低速来流大攻角侧滑角状态下尖脊进气道气动特性试验研究

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飞机机翼的气动特性研究与结构优化设计

飞机机翼的气动特性研究与结构优化设计飞机机翼是飞机的重要组成部分，其气动特性对于飞机性能有着至关重要的影响。

本文将对飞机机翼的气动特性进行研究，并提出相应的结构优化设计。

1. 气动特性的研究飞机机翼的气动特性研究旨在了解机翼在不同飞行状态下的气动性能。

研究方法通常包括风洞试验、数值模拟和实际飞行测试。

1.1 风洞试验风洞试验是一种常用的研究飞机机翼气动特性的方法。

通过在实验室中模拟不同飞行速度、攻角和侧滑角等条件下的飞行状态，可以测量机翼的升力、阻力和气动力矩等参数。

同时，风洞试验还可以观察机翼表面的流动情况，有助于理解机翼的气动流场。

1.2 数值模拟数值模拟是一种比较先进的研究方法，可以通过计算流体力学（CFD）软件对机翼的气动特性进行模拟分析。

数值模拟可以更详细地揭示机翼表面的压力分布和流动情况，同时还可以模拟不同工况下的气动性能。

不过，数值模拟的准确性受到网格划分和物理模型等因素的影响，需要进行合理的验证和修正。

1.3 实际飞行测试实际飞行测试是验证风洞试验和数值模拟结果的重要手段。

通过在真实飞行环境中对机翼进行测试，可以获取更真实的气动数据。

实际飞行测试可以通过传感器等装置收集数据，对机翼在高速飞行、低速飞行和大迎角飞行等状态下的气动特性进行研究。

2. 结构优化设计结构优化设计旨在改善机翼的气动性能，提高飞机的效率和性能。

根据机翼的气动特性研究结果，可以采取以下优化措施。

2.1 剖面优化机翼的剖面形状对气动性能有着重要影响。

通过优化机翼的剖面形状，可以降低阻力、提高升力和减小气动力矩。

剖面优化可以包括改变机翼的翼型、翼展、翼面积和后掠角等参数，以达到较好的气动特性。

2.2 梢翼设计梢翼是位于机翼末端的小翼，可用于改善机翼的气动性能。

梢翼可以增加升力、降低阻力和改善气动力矩。

通过合理设计梢翼的形状和位置，可以进一步提高机翼的性能。

2.3 翼尖小翼翼尖小翼是位于机翼翼尖处的小翼，可用于减小机翼翼尖的涡散。

基于CFD

第８卷㊀第６期２０２３年１１月气体物理ＰＨＹＳＩＣＳＯＦＧＡＳＥＳＶｏｌ.８㊀Ｎｏ.６Ｎｏｖ.２０２３㊀㊀ＤＯＩ:１０.１９５２７/ｊ.ｃｎｋｉ.２０９６￣１６４２.１０８８基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析李泳德ꎬ㊀郭㊀力ꎬ㊀季㊀辰(中国航天空气动力技术研究院ꎬ北京１０００７４)ＣｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｏｆＴｒａｎｓｏｎｉｃＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃＤａｍｐｉｎｇｏｆＲｏｃｋｅｔｓＢａｓｅｄｏｎＣＦＤ/ＣＳＤＣｏｕｐｌｉｎｇＬＩＹｏｎｇ￣ｄｅꎬ㊀ＧＵＯＬｉꎬ㊀ＪＩＣｈｅｎ(ＣｈｉｎａＡｃａｄｅｍｙｏｆＡｅｒｏｓｐａｃｅＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓꎬＢｅｉｊｉｎｇ１０００７４ꎬＣｈｉｎａ)摘㊀要:随着新型大推力火箭的发展ꎬ弯曲模态频率的不断降低ꎬ以及流动分离和跨声速飞行时产生的激波震荡等因素ꎬ其在跨声速飞行过程中更容易出现非定常振动发散ꎮ文章以某带助推的运载火箭模型为研究对象ꎬ通过数值计算获取火箭强迫振动时的气动阻尼ꎬ并对影响火箭气动阻尼的因素进行了分析ꎮ包括结构节点位置㊁振动振幅大小㊁脉动压力等ꎮ研究表明:助推主要起到增大气动阻尼的作用ꎻ前节点主要影响收缩段的气动阻尼ꎻ振动振幅大小和脉动压力对气动阻尼的影响可忽略不计ꎮ关键词:气动阻尼ꎻ数值计算ꎻ跨声速ꎻ气动弹性ꎻ运载火箭㊀㊀㊀收稿日期:２０２３￣０９￣２５ꎻ修回日期:２０２３￣１０￣２３第一作者简介:李泳德(１９９５￣)㊀男ꎬ工学硕士ꎬ助理工程师ꎬ主要研究方向为气动弹性分析ꎮＥ￣ｍａｉｌ:５６２０６４１６９＠ｑｑ.ｃｏｍ通信作者简介:季辰(１９８２￣)㊀男ꎬ工学博士ꎬ研究员ꎬ主要研究方向为气动弹性力学ꎮＥ￣ｍａｉｌ:ｊｉｃｈｅｎ１６７＠ｈｏｔｍａｉｌ.ｃｏｍ中图分类号:Ｖ４７５.１㊀㊀文献标志码:ＡＡｂｓｔｒａｃｔ:Ｗｉｔｈｔｈｅｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｎｅｗｈｉｇｈ￣ｔｈｒｕｓｔｒｏｃｋｅｔｓꎬｔｈｅｄｅｃｒｅａｓｉｎｇｆｒｅｑｕｅｎｃｙｏｆｔｈｅｂｅｎｄｉｎｇｍｏｄｅｓｏｆｔｈｅｒｏｃｋｅｔꎬａｓｗｅｌｌａｓｔｈｅｆａｃｔｏｒｓｓｕｃｈａｓｆｌｏｗｓｅｐａｒａｔｉｏｎａｎｄｓｈｏｃｋｏｓｃｉｌｌａｔｉｏｎｓｇｅｎｅｒａｔｅｄｄｕｒｉｎｇｔｒａｎｓｏｎｉｃｆｌｉｇｈｔｍａｋｅｉｔｍｏｒｅｐｒｏｎｅｔｏｎｏｎ￣ｃｏｎｓｔａｎｔｖｉｂｒａｔｉｏｎ.Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒꎬａｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅｍｏｄｅｌｗｉｔｈｂｏｏｓｔｗａｓｔａｋｅｎａｓｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｂｊｅｃｔꎬａｎｄｔｈｅａｅｒｏｄｙ￣ｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｒｏｃｋｅｔｄｕｒｉｎｇｆｏｒｃｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｗａｓｏｂｔａｉｎｅｄｔｈｒｏｕｇｈｎｕｍｅｒｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ.Ｔｈｅｆａｃｔｏｒｓａｆｆｅｃｔｉｎｇｔｈｅａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｒｏｃｋｅｔｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄꎬｉｎｃｌｕｄｉｎｇｔｈｅｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｎｏｄｅｓꎬｔｈｅｍａｇｎｉｔｕｄｅｏｆｖｉｂｒａｔｉｏｎａｍ￣ｐｌｉｔｕｄｅꎬｐｕｌｓａｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｓｏｏｎ.Ｔｈｅｓｔｕｄｙｓｈｏｗｓｔｈａｔｔｈｅｂｏｏｓｔｍａｉｎｌｙｐｌａｙｓｔｈｅｒｏｌｅｏｆｉｎｃｒｅａｓｉｎｇａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐ￣ｉｎｇａｎｄｔｈｅｆｒｏｎｔｎｏｄｅｍａｉｎｌｙａｆｆｅｃｔｓｔｈｅａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｃｏｎｔｒａｃｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎ.Ｔｈｅｖｉｂｒａｔｉｏｎａｍｐｌｉｔｕｄｅｓｉｚｅａｎｄｔｈｅｐｕｌｓａｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｈａｖｅａｎｅｇｌｉｇｉｂｌｅｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇꎻｎｕｍｅｒｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎꎻｔｒａｎｓｏｎｉｃꎻａｅｒｏｅｌａｓｔｉｃｉｔｙꎻｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅ引㊀言通常情况下人们认为气动力对火箭的振动起到阻尼作用ꎬ即气动阻尼为正值ꎮ然而随着大推力火箭发展ꎬ火箭的长细比逐渐加大ꎬ导致弯曲刚度越来越小ꎬ同时为了满足有效载荷的外形要求ꎬ火箭头部整流罩尺寸不断加大ꎬ后续箱体的直径却保持不变ꎬ形成了典型的锤头体外形ꎮ国内外大量的火箭研制经验表明[１￣９]ꎬ对于此类锤头体外形火箭的气动设计ꎬ必须要进行动态气动载荷与动态气弹稳定性分析ꎬ否则设计的疏忽可能会导致火箭结构出现毁灭性的破坏进而导致发射失败ꎮ目前常用的衡量气弹稳定性的方法是通过风洞试验来获取气动阻尼系数ꎮ早在１９６３年ꎬ美国国家航空航天局Ａｍｅｓ研究中心(ＮＡＳＡＡｍｅｓＲｅ￣ｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒ)采用半刚性模型开展试验研究[１０]ꎬ获取火箭头部的气动阻尼来评估其稳定性ꎬ但这只能用来模拟火箭弯曲振型前节点之前部分的结构动力学特性ꎮ直到兰利研究中心(ＮＡＳＡＬａｎｇｌｅｙＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒ)开发了全弹性模型气动阻尼试验气体物理２０２３年㊀第８卷技术ꎬ其可以模拟整体的结构动力学特性以及气动外形ꎬ并应用于多款运载火箭研制[１１￣１５]ꎮ国内ꎬ中国航天空气动力技术研究院对气动阻尼问题开展过较多的研究[１６￣２０]ꎬ从模型设计方法㊁模型制作工艺㊁试验机构设计和数据处理等诸多方面ꎬ逐步改进实现了从半刚性模型到全弹性模型的过渡ꎬ并在多个型号上得到验证ꎮ然而通过风洞试验研究气动弹性问题ꎬ技术难度大ꎬ试验成本高ꎬ同时几乎不可能开展全尺寸试验ꎮ因此通过数值计算的方法开展相关研究是另一种重要的手段ꎮ刘子强等[２１]实现了通过数值计算确定气动阻尼系数的技术和方法ꎬ并与试验结果进行对比ꎬ证实了该方法的可靠性ꎮ冉景洪等[２２]通过模态数据结合准定常理论的方法分析了减阻杆加后体这一弹性结构的气动阻尼ꎬ结果表明减阻杆造成的分离流会对后体的气动阻尼系数产生影响ꎮ朱剑等[２３]针对新一代捆绑式运载火箭发展了非结构网格下的气动阻尼计算方法ꎬ并分析了攻角㊁Ｍａｃｈ数等参数对气动阻尼的影响ꎮ本文在之前的计算方法[２３]的基础上采用ＩＤＤＥＳ模型ꎬ考虑脉动压力的影响ꎬ通过强迫振动的方式ꎬ针对捆绑式运载火箭的某一特定模态进行数值计算仿真ꎬ研究前节点位置ꎬ振动振幅ꎬ脉动压力等参数对气动阻尼的影响规律ꎮ１㊀计算方法图１为本文所用的捆绑式运载火箭的计算模型ꎬ是典型的锤头体结构ꎮ在跨声速阶段ꎬ其头部会产生激波造成激波边界层干扰ꎬ而在锤头体外形的过渡段会出现气流分离ꎮ为探究各部分气动阻尼的变化ꎬ将整个箭体分为头部㊁过渡段㊁弹身３个部分ꎮ图１㊀表面网格及区域划分Ｆｉｇ.１㊀Ｓｕｒｆａｃｅｇｒｉｄａｎｄｒｅｇｉｏｎｄｉｖｉｓｉｏｎ１.１㊀流场仿真模型本文分别用Ｒｅｙｎｏｌｄｓ平均法(Ｒｅｙｎｏｌｄｓ￣ａｖｅｒａｇｅｄＮａｖｉｅｒ￣ＳｔｏｋｅｓꎬＲＡＮＳ)和改进的延迟分离涡模拟(ｉｍｐｒｏｖｅｄｄｅｌａｙｅｄｄｅｔａｃｈｅｄ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬＩＤ￣ＤＥＳ)[２４￣２５]进行计算ꎬ在ＲＡＮＳ方程中ꎬ将变量分为平均值和波动值两部分ꎬ对于速度分量有ｕｉ＝ｕｉ＋ｕᶄｉ其中ꎬｉ＝１ꎬ２ꎬ３ꎬｕｉ和ｕᶄｉ分别代表平均量和波动量ꎬ对于压强和其他标量也采用类似的形式ꎬ将这种形式代入连续性方程和动量方程中ꎬ并写成张量形式∂ρ∂ｔ＋∂∂ｘｉ(ρｕｉ)＝０(１)∂∂ｔ(ρｕｉ)＋∂∂ｘｊ(ρｕｉｕｊ)＝∂ｐ∂ｘｉ＋∂∂ｘｊμ∂ｕｉ∂ｘｊ＋∂ｕｊ∂ｘｉ－２３δｉｊ∂ｕｋ∂ｘｋæèçöø÷éëêêùûúú＋∂∂ｘｊ(－ρｕᶄｉｕᶄｊ)(２)其中ꎬｉꎬｊꎬｋ可分别取１ꎬ２ꎬ３ꎻρ是密度ꎻｔ是时间ꎻ当ｉ＝ｊ时δｉｊ取０ꎬ否则取１ꎮ式(１)㊁(２)是ＲＡＮＳ方程ꎬ由方程可知ＲＡＮＳ方法将湍流脉动对平均流动的作用模化为Ｒｅｙｎｏｌｄｓ应力项即－ρｕᶄｉｕᶄｊꎬ之后采用湍流模型进行封闭ꎬ本文采用的湍流模型为ＳＳＴｋ￣ω模型ꎬ其输运方程为∂∂ｔ(ρｋ)＋∂∂ｘｉ(ρｋｕｉ)＝∂∂ｘｊΓｋ∂ｋ∂ｘｊæèçöø÷＋Ｇｋ－Ｙｋ∂∂ｔ(ρω)＋∂∂ｘｉ(ρωｕｉ)＝∂∂ｘｊΓω∂ω∂ｘｊæèçöø÷＋Ｇω－Ｙω其中