Экспериментальные исследования управления струйным течением в хвостовой части летательного аппарата

Том X Ь

УЧЕНЫЕ ЗАПИСКИ ЦАГИ 2009

№ 6

УДК 629.735.33.015.3.062.4

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ УПРАВЛЕНИЯ СТРУЙНЫМ ТЕЧЕНИЕМ В ХВОСТОВОЙ ЧАСТИ ЛЕТАТЕЛЬНОГО АППАРАТА

Б. Л. ЖИРНИКОВ, О. К. КУДИН, Ю. Н. НЕСТЕРОВ

Приведены результаты экспериментальных исследований на модели эффективности газодинамического воздействия на струйное течение с целью управления вектором тяги и снижения донного сопротивления летательного аппарата, в котором используется плоское сопло с внешней расширительной стенкой, являющейся элементом фюзеляжа. Рассматривается газодинамический способ управления, основанный на подаче дополнительного воздуха через перфорацию в расширительной стенке. На основании весовых и дренажных испытаний делаются выводы об эффективности газодинамического управления при использовании различных способов подачи дополнительного воздуха.

Ключевые слова: управление вектором тяги, сопло с внешним расширением, реактивная струя.

В схемах высокоскоростных летательных аппаратов (ЛА), в которых силовая установка интегрирована с фюзеляжем, хвостовая поверхность фюзеляжа используется в качестве стенки сопла с внешним расширением реактивной струи [1]. В зависимости от режима полета реализуются различные схемы течения в сопле с расширительной стенкой. На маршевом режиме полета такая компоновка позволяет получить добавку тяги. Вектор тяги направлен прямо вперед и проходит через центр масс ЛА. Однако на начальных этапах полета расширительная стенка является источником сопротивления. При перепадах давления на сопле, соответствующих этим режимам полета, струя приобретает ячеистую структуру, прилипает к расширительной стенке и распространяется вдоль нее (рис. 1, а). В результате перерасширения струи на стенке возникают зоны разрежения. Отрицательное избыточное давление на стенке вызывает появление силы, направленной вниз. Вектор эффективной тяги оказывается направленным не по оси аппарата, а отклоняется вниз, что приводит к появлению кабрирующего момента. Из-за большой площади омываемой струей поверхности этот момент настолько значителен, что его трудно парировать обычными органами управления. Возникает необходимость поиска газодинамических способов управления.

В настоящей работе рассматривается газодинамический способ управления путем подвода дополнительного расхода воздуха через перфорацию в расширительной стенке. Идея такого способа заключается в увеличении давления на стенке за счет подачи дополнительного воздуха в зоны разрежения или переводе течения из схемы с прилипанием струи в схему с отрывом струи от стенки и соединении срывной зоны с окружающей средой. Цель работы заключается в оценке эффективности такого способа управления течением с точки зрения возможности устранения нежелательных сил и величины потребного для этого дополнительного расхода воздуха. Работа является продолжением исследований, изложенных в [2].

Модель. Экспериментальное оборудование. Модель состоит из плоского сопла с прямоугольным выходным сечением и плоской пластины, примыкающей к длинной стороне выходного сечения сопла. Отношение сторон в выходном сечении сопла 1:6 и число Ма на срезе сопла 1.9. Полуугол раскрытия сверхзвуковой части сопла составляет 10°. Пластина длиной 20.7к

(к =10 мм — высота выходного сечения сопла) имитирует нижнюю поверхность хвостовой части ЛА. Угол наклона пластины относительно горизонтальной плоскости симметрии сопла 15°. По бокам пластины вдоль всей ее длины установлены щеки в плоскости боковых стенок сопла высотой 2к. В экспериментах использовались две сменные пластины, различающиеся видом перфорации для подачи дополнительного воздуха (рис. 1, б). Первая пластина имеет перфорацию из 78 круглых отверстий одинакового диаметра 0.3к. Отверстия располагаются в виде 13 рядов, по 6 отверстий в ряду. Расстояние между рядами 1.5к, между отверстиями в ряду — 1к. Суммарная площадь отверстий составляет 0.92 площади выходного сечения сопла. На второй пластине перфорация выполнена в виде 5 прямоугольных щелей, параллельных длинной стороне выходного сечения сопла. Расстояние от среза сопла до ближайшей щели составляет 1.5к, расстояние между соседними щелями — 4.3к, ширина щели — 0.2к.

