39-不同排气门控制策略下缸内充量掺混过程的仿真研究

内燃机2-1内燃机的动力性能和经济性能指标为什么要分为指示指标和有效指标两大类？表示动力性能的指标有哪些？它们的物理意义是什么？它们之间的关系是什么？表示经济性能的指标有哪些？它们的物理意义是什么？它们之间的关系是什么？答：（1）指示性能指标是以工质对活塞做功为基础的指标。

能评定工作循环进行的好坏。

有效性能指标是以曲轴的有效输出为基础的指标，能表示曲轴的有效输出。

（2）动力性能指标：功率、转矩、转速、平均有效压力、升功率。

（3）功率：内燃机单位时间内做的有效功。

转矩：力与力臂之积。

转速：内燃机每分钟的转数。

Pe=Ttq.n/9550（4）经济性能指标：有效热效率，有效燃油消耗率be。

（5）有效热效率:实际循环的有效功与为得到此有效功所消耗的热量之比值。

ηet=We/Q1 有效燃油消耗率：单位有效功的耗油量。

关系：be=3.6*106/ηet.Hu2-4 平均有效压力和升功率在作为评定发动机的动力性能方面有何区别？答：平均有效压力是一个假想不变的压力，其作用在活塞顶上使活塞移动一个行程所做的功等于每循环所做的有效功，升功率是在标定的工况下，发动机每升气缸工作容积所发出的有效功率。

区别：前者只反应输出转矩的大小，后者是从发动机有效功率的角度对其气缸容积的利用率作出的总评价，它与Pme和n的乘积成正比。

（Pl=Pme·n/30T）2-5充量系数的定义是什么？充量系数的高低反映了发动机哪些方面性能的好坏？答（1）充量系数每个循环吸入气缸的空气量换算成的进气管状态下的体积。

V1与活塞排量Vs之比（2）充量系数高低反映换气过程进行完善程度。

2-8 过量空气系数的定义是什么？在实际发动机上怎样求得？1）过量空气系数：燃烧1kg燃料的实际空气量与理论空气量之比。

2）实际发动机中Φa 可由废气分析法求得，也可用仪器直接测得；对于自然吸气的四冲程内燃机，也可由耗油量与耗气量按下式求得（Φa=Aa/BLo ）2-9 内燃机的机械损失由哪些部分组成？详细分析内燃机机械损失的测定方法，其优缺点及适用场合。

基于GT-Power仿真的2.0L汽油机动力性能分析与优化李明;许敏;赵金星;徐宏昌;李冕【摘要】利用GT-Power仿真工具建立了某2.0L汽油机性能仿真模型.并利用原机台架试验数据验证了该模型的正确性.分析了两阶段可变进气歧管长度和可变进气门正时方案对发动机性能的影响.并对原机进气歧管长度、配气相位、稳压腔容积和点火角等参数进行了优化.结果表明,优化后汽油机最大转矩从180 N·m提高到196.5 N·m,额定功率达到102kW,而油耗与原机基本保持一致.%The performance model of a 2.0L engine is established using GT-Power, and the effectiveness of this model is verified by using rig test data of the 2.0L engine. The effect of two-stage variable intake manifold length and variable intake valve timing plan on engine performance has been analyzed, and related parameters, including the intake manifold length, valve timing, intake chamber volume, and ignition angle, etc., are optimized in this work. The optimized results show that the engine performance has been improved significantly,with the largest torque increases to 196.5 N ·m from 180 N·m, and the rated power increases to 102 kW while the fuel consumption is almost kept unchanged.【期刊名称】《汽车技术》【年(卷),期】2011(000)003【总页数】7页(P5-11)【关键词】汽油机;可变进气歧管;可变气门正时;优化【作者】李明;许敏;赵金星;徐宏昌;李冕【作者单位】上海交通大学,汽车电子控制技术国家工程实验室;上海交通大学,汽车电子控制技术国家工程实验室;上海交通大学,汽车电子控制技术国家工程实验室;上海交通大学,汽车电子控制技术国家工程实验室;上海交通大学,汽车电子控制技术国家工程实验室【正文语种】中文【中图分类】U464.1711 前言为了更好地适应市场竞争和满足配套车辆的要求，很多发动机厂商都纷纷致力于对原有发动机的性能进行优化改进。

19.应⽤GT-POWER设计发动机⽓门升程应⽤GT-POWER设计发动机⽓门升程张⼩燕蒲运平（长安汽车⼯程研究院重庆 401120）摘要：本⽂利⽤GT-POWER计算，介绍了车⽤发动机的⽓门升程设计问题。

设计中，主要从发动机性能⽅⾯考虑⽓门升程的设计要求，利⽤DOE的⽅法，考察了⽓门开启持续⾓及⽓门升程对发动机充量系数的影响。

关键词：GT-POWER ⽓门升程⽓门开启持续⾓充量系数Design of Valve Lift of Automotive Engine by GT-POWERAbstract：A GT-POWER model is used to show the details of valve lift designed of automotive engine in this paper.The effection of valve opening and valve lift on engine’s volumetric coefficiency is studied by DOE（design of experiment），considering primarily the required profile for valve lift on performance of engine.Key words： GT-POWER Valve Lift Valve Opening Duration Volumetric Coefficiency1、介绍对于传统凸轮驱动的配⽓机构，由于受到结构的限制，⽓门不可能瞬间开启到最⼤升程的位置，其升程特性只能是连续变化的，这在换⽓过程中造成很⼤的流动损失，有损于发动机的动⼒性。