ꎬｋ和ω分别代表湍流动能和湍流耗散率ꎬΓｋ和Γω分别代表ｋ和ω的有效扩散系数ꎬＧｋ和Ｇω分别代表ｋ和ω的生成率ꎬＹｋ和Ｙω分别代表ｋ和ω的耗散率ꎮ因此ＲＡＮＳ方法只能计算大尺度的平均流动ꎬ本文采用ＩＤＤＥＳ方法计算脉动压力对气动阻尼的影响ꎮＩＤＤＥＳ方法是由分离涡模拟(ｄｅｔａｃｈｅｄ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬＤＥＳ)方法改进而来ꎬ其本质思想与ＤＥＳ方法相同ꎬ是想以网格尺度和模型中的特征尺度隐式划分ＲＡＮＳ和大涡模拟(ｌａｒｇｅ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬＬＥＳ)区域ꎬ使其既能处理ＲＡＮＳ方法无法得到的脉动场ꎬ也能降低ＬＥＳ方法在模拟高Ｒｅｙｎｏｌｄｓ数流动时所需的计算资源ꎮ区别在于当边界层较厚或者分离区域较窄时ꎬＤＥＳ方法会出现如模型应力损耗(ｍｏｄｅｌｅｄｓｔｒｅｓｓｄｅｐｌｅｔｉｏｎꎬＭＳＤ)ꎬ网格诱导分离(ｇｒｉｄ￣ｉｎｄｕｃｅｄｓｅｐａｒａｔｉｏｎꎬＧＩＳ)以及对数层不匹配(ｌｏｇａｒｉｔｈｍｉｃ￣ｌａｙｅｒｍｉｓｍａｔｃｈꎬＬＬＭ)问题[２４]ꎬ而ＩＤＤＥＳ模型通过改良计算区域划分ꎬ结合延迟分离涡模拟(ｄｅｌａｙｅｄｄｅｔａｃｈｅｄ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬＤＤＥＳ)和０３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析壁面模型大涡模拟(ｗａｌｌ￣ｍｏｄｅｌｅｄｌａｒｇｅ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａ￣ｔｉｏｎꎬＷＭＬＥＳ)ꎬ定义新的长度尺度解决了这些问题ꎬ具体公式详见文献[２５]ꎮ流场网格如图２㊁图３所示ꎬ边界层采用棱柱层结构ꎬ并调整第１层网格高度使得ｙ＋小于１ꎬ远场部分采用六面体结构网格ꎬ与边界层的过渡层采用非结构网格ꎮ整体网格单元数量为４.２ˑ１０６ꎮ图２㊀ｙ方向截面网格示意图Ｆｉｇ.２㊀Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｃｒｏｓｓ￣ｓｅｃｔｉｏｎａｌｇｒｉｄｉｎｔｈｅｙ￣ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ图３㊀ｘ方向截面网格示意图Ｆｉｇ.３㊀Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｃｒｏｓｓ￣ｓｅｃｔｉｏｎａｌｇｒｉｄｉｎｔｈｅｘ￣ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ物面边界条件为无滑移壁面条件ꎬ远场采用压力远场边界条件ꎬ湍流模型采用ＳＳＴｋ￣ω模型ꎬ采用密度基求解ꎬ气体黏性采用Ｓｕｔｈｅｒｌａｎｄ定律ꎬ空间离散采用２阶迎风格式ꎬ对流通量采用Ｒｏｅ格式ꎮ１.２　结构分析模型结构与流场耦合分析过程中ꎬ结构部分可以采用模态方法描述ꎮ结构模态可以通过有限元方法与结构模态试验方法获得ꎮ本文采用有限元分析结果获得的模态ꎬ图４所示为结构的前３阶模态ꎬ本文只分析计算结果中气动阻尼最小的第２阶模态ꎮ(ａ)ｆ＝１.２００Ｈｚ(ｂ)ｆ＝２.４６０Ｈｚ(ｃ)ｆ＝２.９５７Ｈｚ图４㊀结构的前３阶模态Ｆｉｇ.４㊀Ｆｉｒｓｔｔｈｒｅｅｍｏｄｅｓｏｆｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅ由于火箭结构外形简单ꎬ一般不考虑其扭转影响ꎬ因此可以将其简化为简单的梁模型ꎬ这样就可以给出其模态振动方程ｑ㊆ｉ＋２ｂｉωｉｑ˙ｉ＋ω２ｉｑｉ＝ｆｉ(３)式中ꎬｑｉ为第ｉ阶模态的广义位移ꎬｂｉ为第ｉ阶模态的结构阻尼系数ꎬωｉ为第ｉ阶模态的固有频率ꎬ１３气体物理２０２３年㊀第８卷ｆｉ为第ｉ阶模态下质量归一化的广义气动力ꎮ若将ｆｉ按照Ｔａｙｌｏｒ展开并略去高阶项ꎬ可以将其转化为气动阻尼项与气动刚度项的形式ꎬ则式(３)可写为ｑ㊆ｉ＋２(ｂｉ＋Ｂｉ)ωｉｑ˙ｉ＋(Ｋｉ＋１)ω２ｉｑｉ＝０(４)式中ꎬＢｉ为气动阻尼系数ꎬＫｉ为气动刚度系数ꎬ研究表明[２６]ꎬ气动刚度相对于结构刚度为小量可以忽略不计ꎬ而在计算中结构阻尼往往设置为０ꎬ因此气动阻尼可以直接反映其气弹稳定性ꎮ１.３㊀气动阻尼分析原理气动阻尼的分析可以采用强迫振动或者自由振动的方式进行ꎬ这两种方法获得的时域数据不同ꎬ提取气动阻尼的方式也不同ꎮ强迫振动方法初始演化过程较短ꎬ因此计算量较小ꎬ同时能够分析某一种振动形式的气动阻尼ꎬ明确该振动形式是收敛还是发散ꎮ分析过程中能够获得不同部位与部件的气动阻尼ꎮ但是对于多模态相互作用引起的发散(例如颤振)较难预测ꎮ自由振动方法需要一定的自由演化时间才能够对时域数据进行分析ꎬ不过自由振动方法能够获得最能够吸收能量的模态及其振动频率ꎮ对于本研究所关注的问题ꎬ气动载荷对结构振动的过程中气动阻尼的影响较大ꎬ而对气动刚度与气动质量影响较小ꎬ即结构的固有振动频率受到来流的影响较小ꎬ其稳定性问题主要由气动阻尼的正㊁负引起ꎬ所以采用强迫振动方法分析ꎮ强迫振动下结构做简谐模态振动ｑｉ(ｔ)＝Ａｓｉｎ(ωｉｔ)式中ꎬＡ表示振动的振幅ꎬ将其代入计算气动力的公式中[２１]并做正交积分可得Ｂｉ＝ʏｌ０Ｂｘ(ｘ)ｄｘ＝－１ＭｉＡω２ｉＴʏｌ０ʏｔ０＋Ｔｔ０Ｇ(ｘꎬｔ)ｃｏｓ(ωｉｔ)ｄｔｄｘ(５)式中ꎬＭｉ为第ｉ阶模态的模态质量ꎬＴ为整数倍周期ꎬＧ为广义气动力ꎮ根据式(５)便可以得到局部或分区域的气动阻尼ꎮ１.４㊀耦合计算流程首先进行模态分析ꎬ以确定结构的模态频率与振型ꎬ用以设计强迫振动的频率和振幅ꎮ非定常流场计算前先进行定常流场计算ꎬ来加快非定常计算的演化速度并增强收敛性ꎬ结构节点位移通过径向基函数(ＲＢＦ)插值方法[２７]映射到气动网格节点上ꎬ来进行网格的变形ꎬ这里径向基函数选用ＷｅｎｄｌａｎｄＣ２ꎬ如下所示φ(ｘ)＝(１－ｘ)４(４ｘ＋１)最后将计算出来的广义力提取出来ꎬ截取演化完毕的整数倍周期ꎬ进行气动阻尼计算ꎮ耦合计算流程图如图５所示ꎮ图５㊀耦合计算流程图Ｆｉｇ.