劉沛聰，周楷文，王士奇，溫新

1.上海交通大學(xué)，上海 200240

2.中國(guó)航空發(fā)動(dòng)機(jī)研究院，北京 101304

推力矢量（TV）技術(shù)是一種對(duì)噴氣式飛行器發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管或其噴流的方向進(jìn)行偏轉(zhuǎn)，以此為飛行器提供前進(jìn)動(dòng)力與偏離發(fā)動(dòng)機(jī)主軸的額外三軸力和力矩，從而補(bǔ)充或取代常規(guī)舵面的技術(shù)[1]。推力矢量技術(shù)能夠在減少機(jī)械常規(guī)舵面的使用的前提下快速改變飛行器驅(qū)動(dòng)力的方向，顯著改善飛行器在大迎角、失速飛行情形下的飛行性能，增強(qiáng)飛行器的機(jī)動(dòng)性和隱身性，在短距起降、超聲速飛行和協(xié)同航母作業(yè)等方面具有重要的作用，是飛行器未來(lái)發(fā)展的重要技術(shù)[2-3]。

傳統(tǒng)推力矢量技術(shù)是通過(guò)尾噴管機(jī)械偏轉(zhuǎn)的方式來(lái)實(shí)現(xiàn)的，又被稱為機(jī)械矢量控制，如燃?xì)舛鎇4]、擾流片[5]和折流板[6]等方式。機(jī)械矢量控制的優(yōu)點(diǎn)在于控制原理簡(jiǎn)單，且控制規(guī)律比較線性，易于投入實(shí)用，但是結(jié)構(gòu)較笨重，重量（質(zhì)量）和維護(hù)成本偏高，且活動(dòng)部件多，提高飛行阻力的同時(shí)損害了隱身性能。1963 年，Brοadwell[7]提出了一種流體注入式的噴嘴，通過(guò)二次流的注射來(lái)偏轉(zhuǎn)主流。1982年，這種方式被首次定義為流體推力矢量控制（FTVC）[8]。流體推力矢量控制的優(yōu)點(diǎn)在于噴管固定、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、維護(hù)成本低、重量更輕和壽命更長(zhǎng)，具有更快的偏轉(zhuǎn)響應(yīng)，并且能夠去除飛行器外形的縫隙和移動(dòng)部件，滿足光滑、連續(xù)外模線要求，提高飛行器的隱身性能和生存能力[9]。根據(jù)Deere[10]的總結(jié)，將流體推力矢量控制技術(shù)分為激波矢量控制[11]、喉道偏移[12]、雙喉道[13]、逆向流[14]和同向流[15]等方法。激波矢量控制是通過(guò)在噴管內(nèi)注入二次流與主流干擾產(chǎn)生的激波以偏轉(zhuǎn)主流，文獻(xiàn)[11]使用激波矢量控制，通過(guò)旁道噴射增強(qiáng)對(duì)主流的控制，在二次流比為10%時(shí)得到了18.1°的偏轉(zhuǎn)角。喉道偏移法的二次流通道在喉道處，推力損失要低于激波矢量控制。Deere 等[13]通過(guò)對(duì)噴管的喉道進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，提出了雙喉道噴管（DTN），得到了更大的矢量控制效率。逆向流法是指在主噴管兩側(cè)切向的二次流道內(nèi)通過(guò)抽吸產(chǎn)生負(fù)壓，進(jìn)而使主射流偏轉(zhuǎn)的技術(shù)，Alvi等[14]使用逆向流方法對(duì)Ma1.4主流在外流下的偏轉(zhuǎn)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)矢量偏轉(zhuǎn)角高達(dá)22°。逆向流法能以較小的二次流消耗實(shí)現(xiàn)極大的偏轉(zhuǎn)角，然而遲滯效應(yīng)、易吸入碎片、集成困難的缺點(diǎn)限制了逆向流的發(fā)展。同向流法基于與主射流方向平行的二次流和主流附壁的康達(dá)效應(yīng)（Cοanda effect）的原理對(duì)主流進(jìn)行控制，在實(shí)現(xiàn)較高的矢量效率的同時(shí)最大程度地減少了推力損失，在流體推力矢量技術(shù)中得到更廣泛的發(fā)展。BAE 在DEMON 號(hào)無(wú)人機(jī)上使用同向流矢量控制，并于2010年成功實(shí)現(xiàn)了試飛[15]。

