横向喷流对低速大攻角细长旋成体非对称气动特性影响研究

徐一航 刘 伟 ,†,

* (江南机电设计研究所,贵阳 550000)

† (南京航空航天大学航空学院,南京 210016)

引言

垂直发射导弹在头部安装侧向喷流装置是实现导弹快速转弯的技术之一[1].导弹在垂直发射离筒后的短时间内,须完成导弹的快速大角度转弯,尤其是当横风非常大的时候(如较大的台风、甲板风等),导弹初始时刻的速度较低、而横风速度很大,这就导致了导弹在刚发射的短时间内处于低速大攻角状态.因此,需要对低速大攻角条件下细长旋成体横向喷流的气动特性有足够的认知.

目前,国内外已有许多学者对低速条件下无喷流细长旋成体的大攻角气动特性进行了研究.Allen等[2]首次在实验中发现大攻角时细长旋成体背风面会产生非对称涡,使得细长旋成体在大攻角时会产生侧向力.Siclari 等[3]的研究证实了非对称流动是真实存在的,而不是由数值模拟误差引起的.细长旋成体大攻角非对称流场产生的原因分为两种:流体动力不稳定性[4]和流动分离的不对称性[5].Jiménez等[6]对细长旋成体从流体动力稳定性方面进行了分析,采用数值模拟和试验相结合的方法对比分析了细长旋成体的涡量分布,认为全流场都存在不稳定性;在流动分离的不对称研究方面,Obeid 等[7]认为分离点微小的不对称会导致两侧剪切流不一致,而两侧剪切流不一致是造成分离涡不对称的原因.Taligoski 等[8-10]进一步解释了边界层会影响剪切流的不对称性,导致背风区分离涡非对称现象的产生,并研究了头部存在微小加工缺陷时旋成体的侧向气动特性和表面压力分布特性.Moskovitz 等[11-12]研究了头部粗糙度对细长旋成体大攻角非对称流场的影响.大量试验[13-15]和数值模拟[16-19]的结果都表明:细长旋成体头部的初始非对称扰动会触发下游流场强烈的非对称性.

在大攻角横向喷流方面:梁伟等[20-21]对亚、跨、超声速大攻角条件下细长旋成体的气动特性进行了研究,分析了自由来流与喷流之间的相互干扰对旋成体法向气动特性的影响.Wang 等[22]分析了尾部带有横向喷流的细长旋成体大攻角条件下的法向气动特性.Zhang 等[23]对横向喷流条件下大攻角细长旋成体不对称分离特性进行了研究,分析了马赫数为0.3～0.8 条件下细长旋成体的侧向气动特性.叶楠等[24]对微吹气前体细长旋成体进行了试验研究,分析了不同攻角下吹气量对细长旋成体非对称流动分离的控制效应及其流动机理.

从细长旋成体的研究情况来看,对于无喷流低速大攻角条件下的非对称气动特性国内外学者已经进行了较为详细的研究.对于有喷流大攻角条件下的非对称气动特性研究较少且主要集中在亚音速,只有少部分学者从流动控制角度对微吹气前体细长旋成体的非对称流动分离进行了研究.本文对直接力控制下(大吹气量)细长旋成体横向喷流在低速大攻角条件下的非对称气动特性进行研究,通过测力风洞试验捕捉大攻角非对称现象,采用数值模拟方法对大攻角非对称现象的流场特性进行分析,为低速大攻角细长旋成体的横向喷流设计提供理论基础.

1 测力风洞试验

1.1 风洞装置

实验在南京理工大学HG-1 风洞中进行,该风洞为开口环流式风洞.风洞实验段截面积为700 mm×700 mm、长1.1 m、速度范围为0.1～25 m/s,湍流度0.97%.

1.2 天平载荷能力与静校指标性能

风洞的天平载荷能力与静校指标性能如表1 所示,天平的静校中心距离前端面距离为83.00 mm.

