的總壓，kPa

P——測(cè)點(diǎn)的靜壓，kPa

對(duì)于空氣，k=1.4，R=287.06 J/（kg·K）。

4.1 氣源總壓對(duì)射流性能的影響

試驗(yàn)中，激勵(lì)器氣源總壓P＊IN被分別設(shè)置為125，200，265和355 kPa。射流頻率固定在200 Hz。通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的觀察，發(fā)現(xiàn)不同氣源總壓條件下均可產(chǎn)生穩(wěn)定脈沖射流，但射流達(dá)到的最高速度vmax卻有較大的差異。圖5為4種氣源總壓工況下4個(gè)連續(xù)周期的射流速度波形曲線，圖6為4組射流所能達(dá)到的最高速度vmax。

圖5 不同氣源壓力200 Hz射流速度波形

圖6 200 Hz射流最高速度曲線

通過(guò)觀察圖6，可以發(fā)現(xiàn)隨著氣源總壓的提高，速度波形曲線波峰vmax不斷提高，當(dāng)P＊IN為125 kPa時(shí)，vmax為112 m/s，當(dāng)P＊IN為355 kPa時(shí)，vmax可達(dá)360 m/s，證明氣源總壓P＊IN對(duì)射流峰值速度vmax影響較大。同時(shí)，由于提高氣源總壓P＊

IN導(dǎo)致氣體密度增加，噴嘴在閥門關(guān)閉后泄壓至零過(guò)程需要更長(zhǎng)時(shí)間，因此出現(xiàn)了圖5中速度波形波谷的零點(diǎn)平直段逐漸縮小，甚至還未降為0就進(jìn)入下一射流周期的現(xiàn)象。

當(dāng)氣源總壓P＊IN提高至400 kPa時(shí)，射流的壓力波形出現(xiàn)了圖7所示的現(xiàn)象。圖7中射流總壓P＊與靜壓P的波形曲線每個(gè)周期都出現(xiàn)了雙波峰，且每個(gè)波形的頻率都為200 Hz。根據(jù)分析，此時(shí)在射流中出現(xiàn)了激波現(xiàn)象。當(dāng)射流速度v達(dá)到聲速時(shí)在探針等迎風(fēng)面出現(xiàn)激波，v繼續(xù)加快，激波強(qiáng)度加大，并移動(dòng)到探針前，導(dǎo)致探針測(cè)點(diǎn)處的壓力下降。當(dāng)v開始下降，激波強(qiáng)度減弱，探針測(cè)點(diǎn)處壓力上升。當(dāng)激波消失后，探針又測(cè)量到射流的真實(shí)壓力。

圖7 氣源總壓400 kPa，頻率200 Hz時(shí)射流總壓、靜壓波形

4.2 激勵(lì)器頻率對(duì)射流性能的影響

試驗(yàn)分為4組，氣源總壓P＊IN分別保持在125，200，265 和 355 kPa。每組試驗(yàn)的射流在50～800 Hz中選取10個(gè)特征頻率進(jìn)行采集。

圖8為4種氣源總壓條件下，不同激勵(lì)器頻率f對(duì)射流最高速度vmax的影響。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，除氣源壓力為355 kPa工況下射流最大速度出現(xiàn)在50 Hz外，其他3個(gè)氣源壓力工況下的射流最高速度均有隨頻率先升高后降低的趨勢(shì)。其中125 kPa總壓條件下的曲線峰值出現(xiàn)在400 Hz，200 kPa與265 kPa總壓條件下的曲線峰值出現(xiàn)在100 Hz左右。

圖8 不同頻率時(shí)最高速度曲線

從圖可看出，4組曲線的下降段基本呈線性，且斜率相同。這說(shuō)明在氣源總壓P＊IN固定的條件下，曲線下降的原因僅與頻率f有關(guān)。同時(shí)，4組曲線出現(xiàn)峰值的頻率有隨P＊IN提高而降低的趨勢(shì)，說(shuō)明曲線的拐點(diǎn)頻率與P＊IN有關(guān)。

圖9為4組試驗(yàn)中部分頻率下2個(gè)射流周期的速度波形。

圖9 4種氣源總壓工況下2個(gè)射流周期的速度波形

式中 ρ——密度，kg/m3

V——控制體內(nèi)的微元體積，m3

v——控制面上流體的速度，m/s

A——控制面面積，m2

該式說(shuō)明控制體內(nèi)流體質(zhì)量的減小率等于通過(guò)控制面A流體的凈流出率。由于氣源總壓等參數(shù)在同一組試驗(yàn)中均保持不變，則可近似認(rèn)為ρ，A與v條件相同，噴嘴內(nèi)流體質(zhì)量的減小率也為相同的變化規(guī)律。這說(shuō)明在氣源總壓P＊IN不變的條件下，噴嘴內(nèi)流體質(zhì)量減少或增加多少，只與時(shí)間有關(guān)。當(dāng)激勵(lì)器頻率f增高，閥門開關(guān)時(shí)間縮短，導(dǎo)致了射流速度未到最大，閥門便開始關(guān)閉，此后在波形下降過(guò)程中還未降至最低，閥門便進(jìn)入下一射流周期，出現(xiàn)圖中的波形整體幅值減小的現(xiàn)象。