５㊀Ｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆｃｏｕｐｌｅｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ２㊀结果分析与讨论２.１㊀流场分析结果计算的来流Ｍａｃｈ数范围为０.７~１.２ꎮ其中中截面的压力分布如图６所示ꎮ可以看出在头部出现了膨胀波以及跨声速激波ꎬ在过渡段存在流动分离ꎬ随着Ｍａｃｈ数的增大ꎬ头部低压区域逐渐扩张ꎬ并且能明显看到ꎬ在流动再附的位置产生了再附激波ꎮ(ａ)Ｍａ＝０.７０２３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析(ｂ)Ｍａ＝０.７５(ｃ)Ｍａ＝０.８０(ｄ)Ｍａ＝０.８５(ｅ)Ｍａ＝０.８８(ｆ)Ｍａ＝０.９０(ｇ)Ｍａ＝０.９２(ｈ)Ｍａ＝０.９６(ｉ)Ｍａ＝０.９８３３气体物理２０２３年㊀第８卷(ｊ)Ｍａ＝１.００(ｋ)Ｍａ＝１.０５(ｌ)Ｍａ＝１.１０图６㊀不同Ｍａｃｈ数下的中截面压力分布Ｆｉｇ.６㊀ＰｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅｍｉｄｄｌｅｓｅｃｔｉｏｎａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔＭａｃｈｎｕｍｂｅｒｓ２.２　气动阻尼分布通过上述流场分析ꎬ可以看出火箭不同部位流动结构并不相同ꎬ在头部与箭身上ꎬ流动主要为附着流动ꎬ而在过渡段会出现较为复杂的波系结构以及流动分离ꎮ针对不同的流动结构随流向站位ｘ的变化ꎬ设该位置上广义力与广义位移的相位差为φ(ｘ)ꎬ并且简谐振动没有引入其他模态的广义力ꎬ则广义力的表达式为Ｇ(ｘꎬｔ)＝Ｆｇｅｎｓｉｎ[ωｔ＋φ(ｘ)]＋Ｆ０(６)其中ꎬＦｇｅｎ为广义力的振动幅度ꎬＦ０为广义力的常数偏移量ꎮ将式(６)代入到式(５)中得到Ｂ(ｘ)＝－ＦｇｅｎＭＡω２Ｔʏｔ０＋Ｔｔ０ｓｉｎ[ωｔ＋φ(ｘ)]ｃｏｓ(ωｔ)ｄｔ其中ꎬ广义力的常数偏移量Ｆ０的积分为０ꎬ因此省略ꎮ通过将等式中的正弦函数部分进行和差化积得到Ｂ(ｘ)＝－ＦｇｅｎＭＡω２Ｔʏｔ０＋Ｔｔ０ｓｉｎ(ωｔ)ｃｏｓ[φ(ｘ)]ｃｏｓ(ωｔ)ｄｔ＋[ʏｔ０＋Ｔｔ０ｓｉｎ[φ(ｘ)]ｃｏｓ(ωｔ)ｃｏｓ(ωｔ)ｄｔ](７)式(７)中第１部分在整个周期中的积分为０ꎬ只有第２部分保留ꎬ因此得到Ｂ(ｘ)＝－Ｆｇｅｎｓｉｎ[φ(ｘ)]ＭＡω２Ｔʏｔ０＋Ｔｔ０ｃｏｓ２(ωｔ)ｄｔ(８)式(８)中积分部分恒为正值ꎬ决定整个气动阻尼的部分只有相位角φ(ｘ)的正弦值ｓｉｎ[φ(ｘ)]ꎬ为了能够更加直观地获得相位角与气动阻尼Ｂ之间的关系ꎬ须将符号转化为对应的正弦函数转角ꎬ根据正弦关系ꎬ此转角为πꎬ因此得到Ｂ(ｘ)＝－Ｆｇｅｎ(ｘ)ｓｉｎ[φ(ｘ)＋π]ＭＡω２Ｔʏｔ０＋Ｔｔ０ｃｏｓ２(ωｔ)ｄｔ(９)图７为气动阻尼变化曲线ꎬ可以看出随着Ｍａｃｈ数的增大ꎬ整体气动阻尼先增大后减少ꎬ在Ｍａｃｈ数为０.９８时达到最大值ꎬ过渡段与箭体的气动阻尼变化趋势与整体基本相同ꎬ而头部区域则不同ꎬ是随着Ｍａｃｈ数的增大一直增大ꎬ只是增长速率变缓ꎮ图７㊀有助推时气动阻尼变化曲线Ｆｉｇ.７㊀Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｃｈａｎｇｅｃｕｒｖｅｗｉｔｈｂｏｏｓｔ根据式(９)ꎬ得到相位角与气动阻尼Ｂ之间的关系为:当φ(ｘ)ɪ(－πꎬ０)时ꎬ相位角滞后ꎬ气动阻尼Ｂ为负值ꎻ当φ(ｘ)ɪ(０ꎬπ)ꎬ相位角提前ꎬ４３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析气动阻尼Ｂ为正值ꎻ为当φ(ｘ)＝０时ꎬ无相位角差别ꎬ气动阻尼Ｂ为０ꎮ在过渡段上ꎬ复杂的波系结构以及流动分离ꎬ使得气动力与结构位移之间会出现较为明显的迟滞现象ꎬ从而导致相位角φ(ｘ)ɪ(－πꎬ０)ꎬ由此在过渡段上产生了负的气动阻尼ꎮ计算过程中的广义力与广义位移随时间变化曲线如图８所示ꎬ可以看出所有工况计算结果都表现良好ꎬ需要注意的是在非定常计算初期ꎬ演化的不完全导致广义力存在一些突变异常的结果ꎬ计算气动阻尼时须剔除ꎬ选择后面演化完全的周期ꎮ本文计算了９个周期ꎬ剔除了第１个周期出现的错误结果ꎬ采用后８个周期进行气动阻尼分析ꎮ强迫运动振幅为芯级直径的０.５％ꎮ(ａ)Ｍａ＝０.７０㊀㊀㊀(ｂ)Ｍａ＝０.７５(ｃ)Ｍａ＝０.８０㊀㊀㊀(ｄ)Ｍａ＝０.８５(ｅ)Ｍａ＝０.８８㊀㊀㊀(ｆ)Ｍａ＝０.９０５３气体物理２０２３年㊀第８卷(ｇ)Ｍａ＝０.９２㊀㊀㊀(ｈ)Ｍａ＝０.９６(ｉ)Ｍａ＝０.９８㊀㊀㊀(ｊ)Ｍａ＝１.００(ｋ)Ｍａ＝１.０５㊀㊀㊀(ｌ)Ｍａ＝１.１０图８㊀不同工况下的广义力与广义位移随时间变化曲线Ｆｉｇ.８㊀Ｔｉｍｅｄｅｐｅｎｄｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｆｏｒｃｅａｎｄｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｐｅｒａｔｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ２.３㊀气动阻尼影响因素２.３.１㊀有无助推对气动阻尼的影响捆绑式运载火箭相比于传统的运载火箭ꎬ最大的区别就是在尾部四周捆绑了助推器ꎬ使得其流场特性变得复杂ꎬ因此须分析其对气动阻尼的影响ꎮ图７㊁图９分别为有无助推时气动阻尼变化曲线ꎬ可以看出随着Ｍａｃｈ数的增大整体气动阻尼先增大后减少ꎬ在Ｍａｃｈ数为０.９８时达到最大值ꎬ过６３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析渡段与箭体的气动阻尼变化趋势与整体基本相同ꎬ而头部区域则不同ꎬ是随着Ｍａｃｈ数的增大一直增大ꎬ只是增长速率变缓ꎮ对比两个图可知ꎬ助推主要起增大气动阻尼的作用ꎮ还可以看出有无助推情况下头部的气动阻尼变化很小ꎬ意味着在箭体尾部施加控制很难影响到头部的气动阻尼ꎬ特别是在超声速流场中ꎮ图９㊀无助推时气动阻尼变化曲线Ｆｉｇ.