表1 天平载荷能力与静校指标性能Table 1 Balance load capacity and static calibration index performance

1.3 喷流模型试验装置

如图1 所示为喷流模型试验装置示意图,坐标系定义如下:xoy平面为风洞试验装置的俯视图平面.ox为来流方向,oy垂直于ox指向风洞外侧,oz的方向由右手定则确定指向上方.xoy为攻角平面,定义旋成体的攻角α沿oz轴逆时针旋转为正,攻角范围为-80º～80º.活塞式压气机将高压气体压缩到气瓶内,通过调节减压阀得到稳定的气流输出.

图1 喷流模型试验装置示意图(俯视图)Fig.1 Schematic diagram of the jet model test setup (top view)

如图2 所示为模型尺寸图,细长旋成体的长细比为12.5,长度为500 mm.横向喷流采用渐缩喷管,喷管入口处截面半径为2.25 mm,出口处截面半径为1 mm,喷管与后方输气管相连,喷口中心距离头部122.0 mm,在旋成体头部xoy平面、oz正向位置安置一个固定的扰流片.

图2 模型尺寸图(单位:mm)Fig.2 Dimensional diagram of the model (unit:mm)

1.4 试验工况说明

试验雷诺数为Re=55000 (参考长度为直径D=40 mm),横向喷流的总压为0.406 MPa,将热线探针置于喷管出口处测得出口速度为237.1 m/s.相关试验参数如表2 所示,攻角范围-80º～80º,每5º采集一次测力数据,每组数据采集时间为10 s,采样频率5 kHz.

表2 试验参数表Table 2 Test parameters

进行两组横向喷流试验,自由来流方向为ox,喷流方向分别为oy负向和oz正向(如图1 中前视图所示),xoy为攻角平面.oy负方向打开横向喷流为旋成体进行法向控制,oz正方向打开横向喷流为旋成体进行侧向控制.

1.5 试验分析示意图说明

为了能够更加清晰地分析细长旋成体在喷流影响下的非对称特性,对试验分析做如下定义:试验工况中细长旋成体攻角的正、负性切换代表了法向控制时喷流出口由迎风面切换到背风面,因此在试验结果分析时采用如图3 所示的方式将法向控制时的喷流分为迎风区喷流和背风区喷流来分析.侧向控制时由于正、负攻角情况下流动是对称的,因此分析其正攻角情况下的非对称特性.如图3 所示在分析试验结果时定义轴向方向为ox,法向方向为oy,侧向方向为oz,定义Cz为侧向力系数.

图3 喷流试验结果分析示意图Fig.3 Diagram of the analysis of the jet test results

1.6 试验结果

1.6.1 细长旋成体法向控制侧向力系数

如图4 所示为法向控制时细长旋成体侧向力系数随攻角变化曲线,图中给出了无喷流和喷流处于迎、背风区时旋成体侧向力系数随攻角变化曲线.

图4 法向控制时细长旋成体侧向力系数随攻角变化曲线Fig.4 Variation of lateral force coefficients with angle of attack for normal control of slender spiniform bodies

当没有横向喷流时:侧向力系数在攻角0º～25º范围内几乎为0,当攻角大于25º之后侧向力系数绝对值开始逐渐增加,并在55º时达到峰值.当横向喷流处于迎风区时:攻角大于15º后侧向力系数绝对值逐渐增加,但是攻角范围在20º～40º之间有喷流和无喷流时旋成体所产生的侧向力方向相反.攻角大于40º之后侧向力系数的方向发生了改变,与无喷流时的侧向力系数方向相同,但是其绝对值要比无喷流时的侧向力系数小.当横向喷流处于背风区时:攻角小于10º情况下侧向力系数绝对值较小,但是攻角在15º～35º之间有喷流时的侧向力系数绝对值要明显比无喷流时大,在随后的35º～50º之间旋成体侧向力系数绝对值变小,之后又变大并在60º时达到峰值,但是其产生较大侧向力的攻角要比无喷流时大.

