本发明涉及TBCC并联喷管，尤其是涉及一种埋入隔板内部的TBCC并联喷管调节机构设计方法。
背景技术：
高超声速飞行被誉为继螺旋桨推进飞行和喷气推进飞行之后航空史上的第三次“革命”，是21世纪航空航天技术的制高点。自20世纪50年代以来，各国开展了一系列的高超声速研究计划。超燃冲压发动机因为其结构简单，无需自身携带氧化剂，是高超声速飞行器的最佳动力选择。然而单靠超燃冲压发动机一种动力形式，高超声速飞行器无法自主完成从水平起飞到高超声速飞行的整个任务过程，必须借助其他类型的动力帮助其完成从起飞到高超声速飞行的全过程。因此，高超声速动力系统需要集成超燃冲压发动机、涡轮喷气发动机等动力，形成涡轮基组合循环发动机(Turbine Based Combined Cycle,TBCC)等组合动力系统。
根据不同类型发动机之间的位置关系，组合动力系统可分为并联布局和串联布局，其中并联布局是一种很有潜力的动力布局形式。以TBCC动力系统为例，在低马赫数状态时，主要是涡轮发动机在工作提供动力，在高马赫数状态时，涡轮发动机关闭，由冲压发动机工作提供动力。对于TBCC的尾喷管，在低马赫数下，涡轮发动机的尾喷管要打开，并且根据飞行条件的变化，需要调节尾喷管的喉道面积，以满足喷管在低速条件下的推力性能；在高超声速下，涡轮通道的喷管需要关闭，转向依靠冲压通道的尾喷管产生推力。因此，设计TBCC动力系统时，尾喷管的调节机构设计是一个难点问题，通过调节机构控制尾喷管的喉道面积以及喷管的关闭，从而使得喷管在宽速域范围内都能满足总体对推力特性的要求。
对于高超声速飞行器，在大落压比巡航时，为了获得高的推力效率，尾喷管通常设计的比较长，占用了较大的飞行器空间。因此，高超声速飞行器的尾喷管设计，特别是对并联式TBCC动力系统等组合动力系统，其排气系统及其调节机构必然要设计的很紧凑，才能在飞行器上安装。
技术实现要素：
本发明目的是针对TBCC喷管的调节机构设计问题，提供通过调节机构控制使得TBCC尾喷管在宽速域的范围内工作都能得到较好推力性能的一种埋入隔板内部的TBCC并联喷管调节机构设计方法。
本发明包括以下步骤：
1)设计运动部件的结构，调节机构由调节板、连杆、作动筒和转动副组成，作动筒设于隔板内部，作动筒以沿轨道左右移动，连杆、调节板和作动筒之间均以铰链连接，连杆、作动筒和转动副在一个平面，当作动筒沿着轨道向左移动时，带动连杆顺时针旋转，同时调节板以转动副作为中心作逆时针旋转，即调节板向上偏转；作动筒延轨道向右移动时，带动连杆逆时针旋转，同时调节板以转动副作为中心作顺时针旋转，即调节板向下偏转；在作动筒直线往复运动中，实现调节板的往复圆周摆动；
2)由机构的受力状态，计算得到机构所需作动筒的个数N并给出相应的作动筒的分布方案，相邻作动筒的中心距离为L0；
其中，L为隔板的宽度，a为最边上的作动筒离壁面的距离。
本发明具有以下突出优点：TBCC并联喷管调节机构埋入到两个通道之间的隔板内部，该机构具有体积小，结构设计简单，空间布局非常紧凑，并且对喷管的内流道流场不产生影响等优点。通过调节板的摆动既可以调节喷管的喉道面积，又可以实现涡轮通道喷管关闭的目的，从而使得TBCC尾喷管在宽马赫数的工作范围内均能得到较好的推力性能。
附图说明
图1为TBCC并联喷管等轴侧视图。
图2为TBCC并联喷管流场示意图。
图3为冲压发动机单独工作喷管流场示意图。
图4为喷管调节机构偏转示意图。
图5为喷管调节机构简图。
图6为喷管调节机构调节板受力分析简图。
图7为作动筒的排布示意图。
具体实施方式
以下实施例将结合附图对本发明作进一步的说明。