Суммарная площадь перфорационных отверстий на первой и второй пластинах одинакова.

Конструкция модели позволяла частично перекрывать различные участки перфорации, тем самым изменять место подачи дополнительного воздуха. Воздух через перфорацию подавался перпендикулярно поверхности пластины из форкамеры вдува, расположенной сверху пластины. Конструктивное оформление модели было представлено в работе [2].

Эксперименты проводились без внешнего потока на дифференциальном стенде, оборудованном двумя независимыми трассами подвода воздуха — для создания основного потока через сопло и дополнительного для управления течением (рис. 2, а). Дифференциальный стенд представляет собой укрепленную на тензометрических весах вертикальную трубу с форкамерой в виде Т-образного разветвления на конце. Поток воздуха проходит через тензометрические весы, выполненные в форме полого цилиндра, и далее по трубе в форкамеру, из которой поступает в два противоположно направленных сопла — испытуемое и уравновешивающее. Уравновешивающее сопло создает тягу, которая уравновешивает тягу модельного сопла в отсутствии расширительной стенки. При таком способе измерения даже небольшое изменение тяги испытуемого сопла, обусловленное влиянием расширительной стенки, может быть измерено с большой точностью. В качестве уравновешивающего сопла использовалось осесимметричное сопло с числом М на срезе 1.9. Равенство тяг уравновешивающего и испытуемого сопла в отсутствии пластины проверялось экспериментально на всех рассматриваемых режимах. Модель крепилась к форка-мере дифференциального стенда таким образом, что длинная сторона среза сопла и пластина, имитирующая хвостовую поверхность ЛА, располагались вертикально. При этом обе измеряемые компоненты тяги, направленные вдоль и поперек сопла, располагаются в горизонтальной плоскости. Положительное направление продольной составляющей (вперед по отношению к ЛА) означает прирост тяги испытуемого сопла, а положительное значение поперечной составляющей соответствует положительной подъемной силе, действующей на хвост. На рис. 2, б приведена фотография испытуемой модели, установленной на форкамере дифференциального стенда.

При используемой технологии проведения эксперимента нагрузки от питающих трасс на тензовесы не передаются. Однако в системе трубка — сильфон в трассе подвода дополнительного воздуха при подаче давления возникает «распирающая» сила. Эта сила хотя и перпендикулярна плоскости измеряемых сил, но из-за имеющегося смещения трубки подвода дополнительного воздуха относительно оси весов создает момент в вертикальной плоскости, влияющий на показания весов при измерении продольной и поперечной сил. Плечи, на которых действует эта сила,

Рис. 2. Схема дифференциального стенда

на порядок меньше, чем у измеряемых, но поправки на ее влияние необходимо вводить. Учитывая, что влияние «распирающей» силы однозначно зависит от давления в трассе подвода дополнительного воздуха, поправки определялись на основе весовых измерений, проводимых при вду-ве воздуха через перфорационные отверстия в пластине без подачи расхода через испытуемое и уравновешивающее сопла. Поправки определялись для каждого режима испытаний.

Одновременно с весовыми на модели проводились измерения распределения давления вдоль оси пластины. Давление измерялось малогабаритными датчиками, установленными непосредственно на пластине.

Эксперименты с испытуемой моделью проводились последовательно для ряда постоянных значений расхода воздуха через основное сопло. При заданном расходе через сопло дискретно изменялось давление вдува от меньшего значения к большему и на каждом режиме проводилась регистрация данных измерительно-вычислительной системой на базе персонального компьютера.