如图5 所示为无喷流时细长旋成体侧向力系数曲线和功率谱密度(PSD),当攻角较小时没有发现明显的主频,此时旋成体的侧向力系数为0.随着攻角的增加旋成体的侧向力系数增大,其功率谱密度出现了较为明显的主频.小攻角时旋成体的侧向力系数平均值较小、振荡幅值较低,随着攻角的增大侧向力系数平均值增大,弹身涡呈现周期性脱落.当攻角为55º时,旋成体的侧向力系数平均值也较大且其幅值震动较大,由非对称涡分离所导致的旋成体侧向力系数周期变化曲线变得较为无序.

图5 无喷流时细长旋成体侧向力系数曲线和功率谱密度(法向控制)Fig.5 Lateral force coefficient curves and power spectral densities(PSD) of slender spiniform without jets (normal control)

从以上分析可以看到,不同攻角下细长旋成体的非定常流动体现出了不同的侧向力特性,主要分为以下两种情况:首先是攻角较小时,旋成体表面无流动分离和非对称涡脱落,此时侧向力系数平均值很小、其功率谱密度无明显主频.其次是攻角较大时,由于涡的非对称分离和脱落所诱导的较低主频.因此将特征频率进行无量纲化,提取出脉动主频的斯特劳哈尔数St

式中,f为侧向力系数的脉动主频,D为细长旋成体直径,V为来流速度.

图6 为有、无喷流时细长旋成体的斯特劳哈尔数,有、无喷流情况下斯特劳哈尔数的变化规律都是随着攻角的增大先减小后增大、再减小.喷流处于背风区时细长旋成体的斯特劳哈尔数普遍要比无喷流时大,喷流处于迎风区时细长旋成体的斯特劳哈尔数普遍要比无喷流时小,这说明喷流在迎风区和背风区对细长旋成体非对称流动分离所产生的脱落涡影响不同,使得脱落涡的主频发生了改变.

图6 有、无横向喷流时细长旋成体斯特劳哈尔数(法向控制)Fig.6 Strouhal number of slender spiniform with and without transverse jets (normal control)

1.6.2 细长旋成体侧向控制侧向力系数

如图7 所示为有、无横向喷流时细长旋成体侧向力系数随攻角变化曲线,此时喷流方向为oz(即喷流对旋成体进行侧向控制).有、无喷流时旋成体的侧向力系数在正负攻角时的变化规律是相同的,因此此处只展示正攻角的情况.当有喷流时小攻角条件下旋成体也存在较大的侧向力系数,这是由于喷流产生的直接作用力所导致的.但是当攻角增加到25º时侧向力系数绝对值开始减小,在攻角为35º时旋成体的侧向力系数几乎为0,这说明此时由于旋成体不对称流动分离所导致的侧向力与横向喷流所产生的直接作用力方向相反、大小相当.随着攻角的进一步增大侧向力系数绝对值逐渐增大,并在50º时达到最大值随后减小,其侧向力系数绝对值的最大值要比无喷流时大.

图7 横向喷流oz 方向细长旋成体侧向力系数随攻角变化曲线(侧向控制)Fig.7 Lateral force coefficient curve of slender spiniform with angle of attack in the direction of transverse jet oz (lateral control)

图8 为有、无喷流时细长旋成体进行侧向控制时的斯特劳哈尔数,有喷流时的斯特劳哈尔数明显比无喷流时大.旋成体进行法向控制时斯特劳哈尔数随攻角的变化规律与无喷流时的趋势是相同的,但旋成体进行侧向控制时斯特劳哈尔数随攻角的变化规律与无喷流时有较大的差别,这说明沿oz方向进行喷流时喷流对旋成体脱落涡的主频产生了较大的影响.

图8 有、无横向喷流时细长旋成体斯特劳哈尔数(侧向控制)Fig.8 Strouhal number of slender spinner with and without transverse jets (lateral control)

2 数值计算分析

为了进一步分析横向喷流对细长旋成体大攻角非对称气动特性的影响,采用数值模拟方法对有、无横向喷流条件下的细长旋成体气动特性进行分析.