⽓门升程对⽓道流量系数有⾮常重要的影响，⽓道流量系数随⽓门升程的增⼤⽽增⼤，如图1所⽰,并且可以看出，⽓门升程开启达⼀定⾼度后，流量系数⼏乎不再增加。

因此合理设计⽓门的运动规律，也就是⽓门升程（Valve Lift或者Valve Profile），对提⾼充量系数Φc，改善发动机换⽓质量是相当重要的。

影响汽车发动机换气过程的因素及措施20lotl7^技术协作信息Z程技术影响汽车发动机换气过程的因素及措施●何立波摘要:发动机的排气过程和进气过程的总和,统称为换气过程.换气过程的任务是将缸内的废气排净,吸入尽可能的新鲜工质.本文主要分析影响汽车发动机换气过程的因素及需要采取的相应措施.关键词:汽车发动机;换气过程;影响因素;措施一,影响汽车发动机换气过程的因素发动机运行时,在换气时间内,要使排气干净,进气充足是比较困难的.为了增加气门开启时间,充分利用气流的流动惯性以及减少换气损失,改善换气过程,提高发动机性能,进,排气门一般都提前开启,滞后关闭,不受活塞行程的限制.充气系数对发动机的功率,转矩影响很大,因此,分析影响充气系数的因素具有重要意义.影响因素有进气终了压力及温度,大气的压力及温度,压缩比,排气终了压力及温度等.1.进气终了压力.-(1)空气滤清器的阻力.空气滤清器是用来减少进气过程中进入气缸的灰尘,以减少气缸的磨损.由于空气滤清器的结构不同及使用中油污堵塞,会使其阻力增大,造成发动机充气性能大大下降,因此要求空气滤清器的滤清效果要好,而又不增加进气阻力.使用中应经常保养,清除油污,更换滤芯,以达到减少阻力和进气通畅.①进气管道的阻力.进气管道包括进气歧管和通向缸体和缸盖上的气体通道.其阻力的大小主要取决于进气管道的结构和尺寸.进气歧管的断面大则阻力小,可提高进气压力.但断面大,气体流速低,且易使燃料液态颗粒沉积在管壁上,使燃料的蒸发与雾化变差,各缸分配不均匀.因此进气管的断面大小受到一定限制,使进气形成一定阻力.此外,进气管的长度,表面租糙度,拐弯及流通截面等,都会增加进气阻力.因此要求进气管有合适的长度与断面尺寸,拐弯处应有较大的圆角,管内表面光滑安装时进排气接口及其衬垫口应对准,以减少进气阻力,提高充气效率.②进气门处的阻力.在整个进气系统中,进气门处气流通过断面最小,而且截面变化大,是整个进气系统中产生阻力最大的地方.因此对进气压力的影响也最大.新鲜气体通过进气门,使进气终了压力降低.进气门通道断面的变化又取决于气门直径,锥角,升程和配气相位等多方面因素.(2)进气终了温度.新鲜气体进入气缸后,同高温机件接触,与残余废气混合,进气终了温度升高,气体密度减小,充气系数降低.此外,汽油机的进,排气管常铸成一体,利用排气管加热进气管,使燃油预热蒸发,也使进气温度升高,减少了循环充气.为了降低进气温度,在柴油机上常将进排气管分置在发动机两侧.2.压缩比的影响.压缩比增加,空隙容积相对减小,使残余废气量相对下降,所以充量系数提高.但压缩比对充气效率的影响很小,而且其数值的选择主要是考虑燃烧和机件负荷的限制,一般而言,汽油机在保证正常燃烧的前提下.尽可能提高压缩比,以提高热效率;柴油机在保证各工况正常着火的前提下,不过分追求高压缩比,以免机件承受的负荷过大.3.转速与配气相位的影响.进气流动阻力除了与进气系统的结构有关以外,还取决于新鲜气体的流速.气体流动引起的阻力与流速的平方成正比,而气体流速又与发动机转速有关,发动机转速提高,气体流速也提高,所以气体流动阻力也与发动机转速的平方成正比.随着转速的升高,气体阻力增大,使进气终了压力下降.配气相位包括进排气门早开,迟闭,在进排气门早开,迟闭中,进气迟闭角对进气终了压力影响最大.由于发动机转速变化,气流惯性也发生变化,但进气迟闭角是不变的,因此当转速高时,气流惯性未被利用;转速低时,又会造成气体倒流,从而影响进气压力.通过选择适当的配气相位,可获得较高的循环充量和充量系数.'4.负荷的影响.汽油机与柴油机负荷调节方法不同,发动机的负荷变化对进气终了压力的影响也不同.柴油机进气行程进入气缸的空气量不变,负荷的调节是通过改变油量调节拉杆或齿条的位置,控制喷油量来实现的.由于转速不变, 进气系统又无节流装置,因此流动阻力基本不变,所以当负荷变化时,进气终了压力也基本不变.5.排气终了压力.由于排气系统有阻力,排气终了时气缸内残余废气压力总是要高于大气压力.排气终了压力高,残余废气密度大,残余废气量多,新气充量相对减小,充量系数下降,与进气过程相同,排气终了压力主要取决于排气系统的阻力,特别是排气门处的阻力,当转速上升时,流动阻力增大而排气终了压力增加,使排气终了压力减小.6.排气终了温度.排气终了温度过高,下一个进气行程容易形成气阻现象.排气终了压力过高残余废气系数大,使充气效率下降.因此,适当降低排气终了温度和排气终了压力,有利于提高下一个进气行程的进气量.二,改善换气过程的措施1.减少进气系统阻力.影响进气压力的主要因素是进气系统的阻力.进气系统阻力的大小为各段通道阻力的总和.通过减小各段阻力,可达到减少进气系统阻力的目的.(1)减小进气门处的阻力.在整个进气系统中,进气门处的通过断面最小,而且变化大,气体流动阻力最大,是产生进气阻力的重要部位.采取下列措施可以减小进气门处的阻力.①增大进气门开启的对面值.气门开启断面与对应开启时间的乘积称为气门开启对面值.气门开启时间长,开启断面大,则气门开启时面值大,气流通过能力越强,阻力越小.增大进气门头部直径,减小气门头部锥角,增大气门升程,延长气门开启时间,均可扩大气门开启对面值,从而扩大气流通过能力,减少阻力提高充量系数. 但增大气门直径受到燃烧室结构的限制,因此常用减小排气门头部直径的方法, 相应增大进气门头部直径.②合理控制进气门处气流的平均速度.③增加进气门的数目一般采用双进气门和双排气门或三个进气门,二个排气门的结构,提高充量系数.(2)减小进气管道阻力.进气管道结构,尺寸及表面质量对充量系数有较大影响.进气管道应保证足够的气体流通面积和结构上的要求.汽油机还必须考虑燃料的蒸发,气化和分配;柴油机还应利于进气涡流的形成,以改善混合气的品质和燃烧等.为了改善发动机低速时动力性和保证高速时进气充分,现代发动机还采用可变长度的进气管.由进气歧管转换电磁阀控制转换,在发动机高转速范围,电磁阀工作,使进气通道变短.近年来汽油机采用电控燃油喷射系统,取消了化油器,既可以减小进气阻力,同时又满足了混合气浓度,雾化和分配均匀等要求,得到广泛应用.2.合理选择配气相位.发动机进排气相位对发动机的充气性能有重要的影响,从而影响到发动机的动力性,经济性和排放性能.在不同的转速,负荷工况下,发动机都有最佳的气门相位.因此,为了充分利用气流惯性,增加循环充量, 提高充量系数,合理选择配气相位是很重要的.3.减少排气阻力.减小排气阻力是减少排气后气缸内残余废气量,降低排气终了压力的主要措施.排气系统包括排气门,排气管道和消声器等,因此,减小排气阻力主要在结构上采取措施如减少管路弯道,管路内表面尽量光滑,增加排气管直径和数量等.排气系统阻力降低,排出的废气量增加,排气终了压力下降, 不仅可以使残余废气减少,充气系数提高,而且还能够减少排气损失.4.降低进气温度.新鲜空气被吸人气缸的过程中,受到进气管道,气门的加热,使进气温度升高,气体密度下降,循环充量减少.尽量使进气管远离排气管, 以降低进气管温度.有些轿车发动机采用调节预热装置,根据季节温度不同可调节进气预热程度.主要作用是在发动机启动后温度较低时,从排气管附近给发动机提供温度较高的热空气,以保证混合气形成,降低排放污染.当发动机温度升高后,由控制阀关闭来自排气管的热空气,以提高进气效率.参考文献【1】孙凤英.发动机原理与合理使用【M】北京机械工业出版社2002【2】张西振.发动机原理与汽车理论【M】北京人民交通出版社2004I作者单位:黑龙江省八五一零农场)197?。

