類AHW助推滑翔飛行器氣動(dòng)布局優(yōu)化設(shè)計(jì)分析

劉深深, 馮 毅, 楊肖峰, 唐 偉, 桂業(yè)偉

(中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 計(jì)算空氣動(dòng)力研究所, 綿陽 621000)

0 引 言

具備高升阻比外形的高超聲速飛行器采用無動(dòng)力助推滑翔飛行模式時(shí)因兼具速度快、射程遠(yuǎn)、精度高、機(jī)動(dòng)性強(qiáng)的特點(diǎn)，一直是世界各航天大國的發(fā)展重點(diǎn)。從目前高超聲速技術(shù)發(fā)展來看，美國代表了當(dāng)前該類飛行器的最新方向，其圍繞助推滑翔技術(shù)開展的研究自20世紀(jì)50年代起一直持續(xù)到現(xiàn)在，比較有代表性的項(xiàng)目包括BGRV(Boost-Glide Reentry Vehicle)、HGV(Hypersonic Glide Vehicle)、CAV(Common Aero Vehicle)、HTV-2(Hypersonic Technology Vehicle 2)等。其中HTV-2作為無動(dòng)力助推滑翔式高超聲速技術(shù)最具前瞻性和創(chuàng)新性的驗(yàn)證機(jī)，在2010年和2011年分別進(jìn)行了兩次飛行試驗(yàn)，但均以失敗而告終。DARPA對(duì)飛行試驗(yàn)進(jìn)行事故調(diào)查后認(rèn)為目前對(duì)HTV-2所代表的非常規(guī)、創(chuàng)新性帶乘波體特征的融合體布局而言，其在高超聲速條件下的空氣動(dòng)力學(xué)現(xiàn)象依然存在認(rèn)知上的盲區(qū)。而“先進(jìn)高超聲速武器”(Advanced Hypersonic Weapon，AHW)項(xiàng)目是美國陸軍提出的一種類似于HTV-2但采用常規(guī)布局的助推滑翔式高超聲速飛行器方案，最初該計(jì)劃是作為空軍常規(guī)快速全球打擊計(jì)劃的備份項(xiàng)目，關(guān)注度不及HTV-2。但HTV-2兩次飛行失利，AHW在2011年11月首次進(jìn)行試飛卻取得了成功，并完成了4000 km的預(yù)定飛行[1-2]，雖然2014年第二次飛行失敗，但2017年成功進(jìn)行了第三次飛行試驗(yàn)，完成了滑翔飛行器的綜合驗(yàn)證評(píng)估，這也是美國首次成功真正實(shí)現(xiàn)了高超聲速滑翔飛行的飛行試驗(yàn)。

考慮到HTV-2項(xiàng)目當(dāng)前的技術(shù)困境和巨大的資金消耗以及AHW項(xiàng)目的試飛成功，美國當(dāng)前計(jì)劃利用HTV-2驗(yàn)證飛行試驗(yàn)所獲得的研究成果，進(jìn)一步降低氣動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)，將重心轉(zhuǎn)移至更加經(jīng)濟(jì)實(shí)用且具備可實(shí)現(xiàn)性的AHW項(xiàng)目上來，并計(jì)劃在2020年附近轉(zhuǎn)入技術(shù)成熟與風(fēng)險(xiǎn)降低階段，積極推進(jìn)其向武器裝備轉(zhuǎn)化，形成初始作戰(zhàn)能力，因此該方案有望成為未來美國最先實(shí)現(xiàn)型號(hào)研制的高超聲速無動(dòng)力助推滑翔飛行器。AHW是以20 世紀(jì)80 年代美國能源部與國防部共同發(fā)展的桑迪亞國家實(shí)驗(yàn)室的“桑迪亞有翼賦能再入飛行器試驗(yàn)”(Sandia Winged Energetic Reentry Vehicle Experiment ，SWERVe)計(jì)劃為基礎(chǔ)發(fā)展起來的。SWERVe 是馬赫數(shù)12～14的細(xì)長錐體機(jī)動(dòng)再入體，錐度為10.5°，有小尺寸機(jī)翼和升降副翼，飛行高度為30～70 km，速度達(dá)馬赫數(shù)20。AHW 由載荷和運(yùn)載器構(gòu)成，其載荷為高超聲速滑翔體(HGB)，是在SWERVe 的基礎(chǔ)上改進(jìn)而成，采用雙錐十字形小尺寸彈翼的氣動(dòng)布局，使其能在大氣中有更快的飛行速度和更遠(yuǎn)的滑翔距離，其設(shè)計(jì)指標(biāo)為具有在35 min內(nèi)飛行6000 km的能力。

