高速下模型头部扰动与非对称涡流动响应研究

贺 中，吴军强，蒋卫民，吴继飞

（中国空气动力研究与发展中心，四川 绵阳621000）

0 引 言

近年来，为提高现代战斗机和战术弹的格斗敏捷性和机动性，往往要求其实现大迎角甚至过失速飞行。细长旋成体在无侧滑大迎角条件下其绕流流场呈现出复杂的非对称涡流动现象，伴随着出现甚至比法向力更大的侧向力，为此众多学者对细长体大迎角绕流现象及其气动特性进行了大量的研究，其中包括非对称涡产生的机制，非对称涡随流向的发展，前体涡的控制等等。

人们在细长旋成体非对称背涡流动的常规风洞实验中发现，旋成体的非对称背涡流场及其侧向力特性对实验中存在的各种微小扰动，特别是模型头部的微小扰动非常敏感，即使是模型精细加工中存在的几何公差都会成为这样的扰动，而这类扰动既不能控制，也不清楚它们的大小及其在模型上的分布，当模型处于不同的滚转角位置时，侧向力的大小或方向都会由于这种扰动大小和分布相对于来流的不同而不同，从而导致众多研究者对具有同样几何外形的旋成体模型进行实验时，所得侧向力实验数据不仅十分分散，甚至互相矛盾，而且侧向力随滚转角的变化缺乏规律性［1-4］，以致人们认为非对称涡流动是一种不确定性流动。国外称该现象为模型的“微不对称”，国内一般称为“表面微几何效应”。

关于细长旋成体模型头部人工扰动对非对称涡流动的影响，近期人们进行了大量的研究。例如Degani等［4-5］在模型头部区域安装可伸缩的钢丝作为头部扰动，得到了侧向力随钢丝伸出长度的变化关系。Berhardt和Williams［6］通过在旋成体头部的±135°的周向位置上设置通气小孔，利用吹、吸气作为扰动来研究吹、吸气动量系数对侧向力的影响。Murman等进行了数值模拟研究［7］。国内邓学蓥和陈学锐等通过在模型头部设置人工扰动的实验研究，揭示了非对称涡流动的不确定性是源于头部扰动的不确定性而不是流动的本身。在尖头细长旋成体模型的头部设置人工扰动与模型在加工中存在的几何微不规则扰动相比，对双稳态非对称涡流动的影响具有主控作用。从而在人工扰动的作用下，使细长体侧向力随滚转角的变化呈现为有规则的双周期方波变化规律。特别是迎角在45°～65°范围内，侧向力随滚转角表现出近似方波形式的变化规律，其相应的非对称涡流场呈现出双稳态特性［8-10］。

然而，以上的研究基本上是在低速情况下进行的，高速情况下模型头部扰动和非对称涡流动响应之间的确定性关系尚缺乏系统的研究，因此将对此开展研究。

1 试验模型、设备和测试技术

1.1 试验模型

试验模型采用尖拱-圆柱旋成体模型，其圆柱段直径D为0.05m，尖拱段头部长度为3D，模型总长为10D。模型表面上布置了9个剖面共计172个测压点。为了考察头部扰动与非对称流动的响应关系，模型的头尖段（轴向长为0.02m）可任意旋转周向角度，并加工了两个外形完全一致的头尖部。试验模型在风洞中照片见图1。

图1 模型在风洞中照片Fig.1 Photo of the test model in the wind tunnel

共进行了两期试验，第一期试验采用三角片微扰动，第二期试验采用陶瓷小球作为模型头尖部人工微扰动，小球直径约为0.1mm。两期试验中，人工微扰动均粘贴在模型头尖部。

图2 模型头尖部人工微扰动试验照片Fig.2 Photos of micro artificial perturbation on the tip of model

1.2 风洞和测试技术

试验在中国空气动力研究与发展中心0.6m 高速风洞中完成。该风洞是一座试验段横截面尺寸为0.6m×0.6m 的直流暂冲下吹式三声速风洞，风洞M数运行范围为0.3～4.0。

同时进行了模型表面压力测量和PIV 空间流态测量。测压设备为PSI8400电子扫描阀，压力传感器的精度为0.05%。PIV 系统由硬件和软件两部分组成，其中示踪粒子发生器有40个Laskin喷管；双脉冲激光器为KSP-600，波长532 nm，单脉冲功率600 mJ；CCD 分辨率为2000pixel×2000pixel。试验采样帧频为5Hz，每次采集15 帧速度场，速度场网格32pixel×32pixel。图像处理软件为Micro Vec3，测量结果用Tecplot软件进行处理。

2 试验结果及分析

两期试验的M数范围均为0.4～1.2，迎角范围为0°～50°，侧滑角为0°，基于弹身直径的Re数范围为（0.43～1.06）×106。

2.1 非对称多涡系流动

图3给出的是不同M数下截面侧向力系数沿模型轴向的变化。图中可以看出：在α≤20°范围内，基本不存在流动非对称性；α≥30°以后，流动表现出了非对称性。在大迎角范围内，截面侧向力沿轴向呈现减幅正弦分布形式，暗示了在高速情况下细长旋成体的大迎角背风涡也是非对称的多涡系结构。随M数增加，非对称性减弱。

图3 不同迎角下截面侧向力沿轴向变化Fig.3 The side force coefficient along axial direction at different angles of attack

图4给出了自然扰动情况下α=40°时PIV 测量结果，直观地证实了模型背风侧出现的非对称多涡结构。当横流马赫数达到0.4 以上时，流动趋于对称（如图4（b）所示）。

2.2 模型头尖部旋转试验

图4 自然扰动下X／D=3.35截面的PIV 测量结果Fig.4 PIV test results at X／D=3.35 with nature disturbance