第９卷㊀第１期２０２４年１月气体物理ＰＨＹＳＩＣＳＯＦＧＡＳＥＳＶｏｌ.９㊀Ｎｏ.１Ｊａｎ.２０２４㊀㊀ＤＯＩ:１０.１９５２７/ｊ.ｃｎｋｉ.２０９６￣１６４２.１０８０基于Ｉｓｉｇｈｔ的二元进气道压缩楔射流控制参数优化孙冯涛ꎬ㊀史志伟ꎬ㊀张伟麟ꎬ㊀丁保政ꎬ㊀舒彦淋(南京航空航天大学航空学院ꎬ江苏南京２１００１６)ＰａｒａｍｅｔｅｒＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆＪｅｔＣｏｎｔｒｏｌｆｏｒＣｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎＲａｍｐｓｏｆＴｗｏ￣ＤｉｍｅｎｓｉｏｎａｌＩｎｌｅｔＢａｓｅｄｏｎＩｓｉｇｈｔＳＵＮＦｅｎｇｔａｏꎬ㊀ＳＨＩＺｈｉｗｅｉꎬ㊀ＺＨＡＮＧＷｅｉｌｉｎꎬ㊀ＤＩＮＧＢａｏｚｈｅｎｇꎬ㊀ＳＨＵＹａｎｌｉｎ(ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＡｅｒｏｓｐａｃｅＥｎｇｉｎｅｅｒꎬＮａｎｊｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃｓａｎｄＡｓｔｒｏｎａｕｔｉｃｓꎬＮａｎｊｉｎｇ２１００１６ꎬＣｈｉｎａ)摘㊀要:二元进气道常用于宽速域吸气式飞行器ꎮ宽速域飞行器的飞行速域较大ꎬ进气道要兼顾高低速条件下的飞行要求ꎬ这存在一定的困难ꎮ利用射流进行前体激波控制ꎬ在一定程度上可以改善流场ꎬ并提升进气道性能ꎬ但现有的射流激励方案仅是将激波推至唇口ꎬ不一定使得进气道达到最优性能或造成射流流量过多损失ꎬ因此射流控制参数的优化是一个重要问题ꎮ基于Ｉｓｉｇｈｔ软件搭建优化流程ꎬ采用Ｈｏｏｋｅ￣Ｊｅｅｖｅｓ优化方法ꎬ以射流角度㊁射流宽度以及射流位置作为优化变量ꎬ流量系数作为约束条件ꎬ总压恢复系数最大作为目标函数进行优化ꎬ探究了来流Ｍａｃｈ数为６时不同射流参数对进气道性能的影响ꎮ结果表明ꎬＨｏｏｋｅ￣Ｊｅｅｖｅｓ优化方法可以应用于进气道前体射流控制参数优化问题ꎬ优化后的进气道能够满足流量系数的要求ꎬ射流角度优化后的总压恢复系数相对于无射流方案提升１８％ꎬ综合优化后的总压恢复系数相对于仅优化射流角度提升２.８２％ꎮ关键词:进气道ꎻＩｓｉｇｈｔꎻ流动控制ꎻ参数优化ꎻ总压恢复系数㊀㊀㊀中图分类号:Ｖ２１１.７㊀㊀文献标志码:Ａ收稿日期:２０２３￣０８￣２８ꎻ修回日期:２０２３￣１０￣１１第一作者简介:孙冯涛(１９９８ )㊀男ꎬ硕士ꎬ主要研究进气道流动控制与参数优化ꎮＥ￣ｍａｉｌ:５７８７３９３２１＠ｑｑ.ｃｏｍＡｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｗｏ￣ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｉｎｌｅｔｉｓｕｓｕａｌｌｙｕｓｅｄｉｎｔｈｅｗｉｄｅ￣ｓｐｅｅｄ￣ｒａｎｇｅａｉｒｃｒａｆｔｗｈｉｃｈｈａｓａｈｉｇｈｅｒｆｌｙｉｎｇｖｅｌｏｃｉｔｙｒｅｇｉｏｎ.Ｉｔｉｓｄｉｆｆｉｃｕｌｔｔｏｍｅｅｔｍｏｒｅｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｕｎｄｅｒｂｏｔｈｌｏｗ￣ｓｐｅｅｄａｎｄｈｉｇｈ￣ｓｐｅｅｄｆｌｏｗｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ.Ａｌｔｈｏｕｇｈｔｈｅｉｎｌｅｔｐｅｒｆｏｒ￣ｍａｎｃｅｃｏｕｌｄｂｅｉｍｐｒｏｖｅｄｂｙｕｓｉｎｇｊｅｔｓｔｏｃｏｎｔｒｏｌｓｈｏｃｋｗａｖｅｓｏｎｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｒａｍｐｓꎬｔｈｅｅｘｉｓｔｉｎｇｊｅｔｅｘｃｉｔａｔｉｏｎｏｎｌｙｐｕｓｈｔｈｅｓｈｏｃｋｗａｖｅｔｏｗａｒｄｔｈｅｃｏｗｌꎬｗｈｉｃｈｍａｙｎｏｔａｃｈｉｅｖｅｏｐｔｉｍａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ.Ｔｈｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆｊｅｔｃｏｎｔｒｏｌｐａｒａｍｅｔｅｒｓｉｓａｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｐｒｏｂｌｅｍ.ＴｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｓｏｎｉｎｌｅｔｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｗｅｒｅｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄａｔＭａ＝６ｂａｓｅｄｏｎＩｓｉｇｈｔｗｉｔｈｔｈｅＨｏｏｋｅ￣Ｊｅｅｖｅｓｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄꎬｉｎｗｈｉｃｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｊｅｔｐａｒａｍｅｔｅｒｓｗｅｒｅｓｅｌｅｃｔｅｄａｓｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｓꎬｆｌｏｗｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｗａｓｓｅｌｅｃｔｅｄａｓｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｃｏｎｄｉｔｉｏｎａｎｄｍａｘｉｍｕｍｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｗａｓｓｅｌｅｃｔｅｄａｓｏｂｊｅｃ￣ｔｉｖｅｆｕｎｃｔｉｏｎｆｏｒｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ.ＴｈｅｒｅｓｕｌｔｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅＨｏｏｋｅ￣Ｊｅｅｖｅｓｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｉｓａｂｌｅｔｏｏｐｔｉｍｉｚｅｉｎｌｅｔｗｉｔｈｊｅｔｃｏｎｔｒｏｌ.Ｔｈｅｏｐｔｉｍｉｚｅｄｉｎｌｅｔｃａｎｍｅｅｔｔｈｅｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｏｆｆｌｏｗｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｓ.Ｔｈｅｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔａｆｔｅｒｏｐｔｉ￣ｍｉｚｉｎｇｔｈｅｊｅｔａｎｇｌｅｉｓｉｎｃｒｅａｓｅｄｂｙ１８％ｃｏｍｐａｒｅｄｔｏｔｈｅｉｎｌｅｔｗｉｔｈｏｕｔｊｅｔꎬａｎｄｔｈｅｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔａｆｔｅｒｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｉｓｉｎｃｒｅａｓｅｄｂｙ２.８２％ｃｏｍｐａｒｅｄｔｏｏｎｌｙｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｔｈｅｊｅｔａｎｇｌｅ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｉｎｌｅｔꎻＩｓｉｇｈｔꎻｆｌｏｗｃｏｎｔｒｏｌꎻｐａｒａｍｅｔｅｒｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎꎻｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ引㊀言自高超声速飞行的概念提出以来ꎬ以超燃冲压发动机为动力的吸气式高超声速飞行器研究日益受到关注[１]ꎮ高超声速进气道作为现代高超声速飞行器的重要组成部分ꎬ飞行空域广㊁速域大ꎮ对于固定几何的进气道ꎬ当来流Ｍａｃｈ数低于设计Ｍａｃｈ数时ꎬ进气道的喉道流通能力低ꎬ进气道不易起动ꎻ当来流Ｍａｃｈ数高于设计Ｍａｃｈ数时ꎬ压缩激波容易直接打入进气道唇口ꎬ使得进气道进入超额定状态ꎬ容易引发激波干扰降低进气道性能ꎮ气体物理２０２４年㊀第９卷为使二元进气道能够满足现代化飞行的宽速域要求ꎬ采用变几何进气道或者加入主动流动控制ꎬ均可在一定程度上提高进气道性能ꎮ变形控制方式主要以形状记忆合金作为载体ꎬ根据记忆合金形状随温度变化而变化的特性改变几何体局部形状达到控制效果[２￣４]ꎻ主动控制方式包括射流激励[５￣９]㊁壁面抽吸[１０￣１２]㊁磁流体控制[１３￣１５]㊁合成射流[１６￣１８]㊁等离子体控制[１９￣２１]等ꎬ可以应对复杂流场环境ꎬ达到高效㊁准确的控制效果ꎮ对于射流激励方面ꎬＨａｗｓ等[５]在２１世纪初针对射流激励控制高超声速进气道前体激波进行了研究ꎬ通过改变射流强度探究射流对进气道前体激波的控制效果ꎮ南京航空航天大学的Ｔａｎ等[８]在Ｈａｗｓ的基础上提出一种新型射流激励方式ꎬ通过注入少量射流迫使边界层向外偏转ꎬ从而使得激波也向外偏转ꎬ实现控制激波角度的目的ꎮ南京航空航天大学的靳守林[９]针对该种射流激励ꎬ通过数值模拟和实验验证ꎬ证明了该方法在提高二元进气道总压恢复系数方面的可行性ꎬ并初步探究了不同射流激励参数(射流角度㊁射流宽度㊁以及射流位置)对总压恢复系数的影响ꎬ但没有给出射流激励器的最优参数ꎮ变型面控制和主动流动控制均可以一定程度上提升进气道的性能ꎬ但要使得进气道性能在非设计工况下实现最大化ꎬ须进一步开展优化设计ꎮ国内外研究人员对此进行了诸多研究ꎮＤａｍｍ等[２２]采用离散伴随梯度法对ＮＡＳＡＰ２高超声速进气道进行了优化设计ꎮＫｌｉｎｅ等[２３￣２５]基于连续伴随梯度法对二维高超声速前体－进气道进行优化以获得最大推力ꎬ理论上ꎬ伴随梯度法可以处理多变量高超声速前体－进气道优化问题ꎬ然而该方法容易陷入局部最优解ꎮＳｈｕｋｌｅ等[２６]以最大总压恢复系数为目标函数ꎬ以进气道出口气流均匀性为约束条件对二元进气道进行优化ꎮＢｒｏｗｎ等[２７]采用进化算法ꎬ以压力恢复系数(ｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅ￣ｃｏｖｅｒｙｆａｃｔｏｒꎬＰＲＦ)最大和ＰＲＦ方差最小为目标函数ꎬ对具有３个压缩拐角的二维超燃冲压发动机进气道进行了优化设计ꎮ国内研究者也对二元进气道的优化设计展开了相关研究ꎮ孙菲等[２８]针对高超声速二元进气道提出了一种优化方法ꎬ采用遗传算法ꎬ以总压恢复系数和喉道Ｍａｃｈ数为优化目标ꎬ流量系数为约束条件进行优化ꎮ范晓樯等[２９]建立了二元进气道的参数化设计方法ꎬ为二元进气道的优化设计提供了便捷的变参数路径ꎮＷｕ等[３０ꎬ３１]采用基于代理模型的逐次优化策略对二维高超声速前体进气道进行整体优化ꎬ结果表明ꎬ数据驱动优化方法与梯度优化方法一样高效ꎬ但精度较低ꎮ大部分优化算法可以在进气道型面优化上得到较好的应用ꎬ但在射流激励基础上开展的进气道优化方案较少ꎮ为此ꎬ在射流激励条件下ꎬ保证进气道流量系数满足性能要求ꎬ如何实现总压恢复系数最大具有重要的研究意义ꎮ本文以二元两级压缩进气道模型为研究对象ꎬ进气道设计Ｍａｃｈ数为４.０ꎬ流动控制Ｍａｃｈ数为６.０ꎬ在两个压缩面上分别布置一个射流激励器ꎬ基于Ｉｓｉｇｈｔ对射流角度和射流宽度进行参数优化ꎬ使得进气道的总压恢复系数最大ꎬ并对优化前后的流场进行对比分析ꎮ１㊀进气道模型及数值验证１.１㊀进气道模型进气道模型为二元两级压缩进气道模型ꎬ如图１所示ꎬ主要由两级外压缩面和内通道两部分组成ꎬ内通道转角和唇口内侧均采用圆弧过渡处理ꎬ以削弱流场因结构外形改变而发生角度偏转产生的斜激波[９]ꎮ进气道主要设计参数如表１所示ꎮ图１㊀进气道模型Ｆｉｇ.１㊀Ｉｎｌｅｔｍｏｄｅｌ表１㊀进气道主要设计参数Ｔａｂｌｅ１㊀Ｍａｉｎｄｅｓｉｇｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｉｎｌｅｔｐａｒａｍｅｔｅｒｖａｌｕｅｌ１/ｍｍ１６０ｌ２/ｍｍ２００α１/(ʎ)７α２/(ʎ)１３ｈ/ｍｍ１３６ｈ１/ｍｍ７６１.２㊀数值验证本文的数值模拟方法采用隐式耦合求解二维Ｒｅｙｎｏｌｄｓ平均Ｎ￣Ｓ方程ꎬ湍流模型选取ＳＳＴｋ￣ω模型ꎬ为提升数值计算中对近壁面边界层流场的计算精度ꎬ对近壁面的网格均进行了加密ꎬ以确保ｙ＋小于１ꎮ采用Ｒｏｅ￣ＦＤＳ计算格式和２阶迎风离散ꎬ计２２第１期孙冯涛ꎬ等:基于Ｉｓｉｇｈｔ的二元进气道压缩楔射流控制参数优化算工况均为０ʎ攻角０ʎ侧滑角ꎮ模型网格选用结构化网格ꎬ唇口附近局部网格如图２所示ꎬ来流条件为压力远场ꎬ来流Ｍａｃｈ数(Ｍａɕ)为６ꎬ来流静压１２６０Ｐａꎬ静温７３.２Ｋꎬ进气道内通道出口和远场出口均为压力出口ꎮ图２㊀唇口附近局部网格Ｆｉｇ.２㊀Ｌｏｃａｌｇｒｉｄｎｅａｒｔｈｅｌｉｐ对Ｍａɕ＝６的工况进行了数值计算ꎬ数值计算方法和边界条件与前文所述一致ꎮ为验证所用数值方法的准确性ꎬ选用１.９ˑ１０５ꎬ３.３ˑ１０５ꎬ５.