高文智，宋志雄，田野，趙鵬飛

1. 合肥工業(yè)大學 機械工程學院，合肥 230009

2. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心 高超聲速沖壓發(fā)動機技術重點實驗室，綿陽 621000

0 引 言

隔離段作為超燃沖壓發(fā)動機中進氣道和燃燒室的連接部件，其流動特性對發(fā)動機乃至飛行器的性能有著重要影響。實際工作時，隔離段承受下游燃燒室的反壓擾動，并通過激波串來匹配上下游流動參數(shù)。激波串的形態(tài)與上游參數(shù)和下游反壓相關，在不穩(wěn)定燃燒產(chǎn)生的動態(tài)反壓作用下會發(fā)生振蕩，進而影響發(fā)動機工作性能、進氣道起動特性和飛行器氣動載荷。此外，激波串包含激波干擾、激波邊界層干擾等機理問題。因此，隔離段內的激波串流動特性研究具有重要的工程和科學意義。

由于實際燃燒實驗成本較高，燃燒產(chǎn)生的激波串振蕩特征和影響因素復雜，在進氣道/隔離段內的激波串問題研究中，通常在模型出口采用節(jié)流堵塞或噴流來模擬燃燒產(chǎn)生的反壓，進而觀測由此產(chǎn)生的激波串流動結構和參數(shù)規(guī)律。對于動態(tài)反壓作用下的激波串振蕩問題，主要包括反壓單調增加和周期性變化作用下的激波串振蕩問題。對于反壓單調增加產(chǎn)生的激波串振蕩問題，Tan等研究了反壓持續(xù)增大過程中激波串的運動過程以及上游背景激波對激波串運動和振蕩的影響。Li等研究了背景波系對激波串結構和振蕩模式的影響，并采用線性穩(wěn)定性分析揭示了振蕩機理。徐珂靖等對背景波系下激波串運動特征和機理進行了綜述分析。

對于周期性反壓作用下的激波串振蕩問題，Xiong 等在矩形隔離段內通過實驗研究了反壓波動參數(shù)對正激波串振蕩特征的影響規(guī)律，并提出了振蕩幅度的理論預測模型。李季等通過數(shù)值模擬研究了動態(tài)反壓作用下的正激波串振蕩和波系轉變過程。Wang等研究了反壓波動對斜激波串振蕩的影響規(guī)律，Cheng等在此基礎上提出相應的振蕩預測模型。Su等通過數(shù)值模擬研究了出口周期性反壓作用下的進氣道內部激波串振蕩，高文智等通過數(shù)值模擬考察了周期性節(jié)流作用下進氣道/隔離段內的激波串振蕩流動。

根據(jù)已有研究，對于相同反壓波動幅度下，激波串振蕩幅度通常隨反壓頻率的降低而增大，并且進氣道背景波系對激波串振蕩特性會產(chǎn)生顯著影響。本文作者在前期研究中發(fā)現(xiàn)，對于周期性節(jié)流產(chǎn)生的激波串振蕩流動，在較低的節(jié)流頻率（50 Hz）下，振蕩幅度隨反壓頻率降低出現(xiàn)減小的趨勢，且隔離段下游凹腔對激波串振蕩特性產(chǎn)生的影響較為顯著。為揭示其中的流動機理，本文在前期研究基礎上，通過數(shù)值模擬分析節(jié)流比增長時間對動態(tài)節(jié)流下激波串運動特性的影響，期望能為激波串振蕩機理研究和工程設計提供參考。

1 模型與方法

1.1 進氣道模型

采用二元高超聲速進氣道/隔離段模型進行研究（圖1）。該進氣道設計馬赫數(shù)（Ma）為6，采用10°和8°兩級外部壓縮，唇口捕獲高度為72 mm，唇口處氣流偏轉角度為12°，唇口下游內收縮段過直線拐折轉為等直水平隔離段。進氣道總收縮比和內收縮比分別為6.00和1.37。隔離段長160 mm，高12 mm。在隔離段下游有一長70 mm、高6 mm的凹腔，其后緣是一節(jié)流堵塊的楔面。該節(jié)流堵塊可沿橫向上下運動，對應節(jié)流堵塞比（R）為：