AHW的首飛試驗(yàn)證明了雙錐十字形小尺寸彈翼外形作為高超聲速滑翔體構(gòu)型的可行性， 因此本文以類AHW雙錐十字小尺寸彈翼布局為研究對(duì)象，探索采用該類外形作為助推滑翔飛行器時(shí)布局設(shè)計(jì)階段所涉及的共性問題。重點(diǎn)進(jìn)行了該類外形升阻比及容積率等關(guān)鍵氣動(dòng)特性的參數(shù)敏感性分析，利用正交設(shè)計(jì)和多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)彈體進(jìn)行了優(yōu)化，并采用數(shù)值模擬方法進(jìn)行了驗(yàn)證分析。在優(yōu)化彈體基礎(chǔ)上，探討了尺寸約束和防熱需求下該類外形的質(zhì)心布置、操縱方式及彈體與控制舵面間的相互匹配問題，并對(duì)優(yōu)選外形的氣動(dòng)特性及配平效率進(jìn)行了詳細(xì)設(shè)計(jì)分析，給出了布局建議。

1 參數(shù)化布局方案設(shè)計(jì)及優(yōu)化

本文根據(jù)公開文獻(xiàn)資料，參考AHW的外形，利用二次曲線[4-8]及基于類型和形狀函數(shù)的CST方法[9-12]，生成了類AHW雙錐十字形小尺寸“裙+尾翼”飛行器氣動(dòng)布局(見圖3)。該飛行器的橫截面形狀采用CST函數(shù)生成，上下表面的控制線采用二次曲線生成，以保證飛行器不同部位曲線斜率一致從而足夠光滑[13]。

對(duì)于以載荷投放為目的的無動(dòng)力滑翔飛行器而言，升阻比和容積率是兩個(gè)很重要的關(guān)鍵指標(biāo)。飛行器的升阻比越大，飛行器飛行的水平距離越大，其返回著陸場的可能性或迫降的范圍越大，故而對(duì)于AHW無動(dòng)力滑翔飛行器而言，其升阻比很大程度上決定了其總航程及橫向機(jī)動(dòng)能力，同時(shí)容積率則決定了其單次飛行任務(wù)的運(yùn)載能力，因此在初步布局設(shè)計(jì)階段，本文將升阻比的最大化及一定的容積率要求作為關(guān)鍵的設(shè)計(jì)目標(biāo)。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法是用于多因素試驗(yàn)的一種設(shè)計(jì)方法，它能夠用較少的試驗(yàn)次數(shù)得到優(yōu)化過程更多的信息[14],采用正交設(shè)計(jì)方法可以極大減少試驗(yàn)次數(shù)，因此可以通過該方法研究關(guān)鍵因素的影響，進(jìn)行參數(shù)敏感性分析，得到初步的優(yōu)選布局。

飛行器的幾何外形特征和穩(wěn)定的配平狀態(tài)決定了飛行器的升阻比及阻力。如圖1所示，AHW外形的主要設(shè)計(jì)變量包括頭部半徑RN、第一錐錐角θ1、第一錐長度L1、第二錐錐角θ2、第二錐長度L2、底部直徑D、邊條長度Lw1、控制舵長度Lw2等?？紤]到對(duì)于AHW這種軸對(duì)稱外形而言，升力主要來源于主彈體，控制舵尺寸匹配主要用于提供操縱力矩，因此前期設(shè)計(jì)階段可先不考慮對(duì)控制舵和邊條尺寸的匹配設(shè)計(jì)，僅對(duì)彈體幾何參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。而飛行器的底部直徑D和總長度L等整體參數(shù)，由于受運(yùn)載器限制一般是固定的。在總長和底部直徑確定狀態(tài)下，第一、二錐角及長度之間只有兩個(gè)獨(dú)立變量，為此，可使用正交表L9(34)布置頭部半徑、第一錐角、第二錐段起始位置三因素三水平的正交試驗(yàn)(表1)，建立總長L和底部直徑D給定狀態(tài)下，頭部半徑與底部直徑鈍度比RN/D取值范圍[0.05，0.2]，第一錐角θ1變化范圍[5°，10°],第一段錐與總長之比L1/L取值范圍為[0.4，0.8]的正交設(shè)計(jì)優(yōu)化模型，根據(jù)三變量變化范圍，共設(shè)計(jì)9組不同布局外形，通過不同布局外形下升阻比和容積率的極差，分析AHW主要彈體幾何參數(shù)對(duì)氣動(dòng)特性的影響規(guī)律，獲得升阻比及容積率對(duì)幾何參數(shù)的敏感性結(jié)論。