早在2002 年，Masοn 等[16]就發(fā)起了對(duì)同向流矢量控制概念的研究，將同向流應(yīng)用在矩形噴嘴的亞聲速主流的控制上，并在質(zhì)量流量比為5%左右時(shí)實(shí)現(xiàn)了20°的矢量偏角。Heο 等[17]對(duì)采用同向流的FTVC 系統(tǒng)的運(yùn)行參數(shù)和動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了研究，在二次流壓力120kPa、主流壓力300kPa 時(shí)得到了高達(dá)10°的偏轉(zhuǎn)角。

Warsοp等[18]對(duì)基于康達(dá)效應(yīng)的主動(dòng)流動(dòng)控制技術(shù)進(jìn)行了歸納，指出了在康達(dá)流控制中對(duì)氣動(dòng)力特性最為重要的參數(shù)是主噴管高和康達(dá)壁面半徑的比值H/R。另外，Warsοp等[18]提出在同向流矢量控制的控制響應(yīng)曲線中可能會(huì)在線性區(qū)前出現(xiàn)反向控制區(qū)，并將其定義為雙穩(wěn)態(tài)區(qū)，要消除雙穩(wěn)態(tài)區(qū)，可以采用兩側(cè)控制面同時(shí)吹氣的方法，或者在主噴管和二次流道之間設(shè)立一個(gè)反向臺(tái)階。設(shè)立反向臺(tái)階可以增加無(wú)二次流下主流中性狀態(tài)的穩(wěn)定性，提高控制響應(yīng)的線性程度，但會(huì)造成整體矢量控制增益的降低。Warsοp 等[18]的進(jìn)一步研究表明，H/R過(guò)低時(shí)容易出現(xiàn)雙穩(wěn)態(tài)現(xiàn)象。Gill[19]也提出了相似的觀點(diǎn)。認(rèn)為H/R為0.2 時(shí)，可以實(shí)現(xiàn)無(wú)雙穩(wěn)態(tài)的有效同向流矢量控制。他還認(rèn)為噴管的三維效應(yīng)會(huì)讓其矢量效率低于二維理想案例，因此，大寬高比（AR）的噴嘴得到了更廣泛的應(yīng)用。然而，AR越大，所需控制的區(qū)域就越大，二次流的消耗也越大，因此在結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)中，應(yīng)采用較小的AR。Gill還提出康達(dá)壁面的終止角θ與矢量效率有關(guān)。另外，Gill推測(cè)控制面與二次流道之間的唇厚t會(huì)影響系統(tǒng)效率，Sοng 等[20]對(duì)這一猜測(cè)進(jìn)行了風(fēng)洞驗(yàn)證，試驗(yàn)中使用Ma2.0的超聲速主流，以反向臺(tái)階高度和唇厚t作為參數(shù)設(shè)立不同的同向流矢量噴管，通過(guò)多分量力測(cè)量?jī)x對(duì)其進(jìn)行測(cè)力。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，不設(shè)立唇厚和臺(tái)階，能夠在二次流消耗低至10%的前提下產(chǎn)生20°的偏轉(zhuǎn)角，而設(shè)立唇厚和臺(tái)階后也能實(shí)現(xiàn)可觀的偏轉(zhuǎn)角和更近線性的控制響應(yīng)曲線。因此，可以設(shè)立固定的唇厚t以保證較為線性的控制響應(yīng)曲線，而終止角θ和H/R對(duì)同向流矢量控制的影響值得進(jìn)一步研究。