０ˑ１０５网格量模型作为３种不同疏密程度的网格ꎬ参考文献[９]的实验结果进行算例验证ꎬ图３为数值计算和实验的激波分布ꎬ图４为实验和数值计算下内通道下壁面静压系数分布ꎬ可见中等网格和密网格捕捉到的激波较精细ꎬ并且内通道中的分离区清晰可见ꎬ而稀疏网格捕捉的激波粗糙ꎮ对比数值计算和实验的内通道下壁面压力系数ꎬ中等网格和密网格的计算结果和实验结果符合良好ꎬ能够保证所用数值方法的可靠性ꎮ为在保证计算精度的同时节约计算资源ꎬ本研究选取中等网格量进行后续数值计算ꎮ图３㊀数值仿真密度梯度图和实验纹影图Ｆｉｇ.３㊀Ｃｏｎｔｏｕｒｏｆｄｅｎｓｉｔｙｇｒａｄｉｅｎｔｍａｇｎｉｔｕｄｅａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｃｈｌｉｅｒｅｎ图４㊀数值仿真和实验内通道下壁面压力系数分布Ｆｉｇ.４㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｌｏｗｅｒ￣ｗａｌｌｐｒｅｓｓｕｒｅｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｂｅｔｗｅｅｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ２㊀射流角度参数优化２.１㊀优化变量及目标函数在两级压缩面上分别布置一个射流激励器ꎬ射流激励器边界条件为压力入口ꎬ射流激励器参数如图５所示ꎮ射流角度定义为射流前缘壁面与压缩面壁面之间的夹角θꎬ射流宽度Ｗ为射流壁面之间的距离ꎬ射流位置以射流前缘壁面到压缩面前缘拐点的距离Ｄ定义ꎬＰｒ为射流压比ꎬ定义为射流静压与来流静压之比ꎮ射流缝截面形状始终被约束为平行四边形ꎮ选取射流角度θ和射流压比Ｐｒ作为优化变量ꎬ射流位置Ｄ＝５ｍｍꎬ射流宽度Ｗ＝１０ｍｍꎬ以出口总压恢复系数σ最大为目标函数进行优化ꎬ同时以流量系数φ为约束条件(０.９<φ<１.０５)ꎬ且在优化结果的后处理过程中需剔除不满足约束条件的样本点ꎬ保证在满足流量系数的前提下最大化进气道的总压恢复系数ꎮ图５㊀射流激励器参数Ｆｉｇ.５㊀Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｊｅｔｅｘｃｉｔｅｒ射流角度优化变量的初值和取值范围在表２中列出ꎮθ１和Ｐｒ１分别为一级压缩面上射流激励器３２气体物理２０２４年㊀第９卷的射流角度和射流压比ꎬθ２和Ｐｒ２分别为二级压缩面上射流激励器的射流角度和射流压比ꎮ由于要在最大化总压恢复系数的同时减小射流流量损耗ꎬ还要兼顾寻优范围不能过小ꎬ所以将射流压比限制在２~６ꎮ为方便后续表述ꎬ将一级压缩面上的射流缝称为一级射流缝ꎬ二级压缩面上的射流缝称为二级射流缝ꎮ表２㊀射流角度优化变量取值范围Ｔａｂｌｅ２㊀Ｖａｌｕｅｒａｎｇｅｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｓｗｈｅｎｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｊｅｔａｎｇｌｅｖａｒｉａｂｌｅｖａｌｕｅｍｉｎｖａｌｕｅｉｎｉｔｉａｌｖａｌｕｅｍａｘθ１/(ʎ)３０９０１５０θ２/(ʎ)３０９０１５０Ｐｒ１２２.８５６Ｐｒ２２３.１５６２.２㊀优化方法对于射流角度优化来说ꎬ优化变量为射流角度和射流压比ꎬ总共为４个待优化变量ꎮ遗传算法计算变量较多的优化问题时效率偏低ꎬ计算代价大ꎻ梯度算法利用梯度信息计算局部最优解ꎬ处理多变量优化问题效率高ꎻ直接搜索法不需要计算函数梯度ꎬ而是通过相应的搜索步长来直接搜索最优解ꎮ由于该优化问题中的优化变量较多ꎬ本文选取Ｈｏｏｋｅ￣Ｊｅｅｖｅｓ优化方法ꎬ该算法不需要连续的目标函数ꎬ能很好地处理多变量优化问题ꎬ同时能迅速收敛到局部最优解[３２]ꎮ对于Ｈｏｏｋｅ￣Ｊｅｅｖｅｓ优化方法而言ꎬ最终寻得的最优解很大程度上受到优化变量初值的影响ꎬ为解决局部最优解问题ꎬ须结合进气道ＳＯＣ(ｓｈｏｃｋ￣ｏｎ￣ｃｏｗｌ)原则ꎬ即进气道前体激波汇聚在唇口时ꎬ进气道性能达到最优ꎬ因此选取激波汇聚在唇口附近的参数值作为优化初值ꎬ此时寻得的最优解即可视为全局最优解ꎮ２.３㊀优化流程利用Ｉｓｉｇｈｔ软件搭建整体优化流程ꎬ图６是Ｉｓｉｇｈｔ优化求解过程ꎮ以优化射流角度和射流宽度为例说明整个优化流程的运行ꎮ首先在Ｖａｌｕｅ＿ｉｎｐｕｔ中输入射流参数ꎬ设置射流角度为９０ʎꎬ射流宽度为１０ｍｍꎬ将射流参数传递给Ｃａｔｉａ模块ꎬ按照输入参数值改变射流角度和射流宽度ꎬ之后将改变射流参数后的进气道模型传递给Ｐｏｉｎｔｗｉｓｅ模块ꎬ按照预先在软件中录制好的脚本文件进行网格划分并输出ｃａｓ文件ꎬ该射流参数下的射流激励器模型及网格划分如图７(ａ)所示ꎻＦｌｕｅｎｔ模块除了读取Ｐｏｉｎｔｗｉｓｅ模块输出的ｃａｓ文件外ꎬ还须嵌入编写的Ｊｏｕ脚本文件进行边界条件设置和求解设置ꎬ数值计算完成后通过Ｃａｌｃｕｌａｔｏｒ模块计算进气道性能参数ꎬ计算收敛结果如图７(ｂ)所示ꎬ最后将进气道性能参数输出至优化模块(Ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ１)ꎬ根据目标函数对性能参数进行评估并优化射流参数ꎬ同时将其传递给Ｖａｌｕｅ＿ｉｎｐｕｔ模块ꎬ以上过程不断循环迭代直至目标函数收敛ꎮ图６㊀Ｉｓｉｇｈｔ优化流程Ｆｉｇ.６㊀ＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓｏｆＩｓｉｇｈｔ(ａ)Ｍｅｓｈｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ㊀㊀㊀㊀㊀(ｂ)Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ图７㊀优化过程中网格划分及数值计算结果Ｆｉｇ.７㊀Ｇｒｉｄａｎｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｉｎｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ４２第１期孙冯涛ꎬ等:基于Ｉｓｉｇｈｔ的二元进气道压缩楔射流控制参数优化Ｈｏｏｋｅ￣Ｊｅｅｖｅｓ优化方法包括两个关键参数:相对步长和步长缩减因子ꎮ相对步长是指算法在最初寻优时和设计变量的初始值共同决定扰动范围ꎬ该参数在本问题取０.５ꎮ步长缩减因子的取值范围在０~１之间ꎬ该值越大ꎬ收敛的可能性就越大ꎬ但是评估函数的时间相应增加ꎮ该值越小ꎬ函数的评估和程序运行的时间越少ꎬ但不收敛的可能性会增加[３２]ꎮ本问题折中取０.５ꎮ对于射流角度的优化ꎬ优化迭代１００步后目标函数收敛ꎬ各优化变量收敛过程如图８所示ꎮ(ａ)Ｏｂｊｅｃｔｉｖｅｆｕｎｃｔｉｏｎ(ｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ)(ｂ)Ｆｉｒｓｔｊｅｔａｎｇｌｅ(ｃ)Ｓｅｃｏｎｄｊｅｔａｎｇｌｅ图８㊀目标函数及各优化变量收敛过程Ｆｉｇ.