两期试验中均分别进行了自然扰动条件下和人工扰动条件下旋转模型头尖部的测压试验。图5给出了第一期试验中M=0.4、0.8及α=40°的结果，可以看出设置人工扰动后，未能获得象低速情况下的双稳态结果。其它M数和迎角下试验结果类似，仅存在程度的差别。是否仅仅是因为三角片微扰动的效果不好呢？第二期试验更换了陶瓷小球作为人工扰动。

图5 第一期试验模型头尖旋转试验结果Fig.5 The test results in first phase with model tip rotation

图6给出了第二期试验获得的截面侧向力沿轴向变化曲线。同样，当旋转模型头尖部时，能够看出截面侧向力方向发生了切换，但是分布散度较大，还是没有获得双稳态的试验结果。综合两期试验结果，大迎角下模型头尖部的扰动对非对称流动的影响增大，表现在当α＞30°后，旋转模型头尖后的测压结果曲线散布增大。

图6 第二期试验模型头尖旋转试验结果Fig.6 The test results in second phase with model tip rotation

2.3 对不同头尖部之间设置人工扰动的作用

按照在低速情况下研究的结论，在模型头尖部设置的人工扰动对非对称流动起着主控作用，将抑制模型加工中存在的扰动大小和分布的随机性所引起的流动不确定性。为此，采用了两个按照完全相同的设计尺寸加工的模型头尖进行了对比试验，以反映自然扰动的不同分布。图7和8分别给出了自然扰动条件下和人工扰动（陶瓷小球）条件下两个模型头尖的对比试验结果。

图7 自然扰动条件下两个模型头尖的截面侧向力随滚转角变化Fig.7 Variation of side force coefficient with roll angles between two model tips at nature perturbation

图8 人工扰动条件下两个模型头尖的截面侧向力随滚转角变化Fig.8 Variation of side force coefficient with roll angles between two model tips at artificial perturbation

从图中可以看出，自然扰动条件下，两个模型头尖测得的侧向力系数随滚转角变化曲线不一致，这说明了自然扰动的随机性和不确定性。粘贴人工微扰动后，增加了对流动非对称性的影响，侧向力随模型头尖滚转角曲线有重合的趋势，但是并不能完全重复，也没有出现规则的方波现象。试验获得的其它M数、迎角以及截面条件下的结果，变化规律与图中类似。

2.2和2.3节两方面的结果表明，在高速试验条件下，细长旋成体模型的大迎角非对称特性与模型头尖部的人工微扰动之间的响应关系表现得并不十分明确，均未能获得像低速情况下的双稳态、双周期那样有规律的试验曲线，即使模型头尖部的人工微扰动改变了背风涡的左右涡系，但模型的侧向力还受其它因素的影响。

2.4 人工扰动作用的流场分析

图9给出了当设置人工微扰动（γA=315°）情况下测量的α=40°的PIV 试验结果。

与图4相比，当头尖部粘贴微扰动后，可以清楚地看到X／D=3.35截面有微扰动的同侧涡升高，非对称性增加；并且，从X／D=2.0 截面的流场图看，此时仍然是2涡系，说明人工微扰动确实能够影响背风涡系结构。该现象与邓学蓥教授在低速情况下获得的结果一致，即人工微扰动导致同侧涡位置升高形成高位涡（本期PIV 结果显示，还导致3涡系在模型轴向位置提前），同时证明了不是人工微扰动本身产生一个涡来改变背风涡结构。当M数增加（横流M数超过0.4），流场结构趋于对称，即使设置了人工扰动也不能改变。

图9 人工扰动下X／D=2.0和3.35截面的PIV 测量结果Fig.9 PIV test results at X／D=2.0，3.35with artificial perturbation

图10分别给出了人工扰动设置在γA=135°和315°情况下，M=0.4和α=40°时X／D=3.35截面的PIV 试验结果。从头尖微扰动粘贴在左右对称的相对位置时的流场观测结果可以看出，微扰动粘贴位置从一侧改变到对称的另一侧，都使粘贴微扰动同侧的涡位置升高，因而图10（a）和图6（b）近似于镜像对称。该结果说明，在高速情况下，头尖部的微扰动仍然能有效地影响流动的非对称性。

图10 不同人工扰动位置下的PIV 测量结果Fig.10 PIV test results with different position of artificial perturbation

虽然PIV 测量的流动结构显示了在高速情况下模型头尖部人工微扰动仍然起作用，即模型头尖部人工微扰动与非对称涡（空间流态）之间存在确定的响应关系，但在测压结果显示的模型各截面的侧向力（物面上的气动力）与模型头尖部人工微扰动的响应关系并不象低速情况下那么明确，即文献［10］等提到的双周期和双稳态现象，以及人工扰动情况下旋转不同模型头尖得到的侧向力变化趋于一致。作者认为应该从雷诺数影响方面找原因。由于试验条件的限制，所进行的高速风洞试验的试验雷诺数主要处于跨临界雷诺数范围。绕模型的边界层流动经历从层流到湍流，模型两侧边界层发展不对称引起的对模型表面压力的不对称，要大于非对称涡引起的模型表面压力不对称。本次试验结果还表明，在临界Re数范围（ReD=0.2×106～2.0×106），Re数对尖拱细长旋成体大迎角非对称流动有明显影响。图11给出了在人工扰动下的典型测压曲线结果，从截面压力系数变化曲线可以看出流动表现为跨临界Re数的流动。

图11 典型测压结果Fig.11 The typical results of pressure measurement

3 结 论

（1）在高速情况下，细长旋成体的大迎角流动仍然可能出现非对称的多涡系流动结构；

（2）模型头尖部人工微扰动与大迎角非对称涡（空间流态）之间存在确定的响应关系，但对高速测压结果影响规律不明显。

参考文献：

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