式中：H為圖1中節(jié)流喉道處的流道高度。

為了分析堵塞比增長時間對動態(tài)節(jié)流下進氣道/隔離段內激波串運動的影響規(guī)律，選擇前期研究中的堵塞比變化范圍，研究堵塞比在不同增長時間（Δt）內從0.20增長至0.32、后保持不變的動態(tài)節(jié)流過程。表1為本文研究的典型計算工況。表1中堵塞比增長時間范圍（1～10 ms）對應文獻[22]周期節(jié)流擾動中堵塞比增長階段的時間。

圖 1 進氣道模型尺寸圖Fig. 1 Dimensions of inlet model

表 1 CFD計算工況列表Table 1 Conditions of CFD simulations

1.2 數(shù)值模擬方法

1.2.1 參數(shù)設置

采用商業(yè)CFD（Computational Fluid Dynamics）軟件ANSYS Fluent（version 18.0）進行本文的數(shù)值模擬研究。針對圖1的二元進氣道構型進行二維黏性流動模擬，計算區(qū)域和邊界條件如圖2所示。圖2中來流采用壓力遠場邊界，出口采用壓強出口邊界，其中來流條件參考中國科學技術大學KDJB330激波風洞來流，具體如表2所示。除動網(wǎng)格運動邊界外，模型表面選擇無滑移固壁，等溫300 K設置。采用動網(wǎng)格技術控制節(jié)流堵塊楔面運動來產(chǎn)生動態(tài)節(jié)流擾動。如圖2所示，在節(jié)流堵塊上方設置動網(wǎng)格區(qū)域，通過該區(qū)域邊界的向上運動和網(wǎng)格的消失來模擬堵塊向上運動，產(chǎn)生節(jié)流比增大的擾動。計算過程中改變下壁面邊界的運動速度，實現(xiàn)表1中計算工況的變化。在本文中，采用層鋪法實現(xiàn)動網(wǎng)格的產(chǎn)生和消失。

圖 2 CFD計算區(qū)域示意圖Fig. 2 Computational domain of CFD simulations

選擇二維非定常RANS（Reynolds Averaged Navier–Stokes）方程模擬進氣道/隔離段的流動，湍流模型選擇kSST（Shear Stress Transfer）湍流模型?？臻g離散采用二階迎風格式，時間離散采用一階時間離散格式，通量計算選擇Roe FDS（Flux Difference Splitting）格式。

表 2 自由來流參數(shù)Table 2 Free stream airflow parameters

1.2.2 方法校核

在前期研究中，已針對本文進氣道構型在網(wǎng)格參數(shù)和計算方法進行了可靠性校核，這里不再贅述。其中網(wǎng)格設置參照文獻[22]表3中的密網(wǎng)格設置。對于非定常流動計算步長的設置，選擇表1中的堵塞比在1 ms內從0.20增長到0.32的工況進行考察。圖3為不同時間步長下模型表面壓強隨時間的變化曲線，圖中p為壁面壓強。從圖中可以看出，時間步長為1×10s的計算結果與5×10s 幾乎一致，而時間步長為2×10s時存在較明顯偏差。因此后續(xù)計算時間步長選擇為1×10s。