2.1 数值方法与可信度验证

采用基于k-ωSST 的DES 方法[25-26],DES 方法是一种用于解决三维非定常大分离流动的湍流求解方法,DES 方法在近壁面网格分辨率不适合大涡模拟(LES)的区域使用雷诺平均(RANS)湍流模型,远壁面网格分辨率不适合RANS 的区域使用LES,具有较高的精度.

SST-DES 方法是在两方程SST 模型基础上提出的DES 类混合方法,其模型方程如下

其中,FDES为SST-DES 方法的开关函数

式中,LRANS为RANS 模型的特征尺度,FDES在近壁面等于1,在远壁面大于1.网格尺度Δ为3 个空间方向上的最大网格步长,CDES为自适应参数

算例验证采用DES 方法对细长旋成体进行数值模拟,与文献中的风洞实验结果进行了对比[9].文献中的细长旋成体直径62 mm,前段为尖拱型的锥柱体长细比为2,模型全长L=700 mm,长细比L/D=11.3,文献中试验来流雷诺数Re=55000,实验结果得到的是细长旋成体侧向力系数随攻角变化曲线.数值模拟验证计算网格量为1430 万,设置非定常流动的时间步长为Δt=1.0×10-5s,旋成体前方采用速度入口边界条件,后方采用压力出口边界条件,结果如图9 所示,细长旋成体侧向力系数随攻角变化规律与实验值吻合较好,因此采用DES 方法对旋成体的流动分离进行计算具有可信性.

图9 细长旋成体侧向力系数对比图Fig.9 Comparison of lateral force coefficients for spinning bodies

2.2 细长旋成体网格及其数值验证

如图10 所示采用O 型网格拓扑,远场网格向前延伸8 倍弹长,向后延伸8 倍弹长,径向约20 倍弹径.贴近物面的第一层网格厚度保持y+～1 以确保边界层的准确模拟,将网格内边界设置为无滑移绝热壁,细长旋成体前方采用速度入口边界条件,后方采用压力出口边界条件,喷嘴处采用速度入口边界条件,对细长旋成体有、无横向喷流时的流场进行数值模拟,对细长旋成体进行数值模拟时的雷诺数Re=55000.

图10 细长旋成体网格示意图Fig.10 Grid schematic of slender spinner

表3 为采用4 套网格进行网格无关性验证时网格的相关参数表,网格量分别为540 万、1020 万、1570万和2080 万,4 套网格采用相同的第一层网格高度和不同的近壁面网格增长率.利用普朗特假定的顺流光滑平板紊流边界层厚度计算公式δ=0.37(Rex)-1/5x预测边界层厚度,计算时间步长均为1.0×10-5s.从表中的计算结果可以看出网格量的增加对侧向力系数的计算结果有一定的影响,随着网格量的增加,当网格量达到1570 万以上时其侧向力系数变化较小,因此最终选择1570 万网格进行数值计算.图11 为时间步长无关性验证的结果,分别选择5.0×10-5,2.0×10-5,1.0×10-5和5.0×10-6s 这4 个时间步长进行计算,随着时间步长的减小侧向力系数变化逐渐变小,最终选择时间步长为1.0×10-5s,每一次步长的内迭代为60 次.数值计算中坐标系的定义与试验分析时相同(即图3 所示),法向控制时喷流分为迎风区和背风区,侧向控制时喷流沿oz正向.

图11 数值模拟结果与试验值对比图Fig.11 Comparison of numerical simulation and experimental values

表3 网格无关性验证参数表Table 3 Verification of grid-independence

图12 为采用基于k-ωSST 的DES 方法计算得到的周期平均侧向力系数与试验值的对比图,结果表明采用DES 方法能够较为准确地模拟细长旋成体低速大攻角下的非对称气动特性.