８㊀Ｃｏｎｖｅｒｇｅｎｃｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｏｂｊｅｃｔｉｖｅｆｕｎｃｔｉｏｎａｎｄｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｓ２.４㊀优化结果图８给出了优化过程中总压恢复系数和各优化变量的收敛过程ꎮ由图８(ａ)可知ꎬ总压恢复系数收敛在０.４９附近ꎬ最大值为０.４９６ꎬ相对于不加射流激励的本体提升了１８％ꎬ此时各优化变量的值如表３所示ꎬ一级压缩面上的射流角度达到了约束最大值１５０ʎꎬ二级压缩面上的射流角度减小ꎬ两个射流缝的射流压比相对于初值均有所增加ꎮ表３㊀射流角度和压比最优值Ｔａｂｌｅ３㊀Ｏｐｔｉｍａｌｖａｌｕｅｓｏｆｊｅｔａｎｇｌｅａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏθ１/(ʎ)θ２/(ʎ)Ｐｒ１Ｐｒ２１５０８２.５４４图９为优化过程中优化点集的分布状况ꎬ空间分布的红点为优化过程中样本的总压恢复系数值的分布ꎬ平面分布的蓝点和黑点分别为总压恢复系数σ在ｙｚ和ｘｚ面上的投影ꎬ结合图８㊁图９ꎬ优化迭代次数达到６０左右时ꎬ目标函数已经在σｍａｘ附近收敛ꎬ所以优化点集大多集中在最优值附近ꎬ寻优过程中的状态点较少ꎮ从图９优化点集分布可以看到ꎬ在两个压缩面上ꎬ随着射流压比Ｐｒ的增大ꎬ总压恢复系数先增后减ꎬ这是由于在同一射流参数条件下ꎬ随着射流压比逐渐增大ꎬ前体激波交汇点从唇口下方逐渐上移ꎬ在唇口附近总压恢复系数达到最大ꎬ随后激波交汇点继续上移远离唇口ꎬ总压恢复系数逐渐减小ꎮ总压恢复系数σ随射流角度和射流压比变化拟合云图如图１０所示ꎮ随着射流角度θ１的增大ꎬ总压恢复系数基本呈现递增的趋势ꎬ在θ１＝１５０ʎ附近取得最大值ꎻ随着θ２的增加ꎬ总压恢复系数并没有较大变化ꎬ表明二级压缩面上的射流角度并非影响总压恢复系数的主要因素ꎻ同时从图１０(ｂ)(ｃ)中可得ꎬ随着射流角度增大ꎬ相应实现最大总压恢复系数的射流压比并没有显著增加ꎬ低射流压比(Ｐｒ１＝２.５ꎬＰｒ２＝３.１５)条件下即可使得大部分射流角度下的总压恢复系数达到最大值ꎬ只有在θ１＝１５０ʎ附近时射流压比最大为４ꎮ表４列出了优化前后进气道各性能的相对变化量ꎮ优化射流角度后流量系数大于１ꎬ这是由射流注入的额外流量导致的ꎬ此时进气道不仅满足流量系数的要求ꎬ出口Ｍａｃｈ数也降低了０.２５％ꎮ从射流压比来看ꎬ虽然射流压比相较于优化初值略有提高ꎬ增加了射流流量ꎬ但这能够使得总压恢复系数提高１８％ꎮ５２气体物理２０２４年㊀第９卷(ａ)Ｊｅｔａｎｇｌｅ(ｂ)Ｊｅｔｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏ图９㊀优化过程中点集分布Ｆｉｇ.９㊀Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｐｏｉｎｔｓｅｔｓｄｕｒｉｎｇｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ(ａ)Ｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔａｎｄｊｅｔａｎｇｌｅ(ｂ)Ｊｅｔａｎｇｌｅａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏｏｆｆｉｒｓｔｊｅｔ(ｃ)Ｊｅｔａｎｇｌｅａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏｏｆｓｅｃｏｎｄｊｅｔ图１０㊀总压恢复系数和射流角度及射流压比拟合云图Ｆｉｇ.１０㊀Ｆｉｔｔｉｎｇｃｏｎｔｏｕｒｏｆｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｗｉｔｈｊｅｔａｎｇｌｅａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏ表４　优化前后进气道性能对比Ｔａｂｌｅ４㊀ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｉｎｌｅｔｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｂｅｆｏｒｅａｎｄａｆｔｅｒｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｆｌｏｗｃｏｆｆｉｃｉｅｎｔＭａｃｈｎｕｍｂｅｒｏｆｏｕｔｌｅｔｗｉｔｈｏｕｔｊｅｔ０.４２０１.００３.９ｏｐｔｉｍａｌｊｅｔａｎｇｌｅ０.４９６１.０１３.８９ｒｅｌａｔｉｖｅｖａｒｉａｔｉｏｎ/(％)１８１０.２５提取优化角度后和优化过程中非最优样本点的进气道流场如图１１所示ꎬ所选非最优射流参数θ１＝９０ʎꎬθ２＝１５０ʎꎬＰｒ１＝４ꎬＰｒ２＝３.１５ꎬ总压恢复系数σ＝０.４ꎬ优化初值和最优角度参数已在前文给出ꎮ对比优化初值和非最优角度流场ꎬ一级射流缝处射流压比增加ꎬ导致第１道激波角度明显增大ꎬ一定程度上造成溢流ꎬ影响进气道的压缩性能ꎻ二级射流缝处射流角度增大为１５０ʎꎬ有前向射流趋势ꎬ射流切向动量效果增强ꎬ受影响的边界层区域前移ꎬ但是压比并没有变化ꎬ使得法向动量效果减弱ꎬ吹起的边界层厚度减小ꎬ第２道激波角度略有减小ꎻ而最优角度下ꎬ两道激波均在唇口处封口ꎬ且吹起的边界层厚度明显小于其余两种优化工况ꎬ从而总压损失减小ꎮ(ａ)Ｉｎｉｔｉａｌｖａｌｕｅｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ６２第１期孙冯涛ꎬ等:基于Ｉｓｉｇｈｔ的二元进气道压缩楔射流控制参数优化(ｂ)Ｎｏｎ￣ｏｐｔｉｍａｌｊｅｔａｎｇｌｅ(ｃ)Ｏｐｔｉｍａｌｊｅｔａｎｇｌｅ图１１㊀射流角度优化过程中不同样本点流场Ｆｉｇ.１１㊀Ｆｌｏｗｆｉｅｌｄｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｅｘａｍｐｌｅｓｗｈｅｎｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｊｅｔａｎｇｌｅ３㊀射流位置参数优化３.１㊀优化流程除射流角度外ꎬ射流位置也是影响进气道性能的重要参数之一ꎬ很大程度上影响激波位置以及进气道流量系数ꎬ因此也须对其进行参数优化ꎬ以确定最优射流位置ꎮ和射流角度优化相似ꎬ以射流位置和射流压比为优化变量ꎬ总压恢复系数依然作为目标函数ꎬ优化变量的初值以及取值范围在表５中列出ꎬＤ１和Ｐｒ１分别为一级射流缝的射流位置和射流压比ꎬＤ２和Ｐｒ２分别为二级射流缝的射流位置和射流压比ꎮ表５㊀射流位置优化变量取值范围Ｔａｂｌｅ５㊀ＶａｌｕｅｒａｎｇｅｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｓｗｈｅｎｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｊｅｔｐｏｓｉｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｖａｌｕｅｍｉｎｖａｌｕｅｉｎｉｔｉａｌｖａｌｕｅｍａｘＤ１/ｍｍ５５８０Ｄ２/ｍｍ５５８０Ｐｒ１２２.