圖 3 時間步長驗證結果Fig. 3 Validation of time step independence

2 計算結果與分析

2.1 定堵塞比流場

首先分析節(jié)流變化起始和結束時的堵塞比，即堵塞比固定等于0.20和0.32條件下的流動結構。其中，堵塞比為0.32的結果是在堵塞比為0.20的計算基礎上修改網(wǎng)格、插值計算得到的。圖4（a）和（b）（圖中x方向為流向，y方向為法向）表明，在堵塞比為0.20和0.32條件下，進氣道內部主流區(qū)為超聲速流動，下游節(jié)流擾動并未影響進氣道的氣流捕獲特性，進氣道處于起動狀態(tài)。圖4（c）和（d）中流場橫向密度（）梯度清晰地展示了節(jié)流反壓影響區(qū)附近的波系結構和邊界層、剪切層等流動特征，其中激波①及其上游波系未受到下游反壓影響，激波②與激波串下壁面前緣激波③相交并發(fā)生異側干擾。對于堵塞比0.20和0.32工況，圖4（c）和（d）中下壁面激波串前緣激波③的波腳流向坐標分別為0.413 m和0.396 m。對于圖4（c）堵塞比為0.20的工況，激波③入射到上壁面后形成反射激波④；圖4（d）中堵塞比為0.32的工況，激波③與上壁面激波串前緣分離激波④相交干擾，形成更加復雜的波系結構。

圖 4 定堵塞比下進氣道內部流動結構Fig. 4 Internal inlet/isolator flowfield at constant blockage ratios

在激波波系外，R=0.20和0.32工況的下壁面壓比曲線如圖5所示。由圖可見：隨著堵塞比從0.20增加到0.32，對應凹腔尾部壁面壓強也從約28 p上升到約45 p，表明出口反壓強度隨節(jié)流增大而升高。此外，在堵塞比0.20和0.32工況下，壁面壓強在x=0.413 m和0.396 m處突然上升，該處對應圖4（c）和（d）中的激波串前緣分離激波③。

圖 5 定堵塞比工況隔離段下壁面壓比曲線Fig. 5 Wall pressure of inlet/isolator section at constant blockage ratios

2.2 動態(tài)節(jié)流下的激波串運動特征

通過隔離段/凹腔內流場結構分析堵塞比從0.20增長到0.32過程中的激波串運動特征。以增長時間Δt=1 ms工況為例，定義初始時刻t=0 ms，選擇t=0.5、 1、 2、5、10 ms典型時刻流場進行展示。如圖6（a）所示，t=0.5 ms時，堵塞比已增長為0.26，但激波③的位置與圖4（c）中堵塞比為0.20工況基本一致。t=1 ms時，堵塞比已經(jīng)增長為最高值0.32，但圖6（b）中激波③較起始時刻僅略向上游移動。隨著時間推移，激波串前緣分離激波③進一步向上游運動。t=5 ms時，圖6（d）中激波③基本已運動到最上游位置，與圖4（d）中定堵塞比（0.32）工況結果一致。t=10 ms時，相比于圖6（d），圖6（e）中激波③位置基本不變。

為分析堵塞比增長時間Δt對動態(tài)節(jié)流下激波串運動的影響，針對不同堵塞比增長時間的工況，提取下壁面激波串前緣激波（圖6激波③）波腳的流向坐標x進行對比分析，結果如圖7所示。為方便展示，將Δt為1、2、4、5 ms和5、6、8、10 ms工況分別繪制，并且在圖7（b）中標出凹腔前緣流向位置坐標（x=0.418 m）。

圖 6 Δt =1 ms工況典型時刻的流場橫向密度梯度云圖Fig. 6 Contour of transverse density gradient at various times of 1 ms increasing condition

對于Δt=1、2、4、5 ms工況，在整個計算時間內，圖7（a）中激波③均位于凹腔上游；但圖7（b）中Δt=6、8、10 ms工況時，激波③會在部分時間運動到凹腔內部。此外，對于不同增長時間的工況，流場穩(wěn)定后激波③的最終位置均一致。

圖 7 不同堵塞比增長時間下激波③的流向坐標-時間曲線Fig. 7 Time histories of streamwise coordinate of shock ③ under various increasing time intervals