在高超聲速飛行器布局概念設(shè)計(jì)階段，工程氣動(dòng)力預(yù)測方法因其快速有效的特點(diǎn)仍是不可缺少的設(shè)計(jì)工具，國外的工程氣動(dòng)力預(yù)測工具自20世紀(jì)60年代發(fā)展以來至今仍在不斷發(fā)展和應(yīng)用于高超聲速飛行器設(shè)計(jì)，如S/HABP[10-11]、CBAERO[12]、ZONAIR[15]等。本文布局設(shè)計(jì)所采用的工程氣動(dòng)力預(yù)測方法同試驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬結(jié)果已進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，并且大量應(yīng)用于高超聲速飛行器的設(shè)計(jì)[16-21]，基本能夠滿足布局設(shè)計(jì)階段的要求?；谝陨戏椒ㄟM(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，表1同時(shí)給出了高度30 km下，馬赫數(shù)為7，迎角為10°時(shí)不同試驗(yàn)外形下的升阻比特性及容積率。通過極差RL/D、RVu分析可知，在當(dāng)前長度和底部直徑給定狀態(tài)下，升阻比主要受頭部半徑和第一錐的角度影響較大，其中升阻比隨頭部半徑的減小而增大，并隨第一錐角的增大呈先增加后減小的趨勢，此外升阻比隨第一段錐長度關(guān)聯(lián)較小，要實(shí)現(xiàn)升阻比最優(yōu)，可考慮在滿足防熱需求下頭部半徑取值到最小，第一錐角在9°～12°附近進(jìn)一步優(yōu)化。同時(shí)由于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)固定了彈體長度和底部直徑，因此容積率受三因素變化不太明顯，但隨頭部半徑的增加和第一段錐長度增加呈減小趨勢，隨第一錐角的增大而增大。綜合分析可知，考慮升阻比和容積需求，需要減小頭部半徑，適當(dāng)減小第一段錐長度，并在第一錐角9°～12°附近進(jìn)行和第二錐角的匹配優(yōu)化。

圖1 AHW外形布局參數(shù)示意圖Fig.1 The parameters of AHW configuration

表1 正交表L9(34)的設(shè)置及相應(yīng)結(jié)果Table 1 Experiment assignment with orthogonal table L9(34)

選取正交優(yōu)化得到的最優(yōu)外形方案2以及方案4為代表，通過數(shù)值模擬求解三維可壓縮NS方程對(duì)高度30km下，馬赫數(shù)為7，迎角為10°工況下工程算法的正交優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證分析。圖2給出了兩種典型外形流場壓力分布，圖3給出了兩種外形子午線上壓力在升力方向上的分量。