８５６Ｐｒ２２３.１５６３.２㊀优化结果在经过１６０次优化迭代后ꎬ总压恢复系数达到收敛条件ꎬ各优化变量的最优值在表６中列出ꎬ此时目标函数和各优化变量的收敛过程如图１２所示ꎬ总压恢复系数收敛于０.５附近ꎬ最大值为０.５０５ꎬ与最优射流角度下的总压恢复系数相差不大ꎬ同时最终的流量系数也收敛于１.０附近ꎬ满足进气道的流量需求ꎮ对于各优化变量ꎬ两个射流激励器的射流位置Ｄ均后移ꎬ从二级射流缝的射流位置和射流压比来看ꎬ虽然增大射流位置Ｄ后移可以在一定程度上增加总压恢复系数ꎬ提高进气道性能ꎬ但是可能会导致射流压比的增加ꎬ造成射流流量损耗ꎮ表６㊀射流位置和压比最优值Ｔａｂｌｅ６㊀ＯｐｔｉｍａｌｖａｌｕｅｓｏｆｊｅｔｐｏｓｉｔｉｏｎａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏＤ１/ｍｍＤ２/ｍｍＰｒ１Ｐｒ２６.８１５.３２.８５４.１５(ａ)Ｏｂｊｅｃｔｉｖｅｆｕｎｃｔｉｏｎ(ｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ)(ｂ)Ｆｌｏｗｃｏｆｆｉｃｉｅｎｔ(ｃ)ＦｉｒｓｔｊｅｔｐｏｓｉｔｉｏｎＤ１７２气体物理２０２４年㊀第９卷(ｄ)ＳｅｃｏｎｄｊｅｔｐｏｓｉｔｉｏｎＤ２图１２㊀射流位置优化时各优化变量收敛过程Ｆｉｇ.１２㊀Ｃｏｎｖｅｒｇｅｎｃｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｓｗｈｅｎｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｊｅｔｐｏｓｉｔｉｏｎ总压恢复系数随射流位置和射流压比变化的拟合云图如图１３所示ꎬ对于一级射流缝的位置ꎬ随着射流位置后移ꎬ使得总压恢复系数达到最大的射流压比也相应增加ꎻ二级射流缝的射流位置也有相似的规律ꎬ但随着射流位置后移到一定位置时ꎬ即使进一步增加射流压比ꎬ也不会使总压恢复系数明显增加ꎮ综上ꎬ射流位置后移要以牺牲射流流量为代价来提高总压恢复系数ꎬ而对射流角度来说ꎬ较低射流压比下就可以使得大部分射流角度参数下的进气道总压恢复系数最大化ꎬ仅在最优值时的射流压比达到４ꎬ其在不同射流角度下实现总压恢复系数最大的平均射流流量损耗较小ꎮ提取优化参数初值和最优射流位置的流场如图１４所示ꎬ随着射流位置后移ꎬ射流影响区域也随之后移ꎬ同时抬起激波到相同位置所需的压比也相应增加ꎬ从而使得射流吹起的边界层厚度增加ꎬ一定程度上增加了总压损失ꎬ限制总压恢复系数的增加ꎬ同时改变射流角度在一定程度上也会增加射流流量损耗ꎬ如果将射流位置和射流角度同时作为优化参数ꎬ会造成额外的射流流量损失ꎬ结合文献[９]中对射流宽度和射流位置的研究结论:对于射流宽度ꎬ通过增大射流宽度能够降低对射流压比的要求ꎻ而对于射流位置ꎬ进气道压缩面上射流激励器的布置位置应尽可能靠近压缩面前缘ꎬ以避免这种强射流造成额外的总压损失ꎮ考虑进气道宽速域以及低射流流量损耗的性能要求ꎬ可以先确定一个较优的射流位置ꎬ选用射流角度和射流宽度作为综合优化的变量ꎬ考虑到实际应用ꎬ射流缝应与压缩面前缘留有一定的距离ꎬ所以射流激励器的位置选用５ｍｍꎬ即Ｄ１＝Ｄ２＝５ｍｍꎮ(ａ)Ｐｏｓｉｔｉｏｎａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏｏｆｆｉｒｓｔｊｅｔ(ｂ)Ｐｏｓｉｔｉｏｎａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏｏｆｓｅｃｏｎｄｊｅｔ图１３㊀总压恢复系数随射流位置和射流压比变化拟合云图Ｆｉｇ.１３㊀Ｆｉｔｔｉｎｇｃｏｎｔｏｕｒｏｆｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｗｉｔｈｊｅｔｐｏｓｉｔｉｏｎａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｒａｔｉｏ(ａ)Ｉｎｉｔｉａｌｖａｌｕｅｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ(ｂ)Ｏｐｔｉｍａｌｊｅｔｐｏｓｉｔｉｏｎ图１４㊀射流位置优化过程中不同样本点流场Ｆｉｇ.１４㊀Ｆｌｏｗｆｉｅｌｄｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｅｘａｍｐｌｅｓｗｈｅｎｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇｊｅｔｐｏｓｉｔｉｏｎ８２第１期孙冯涛ꎬ等:基于Ｉｓｉｇｈｔ的二元进气道压缩楔射流控制参数优化４㊀射流角度与射流宽度综合优化４.１㊀优化流程在原有射流角度的基础上增加射流宽度作为优化变量ꎬ优化方法和优化流程与射流角度参数优化相同ꎮ优化变量取值范围如表７所示ꎮ其中ꎬθ１ꎬＷ１ꎬＰｒ１分别为一级压缩面上射流激励器的射流角度㊁射流宽度和射流压比ꎬθ２ꎬＷ２ꎬＰｒ２分别为二级压缩面上射流激励器的射流角度㊁射流宽度和射流压比ꎮ表７㊀综合优化变量取值范围Ｔａｂｌｅ７㊀Ｖａｒｉａｂｌｅｖａｌｕｅｒａｎｇｅｏｆｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｖａｌｕｅｍｉｎｖａｌｕｅｉｎｉｔｉａｌｖａｌｕｅｍａｘθ１/(ʎ)３０９０１５０θ２/(ʎ)３０９０１５０Ｗ１/ｍｍ５１０２０Ｗ２/ｍｍ５１０２０Ｐｒ１２２.８５６Ｐｒ２２３.１５６４.２㊀优化结果目标函数收敛过程如图１５所示ꎬ由于待优化变量数目的增加ꎬ目标函数达到收敛所需的迭代次数也相应地增加ꎬ在１００步附近时ꎬ已经达到目标函数最大值ꎬ开始缩小搜索步长ꎬ在２００步时收敛于０.５０５附近ꎬ最大值为０.５１ꎬ相对于不加射流激励提升了２１.４％ꎬ相对于仅优化射流角度参数提升了２.８２％ꎬ说明射流激励参数除射流角度外ꎬ射流宽度也是影响进气道总压恢复系数的重要参数ꎮ此时优化变量的最优值如表８所示ꎮ(ａ)Ｏｂｊｅｃｔｉｖｅｆｕｎｃｔｉｏｎ(ｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ)(ｂ)Ｆｉｒｓｔｊｅｔａｎｇｌｅ(ｃ)Ｓｅｃｏｎｄｊｅｔａｎｇｌｅ(ｄ)Ｆｉｒｓｔｊｅｔｗｉｄｔｈ(ｅ)Ｓｅｃｏｎｄｊｅｔｗｉｄｔｈ图１５㊀综合优化各优化变量收敛过程Ｆｉｇ.