進一步分析激波③的運動特征。對于圖7（a）的Δt=1 ms工況，前緣激波③的運動要顯著滯后于堵塞比的增長過程。這體現(xiàn)為：堵塞比增加初期，激波③向下游緩慢運動，幅度約為0.20 mm，直到t=0.3 ms時才開始向上游運動，此時堵塞比已增長到0.222；當t=2.4 ms時，與初始時刻相比，激波③到達最上游時③約向上游運動了17.6 mm。此后激波③位置略有振蕩但趨于穩(wěn)定。隨著堵塞比增長時間的延長，堵從塞比開始增大至激波③開始向上游運動的時間間隔也會延長，但堵塞比增長結束與激波③到達最上游位置間的時間間隔減小。對于圖7（a）的Δt=5 ms工況：當t=2.5 ms時，激波③向下游運動2.4 mm后開始向上游運動，此時堵塞比已增長為0.26；激波③在t=5.3 ms時達到最上游位置，比5 ms的增長時間滯后約0.3 ms；相比于初始時刻，激波③向上游運動了約17.5 mm。Δt=2 、4 ms工況的結果介于Δt=1、5 ms工況之間。

當堵塞比增長時間Δt≥6 ms時，激波串的運動特征更加復雜。以圖7（b）的Δt=6 ms工況為例，當t＜2.4 ms時，激波③向下游緩慢運動，但運動速度較Δt=5 ms時快。當2.4 ms＜t＜3.0 ms時：激波③向下游迅速越過凹腔前緣并在凹腔中部保持0.3～0.4 ms，然后迅速返回凹腔上游，其向下游運動的幅度約為29.3 mm；此后激波③持續(xù)向上游運動并在t=6.2 ms時達到最上游位置；相比于初始時刻，激波③向上游運動了約17.5 mm。

圖8分別展示了Δt=6 ms工況激波③在2.4 ms＜t＜3.0 ms的典型時刻和位于最上游位置時的流場結構。圖8（a）、（d）分別是激波③向下、上游運動經(jīng)過凹腔前緣時的流動云圖；圖8（b）、（c）分別是激波③位于凹腔中部時的流場結構；其中圖8（c）為激波③近似處于最下游位置的流場結構；此后激波③在0.20 ms內運動到凹腔上游并持續(xù)向上游運動，直至t=6.2 ms時到達最上游位置。

圖 8 Δt=6 ms工況典型時刻的流場橫向密度梯度云圖Fig. 8 Contour of transverse density gradient at various times under 6 ms increasing time condition

相比Δt=6 ms工況，在堵塞比增長初期，8和10 ms工況激波串向下游運動的速度更快，并且分別出現(xiàn)了2和3次激波③運動至凹腔中部再返回凹腔前緣的振蕩過程，激波③向下游運動的最大幅度分別約為30和30.9 mm。當t＞3.8 ms（Δt=8 ms工況）和t＞4.9 ms（Δt=10 ms工況）時，激波③持續(xù)向上游運動，并分別在t=7.5 和8.6 ms運動到最上游位置，相比初始時刻運動幅度分別約為17.1和16.5 mm。圖9展示了Δt=10 ms工況在t＜4.9 ms時激波③的振蕩過程。圖9（a）、（c）和（e）分別為激波串振蕩的極下游位置，此時激波③位于凹腔中部，與圖8（c）中Δt=6 ms工況流場結構相似。圖8（b）、（d）為激波串振蕩的極上游位置，此時激波③位于凹腔前緣，比定堵塞比0.20工況略向下游移動。

圖 9 Δt=10 ms工況典型時刻流場橫向密度梯度云圖Fig. 9 Contour of transverse density gradient at various times under 10 ms increasing time condition

通常而言，隔離段下游流道堵塞比增加、節(jié)流截面流量降低會導致氣流聚積、反壓增強。激波串在反壓驅動下向上游運動，并在節(jié)流截面流量與進氣道捕獲流量重新達到平衡后保持穩(wěn)定。根據(jù)上述圖6～9的計算結果可知：當堵塞比在不同時間下從0.20增長至0.32時，激波串運動相比堵塞比增大存在一定滯后，具體體現(xiàn)為激波串開始向上游運動和到達最上游的時刻分別與堵塞比開始和結束增長的時刻均存在時間差。隨著堵塞比增長時間的延長，激波串開始向上游運動與堵塞比開始增長的時間差增加，激波串達到最上游位置與堵塞比結束增長的時間差縮短。此外，對于Δt為6 ms及以上工況，在堵塞比增長前期，激波串前緣會向下游運動到凹腔中部，產(chǎn)生流動振蕩。下面進一步分析堵塞比增長時間對激波串運動的影響機制。