在對(duì)圖8的分析中，還發(fā)現(xiàn)射流最高速度曲線的拐點(diǎn)頻率與氣源總壓有關(guān)。圖10為激勵(lì)器閥門開啟過(guò)程，如圖所示的閥門在0.5周期完全開啟前，激勵(lì)器內(nèi)腔已經(jīng)與外界接通并開始?jí)毫ζ胶膺^(guò)程。當(dāng)頻率f較低時(shí)，這一過(guò)程的時(shí)間較長(zhǎng)，造成激勵(lì)器內(nèi)腔較多的流量損失。由于氣源總壓由減壓閥進(jìn)行調(diào)節(jié)，設(shè)置較低時(shí)其輸出的流量也較低，使內(nèi)腔流量無(wú)法得到有效補(bǔ)充。因此圖9中50 Hz時(shí)速度波形的峰值出現(xiàn)在0.5周期前，且隨閥門開度繼續(xù)加大，射流的速度v提前下降。此時(shí)，若需要在相同氣源總壓條件下提高射流速度，則需要減少閥門開啟時(shí)間，即提高激勵(lì)器頻率f，以減少內(nèi)腔流量損失。另一方面，過(guò)高的頻率f會(huì)導(dǎo)致射流速度波形幅值降低，因此射流最高速度曲線出現(xiàn)的峰值是氣源總壓與頻率f共同作用的結(jié)果。提高即提高激勵(lì)器內(nèi)腔在0.5周期前的流量補(bǔ)充能力，使射流最高速度曲線出現(xiàn)峰值的頻率降低。

圖10 激勵(lì)器閥門開啟過(guò)程

4.3 射流噴口位置對(duì)射流性能的影響

錐管式脈沖射流激勵(lì)器沿軸向均勻布置8個(gè)射流噴口，每個(gè)噴口間距為7 mm。1號(hào)孔距離氣源入口7 mm。試驗(yàn)工況設(shè)定為氣源總壓265 kPa，射流頻率為300 Hz。試驗(yàn)結(jié)果如圖11所示。

圖11 265 kPa，300 Hz工況條件下不同位置噴孔最大射流速度

試驗(yàn)結(jié)果顯示，隨著噴孔至氣源入口的距離的增加，其產(chǎn)生的射流的最高速度也隨之上升。根據(jù)分析，出現(xiàn)這種變化規(guī)律的原因是因?yàn)樵诩?lì)器運(yùn)行過(guò)程中，隨著射流噴射，激勵(lì)器內(nèi)腔內(nèi)流體也在進(jìn)行著流動(dòng)。設(shè)軸向第N孔位置的內(nèi)腔橫截面上的流量為mN，則內(nèi)腔流體在沿軸向8號(hào)孔位置的流量m8等于8號(hào)孔射流所噴射出的流量，在沿軸向7號(hào)孔位置的流量m7則等于7號(hào)與8號(hào)孔射流流量之和。以此類推，內(nèi)腔流體在1號(hào)孔位置的流量m1則最大。設(shè)在第N孔位置的內(nèi)腔橫截面上的密度、面積與流速分別為 ρN，AN與VN，而根據(jù)流量公式mN=ρNANVN，內(nèi)腔橫截面積AN與流體密度 ρN近似相等，則流速VN將隨流量mN的增加而加快。根據(jù)伯努利方程，速度VN的增加可導(dǎo)致壁面上的靜壓降低，進(jìn)而使作用在閥孔上的壓力降低，使射流速度下降。

5 結(jié)論

（3）由于激勵(lì)器內(nèi)腔中的氣體流動(dòng)的原因，距離氣源入口越遠(yuǎn)的噴口可以得到更大的射流速度。

通過(guò)以上試驗(yàn)結(jié)果，可在激勵(lì)器的使用與改進(jìn)過(guò)程中，根據(jù)需要合理選用氣源總壓與頻率f。為了獲得更高的射流速度，也應(yīng)該盡量選取激勵(lì)器內(nèi)腔中最遠(yuǎn)端位置的噴口。

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