本发明所涉及的TBCC尾喷管为单边膨胀并联喷管，如图1所示，上通道为涡轮通道尾喷管，下通道为冲压通道尾喷管，通道之间有隔板及调节机构，通过调节机构的调节板转动，控制涡轮通道的喉道大小及开关。图2和3分别是TBCC组合发动机尾喷管两个典型的工作状态，TBCC在实际的航程中有多个工作状态，并联喷管需要适应不同出口气流状态，通过旋转调节板的位置，以得到最大推力性能。TBCC随着飞行马赫数的增大，并联喷管上通道即涡轮发动机喷管的喉道需要逐渐减小，反之，在飞行马赫数减小时，涡轮发动机喷管的喉道需要逐渐增大。图3为冲压发动机单独工作时喷管流场，此时喷管上通道关闭，调节板调到与上壁面相切的位置。
本发明提出的一种埋入隔板内部的TBCC并联喷管调节机构设计方法，具体实施步骤如下：
步骤一：设计运动部件的结构。
本发明设计的埋入隔板内部的TBCC并联喷管调节机构，可以用于改变调节板的位置，以达到调节出口气流膨胀状态的作用。
调节机构由调节板2，连杆7，作动筒9和转动副(铰链5、转动铰链6、铰接铰链8)组成。作动筒9设于隔板3内部，作动筒9可以沿轨道左右移动，连杆、调节板和作动筒之间均以铰链连接，调节板与隔板之间通过铰链5连接，调节板与连杆之间通过转动铰链6连接，连杆与作动筒通过铰接铰链8铰接；连杆7、作动筒9、铰链5、转动铰链6、铰接铰链8在一个平面上。当作动筒向左移动时，通过铰接铰链8带动连杆构件平移转动，连杆通过转动铰链6带动调节板绕铰链5逆时针转动，即调节板向上偏转，并联喷管上通道喉道逐渐减小。作动筒向右移动时，通过铰接铰链8带动连杆构件平移转动，连杆通过转动铰链6带动调节板绕铰链5顺时针转动，即调节板向下偏转，并联喷管上通道喉道逐渐增大。从而调节出口气流膨胀状态，减小能量损失。调节板2的长度由所设计的并联喷管决定，与所提出的机构无关。图中，标记1为喷管上壁面，4为喷管下壁面。
由图4分析，机构存在行程止点。行程止点为连杆与调节板边缘成一条直线(即图4虚线的状态)。调节板所需旋转角度范围随着调节板的长度而变化，根据经验调节板与水平方向夹角在区间(60°，-20°)内。由图4可知，机构可调节范围可以在区间(90°，-30°)之间，满足所需旋转角度要求。且在调节板的长度确定后，机构可调节范围也可以通过调节板底部的角度δ改变，如图5所示。故调节角度满足实际应用所需。
步骤二：确定作动筒的数目
采用计算流体力学数值模拟或者风洞试验的方法得到调节板上下壁面的气动力和力矩，进而计算出力F作用的位置，图6是喷管调节机构调节板的受力分析图，气动力为F，连杆对调节板的作用力为T，调节板的重力为G。调节板的转动角速度为ω，作动筒输出的功率为P。连杆与作动筒运动路线夹角为θ，连杆与调节板的夹角为φ。如图6所示，F作用点到铰链5的距离为r3，铰链5到F作用线的距离为S3。调节板的质量为m，调节板的重力为G，调节板的角加速度为β，铰链5到调节板重心的距离为r1，到重力作用线的距离为S1，铰链5到铰链6距离为r2，到杆的作用力T的作用线的距离为S2，根据角动量定理计算得到杆对调节板的作用力为
调节板以角速度为ω，角加速度为β运动时，所需杆的作用力最大的状态下，杆与作动筒运动路径的夹角为θ，杆与调节板的夹角为φ，根据二力杆及速度关系可以计算出所需总功率为：
设单个作动筒的最大输出功率为P0，安全系数为S，作动筒的数目为
在隔板的上下壁面每个作动筒的运动路线有相应的槽固定位置，槽深为0.1的作动筒高度h，即0.1h。
步骤三：确定作动筒的位置排布
图7是作动筒个数为4的排布示意图，将作动筒均匀排布在隔板内，隔板的宽度为L，最边上的作动筒离壁面的距离为a，则相邻作动筒的中心距离为L0