2.3 堵塞比增長時間對激波串運動的影響

2.3.1 典型工況流量變化規(guī)律分析

根據(jù)2.2小節(jié)中圖7（b）的激波串運動軌跡，對于Δt=5 ms工況，在開始的2.5 ms內，激波串向下游運動2.4 mm至凹腔前緣附近；Δt=6 ms工況激波串在開始的2.8 ms內向下游運動29.3 mm至凹腔中部。此外，Δt=5 ms工況時激波串運動過程的流動結構與圖6中Δt=1 ms工況時相似，與圖8中Δt=6 ms工況的激波串流動結構顯著不同。針對Δt=5和6 ms兩種工況激波串運動的顯著差異，選擇兩個工況的流動結果進行激波串運動機理分析。

在分析之前，首先通過圖10展示動態(tài)節(jié)流起始狀態(tài)（R=0.20）和流場穩(wěn)定狀態(tài)（R=0.32）下的流動結構。為了展示壁面和凹腔附近等較低流速區(qū)域，圖中將回流區(qū)外、流向速度（v）小于等于900 m/s的區(qū)域用陰影突出顯示。圖10（a）中反壓引起的分離激波③的波腳位于凹腔前緣附近，其入射上壁面后形成反射激波④，此時下壁面回流區(qū)覆蓋整個凹腔區(qū)域。隨著堵塞比增加，圖10（b）中激波串前緣分離激波③和④運動到凹腔上游，二者發(fā)生異側干擾并進一步反射，形成上壁面與凹腔上方剪切層之間的波系，此時下壁面回流區(qū)已延伸至凹腔上游約0.02 m。為分析堵塞比變化過程中的流量規(guī)律，選擇凹腔中部（x=0.440 m）和后緣（x=0.468 m）兩截面的質量流量（q，后文簡稱流量）進行分析，結果如圖11所示。

圖 10 節(jié)流變化起始和流場穩(wěn)定狀態(tài)流動示意圖（低速區(qū)，vx≤900 m/s）Fig. 10 Flow schematic diagram of the initial and final conditions of dynamic throttle（low speed zone, vx ≤ 900 m/s）

圖 11 典型截面質量流量隨時間變化曲線Fig. 11 Time histories of mass flowrate of typical cross sections

對于Δt=5 ms工況，當t＜2.5 ms時，圖11（a）中凹腔后緣（x=0.468 m截面）流量略大于中部（x=0.440 m截面）流量，因此激波③會略向下游運動。當t＞2.5 ms時，隨著堵塞比增加，節(jié)流效應增強，凹腔后緣流量小于中部流量，氣流會在凹腔區(qū)域聚積，驅使激波串及其前緣激波③向上游運動。此后，隨著堵塞比停止變化、凹腔區(qū)域流動參數(shù)的改變，上下游流量再次平衡，激波串和前緣激波③的位置逐漸趨于穩(wěn)定。

圖11（b）中Δt=6 ms工況的流量曲線更加復雜。當t＜2.35 ms時，雖然堵塞比增加，但凹腔后緣流量反而增大，高于中部截面流量。當t=2.35 ms時，凹腔后緣與中部截面的正流量差達到最大，此時激波③開始急劇向下游運動，并在t=2.65 ms時達到最下游附近。當2.65＜t＜3.01 ms時，凹腔后緣截面流量急劇下降后又急劇上升，但整體小于中部截面流量，激波③向上游急劇運動。圖11（b）中t＞3.01 ms時的流量曲線與圖11（a）中t＞2.5 ms時的流量曲線相似，即隨著堵塞比增大并穩(wěn)定，激波③繼續(xù)向上游運動并最終穩(wěn)定。