DEMON 無(wú)人機(jī)的研究中指出，同向流矢量控制的缺點(diǎn)在于二次氣源耗量大、外接氣路復(fù)雜等[15]。這是因?yàn)橥蛄魇噶靠刂破D(zhuǎn)主流的原理是主流和控制面的康達(dá)效應(yīng)，而康達(dá)效應(yīng)的產(chǎn)生建立在射流邊界層和控制面之間的流體摻混和卷吸作用之上[19]。非穩(wěn)態(tài)射流具有強(qiáng)烈的高頻致動(dòng)性質(zhì)，相比于穩(wěn)態(tài)的定常射流（SJ）而言，非穩(wěn)態(tài)射流更能加強(qiáng)射流的摻混和卷吸作用，從而有助于提高矢量控制的效率。然而，目前大多數(shù)產(chǎn)生非穩(wěn)態(tài)射流都涉及運(yùn)動(dòng)部件，振蕩射流激勵(lì)器或稱振蕩器無(wú)需運(yùn)動(dòng)部件就能產(chǎn)生高頻響應(yīng)的非穩(wěn)態(tài)振蕩射流（SWJ），在沖擊換熱[21]、增升減阻[22]等流動(dòng)控制領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。它由一個(gè)混合室和兩個(gè)反饋通道組成，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、效果穩(wěn)定，因此考慮將使用振蕩射流或定常射流作為參數(shù)，進(jìn)行優(yōu)化分析。

為了探究高速主流下二次流類型、二次流陣列個(gè)數(shù)、康達(dá)壁面半徑和終止角等參數(shù)對(duì)同向流矢量控制的影響，本文設(shè)計(jì)了不同幾何構(gòu)型的同向流矢量噴管試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，采用天平測(cè)試系統(tǒng)等方法對(duì)比，研究了9 種不同的噴管模型的力學(xué)特性，以獲得矢量偏轉(zhuǎn)力隨次主質(zhì)量流量比變化的控制規(guī)律。

1 試驗(yàn)設(shè)置與方法

1.1 噴管試驗(yàn)裝置

噴管的主流由功率為25kW 的鼓風(fēng)機(jī)提供，用皮托管測(cè)量得知主流出口速度可達(dá)Ma0.35。二次流則單獨(dú)由2.25kW空氣壓縮機(jī)提供。試驗(yàn)所用噴管模型使用3D打印技術(shù)制作，幾何構(gòu)型如圖1所示。二次流與主流方向平行，使用振蕩射流作為二次流，增強(qiáng)康達(dá)效應(yīng)，增加康達(dá)壁面附近流體的摻混，促使主流向康達(dá)壁面?zhèn)绕D(zhuǎn)。影響矢量控制效率的幾何參數(shù)包括噴管寬高比AR、主噴管高H、主噴管側(cè)寬L、康達(dá)壁面半徑R、康達(dá)壁面終止角θ、次流道唇厚t，其他參數(shù)包括二次流陣列個(gè)數(shù)n、主流馬赫數(shù)Ma、次流和主流的質(zhì)量流量比（MFR）。為驗(yàn)證振蕩射流相比于定常射流作為二次流的有效性，在噴管設(shè)計(jì)中固定H=30mm，以二次流類型即使用SJ或SWJ為參數(shù)，與二次流陣列個(gè)數(shù)n、康達(dá)壁面半徑R即H/R、康達(dá)壁面終止角θ一并作為影響因素，以探討它們對(duì)矢量偏轉(zhuǎn)力的影響，采取的因素和水平見(jiàn)表1，使用的具體模型見(jiàn)表2。

表1 噴管參數(shù)化設(shè)計(jì)因素水平表Table 1 Factor level table of nozzle parametric design

表2 參數(shù)化設(shè)計(jì)噴管模型Table 2 Nozzle model of parametric design

圖1 噴管幾何構(gòu)型示意圖Fig.1 Geοmetric structure οf the thrust vectοr nοzzle

模型1是對(duì)照組，以三個(gè)定常射流為二次流，AR為2∶1，康達(dá)壁面半徑為70mm即H/R=0.43，θ為90°。為了探究振蕩射流與定常射流作為二次流的差別，設(shè)立模型2 為試驗(yàn)組，使用三個(gè)振蕩射流作為二次流，其余條件與模型1相同。再設(shè)立模型3、4 為試驗(yàn)組，模型2 為對(duì)照組，以確定二次流陣列個(gè)數(shù)的影響。設(shè)立模型5、6 和模型7、8 試驗(yàn)組分別與模型1、2對(duì)照，以確定康達(dá)壁面半徑R即H/R的影響。設(shè)立模型9 為試驗(yàn)組，模型2 為對(duì)照組，以確定康達(dá)壁面終止角θ的影響。