通過圖2及圖3的對(duì)比分析可知，在同樣的長度及底部直徑約束下，正交設(shè)計(jì)方案4的布局為頭部半徑較大且第一錐角小于第二錐角的布局，這導(dǎo)致了該外形頭部產(chǎn)生阻力較大，同時(shí)在第二錐角下表面處出現(xiàn)了強(qiáng)激波，上表面壓力由于壓縮拐角的存在突然增加。而較優(yōu)外形方案2為第一錐角大于第二錐角的布局，氣流流經(jīng)第一錐角到達(dá)第二錐角時(shí)有膨脹效應(yīng)，因此沒有強(qiáng)激波出現(xiàn)，導(dǎo)致第二錐角處上下表面壓力均小于方案4的布局。通過子午線上壓力在升力方向分量對(duì)比可知，方案2相較于方案4，第一段錐升力有所增加，而第二段錐的升力則減小。整體升阻力計(jì)算分析結(jié)果表明方案2相較于方案4，升力系數(shù)降低了6.8%，雖然升力系數(shù)有所降低，但該外形減阻效果更明顯，相較于方案4阻力系數(shù)降低約37.1%，因此升阻比提升約0.6，同工程氣動(dòng)力方法升阻比提升0.63的預(yù)測結(jié)果基本一致。從采用工程氣動(dòng)力得到的正交設(shè)計(jì)結(jié)果和采用數(shù)值計(jì)算得到的結(jié)果對(duì)比來看，二者優(yōu)化趨勢相同，同時(shí)數(shù)值計(jì)算結(jié)果也驗(yàn)證了正交設(shè)計(jì)參數(shù)敏感性分析的結(jié)論：即在當(dāng)前尺寸約束下具備更小的頭部半徑，較大的第一錐角和較小的第二錐角匹配特征的外形在升阻比方面更具優(yōu)勢，因此可以采用本文的工程氣動(dòng)力方法開展進(jìn)一步布局優(yōu)化研究。

(a) Case2

(b) Case4

圖3 正交設(shè)計(jì)方案4與最優(yōu)外形方案2子午線壓力在升力方向分量對(duì)比Fig.3 Comparison of meridian line pressure component in the lift direction between orthogonal experimental Case 4 and optimal Case 2

按照正交設(shè)計(jì)結(jié)果分析(0.05，9°，0.4)應(yīng)該是較優(yōu)的設(shè)計(jì)組合，因此該樣點(diǎn)可以作為多目標(biāo)優(yōu)化較優(yōu)的初值狀態(tài)。在正交設(shè)計(jì)單點(diǎn)定性分析基礎(chǔ)上本文采用多目標(biāo)優(yōu)化方法對(duì)彈體進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)，采用加權(quán)和方法對(duì)多個(gè)目標(biāo)進(jìn)行加權(quán)處理將其轉(zhuǎn)化為單目標(biāo)優(yōu)化問題, 同時(shí)利用罰函數(shù)法將約束優(yōu)化問題轉(zhuǎn)換成無約束優(yōu)化問題, 并采用隨機(jī)投點(diǎn)法和隨機(jī)射線法進(jìn)行求解[6]。本文給出的具體優(yōu)化設(shè)計(jì)模型為求具備最大升阻比的氣動(dòng)布局，即：max((L/D)max)。

目前城市建筑所主要采用的中水回用系統(tǒng)，根據(jù)中水回用的管道架設(shè)方式，主要分為直接回用和間接回用兩種類型。

滿足約束條件:

(1) 全長L及底部直徑D保持固定不變, 即:L=L0,D=D0；

(2) 設(shè)計(jì)變量為頭部半徑與底部直徑之比RN/D0、第一錐角θ1、第一錐長與總長度之比L1/L0，其設(shè)計(jì)域?yàn)椋?/p>

(3) 計(jì)算狀態(tài)：Ma=7，0°≤α≤20°；

(5) 設(shè)計(jì)變量初值：X0=[0.05,9°,0.4]。

經(jīng)過優(yōu)化分析，最后得到優(yōu)化結(jié)果如下，可以看出，通過正交設(shè)計(jì)定性分析得到的初值結(jié)果基本已經(jīng)比較接近最優(yōu)值，通過多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)，最大升阻比能進(jìn)一步提升6.7%，容積率提升1.4%。

表3 彈體優(yōu)化前后結(jié)果分析對(duì)比Table 3 Comparison between original and optimized biconic body

在當(dāng)前優(yōu)化彈體尺寸基礎(chǔ)上，在初步給定邊條和控制舵尺寸下得到的優(yōu)化外形如圖4所示，后續(xù)氣動(dòng)布局特性分析及操縱面設(shè)計(jì)將圍繞該外形展開。

2 氣動(dòng)特性分析及操縱面匹配設(shè)計(jì)