Результаты экспериментальных исследований. При представлении результатов экспериментальных исследований в работе приняты следующие обозначения: Рх — осевая составляющая полной тяги в компоновке с расширительной стенкой; Ру — сила, действующая на компоновку ЛА в вертикальном направлении; в = arctg ('у/Рх) — угол отклонения вектора тяги. Все

силы отнесены к тяге Рс свободного сопла без пластины, полученной расчетом по одномерной теории, а расход вдуваемого через перфорацию воздуха к расходу через сопло — &вд/Gс. Эксперименты проводились при различных перепадах давления на сопле р0/рн, где р0 — полное давление в форкамере сопла, рн — давление в окружающей среде. Результаты измерений давления на пластине представлены в виде распределения относительного давления (( — рн )/рн по длине пластины — Ь/к. Расстояние Ь отсчитывается от передней кромки пластины, примыкающей к срезу сопла. Приведенные в работе значения АРХ = Рх — Рс, характеризующие влияние пластины, измеряются непосредственно соответствующей компонентой тензовесов. Ниже приведены результаты, позволяющие оценить эффективность работы сопла с расширительной стенкой при различных способах подвода к расширительной стенке дополнительного газа.

Подвод газа к расширительной стенке с перфорацией в виде круглых отверстий. Эксперименты, проведенные на настоящей модели без подачи дополнительного воздуха к расширительной стенке, показали, что потери осевой компоненты тяги Рх могут составлять до ~5% от расчетной тяги изолированного сопла, вертикальная компонента эффективной тяги Ру отрицательна и

по абсолютной величине может достигать ~24% расчетной тяги, угол отклонения вектора тяги в до ~ (—14°) [2]. Такое поведение составляющих тяги связано с появлением ряда зон на расширительной стенке, давление в которых ниже давления окружающей среды. Последнее объясняется перерасширением струи, имеющей на рассматриваемых режимах ячеистую структуру. Самая протяженная зона разрежения находится непосредственно за срезом сопла. Протяженность зоны вдоль оси Ь зависит от перепада давления на сопле и в исследуемом диапазоне перепадов изменяется как ЦЪ ~ ((о/рн /7 (рис. 3, а). Была сделана попытка повысить давление в этой зоне путем локального вдува воздуха через четыре ряда перфорации, ближние к соплу. Площадь отверстий вдува при этом составляла = 0.3, где — — площадь всей перфорации. Локальный

вдув повысил давление в зоне разрежения, однако оно осталось ниже давления окружающей среды, а протяженность самой зоны в результате вдува увеличилась. Светлые точки на рис. 3, а иллюстрируют изменение размеров зоны разрежения при локальном вдуве дополнительного воздуха через четыре ряда отверстий. Изменение эпюры давления вдоль пластины при различных характеристиках вдува можно проследить по графику на рис. 3, б. Затененные полоски в поле графика означают протяженность границы вдува вдоль оси Ь. Условные обозначения, принятые на рис. 3, б, соответствуют режимам, указанным в таблице.

(Р-Ри)/Рн

а) б)

Рис. 3. Характеристики течения у расширительной стенки без подвода дополнительного воздуха и с локальным подводом:

а — протяженность зоны разрежения на стенке; б — распределение давления вдоль стенки

Условное обозначение режима Протяженность вдува Ь/И Относительная площадь перфорации F|EL Относительный расход вдува Свд/ Со Перепад давления на сопле р0/ рн

0 1 6 0.3 0.21 7 7.2

2 12 0.6 0.2 7.6

3 19.54 1 0.21 6.5

4 9—12 0.23 0.39 7

Из всех исследованных вариантов вдува наиболее приемлемая эпюра давления реализуется при вдуве через всю перфорацию. Наибольшая эффективность вдува при открытии всей перфорации подтверждается и данными весовых измерений. Величины АРХ, Ру, в, полученные на основании весовых измерений, при разных режимах открытия перфорации показаны на рис. 4, а. (Обозначения точек на рис. 4, а соответствуют первым трем столбцам таблицы.) На рис. 4, б те же величины, зарегистрированные при полностью открытой перфорации, но различных перепадах давления на сопле. Несмотря на положительный эффект от подвода газа к расширительной стенке через круглую перфорацию, очевидным недостатком этого способа управления вектором тяги является необходимость привлечения большого дополнительного расхода.

Подвод газа через круглую перфорацию к расширительной стенке со щитком. С целью возможного снижения расхода дополнительного газа была сделана попытка оторвать струю от расширительной стенки путем установки на ней дополнительного элемента — щитка. Щиток устанавливается непосредственно за срезом сопла. (На схеме рис. 5 щиток выделен темной заливкой.) Поверхность щитка, соприкасающаяся с потоком, параллельна плоскости симметрии основного потока. В эксперименте использовались щитки длиной 1/И = 2.5 и 5. Поперечный размер щитка равен ширине среза сопла.