對于圖11（b）中Δt=6 ms工況的流量在堵塞比增長初期明顯增加的現(xiàn)象，結合圖10流場結構，推測是由下壁面回流區(qū)等亞聲速區(qū)域流量增加引起的。進一步將圖11中的流量分解為超聲速區(qū)和亞聲速區(qū)流量進行分析，結果如圖12所示。

圖 12 典型截面超聲速區(qū)和亞聲速區(qū)質量流量隨時間變化曲線Fig. 12 Time histories of mass flowrate of supersonic and subsonic regions in typical cross sections

對于圖12（a）中Δt=5 ms工況： t＜2.5 ms時凹腔中部截面（x=0.440 m）超聲速區(qū)和亞聲速區(qū)流量基本不變；但后緣截面（x=0.468 m）超聲速區(qū)流量降低、亞聲速區(qū)流量升高，二者累加后截面流量略高于中部截面流量，使得激波③略向下游運動。當t＞2.5 ms時，凹腔中部以及后緣截面的超聲速區(qū)和亞聲速區(qū)流量多次波動并最終趨于平穩(wěn)，但后緣截面整體流量較凹腔中部截面流量小，使得激波③向上游運動并最終穩(wěn)定。

對于圖12（b）中Δt=6 ms工況，當t＜2.35 ms時，凹腔中部截面超聲速區(qū)和亞聲速區(qū)流量分別經(jīng)歷小幅、異向的波動，截面整體流量基本不變；但后緣截面超聲速區(qū)流量持續(xù)下降（t=2.35 ms時降幅約0.08 kg/s），亞聲速區(qū)流量持續(xù)升高且幅度較超聲速區(qū)更大（t=2.35 ms時升幅約為0.12 kg/s），后緣截面整體流量大于凹腔中部截面流量，激波③向下游運動。2.35 ms＜t＜2.65 ms時，凹腔中部截面流量保持不變，后緣截面亞聲速區(qū)流量不變、超聲速區(qū)流量下降，使得凹腔后緣截面流量回落至與中部截面流量，激波③繼續(xù)向下游運動并在t=2.65 ms時到達最下游位置。據(jù)此可知：在堵塞比增長初期，亞聲速區(qū)流量增加是導致Δt=6 ms工況激波③向下游顯著運動的直接原因。當t＞2.65 ms時，凹腔后緣截面流量小于中部流量并趨于平衡，激波③開始向上游運動并最終穩(wěn)定。

2.3.2 流量對激波運動的影響機制

上述分析表明，對于本文研究的動態(tài)節(jié)流工況，流量對激波運動的影響機制可分為兩個方面。

一方面是上下游截面流量差產(chǎn)生的氣流聚積和反壓前傳時間（記為Δt）與堵塞比增長時間的差異。對于堵塞比增長時間（Δt）較小工況，Δt＞Δt, 因此在堵塞比增長結束時，激波串還需要一定時間才能到達最上游位置。根據(jù)圖7（a），Δt=1 和2 ms時遲滯時間分別約為1.4 和1.0 ms；Δt=4和5 ms工況的遲滯時間約為0.3～0.4 ms。圖13為Δt=1 和2 ms工況下隔離段下壁面（y=0.06311 m）在動態(tài)節(jié)流時間內的擾動傳播速度（v）的x–t云圖。由圖13可知，從堵塊中部（x=0.478 m）到激波串運動至最上游位置（x=0.395 m）所需時間約為0.2～0.4 ms。實際上，雖然擾動能夠通過亞聲速區(qū)向上游快速傳播，但節(jié)流堵塞產(chǎn)生的氣流聚積需要一定時間，在此過程中反壓區(qū)逐漸升高并驅動激波串向上游運動。如果堵塞比增長時間過短（如Δt=1或2 ms工況），堵塞比會快速增長到最大，但堵塞比會增長帶來的氣流聚積效應尚未傳播到上游，因此會出現(xiàn)較明顯的激波串運動遲滯。