采用工程氣動(dòng)力方法進(jìn)行優(yōu)化后外形的氣動(dòng)特性分析,該方法基于內(nèi)伏牛頓理論[22-25]，通過對(duì)干擾因子和等效迎角等概念的引入[22]，考慮了舵-體、體-舵間的氣動(dòng)干擾,其計(jì)算精度經(jīng)過了風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算進(jìn)行驗(yàn)證[16-25]。圖5及圖6給出了本文布局外形在單獨(dú)彈體不帶控制及帶控制舵無舵偏時(shí)Ma=5、10、20，側(cè)滑角為0°狀態(tài)下的升阻力特性及壓心特性。從圖5中可以看出，不同的馬赫數(shù)下升阻比特性變化規(guī)律具有相似性，最大升阻比均出現(xiàn)在10°～12°附近，且相同迎角下隨馬赫數(shù)增加升阻比略有降低。在高超聲速范圍內(nèi)該外形最大升阻比可達(dá)2.0左右，且升力系數(shù)在0.5附近，同時(shí)升力線斜率也比較大，因此具備較好的升阻比特性。

圖5 不同馬赫數(shù)下升力及升阻比特性Fig.5 Lift and lift to drag ratio

從圖6壓心變化規(guī)律來看，控制舵的存在使得壓心后移，且隨馬赫數(shù)增大，相同迎角下壓心逐步前移；同時(shí)相同馬赫數(shù)下壓心隨迎角增大逐步后移，因此符合穩(wěn)定性要求，同時(shí)在最大升阻比對(duì)應(yīng)的中等迎角范圍內(nèi)，壓心變化較為明顯，因此可以較為容易獲得所需配平。

飛行器具備較高的控制效率時(shí)才能實(shí)現(xiàn)機(jī)動(dòng)飛行, 這對(duì)質(zhì)心/壓心位置提出了要求，通常二者需要比較接近[23]，以提高機(jī)動(dòng)能力和減小伺服系統(tǒng)消耗，因此帶控制舵的雙錐穩(wěn)定性和機(jī)動(dòng)性是相互矛盾的，必須通過質(zhì)心校調(diào)以及控制舵面設(shè)計(jì)進(jìn)行靜穩(wěn)定裕度/操縱效率協(xié)調(diào)[23,26]。

圖6 帶邊條控制舵與不帶邊條控制舵壓心特性Fig.6 Pressure center characteristic of AHW analog with and without control surface

本文外形控制舵面包含邊條和可活動(dòng)舵面兩部分，其中水平方向的固定邊條可以看作附加升力面，具備一定的增升作用，在有迎角飛行下可使壓心后移，有效影響力矩特性和配平特性，同時(shí)具備整流作用，有利于尾部可活動(dòng)舵面的防熱。由于飛行器在高超聲速飛行時(shí)，外露活動(dòng)控制面很難承受嚴(yán)重的氣動(dòng)加熱和燒蝕，因此采用靜不穩(wěn)定設(shè)計(jì)使得配平狀態(tài)下舵面等效迎角很小十分必要[22-23]。

尺寸相同的活動(dòng)控制面，設(shè)計(jì)方式主要包括后緣舵和全動(dòng)舵兩種布局形式，后緣舵負(fù)舵面偏轉(zhuǎn)時(shí)舵面處于飛行器背風(fēng)面低壓區(qū)，舵效約為相同正舵偏時(shí)的一半，且飛行末端低空高動(dòng)壓下舵面鉸鏈力矩較大，可能會(huì)導(dǎo)致控制能力不足，但由于舵軸偏轉(zhuǎn)時(shí)不會(huì)像全動(dòng)舵一樣存在剪刀縫，因此引起的升阻比損失較小，布局方式有利于熱防護(hù)；而全動(dòng)舵偏轉(zhuǎn)時(shí)鉸鏈力矩較小，對(duì)舵機(jī)載荷要求較低，同時(shí)正負(fù)舵偏時(shí)均有舵面處于高壓區(qū)，因此俯仰及偏航舵效要強(qiáng)于后緣舵，但存在的問題是舵面偏轉(zhuǎn)時(shí)，舵面前緣暴露在高壓來流中，會(huì)形成比較大的升阻比損失[27]。