Рис. 4. Характеристики сопла с расширительной стенкой:

а — при различной локализации вдува; б — при полностью открытой перфорации

Рис. 5. Влияние подвода дополнительного воздуха к расширительной стенке сопла со щитком

Эксперименты показали, что полного отрыва струйного потока от расширительной стенки не происходит. Потери тяги при отсутствии дополнительного расхода через перфорацию могут возрасти из-за появления донного сопротивления. Однако вдув дополнительного воздуха через перфорацию, оставшуюся не перекрытой щитком, улучшает характеристики сопла с расширительной стенкой. На рис. 5 приведены данные по характеристикам сопла с расширительной стенкой, на которой установлены щитки длиной 1/к = 2.5 и 5. Из сравнения этих данных с данными рис. 4 видно, что характеристики сопла со щитком при равенстве расходов дополнительного воздуха значительно улучшаются. Появляется возможность существенно уменьшить нежелательное отклонение вектора тяги при реальных расходах подвода дополнительного воздуха. Присутствие щитка устраняет на расширительной стенке участок с давлением существенно ниже атмосферного и заменяет его поверхностью, хотя и не дающей прирост компоненты Рх, но способствующей приросту компоненты Ру, что связано с разворотом потока в сторону горизонтальной плоскости симметрии сопла.

Использование щелевой перфорации для подвода дополнительного газа к расширительной стенке. Наряду с круглой перфорацией рассматривалась подача дополнительного воздуха к расширительной стенке через щелевую перфорацию. В целом, вдув через щелевую перфорацию оказывается более эффективным, чем через круглую. При уменьшении модуля угла в на одну и ту же величину относительный расход вдуваемого воздуха через щели оказывается ниже, чем через круглые отверстия. Однако полной нейтрализации негативного влияния расширительной стенки и в этом случае не наблюдается. Данные, полученные при вдуве дополнительного воздуха через щели, приведены на рис. 6. Для различных перепадов на сопле в диапазоне р0 / рн = 4 + 7 результаты весовых измерений практически совпадают.

Рис. б. Характеристики сопла с щелевой перфорацией расширительной стенки

Все приведенные выше результаты для круглой и щелевой перфораций получены при дозвуковых перепадах давления на перфорационных отверстиях. При переходе к сверхзвуковым перепадам можно получить более эффективное управление. Резкое возрастание эффекта вдува было получено при подаче всего дополнительного расхода через одну щель, ближнюю к срезу сопла, при сверхзвуковом перепаде давления на ней (см. рис. 6). Цифры возле точек указывают величины перепадов давления, при которых они получены. Возрастание эффекта вдува наблюдается начиная с расхода Gвд /Gс ~ 0.1.

Как показали измерения, распределение давления вдоль расширительной стенки при вдуве через одну щель выравнивается и приближается к давлению окружающей среды. Это позволяет сделать вывод о том, что распространение основного потока происходит с отрывом от стенки. При этом положительные значения измеренных величин АРХ, Ру, в объясняются положительными добавками от импульса струи, вытекающей из щели. Следует заметить, что только для осевой составляющей тяги РХ любой ее рост является желательным, а рост Ру и, соответственно, в после перехода

их значений через ноль приведет к появлению пикирующего момента. Поэтому может возникнуть необходимость точной регулировки вдуваемого расхода с целью ограничения нежелательных моментов.

Таким образом, на основании представленных данных можно заключить, что при использовании сопла с внешней расширительной стенкой существует возможность газодинамического управления вектором тяги. В зависимости от располагаемого расхода дополнительного воздуха можно найти приемлемый способ такого управления.

ЛИТЕРАТУРА

1. Zeutzius M., Beylich A. E., Matsuo S., Setoguchi T. Expermental investigation of a gas dynamic thrust vector control for hypersonic space planes // JSME International J., Series B. 1996. V. 39, N 1.

2. Жирников Б. Л., Кудин О. К., Нестеров Ю. Н. Экспериментальное исследование газодинамического способа управления струйным течением // Ученые записки ЦАГИ. 2006.Т. XXXVII, № 4.

Рукопись поступила 2/II2009 г.