９㊀Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｃｈａｎｇｅｃｕｒｖｅｗｉｔｈｏｕｔｂｏｏｓｔ２.３.２㊀前节点位置影响为了考察前节点位置变化对气动阻尼的影响ꎬ在保持振动频率不变㊁头部最大振型位置与振幅不变的条件下移动前节点ꎬ变化后的振型如图１０所示ꎮ(ａ)Ｆｒｏｎｔｎｏｄｅａｆｔｅｒｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎ(ｂ)Ｆｒｏｎｔｎｏｄｅｉｎｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎ(ｃ)Ｆｒｏｎｔｎｏｄｅｂｅｆｏｒｅｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎ图１０㊀前节点变化后的振型Ｆｉｇ.１０㊀Ｖｉｂｒａｔｉｏｎｍｏｄｅａｆｔｅｒｔｈｅｃｈａｎｇｅｏｆｆｏｒｍｅｒｎｏｄｅ根据对计算结果的分析分别获得了不同前节点位置的整体气动阻尼对比与过渡段气动阻尼对比ꎬ如图１１㊁图１２所示ꎬ可以看出前节点位置的改变并没有影响整体气动阻尼随Ｍａｃｈ数增大而增大的趋势ꎬ且前节点在过渡段上与过渡段前的整体气动阻尼相差不大ꎬ而前节点在过渡段后的整体气动阻尼要高于另两种情况ꎬ因此过渡段与头部放在同一侧有助于提高气动阻尼ꎮ过渡段的气动阻尼会随着前节点的变化发生剧烈改变ꎬ前节点在过渡段前后随Ｍａｃｈ数增大的变化规律相反ꎬ节点前后的振动相位变化导致不同节点位置过渡段的振动相位不同ꎬ进而导致气动阻尼发生变化ꎮ图１１㊀不同节点位置的整体气动阻尼Ｆｉｇ.１１㊀Ｏｖｅｒａｌｌａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｎｏｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎｓ图１２㊀不同节点位置的过渡段气动阻尼Ｆｉｇ.１２㊀Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｎｏｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎｓ２.３.３㊀强迫振动振幅大小对气动阻尼的影响为了考察强迫振动振幅大小对气动阻尼的影响ꎬ在保证流场结构不发生改变的前提下ꎬ振动振幅分别为原来的一半和两倍ꎬ根据工程经验ꎬ如果振幅超过芯级直径的５％ꎬ则须考虑流场结构改变所造成的影响ꎮ图１３㊁图１４分别为不同振幅下的整体与头部气动阻尼ꎮ７３气体物理２０２３年㊀第８卷图１３㊀不同振幅下整体气动阻尼Ｆｉｇ.１３㊀Ｏｖｅｒａｌｌａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｍｐｌｉｔｕｄｅｓ图１４㊀不同振幅下头部气动阻尼Ｆｉｇ.１４㊀Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｈｅａｄｒｅｇｉｏｎａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｍｐｌｉｔｕｄｅｓ可以发现改变振幅无论是对整体气动阻尼还是头部气动阻尼来说变化都很小ꎬ这意味着气动阻尼的大小主要取决于气动力与结构振动的相位差ꎬ不依赖于振动幅度的大小ꎮ２.３.４㊀脉动压力对气动阻尼的影响为了模拟出脉动压力的影响ꎬ采用ＩＤＤＥＳ方法对火箭气动阻尼进行计算ꎬ计算来流Ｍａｃｈ数为０.９２ꎬ计算过程中的广义力与广义位移如图１５所示ꎬ相较于图８可以看出广义力随时间变化曲线并不光滑ꎬ脉动压力的存在导致广义力由多个频率叠加而成ꎮ由于第２阶模态的频率为２.４６Ｈｚꎬ而由分离流㊁激波振荡等引起的脉动压力频率往往远大于此频率ꎬ因此这里选择３.５Ｈｚ为分界ꎬ将高于３.５Ｈｚ的部分视为由抖振脉动压力引起的广义力ꎬ低于３.５Ｈｚ的部分视为强迫振动引起的广义力ꎬ通过低通滤波把高于３.５Ｈｚ的广义力滤掉ꎬ可以获得由强迫振动引起的广义力与广义位移变化曲线ꎬ如图１６所示ꎬ通过此广义力计算的气动阻尼为２.０８ɢꎮ同样地ꎬ进行高通滤波将低于３.５Ｈｚ的广义力滤掉ꎬ可以获得由抖振脉动压力引起的气动阻尼为(２.９４ˑ１０－３)ɢꎬ由此得到脉动压力引起的气动阻尼变化为０.１４％ꎬ可以忽略不计ꎮ同时使用ＲＡＮＳ方法计算的气动阻尼为２.０７ɢꎬ与ＩＤＤＥＳ的计算结果相比误差约为(２.９４ˑ１０－３＋２.０８－２.０７)/２.０７ʈ０.４８％ꎬ这说明针对气动阻尼的模拟ꎬ抖振引起的脉动压力对气动阻尼的计算结果影响很小ꎬ起主要作用的还是广义力的变化ꎬ该变化由强迫振动引起的结构边界变化所导致ꎮ图１５㊀基于ＩＤＤＥＳ的广义力与广义位移变化曲线Ｆｉｇ.１５㊀ＶａｒｉａｔｉｏｎｃｕｒｅｓｏｆｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｆｏｒｃｅａｎｄｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｂａｓｅｄｏｎＩＤＤＥＳ图１６㊀滤波后的广义力与广义位移变化曲线Ｆｉｇ.１６㊀Ｖａｒｉａｔｉｏｎｃｕｒｅｓｏｆｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｆｏｒｃｅａｎｄｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｖａｒｉａｔｉｏｎｃｕｒｖｅａｆｔｅｒｆｉｌｔｅｒｉｎｇ３㊀结论本文通过数值计算方法研究了火箭的气动阻尼特性ꎮ根据流动特征分析与理论推导ꎬ发现火箭过渡段几何外形的收缩导致该区域出现复杂的分离与激波结构ꎬ从而造成了气动力相对于结构振动８３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析相位的滞后ꎬ导致了该区域为气动负阻尼ꎬ即气动不稳定性的主要来源ꎮ在此机理的基础上ꎬ分析了前节点位置㊁振动振幅㊁脉动压力等因素对气动阻尼的影响规律ꎮ可以得出以下结论:１)助推增加了正阻尼区域的面积ꎬ从而相对于没有助推的构型起到了增加气动阻尼的作用ꎮ２)前节点位置的改变对过渡段气动阻尼影响很大ꎬ节点前后的振动方向相反ꎬ导致节点在过渡段前后的气动阻尼变化规律也截然相反ꎬ将过渡段与头部区域放在节点的同一侧有助于增加气动阻尼ꎮ３)在不改变流场结构的前提下ꎬ改变振动的振幅ꎬ气动力也会产生相应幅度的变化ꎬ因此结构振幅对气动阻尼的影响可忽略不计ꎮ４)高频部分的广义力对气动阻尼的贡献很小ꎬ即结构振动引起的广义力变化对气动阻尼起主要作用ꎬ而脉动压力对计算气动阻尼影响不大ꎬ可忽略不计ꎮ参考文献(Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ)[１]㊀ＣｏｅＣＦ.