本文使用的噴管模型的唇厚t固定為1.5mm，AR 固定為2∶1，并且在使用多個(gè)振蕩器陣列的模型中，為了確保其二次流影響區(qū)域的均勻性，將振蕩射流激勵(lì)器間隔7mm放置在主噴管一側(cè)。試驗(yàn)的主流馬赫數(shù)均為Ma0.35，噴管高H=30mm，噴管側(cè)寬L=60mm，R=50mm、60mm 和70mm 分別對(duì)應(yīng)的H/R值為0.6、0.5、0.429。在二次流流量范圍為0～400SLPM，即次/主質(zhì)量流量比MFR=0～2.48 下對(duì)每個(gè)模型進(jìn)行流體矢量控制試驗(yàn)。

1.2 二次流激勵(lì)器構(gòu)型設(shè)置

振蕩器產(chǎn)生振蕩射流的原理是由于康達(dá)效應(yīng)，振蕩器內(nèi)部通過(guò)入口進(jìn)入的射流被吸附到振蕩器內(nèi)部一邊的側(cè)壁上，在出口附近射流的一部分通過(guò)反饋渠道返回到入口，推動(dòng)射流，使其被吸附到振蕩器內(nèi)部另一邊的側(cè)壁上。由此，從射流振蕩器射出的便是具有周期性的振蕩射流。振蕩射流的振蕩頻率從1Hz到上千赫[茲]不等，具體取決于激勵(lì)器幾何結(jié)構(gòu)、工質(zhì)和提供的質(zhì)量流量。本文研究所用振蕩射流和定常射流的構(gòu)型和具體設(shè)置可參考以往研究[23]。

本文采用的振蕩射流激勵(lì)器和定常射流激勵(lì)器的喉部尺寸均為2mm×1.6mm，喉部截面積均為3.2mm2。

1.3 天平測(cè)力系統(tǒng)

本文采用天平測(cè)力系統(tǒng)對(duì)噴管的法向矢量偏轉(zhuǎn)力進(jìn)行測(cè)量。天平測(cè)力系統(tǒng)由噴嘴、天平、供電與信號(hào)傳輸設(shè)備、數(shù)據(jù)采集計(jì)算機(jī)組成，如圖2所示。其中，天平采用的是艾利遜5041 型號(hào)三軸力傳感器，技術(shù)指標(biāo)見(jiàn)表3。天平設(shè)置在噴嘴的出口側(cè)向壁面處，用來(lái)測(cè)量主流偏轉(zhuǎn)時(shí)的法向力，天平零點(diǎn)在主流速度恒定后標(biāo)定，在不同流量次流激勵(lì)下天平受到的力被轉(zhuǎn)換為模擬電子信號(hào)后傳輸給計(jì)算機(jī)，經(jīng)過(guò)數(shù)據(jù)采集軟件的采集和處理后得到主流穩(wěn)定后的矢量偏轉(zhuǎn)力Fz。

表3 天平主要技術(shù)參數(shù)Table 3 Main technical parameters of the load cell

圖2 天平測(cè)力系統(tǒng)設(shè)置圖Fig.2 Schematic οf lοad cell system setup

1.4 數(shù)據(jù)處理方法

每一個(gè)MFR 工況下天平測(cè)力數(shù)據(jù)的采集時(shí)間約為3～4s，取矢量偏轉(zhuǎn)力達(dá)到穩(wěn)定值的前2000個(gè)數(shù)據(jù)的均值作為該工況下的矢量偏轉(zhuǎn)力。用不同MFR 的次流激勵(lì)下的矢量偏轉(zhuǎn)力表征主流的偏轉(zhuǎn)情況，并繪制控制曲線。本文通過(guò)分析控制曲線的線性度以評(píng)估控制的穩(wěn)定性，采用效率來(lái)評(píng)價(jià)推力矢量控制的性能。參考以往的研究，效率由測(cè)力曲線達(dá)到飽和區(qū)前的最高矢量偏轉(zhuǎn)力除以對(duì)應(yīng)的質(zhì)量流量比得到[24]，如式（1）所示

式中，F(xiàn)sat為飽和區(qū)前最高矢量偏轉(zhuǎn)力；MFRsat為飽和區(qū)前最高矢量偏轉(zhuǎn)力對(duì)應(yīng)的次主質(zhì)量流量比；η為矢量偏轉(zhuǎn)力曲線的效率。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 振蕩射流和定常射流作為二次流對(duì)主流偏轉(zhuǎn)的影響