圖 13 典型工況下壁面（y=0.063 11 m）擾動傳播速度x-t云圖Fig. 13 Contours of disturbance spread speed on the bottom surface（y=0.063 11 m） under typical conditions

另一方面是節(jié)流變化過程中，凹腔過流截面超聲速區(qū)和亞聲速區(qū)產(chǎn)生流量變化差異，并同凹腔回流區(qū)耦合作用產(chǎn)生流動振蕩。這種影響機制主要針對堵塞比增長時間較大的工況下堵塞比增長的前半段過程中（R＜0.26）。以Δt=6 ms為例，其流動振蕩過程為：1）如圖14（a）～（c）所示，堵塞比增加造成凹腔后緣截面亞聲速區(qū)流量明顯大于中部截面，使得回流區(qū)氣體加速流出，回流區(qū)橫向尺度減小，凹腔前緣分離激波③消失；2）如圖14（c）和（d）所示，回流區(qū)橫向尺度減小，主流區(qū)橫向尺度增加，超聲速氣流在凹腔前緣向下游形成膨脹流道，氣流加速，從而造成節(jié)流區(qū)提前壅塞，形成分離激波并向上游傳播；3）如圖14（d）和（e）所示，分離激波入射凹腔后使得分離區(qū)再次增大、恢復，凹腔回流區(qū)恢復、超聲速區(qū)膨脹通道消失，壅塞效應減弱，凹腔下游分離激波消失，凹腔前緣再次形成分離激波。對于Δt=8和10 ms工況，分別如圖7（b）和圖9所示，由于堵塞比從初始狀態(tài)增長到0.26的時間更長，凹腔內的振蕩可出現(xiàn)2～3次。

圖 14 凹腔流動振蕩示意圖（Δt=6 ms）Fig. 14 Schematic diagram of the cavity oscillation flows （ Δt=6 ms）

3 結 論

1）對于本文的二元進氣道/隔離段構型，堵塞比在5 ms內從0.20增長到0.32再保持穩(wěn)定的節(jié)流過程中：激波串先略向下游運動，幅度在2.4 mm以內；隨后再向上游運動并最終穩(wěn)定在相同位置，向上游運動的幅度略小于18 mm；激波串到達最上游時刻較堵塞比增長結束時刻存在滯后，滯后時間隨著堵塞比增長時間增長而縮短，從Δt=1 ms工況時的1.4 ms降為Δt=5 ms工況時的0.3 ms。

2）對于相同堵塞比變化范圍，當Δt≥6 ms時：在動態(tài)節(jié)流前半段（R＜0.26），激波串前緣分離激波可向下游運動到凹腔中部，并在凹腔內引起流動振蕩（其中Δt=10 ms工況時凹腔內振蕩可達3次，向下游運動的幅度可達30.9 mm）；隨后激波串持續(xù)向上游運動并最終穩(wěn)定在相同位置，運動幅度同樣約為17 mm；此時激波串達到最上游時刻相對于堵塞比增長結束時刻幾乎無延遲。

3）不同堵塞比增長時間工況下激波串運動特性的差異可從流量變化角度進行解釋。當Δt較小時，節(jié)流截面流量減小導致的反壓升高時間大于堵塞比增長時間，因此反壓升高驅動的激波串向上游的運動要滯后于堵塞比變化。隨著Δt增加，這種滯后效應會減弱，但在堵塞比增長初期，凹腔回流區(qū)的亞聲速區(qū)流量隨堵塞比增大而增加，造成回流區(qū)橫向尺度縮小、超聲速區(qū)氣流膨脹并發(fā)生壅塞，進而在凹腔內產(chǎn)生振蕩。

根據(jù)上述研究結論，激波串實驗研究中也應考察堵塞比增長時間對激波串運動特性的影響，包括激波串運動與反壓擾動的滯后以及這種滯后對發(fā)動機流動和性能參數(shù)的影響。這些因素在工程設計中也應受到一定的重視。下一步計劃揭示動態(tài)節(jié)流下激波串運動的流動機理，并開展相應的實驗研究。