無論是全動(dòng)舵還是后緣舵，都面臨著邊條-舵干擾問題，文獻(xiàn)[27]對(duì)滑翔飛行器兩種不同形式的翼-舵干擾及舵效問題進(jìn)行了風(fēng)洞及數(shù)值試驗(yàn)，結(jié)果表明全動(dòng)舵在臨近空間范圍內(nèi)作為控制舵面具有一定優(yōu)勢[27]，因此本文作為初步布局設(shè)計(jì)考慮采用全動(dòng)舵設(shè)計(jì)?？刂贫婷娌季中问娇梢圆捎檬植季只蛘卟孀植季郑瑢?duì)于這兩類布局開展的研究已經(jīng)較多，且有定論[23,27-28]，本文不再進(jìn)行討論。由于十字布局控制回路簡單，舵面偏轉(zhuǎn)范圍較大，本文僅討論十字布局下邊條加全動(dòng)舵的操縱面匹配問題。該布局的俯仰運(yùn)動(dòng)由水平兩舵偏轉(zhuǎn)加以控制，偏航運(yùn)動(dòng)由垂直方向兩片舵控制, 滾轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)則由逆時(shí)針或者順時(shí)針兩兩差動(dòng)四個(gè)舵加以控制[28]。假定上、左、下及右舵面偏轉(zhuǎn)角為δ1、δ2、δ3及δ4表示, 且上下舵面前緣向左為負(fù)舵偏，左右舵面前緣向下為負(fù)舵偏, 則俯仰、偏航及滾轉(zhuǎn)三個(gè)方向的操縱可以表示為[25]：

此處質(zhì)心位置采用靜不穩(wěn)定設(shè)計(jì)，選取范圍為單獨(dú)彈體壓心之后。采用前述工程氣動(dòng)力方法進(jìn)行氣動(dòng)特性分析，圖7給出了在邊條長度確定條件下，不同質(zhì)心和舵面尺寸時(shí)，無側(cè)滑狀態(tài)下俯仰控制舵的舵偏效率(舵面尺寸通過控制舵展向與寬度之比R尺寸調(diào)節(jié)，寬度固定)。由于該飛行器為滑翔類飛行器，為了追求更大的航程，整個(gè)飛行器過程中通常迎角需要配平在最大升阻比附近，考慮到最大升阻比在10°～12°附近，因此配平范圍最好能覆蓋8°～15°范圍內(nèi)的配平，同時(shí)在末端對(duì)地攻擊時(shí)，又需要近乎垂直的落地速度，因此也需要兼顧具備大迎角配平的能力。

圖7 配平效率與舵面尺寸Fig.7 Trimming efficiency vs. flaps size

從圖7中可以看出，相同舵面尺寸下，隨質(zhì)心后移，配平迎角的最大值和最小值均增加；同時(shí)在相同的質(zhì)心位置下，隨舵面面積增加配平迎角的最大值和最小值均減小。質(zhì)心為0.59時(shí)，因太過靠前，在不同舵面尺寸下配平范圍均不太合理；當(dāng)質(zhì)心為0.62時(shí)，因比較靠后，在較小的舵面尺寸下也無法得到較好的配平。結(jié)合圖7分析可知，控制舵長寬比為0.6，質(zhì)心位置為0.60時(shí)，能夠?qū)崿F(xiàn)9°～18°迎角配平；質(zhì)心位置為0.61，舵面長寬之比為0.8時(shí)能夠?qū)崿F(xiàn)6°～21°配平及質(zhì)心位置0.62，舵面長寬之比為1時(shí)能夠?qū)崿F(xiàn)6.3°～24°迎角配平可以初步滿足要求。

結(jié)合圖8所示三種配置下所得到配平升阻比分析，選擇質(zhì)心位置0.61，控制舵展長與寬度之比為0.8時(shí)可以得到較大的配平迎角范圍以及較高的配平升阻比。此時(shí)舵效較高，可以用較小的正舵偏得到想要的最大升阻比附近配平以及利用負(fù)舵偏實(shí)現(xiàn)大迎角配平，此時(shí)舵面等效迎角較小，對(duì)高超聲速飛行下的舵面防熱比較有利。