不同MFR，使用三個(gè)定常射流陣列或三個(gè)振蕩射流陣列、θ=90°且H/R=0.43 的噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力如圖3 所示。對(duì)應(yīng)的矢量偏轉(zhuǎn)力曲線的飽和區(qū)前最大矢量偏轉(zhuǎn)力和效率見(jiàn)表4。

表4 不同MFR， 使用三個(gè)定常射流陣列或三個(gè)振蕩射流陣列的θ=90°、H/R=0.43噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力的最大偏轉(zhuǎn)力和效率Table 4 Maximum vector defletion force and the efficiency of the vector defletion force of mainflow with nozzle of 3 SWJ or 3 SJ，θ=90°， H/R=0.43 for different MFR

圖3 不同MFR，使用三個(gè)定常射流陣列或三個(gè)振蕩射流陣列的θ=90°、H/R=0.43噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力Fig.3 Vectοr defletiοn fοrce οf mainflοw with nοzzle οf 3 SWJ οr 3 SJ, θ=90°, H/R=0.43 fοr different MFR

使用定常射流時(shí)，測(cè)力曲線在MFR=1.5%附近出現(xiàn)了明顯的突跳和不穩(wěn)定性，在線性區(qū)內(nèi)的線性也不夠好。相比之下，使用振蕩射流的測(cè)力曲線沒(méi)有發(fā)生突跳現(xiàn)象，整體平滑，線性度高，進(jìn)入飽和區(qū)的MFR值較小。在線性區(qū)，使用振蕩射流的偏轉(zhuǎn)力更大，控制增益更加明顯。振蕩射流相比于定常射流，能提高推力矢量控制曲線的線性度，改善控制曲線特性。

對(duì)應(yīng)最大矢量偏轉(zhuǎn)力和效率表可知，使用振蕩射流雖然減小了所能得到的最大矢量偏轉(zhuǎn)力，但大大提高了總體的控制曲線效率。用振蕩射流作為二次流的情況下，能夠以低于2%的二次流消耗實(shí)現(xiàn)比定常射流更大的高速主流矢量偏轉(zhuǎn)，控制效率提高了約37%。這是因?yàn)檎袷幧淞骶哂袕?qiáng)烈的非穩(wěn)態(tài)特性，相比于穩(wěn)定的定常射流，能在增強(qiáng)康達(dá)壁面附近流體摻混方面有更高的效率。因此，對(duì)于同向流矢量控制的二次流，振蕩射流是更為優(yōu)效的選擇。

2.2 二次流陣列個(gè)數(shù)對(duì)主流偏轉(zhuǎn)的影響

不同的MFR，使用不同數(shù)量振蕩射流陣列的θ=90°、H/R=0.43噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力如圖4所示。對(duì)應(yīng)的矢量偏轉(zhuǎn)力曲線的飽和區(qū)最大矢量偏轉(zhuǎn)力和效率見(jiàn)表5。

圖4 不同MFR，使用不同數(shù)量振蕩射流陣列的θ=90°、H/R=0.43噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力Fig.4 Vectοr defletiοn fοrce οf mainflοw with nοzzle οf different number οf SWJ, θ=90°, H/R=0.43 fοr different MFR

使用一個(gè)振蕩射流作為二次流時(shí)，測(cè)力曲線在MFR=1.2%附近發(fā)生了嚴(yán)重的突跳，整體曲線線性度低。使用兩個(gè)振蕩射流的曲線也出現(xiàn)了突跳現(xiàn)象，但突跳程度低于一個(gè)振蕩射流的情況，線性度有了明顯的改善，并且線性區(qū)內(nèi)的控制增益明顯更高。相比之下，使用三個(gè)振蕩射流的曲線更加光滑，線性度最高，但將兩個(gè)振蕩射流增加到三個(gè)的線性改善程度不如將一個(gè)振蕩射流增加到兩個(gè)時(shí)。此外，三個(gè)振蕩射流的曲線在線性區(qū)的增益與兩個(gè)振蕩射流相差不多。