图12 时间步长无关性验证Fig.12 Time step independence verification

2.3 细长旋成体法向控制数值模拟

2.3.1 喷流位于细长旋成体背风区

当细长旋成体喷流位于背风区时其侧向力特性与无喷流相比会发生改变,最为明显的是当攻角处于15º～35º之间时有喷流旋成体的侧向力系数绝对值要明显比无喷流时大.图13 为α=30º时有、无喷流条件下(喷流位于背风区)旋成体流线图,当无喷流时旋成体背风区的流动分离较为对称,从头部拖出的流线可以看出其流动分离点的位置较为接近,有扰流片的一侧先发生流动分离,在弹体的后段先产生高压区.但是当喷流存在时,旋成体背风区的流动分离出现了明显的非对称特性.在喷流的影响下旋成体无扰流片一侧的流动首先发生了分离,而有扰流片一侧的流线在左侧流动分离的影响下向弹体左侧流动,从而使得弹体右侧出现大面积高压区,产生较大的侧向力.

图13 α=30º时有、无喷流旋成体流线图(喷流位于背风区)Fig.13 Comparison of vortex volume of spinner with and without jets at α=30º

从图14 中的三维流线图可以看出从头部拖出的左右两侧流线在受到喷流影响之后距离弹体的高度不同,有扰流片一侧流线到弹体的距离L1明显大于无扰流片一侧的L2,从头部拖出的流线具有一定的涡量,因此其流过的地方会形成低压区.左侧流线受到喷流的影响在喷流之后发生了流动分离,因此其在弹体中间偏左的较高位置产生了低压区.而右侧的流线恰好处于这个高度,在左侧低压区的影响下向弹体左侧流动,使得弹体右侧出现大面积高压区.

图14 α=30º时有、无喷流旋成体流线图Fig.14 Flow line diagram of spinner with and without jets at α=30º

在喷流后方不同截面上的流线图也可以看出:当无喷流时左右两侧的涡较为对称,有喷流时右侧的涡明显向左侧偏移.如图15 所示,喷流的存在对弹体侧向力系数的分布产生了较大的影响,由于喷流的存在使得喷流周围及其后方弹体产生了较大的侧向力,从而导致了旋成体侧向力系数绝对值的增大.无喷流时旋成体背风区表面压力分布较为对称,弹体不同横截面上压强分布较为对称,只有在后方出现了小范围的不对称,从而产生了一定的侧向力.有喷流时由于喷流的影响使得背风区表面压力分布变的不对称,弹体表面压强分布曲线在喷流之前是对称分布的,在喷流之后受到喷流的影响出现了不对称分布.

图15 α=30º时旋成体时均侧向力系数沿轴向分布曲线与表面压强曲线(喷流位于背风区)Fig.15 Average lateral force coefficients along the axial distribution curve and surface pressure clouds when spinning into a body at α=30º(jet stream is located in the leeward area)

2.3.2 喷流位于细长旋成体迎风区

当细长旋成体喷流位于迎风区时其侧向力特性与无喷流相比也发生了较大的变化,较为明显的是当攻角处于20º～40º之间时有喷流旋成体的侧向力方向与无喷流时相反.同样以攻角30º为例,图16 为喷流位于迎风区时旋成体周围流线图.从背风区吹过来的喷流对无扰流片一侧的流动产生了较大的影响,使得左侧的流动在旋成体前部发生了分离.有扰流片一侧的流线有一部分沿着弹体表面流动并未发生流动分离,而没有扰流片的一侧提前发生了流动分离.

图16 α=30º时有、无喷流旋成体流线图(喷流位于迎风区)Fig.16 Flow diagram with and without jet streamline spinning into a body at α=30º (jet stream in windward area)

图17 为喷流位于迎风区α=30º时旋成体时均侧向力系数沿轴向分布曲线与表面压强曲线,当有喷流存在时弹体中前段部分产生的侧向力方向与无喷流时相反,从而导致了侧向力方向的改变.从不同截面的表面压强分布可以发现:当喷流位于迎风区时其对弹体迎风区和背风区表面压力分布都产生了较大的影响,迎风区和背风区的压力分布均表现出了非对称性.而当喷流位于背风区时,其只对旋成体背风区的压力分布产生了影响.