Ｓｔｅａｄｙａｎｄｆｌｕｃｔｕａｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｓａｔｔｒａｎｓｏｎｉｃｓｐｅｅｄｓｏｎｔｗｏｓｐａｃｅ￣ｖｅｈｉｃｌｅｐａｙｌｏａｄｓｈａｐｅ[Ｒ].ＮＡＳＡＴＭＸ￣５０３ꎬ１９６１.[２]ＣｏｌｅＳＲＪｒꎬＨｅｎｎｉｎｇＴＬꎬＲａｉｎｅｙＡＧ.ＮＡＳＡｓｐａｃｅｖｅ￣ｈｉｃｌｅｄｅｓｉｇｎｃｒｉｔｅｒｉａ[Ｒ].ＮＡＳＡＳＰ￣８００１(ＲＥＶ)ꎬ１９６４. 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[１４]ＤｏｔｓｏｎＫＷ.Ｔｒａｎｓｉｅｎｔｃｏｕｐｌｉｎｇｏｆｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅｂｅｎｄｉｎｇｒｅｓｐｏｎｓｅｓｗｉｔｈａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｆｌｏｗｓｔａｔｅｖａｒｉａｔｉｏｎｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｐａｃｅｃｒａｆｔａｎｄＲｏｃｋｅｔｓꎬ２００１ꎬ３８(１):９７￣１０４.[１５]ＣｏｌｅＳＲꎬＨｅｎｎｉｎｇＴＬ.Ｂｕｆｆｅｔｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆａｈａｍｍｅｒｈｅａｄｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅｗｉｎｄ￣ｔｕｎｎｅｌｍｏｄｅｌ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｐａｃｅｃｒａｆｔａｎｄＲｏｃｋｅｔｓꎬ１９９２ꎬ２９(３):３７９￣３８５.[１６]崔尔杰.流固耦合力学研究与应用进展[Ｃ].钱学森科学贡献暨学术思想研讨会论文集ꎬ２００１.ＣｕｉＥＪ.Ｒｅｓｅａｒｃｈａｎｄａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｐｒｏｇｒｅｓｓｏｆｆｌｕｉｄ￣ｓｔｒｕｃ￣ｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｍｅｃｈａｎｉｃｓ[Ｃ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆＳｅｍｉｎａｒｏｆＱｉａｎＸｕｅｓｅｎＳｃｉｅｎｔｉｆｉｃＣｏｎｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓａｎｄＡｃａｄｅｍｉｃＴｈｏｕｇｈｔｓꎬ２００１(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ).[１７]冯明溪ꎬ王志安.火箭跨音速动导数和抖振实验[Ｊ].宇航学报ꎬ１９８７(１):５５￣６３.ＦｅｎｇＭＸꎬＷａｎｇＺＡ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓｏｆｔｒａｎｓｏｎｉｃｄｅｒｉｖａ￣ｔｉｖｅｓａｎｄｂｕｆｆｅｔｉｎｇｏｆｒｏｃｋｅｔ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｓｔｒｏｎａｕｔｉｃｓꎬ１９８７(１):５５￣６３(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ).[１８]白葵ꎬ冯明溪.弹性模型实验技术[Ｊ].流体力学实验与测量ꎬ１９９９ꎬ１３(１):３８￣４２.ＢａｉＫꎬＦｅｎｇＭＸ.Ａｅｒｏｅｌａｓｔｉｃｍｏｄｅｌａｎｄｔｈｅｂｕｆｆｅｔｅｘ￣ｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｔｅｃｈｎｉｑｕｅ[Ｊ].ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓａｎｄＭｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓｉｎＦｌｕｉｄＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ１９９９ꎬ１３(１):３８￣４２(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ). [１９]ＪｉＣꎬＲａｎＪＨꎬＬｉＦꎬｅｔａｌ.Ｔｈｅａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇ９３气体物理２０２３年㊀第８卷ｔｅｓｔｏｆｅｌａｓｔｉｃｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅｍｏｄｅｌｉｎｔｒａｎｓｏｎｉｃｆｌｏｗ[Ｃ].Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ６４ｔｈＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＡｓｔｒｏｎａｕｔｉｃａｌＣｏｎ￣ｇｒｅｓｓꎬ２０１３.[２０]季辰ꎬ吴彦森ꎬ何岗ꎬ等.运载火箭气动阻尼风洞试验研究[Ｃ].第十二届全国空气弹性学术交流会论文集ꎬ２０１１.