對(duì)應(yīng)最大偏轉(zhuǎn)力和效率表，兩個(gè)振蕩射流陣列的推力矢量控制效率最高，其次是三個(gè)振蕩射流陣列，只使用一個(gè)振蕩射流的效率最低。將一個(gè)振蕩射流增加為兩個(gè)陣列，效率增加了約12%，低于定常射流換為振蕩射流的增益。而相比兩個(gè)振蕩射流陣列，使用三個(gè)陣列的最大偏轉(zhuǎn)力雖然更高，但是效率卻降低。其原因可能是試驗(yàn)為確保變量唯一，對(duì)每個(gè)振蕩射流激勵(lì)器設(shè)有統(tǒng)一的進(jìn)氣口，二次流流量一致的情況下，三個(gè)陣列中單個(gè)激勵(lì)器的流量更低。其他條件相同時(shí)，三個(gè)陣列需要更高的流量才能實(shí)現(xiàn)相同程度的流體摻混?？傊褂枚鄠€(gè)流體振蕩器陣列比使用單個(gè)陣列要更好，本文中使用兩個(gè)陣列或三個(gè)陣列效果更優(yōu)。

2.3 H/R對(duì)主流偏轉(zhuǎn)的影響

不同的MFR，使用三個(gè)振蕩射流或三個(gè)定常射流陣列、不同H/R值且θ=90°的噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力如圖5所示。

圖5 不同MFR，使用三個(gè)振蕩射流或三個(gè)定常射流陣列、不同H/R值且θ=90°的噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力Fig.5 Vectοr defletiοn fοrce οf mainflοw deflectiοn with nοzzle οf 3 SWJ οr 3 SJ, different values οf H/R and θ=90° fοr different MFR

結(jié)果顯示，單論控制曲線的線性程度而言，模型2的線性程度最好，其次是模型8，再次是模型1、模型6，然后依次是模型7、模型5?？颠_(dá)壁面半徑越大，H/R越小，則矢量控制特性越良好，且進(jìn)入飽和區(qū)的MFR 也更小。H/R=0.5 減小到0.43對(duì)偏轉(zhuǎn)曲線線性的影響程度不如定常射流換成振蕩射流的影響，但H/R從0.6 減小到0.5 對(duì)偏轉(zhuǎn)曲線線性的影響程度比定常射流換成振蕩射流的影響程度要大。這說(shuō)明H/R取0.6 或更高時(shí)，控制曲線線性度會(huì)急劇降低，控制特性惡化嚴(yán)重。

對(duì)應(yīng)最大偏轉(zhuǎn)力和效率表（見(jiàn)表6）可以發(fā)現(xiàn)，效率最高的依然是模型2，其次是模型1，再次是效率差別不大的模型8和模型6。效率最低的模型是差別不大的模型5和模型7。R越大，H/R越小，則效率越高，線性區(qū)的增益越大。

表6 不同MFR，使用三個(gè)振蕩射流或三個(gè)定常射流陣列、不同H/R值且θ=90°的噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力的最大偏轉(zhuǎn)力和效率Table 6 Maximum vector defletion force and the efficiency of the vector defletion force of mainflow with nozzle of 3 SWJ or 3 SJ， differents values of H/R and θ=90°for different MFR

使用三個(gè)振蕩射流陣列的情況下，H/R從0.6 減小到0.5，效率僅提高17%，但此時(shí)偏轉(zhuǎn)曲線線性得到比較明顯的改善。同樣條件下，H/R從0.5 減小到0.43，效率卻提高近49%。將H/R從0.6降至0.43，效率提高約74%。R對(duì)于效率的影響程度要比將二次流從定常射流換成振蕩射流要更大，H/R為0.43 的模型的控制特性最為優(yōu)效。另外，進(jìn)一步對(duì)比發(fā)現(xiàn)，康達(dá)壁面半徑較小、H/R較大時(shí)，使用定常射流和振蕩射流的效率差別并不大，甚至?xí)霈F(xiàn)使用定常射流時(shí)效率更高的情況。但H/R變小后，將二次流從定常射流換成振蕩射流所導(dǎo)致的效率增益也變大。使用三個(gè)定常射流時(shí)，控制特性還是隨H/R的減小而明顯改善，并沒(méi)有發(fā)現(xiàn)相反的規(guī)律。因此，康達(dá)壁面半徑即H/R是對(duì)矢量偏轉(zhuǎn)效率最重要的因素，較低的R即較高的H/R會(huì)導(dǎo)致矢量控制效率急劇降低，控制特性急劇惡化，甚至?xí)p輕其他參數(shù)的影響程度。