圖8 不同條件下的配平升阻比Fig.8 Trimming lift to drag ratio under different conditions

圖9 俯仰及偏航配平特性Fig.9 Pitching and yawing trimming characteristic

飛行器在穩(wěn)定飛行時(shí)既要保證縱向穩(wěn)定，又要保證其橫側(cè)向的穩(wěn)定性及可控性[23]。對(duì)于AHW飛行器而言, 錐形運(yùn)動(dòng)是其最重要的機(jī)動(dòng)動(dòng)作之一，飛行器在機(jī)動(dòng)飛行時(shí)其俯仰及偏航配平狀態(tài)下繞飛行速度軸滾轉(zhuǎn)，但飛行器并不繞體軸自轉(zhuǎn)[26]， 因而飛行器的側(cè)滑角和迎角將會(huì)交替變化[23]。圖9為飛行器的配平迎角αt及側(cè)滑角βt隨俯仰舵偏角δp及偏航舵偏角δy的變化規(guī)律。從圖中可以看出俯仰方向配平效率較高，大于偏航方向配平效率。對(duì)偏航方向進(jìn)行配平時(shí)，會(huì)對(duì)俯仰方向的配平帶來影響，偏航舵偏越大，俯仰方向在相同舵偏下所能達(dá)到的配平迎角越小。另一方面,俯仰方向配平也會(huì)使得偏航配平舵效降低，并使得配平側(cè)滑角減小。因此錐形運(yùn)動(dòng)時(shí)各個(gè)控制舵面的控制效率會(huì)迎角和側(cè)滑角的交替變化產(chǎn)生差異, 同時(shí)偏航控制使得偏航力矩為零的同時(shí)，不可避免會(huì)產(chǎn)生滾轉(zhuǎn)力矩， 因此在飛行時(shí)存在俯仰、偏航和滾轉(zhuǎn)的較為嚴(yán)重的交叉耦合，需要進(jìn)一步詳細(xì)研究。

3 結(jié) 論

本文參考AHW外形，研究了此類雙錐十字形小尺寸彈翼助推滑翔飛行器布局的優(yōu)化設(shè)計(jì)問題。綜合利用參數(shù)化外形生成方法，提出了一種類AHW氣動(dòng)布局運(yùn)外形，采用工程氣動(dòng)力算法及正交設(shè)計(jì)對(duì)外形進(jìn)行了參數(shù)敏感性及初步優(yōu)化，并采用數(shù)值模擬進(jìn)行了驗(yàn)證分析，在此基礎(chǔ)上利用多目標(biāo)優(yōu)化方法進(jìn)行了進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)及舵面設(shè)計(jì)，給出了布局建議，研究表明：

(1) 宜采用較大的第一錐角和較小的第二錐角組合設(shè)計(jì)，在匹配的質(zhì)心和舵面配置下，優(yōu)化后類AHW氣動(dòng)布局具備較高的升力、升阻比特性及較好的容積利用率，同時(shí)能夠?qū)崿F(xiàn)滑翔時(shí)最大升阻比對(duì)應(yīng)的中小迎角配平以及落地攻擊時(shí)大迎角配平。

(2) 考慮助推滑翔飛行器嚴(yán)峻的防熱問題，該類外形需要采用靜不穩(wěn)定及較小的靜穩(wěn)定裕度設(shè)計(jì)使得舵面效率較高，并且實(shí)際舵面等效迎角較小。

(3) 對(duì)該類外形的俯仰和偏航配平分析表明，二者存在較強(qiáng)耦合，考慮飛行機(jī)動(dòng)時(shí)俯仰、偏航和滾轉(zhuǎn)三者的交叉耦合，還需進(jìn)一步對(duì)滾轉(zhuǎn)控制及飛行機(jī)動(dòng)特性進(jìn)行研究。

總結(jié)來看，帶邊條的雙錐十字控制舵布局的AHW是較常規(guī)布局中能夠?qū)崿F(xiàn)高升力、高升阻比高超聲速滑翔飛行的一種可行方案。但考慮到邊條-舵的布局方式，縫隙干擾會(huì)引起的嚴(yán)峻防熱問題，控制舵與邊條之間的縫隙及尺寸匹配等還應(yīng)作為重點(diǎn)要解決的問題進(jìn)行更為詳細(xì)的計(jì)算分析，同時(shí)考慮機(jī)動(dòng)狀態(tài)下俯仰、偏航和滾轉(zhuǎn)下的交叉耦合，對(duì)滾轉(zhuǎn)控制及機(jī)動(dòng)飛行特性仍需進(jìn)一步研究。