图17 α=30º时旋成体时均侧向力系数沿轴向分布曲线与表面压强曲线(喷流位于迎风区)Fig.17 Average lateral force coefficients along the axial distribution curve and surface pressure clouds when spinning into a body at α=30º(jet stream is located in the windward area)

图18 分别给出了细长旋成体无喷流、喷流位于背风区和喷流位于迎风区情况下Q准则等值面示意图,由于喷流与主流的相互作用使得喷流之后弹体背风区域的流动分离涡发生了变化.无喷流时细长旋成体后方的涡流动较为对称,从头部拖出的涡沿弹体两侧向弹尾部发展.当喷流位于背风区域时,从头部产生的涡在喷口附近受到喷流的影响,z轴负向的涡向z轴正向偏移并挤压z轴正向的涡,从而使得z轴正向一侧的流动首先发生了分离.当喷流位于迎风区域时,喷流与主流首先在弹体的迎风面相互作用,之后在弹体的中后部分沿弹体两侧向背风区发展.此时从头部拖出的位于z轴正向的涡与迎风区吹来的喷流洗流发生一定程度的卷吸并在喷流洗流的挤压下向z轴负向移动,从而使得z轴负向一侧的流动首先发生了分离.

图18 Q 准则等值面示意图(Q=7)Fig.18 Iso-surface of Q-criterion (Q=7)

图18 Q 准则等值面示意图(Q=7) (续)Fig.18 Iso-surface of Q-criterion (Q=7) (continued)

2.3.3 大攻角下细长旋成体喷流非对称特性

对于大攻角条件下的细长旋成体,有、无喷流时其非对称流动分离都较为明显,因此产生了较大的侧向力.图19 为α=60º时有、无喷流旋成体不同截面处的时均压强分布图,由于旋成体的非对称流动使得旋成体表面时均压强出现了非对称分布.当无喷流时弹体前半段不同截面上弹体右侧(θ=0º～180º)的压强要大于弹体左侧(θ=180º～360º),因此产生了方向为z轴负向的侧向力.但是当有喷流存在时,由于喷流的影响使得弹体表面时均压力分布出现了一定的变化.当喷流处于迎风区时其对喷口前方的流动产生了较大的影响,使得弹头部的压强分布变得更为不对称,弹体后方的压强分布与无喷流时相同,都表现出了较为对称的压强分布.当喷流处于被风区时,喷流的存在加剧了喷口附近的非对称特性从而产生了负向的侧向力.但是喷流对弹体尾部表面压强时均分布产生了不同的影响,使得弹体右侧(θ=0º～180º)的压强小于弹体左侧(θ=180º～360º),因此产生了方向为z轴正向的侧向力,使得旋成体侧向力系数绝对值减小.

图19 α=60º时不同截面旋成体表面时均压强分布曲线Fig.19 Time-averaged pressure curves on the surface of a spinning body with different cross-sections at α=60º

2.3 细长旋成体侧向控制数值模拟

当细长旋成体进行侧向控制时,由于有沿z轴正向的侧向喷流存在,使得其产生沿z轴负向的反作用力.通过分析图7 中有喷流时的侧向力系数可以发现,当攻角在0º～20º之间时旋成体存在较大的侧向力,喷流产生的直接力大小为0.5333 N,其产生的侧向力系数大小为1.7323,这说明小攻角下的侧向力系数是由于喷流的反作用力产生的.当攻角大于50º时旋成体也存在较大的侧向力,这是由于大攻角条件下非对称流动分离和喷流的反作用力两者共同作用产生的.但是攻角在20º～50º之间时旋成体的侧向力较小,甚至在35º时几乎为0,这说明喷流对弹体产生干扰所导致的气动力与喷流所产生的直接作用力大小相当、方向相反.

从图20 中可以看出没有扰流片的一侧流动首先发生了分离,有扰流片的一侧后发生流动分离.从表面的压力云图可以看出无扰流片一侧的流动分离之后旋成体中后部分产生了高压区,旋成体有扰流片一侧由于喷流的影响在弹体喷嘴附近及后方产生了低压区,从而使弹体产生了沿z轴正向的侧向力,这与喷流产生的直接力方向相反、大小相当,从而出现了旋成体攻角在20º～40º之间时旋成体的侧向力较小,甚至在35º时几乎为0 的情况.