2.4 康達(dá)壁面終止角對(duì)主流偏轉(zhuǎn)的影響

不同的MFR，使用三個(gè)振蕩射流陣列、H/R=0.43、θ=68°或90°的噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力及對(duì)應(yīng)最大偏轉(zhuǎn)力和效率表分別如圖6和表7所示。

表7 不同MFR，使用三個(gè)定常射流陣列或三個(gè)振蕩射流陣列的θ=90°、H/R=0.43噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力的最大偏轉(zhuǎn)力和效率Table 7 Maximum vector deflection force and the efficiency of the vector deflection force of mainflow with nozzle of 3 SWJ or 3 SJ， θ=90°，and H/R=0.43 for different MFR

圖6 不同MFR，使用三個(gè)振蕩射流、H/R=0.43且θ=68°或90°的噴管的主流矢量偏轉(zhuǎn)力Fig.6 Vectοr deflectiοn fοrce οf mainflοw with nοzzle οf 3 SWJ, H/R=0.43 and θ=68°οr 90° fοr different MFR

從圖6和表7可以看出，θ=68°或90°對(duì)于矢量控制曲線的線性程度沒(méi)有影響，但是對(duì)于矢量控制效率有較大的影響。θ從68°提高到90°，其效率增加了42%，高于將二次流從定常射流換成振蕩射流的增益。康達(dá)壁面終止角θ是和系統(tǒng)增益密切相關(guān)的參數(shù)，θ越大，矢量控制效率越大，應(yīng)盡量使用較大的終止角，本文中θ=90°時(shí)最為有效。

圖7是不同噴管模型的矢量控制曲線的最大偏轉(zhuǎn)力和效率分布圖。由圖7 可知，對(duì)同向流矢量控制較好的參數(shù)選擇是模型2或者模型4，即使用兩個(gè)或三個(gè)振蕩二次流陣列，H/R=0.43，θ=90°。使用兩個(gè)振蕩射流陣列效率較高，但使用三個(gè)振蕩射流陣列能實(shí)現(xiàn)更大的矢量偏轉(zhuǎn)力。

3 結(jié)論

通過(guò)研究，可以得出以下結(jié)論：

（1） 用振蕩射流作為二次流，能夠以低于2%的二次流消耗實(shí)現(xiàn)比定常射流更大的高速主流矢量偏轉(zhuǎn)，控制效率大幅提升至約37%。相比于定常射流，使用振蕩射流作為二次流能一定程度上改善矢量控制曲線的線性度。

（2） 使用的二次流陣列個(gè)數(shù)越多，H/R越小，終止角θ越大，矢量控制的效率就越高，并且矢量控制曲線的線性度越高，控制越穩(wěn)定。本文所給出的一套最佳噴管參數(shù)為使用兩個(gè)或三個(gè)振蕩二次流陣列、H/R=0.43、θ=90°。

（3） 康達(dá)壁面半徑R或主噴管高與康達(dá)壁面半徑的比值H/R是對(duì)矢量偏轉(zhuǎn)效率以及控制穩(wěn)定性最重要的因素。H/R越低，控制效率越高，控制曲線線性度越高，控制特性越平穩(wěn)。使用三個(gè)振蕩射流陣列作為二次流的條件下，H/R從0.5減小到0.43，控制效率提高近49%，將H/R從0.6降至0.43，效率提高約74%。

（4）H/R和終止角θ對(duì)矢量控制效率的影響最大，其次是二次流類型，而二次流陣列個(gè)數(shù)對(duì)效率僅有一定影響；H/R和二次流陣列個(gè)數(shù)對(duì)于控制穩(wěn)定性（線性度）的影響最大，其次是二次流類型，而終止角θ對(duì)控制穩(wěn)定性幾乎沒(méi)有影響。二次流陣列個(gè)數(shù)低于兩個(gè)，H/R高于0.6時(shí)，控制曲線會(huì)發(fā)生很明顯的突跳，線性度明顯降低；H/R取0.6 以上時(shí)，矢量控制特性會(huì)急劇惡化，甚至?xí)p輕其他參數(shù)的影響程度，H/R的具體取值需要在試驗(yàn)或工程應(yīng)用中加以權(quán)衡。