ＪｉＣꎬＷｕＹＳꎬＨｅＧꎬｅｔａｌ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎａｅｒｏ￣ｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｗｉｎｄｔｕｎｎｅｌｏｆｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅ[Ｃ].Ｐｒｏ￣ｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ１２ｔｈＮａｔｉｏｎａｌＡｅｒｏｅｌａｓｔｉｃｉｔｙＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅꎬ２０１１(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ).[２１]刘子强ꎬ白葵ꎬ毛国良ꎬ等.锤头体弹性振动跨音速气动阻尼系数的确定[Ｊ].宇航学报ꎬ２００２ꎬ２３(６):１￣７.ＬｉｕＺＱꎬＢａｉＫꎬＭａｏＧＬꎬｅｔａｌ.Ｔｈｅｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎｏｆａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｎｈａｍｍｅｒｈｅａｄｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅｓａｔｔｒａｎｓｏｎｉｃｓｐｅｅｄｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＡｓｔｒｏｎａｕｔｉｃｓꎬ２００２ꎬ２３(６):１￣７(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ).[２２]冉景洪ꎬ刘子强ꎬ胡静ꎬ等.减阻杆气动阻尼研究[Ｊ].力学学报ꎬ２０１４ꎬ４６(４):６３６￣６４１.ＲａｎＪＨꎬＬｉｕＺＱꎬＨｕＪꎬｅｔａｌ.Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｆａｅｒｏ￣ｄａｍｐｉｎｇｆｏｒｂｌｕｎｔｗｉｔｈｓｐｉｋｅ[Ｊ].ＣｈｉｎｅｓｅＪｏｕｒｎａｌｏｆＴｈｅ￣ｏｒｅｔｉｃａｌａｎｄＡｐｐｌｉｅｄＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２０１４ꎬ４６(４):６３６￣６４１(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ).[２３]朱剑ꎬ冉景洪ꎬ吴彦森ꎬ等.捆绑式运载火箭的气动阻尼数值计算方法[Ｃ].第十三届全国空气弹性学术交流会论文集.哈尔滨:中国力学学会ꎬ中国空气动力学会ꎬ２０１３.ＺｈｕＪꎬＲａｎＪＨꎬＷｕＹＳꎬｅｔａｌ.Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｆｏｒａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｂｕｎｄｌｅｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅｓ[Ｃ].Ｐｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ１３ｔｈＮａｔｉｏｎａｌＡｅｒｏｅｌａｓｔｉｃｉｔｙＣｏｎ￣ｆｅｒｅｎｃｅ.Ｈａｒｂｉｎ:ＣｈｉｎｅｓｅＳｏｃｉｅｔｙｏｆＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌａｎｄＡｐ￣ｐｌｉｅｄＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬＣｈｉｎａＡｅｒｏｍｅｃｈａｎｉｃｓＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０１３(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ).[２４]ＳｐａｌａｒｔＰＲ.Ｄｅｔａｃｈｅｄ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ[Ｊ].ＡｎｎｕａｌＲｅｖｉｅｗｏｆＦｌｕｉｄＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２００９ꎬ４１:１８１￣２０２. [２５]ＧｒｉｔｓｋｅｖｉｃｈＭＳꎬＧａｒｂａｒｕｋＡＶꎬＳｃｈüｔｚｅＪꎬｅｔａｌ.Ｄｅｖｅｌ￣ｏｐｍｅｎｔｏｆＤＤＥＳａｎｄＩＤＤＥＳｆｏｒｍｕｌａｔｉｏｎｓｆｏｒｔｈｅｋ￣ωｓｈｅａｒｓｔｒｅｓｓｔｒａｎｓｐｏｒｔｍｏｄｅｌ[Ｊ].ＦｌｏｗꎬＴｕｒｂｕｌｅｎｃｅａｎｄＣｏｍｂｕｓｔｉｏｎꎬ２０１２ꎬ８８(３):４３１￣４４９.[２６]季辰ꎬ吴彦森ꎬ侯英昱ꎬ等.捆绑式运载火箭跨声速气动阻尼特性试验研究[Ｊ].实验流体力学ꎬ２０２０ꎬ３４(６):２４￣３１.ＪｉＣꎬＷｕＹＳꎬＨｏｕＹＹꎬｅｔａｌ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｆａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆａｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅｗｉｔｈｂｏｏｓｔｅｒｓｉｎｔｒａｎｓｏｎｉｃｆｌｏｗ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓｉｎＦｌｕｉｄＭｅｃｈａｎｉｃｓꎬ２０２０ꎬ３４(６):２４￣３１(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ). [２７]ＡｌｌｅｎＣꎬＲｅｎｄａｌｌＴＣＳ.ＵｎｉｆｉｅｄａｐｐｒｏａｃｈｔｏＣＦＤ￣ＣＳＤｉｎｔｅｒｐｏｌａｔｉｏｎａｎｄｍｅｓｈｍｏｔｉｏｎｕｓｉｎｇｒａｄｉａｌｂａｓｉｓｆｕｎｃｔｉｏｎｓ[Ｒ].ＡＩＡＡ２００７￣３８０４ꎬ２００７.０４。