图20 α=35º时旋成体时均侧向力系数沿轴向分布曲线与表面压力云图Fig.20 Average lateral force coefficients along the axial distribution curve and surface pressure clouds when spinning into a body at α=35º

图21 为喷流位于侧向时的Q准则等值面示意图,如图中A处所示喷流的存在对主流起到了阻挡的效应,在其侧后方主流会卷起分离涡(如图中蓝线所示),该分离涡会与头部拖出的涡相互缠绕使得涡结构发生了变化.如图中B,C位置所示,B处的涡受到喷流侧后方涡的影响与C处的涡表现出了不同的特性.从头部拖出的z轴正向的涡与喷流侧后方卷起的分离涡相互缠绕、卷吸,使得其相比另一侧提前破碎成了较多小涡,从而对弹体后方的流动分离、表面压力分布产生了影响.

图21 Q 准则等值面示意图(Q=7)Fig.21 Iso-surface of Q-criterion (Q=7)

3 结论

本文采用风洞试验和数值模拟相结合的方法,对雷诺数Re=55000 条件下细长旋成体有、无横向喷流时大攻角非对称特性进行了分析.通过风洞试验发现了旋成体在法向和侧向进行喷流时其大攻角非对称气动特性与无喷流时的区别,通过数值模拟方法对几个典型工况下旋成体有、无喷流时的非对称气动特性进行了分析,揭示了喷流对旋成体非对称流动分离的影响,得到了如下结论.

(1)通过风洞试验发现当细长旋成体进行法向控制时无喷流、喷流位于迎风区和喷流位于背风区的旋成体表现出了不同的非对称流动特性:首先喷流位于迎风区时攻角范围在20º～40º之间有喷流和无喷流旋成体所产生的侧向力方向相反,攻角大于40º之后侧向力系数的方向发生了改变,与无喷流时的侧向力系数方向相同,但是其绝对值要比无喷流时的侧向力系数小.其次喷流位于背风区时攻角在15º～35º之间有喷流的侧向力系数绝对值要明显比无喷流时大,在随后的40º～70º之间旋成体侧向力系数变化规律与无喷流的趋势相似.喷流处于背风区时细长旋成体的斯特劳哈尔数普遍要比无喷流时大,喷流处于迎风区时细长旋成体的斯特劳哈尔数普遍要比无喷流时小.

(2)通过风洞试验发现当细长旋成体进行侧向控制时由于沿侧向的喷流所产生的直接力使得攻角范围在0º～20º之间和大于45º时有喷流的旋成体侧向力系数绝对值要比无喷流时大,但是攻角在25º～40º之间时旋成体的侧向力系数减小,甚至在35º时几乎为0.有喷流时细长旋成体的斯特劳哈尔数明显比无喷流时大.

(3)通过数值模拟发现当细长旋成体进行法向控制时,喷流位于迎风区和背风区时喷流都对有扰流片一侧的流动分离产生了影响,使得其与无喷流时的流场结构不同.无喷流时细长旋成体有扰流片的一侧首先发生流动分离,但是当喷流存在时无扰流片的一侧首先发生流动分离,从而导致了侧向力绝对值增大以及侧向力方向发生改变等现象.

(4)通过数值模拟发现当细长旋成体进行侧向控制时,没有扰流片的一侧流动首先发生了分离,有扰流片的一侧后发生流动分离.旋成体有扰流片一侧由于喷流的影响在弹体喷嘴附近及后方产生了低压区,无扰流片一侧的流动分离之后旋成体中后部分产生了高压区,使弹体产生了沿z轴正向的侧向力,这与喷流产生的直接力方向相反、大小相当,从而出现了旋成体攻角在20º～40º之间侧向力较小、甚至在35º时几乎为0 的情况.