１５㊀Ｃｏｎｖｅｒｇｅｎｃｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｏｂｊｅｃｔｉｖｅｆｕｎｃｔｉｏｎａｎｄｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｓｏｆｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ９２气体物理２０２４年㊀第９卷表８㊀综合优化变量最优值Ｔａｂｌｅ８㊀Ｏｐｔｉｍａｌｖａｌｕｅｓｏｆｖａｒｉａｂｌｅｓｏｆｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎθ１/(ʎ)θ２/(ʎ)Ｗ１/ｍｍＷ２/ｍｍＰｒ１Ｐｒ２６０９１.８７５１８.４７１９.８８２.８５３.２１表８给出了综合优化后各优化变量的最优值ꎬ可见一级射流角度θ１的最优值不同于角度优化结果ꎬ综合优化θ１＝６０ʎ时总压恢复系数取得最大值ꎬ可见优化过程中的射流参数作为离散量ꎬ简单地将各射流参数组合起来不一定是全局最优解ꎬ而二级射流角度θ２并没有太大变化ꎬ表明θ２对总压恢复系数的影响较小ꎻ一级射流宽度Ｗ１和二级射流宽度Ｗ２均接近约束上限ꎬ一级射流压比Ｐｒ１和二级射流压比Ｐｒ２均没有明显改变ꎬ可以说在没有增大射流压比的前提下ꎬ有效地增加了总压恢复系数ꎬ由此可见ꎬ通过增加射流宽度可以补偿射流流量的不足ꎬ降低对射流流量的要求ꎮ分别拟合出总压恢复系数σ随优化变量的分布云图ꎬ如图１６所示ꎬ可见随着θ１的增大ꎬσ先增后减ꎬ而θ２对σ的影响不大ꎻ随着Ｗ１的增大ꎬσ整体呈单调递增趋势ꎬ而Ｗ２对总压恢复系数的影响与Ｗ１有关ꎬ当Ｗ１在最优值附近时ꎬσ随Ｗ２递增ꎬ当Ｗ１较小时ꎬσ随Ｗ２先增后减ꎮ(ａ)Ｊｅｔａｎｇｌｅａｎｄｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ㊀㊀㊀㊀㊀(ｂ)Ｊｅｔｗｉｄｔｈａｎｄｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ图１６㊀总压恢复系数和优化变量拟合云图Ｆｉｇ.１６㊀Ｆｉｔｔｉｎｇｃｏｎｔｏｕｒｏｆｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｗｉｔｈｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｖａｒｉａｂｌｅｓ表９为综合优化后进气道性能参数ꎬ可见加入射流宽度作为优化变量后ꎬ总压恢复系数得到了进一步提升ꎬ流量系数均大于１ꎬ这是由于射流流量的注入增加了额外流量ꎬ此外出口Ｍａｃｈ数也没有明显变化ꎬ整体上没有减弱进气道对来流的压缩性能ꎮ表９㊀综合优化后进气道性能Ｔａｂｌｅ９㊀ＩｎｌｅｔｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅａｆｔｅｒｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｔｏｔａｌｐｒｅｓｓｕｒｅｒｅｃｏｖｅｒｙｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｆｌｏｗｃｏｆｆｉｃｉｅｎｔＭａｃｈｎｕｍｂｅｒｏｆｏｕｔｌｅｔｏｐｔｉｍａｌａｎｇｌｅ０.４９６１.０１３.８９ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ０.５１１.０２３.９０ｒｅｌａｔｉｖｅｖａｒｉａｔｉｏｎ/(％)２.８２１０.２提取综合优化过程中不同样本点流场ꎬ如图１７所示ꎬ非最优参数θ１＝６０ʎꎬθ２＝１２０ʎꎬＷ１＝Ｗ２＝２０ｍｍꎬ３种状态的射流压比相同ꎬ分别为Ｐｒ１＝２.８５ꎬＰｒ２＝３.１５ꎮ可以看出ꎬ通过增加射流宽度ꎬ一定程度上抵消了射流角度变化带来的负面影响ꎬ在不增加压比的情况下ꎬ使得压缩面两道激波在唇口处封口ꎬ进一步表明合理改变射流宽度能在实现激波封口的同时有效减小射流流量损失ꎮ(ａ)Ｉｎｉｔｉａｌｖａｌｕｅｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ(ｂ)Ｎｏｎ￣ｏｐｔｉｍａｌｐａｒａｍｅｔｅｒｓ０３(ｃ)Ｏｐｔｉｍａｌｖａｌｕｅｏｆｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ图１７㊀综合优化过程中不同样本点流场对比Ｆｉｇ.１７㊀Ｆｌｏｗｆｉｅｌｄｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｅｘａｍｐｌｅｓｉｎｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ５　进气道流场结构分析提取不同射流参数下进气道流场ꎬ如图１８所示ꎬ无射流激励时ꎬ激波直接打入唇口内侧ꎬ形成内通道激波波系ꎬ引发激波干扰ꎬ降低进气道性能ꎬ此时总压恢复系数σ＝０.４２ꎻ初步加入射流激励后ꎬ激波在射流的影响下被 抬起 ꎬ但没有完全实现封口ꎬ同时内通道由于激波/边界层干扰形成的分离区也相应地前移ꎬ此时总压恢复系数σ＝０.４３ꎬ相对于无射流激励有所提升ꎻ角度优化后ꎬ两道激波在唇口处实现封口ꎬ进气道总压恢复系数提高至０.４９６ꎻ综合优化后的总压恢复系数达到０.５１ꎬ相对提升了２.８２％ꎬ可以看出虽然在不同射流激励参数下ꎬ均可 抬起 激波ꎬ在唇口处实现封口ꎬ但其封口时的总压恢复系数有所不同ꎬ主要体现在内通道和前体压缩面的流场差异ꎮ为方便分析内通道流场ꎬ在内通道中提取截面如图１９所示ꎬ依次对截面编号ꎬ其中截面１为喉道截面ꎬ截面７为出口截面ꎬ各截面相距５０ｍｍꎮ图２０为两种优化结果各截面上的静压㊁Ｍａｃｈ数和总压恢复系数ꎬ均采用质量加权平均ꎬ可以看出内通道中沿程静压值没有太大差异ꎬ综合优化后内通道中流速增加ꎬ总压损失减小ꎬ总压恢复系数均在各截面上大于角度优化ꎬ可见前体激波同为封口状态ꎬ内通道中流场相似ꎬ所以主要对进气道前体流场进行对比分析ꎮ(ａ)Ｗｉｔｈｏｕｔｊｅｔ(ｂ)Ｉｎｉｔｉａｌｖａｌｕｅｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ(ｃ)Ｏｐｔｉｍａｌｊｅｔａｎｇｌｅ(ｄ)Ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ图１８㊀不同射流参数下进气道流场Ｆｉｇ.１８㊀Ｆｌｏｗｆｉｅｌｄｓｏｆｉｎｌｅｔａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｊｅｔｐａｒａｍｅｔｅｒｓ图１９㊀内通道截面示意图Ｆｉｇ.１９㊀Ｓｋｅｔｃｈｏｆｉｎｎｅｒｃｈａｎｎｅｌｃｒｏｓｓ￣ｓｅｃｔｉｏｎ(ａ)Ｓｔａｔｉｃｐｒｅｓｓｕｒｅｖａｒｉａｔｉｏｎａｌｏｎｇｓｅｃｔｉｏｎｓ。