涡扇发动机进气畸变容限控制研究

涡扇发动机进气畸变容限控制研究叶巍;祝剑虹;肖大启;车杰先;任雄【摘要】A quasi-one-dimensional model for the fan aerodynamic stability was built. Based on BP artifi-cial neural network, the results from the mode were applied on distortion estimation system. And then a 0 di-mensional real time program was embedded into the estimation system to realize the inlet distortion stability control. The results show that the potential engine margin is limited by reducing nozzle area at the uniform inlet condition.On the other hand, the engine could bear the supercritical inlet distortion when nozzle area was increased. It was very difficult to effectively control the fan stability because of the impact between the main fuel flow and the controlling unit.%对某型涡扇发动机风扇，建立进气畸变下的准一维气动稳定性分析模型。

利用该模型的计算结果，训练一个基于BP神经网络的畸变估算模型，并嵌入到0维发动机实时仿真程序，以实现进气畸变容限控制。

三角翼气动特性实验实验报告

研究生《流体力学实验》三角翼气动特性实验指导书班级SY1305姓名周鑫实验日期2014.6.9指导教师白涛北京航空航天大学流体力学研究所一、实验目的1. 了解和掌握风洞常规测量试验的基本方法，了解常规试验测量系统的组成，学习试验测量设备的使用方法，学习和了解实验过程中应注意的技术问题。

2. 了解和掌握不同后掠角和展弦比三角翼翼型随姿态角变化的气动力特性物理变化规律，研究后掠角和展弦比对三角翼翼型气动力特性的影响。

3.了解测力实验系统的组成和关键测量装置（例如，应变式天平、信号放大器等）的基本工作原理。

二、基本原理实验空气动力学是空气动力学的一个分支，是用实验方法研究飞行器及其它物体在与空气或其它气体作相对运动时的气动特性、运动规律和各种复杂物理现象。

实验空气动力学的主要任务是利用风洞进行模型实验，以发现和确认流动现象、探索和揭示流动机理、寻求和了解流动规律，并为飞行器提供优良气动布局和空气动力特性数据，为理论分析提供物理和数学模型。

风洞实验所依据的基本理论是相对运动原理和相似理论。

相对运动原理：无论是物体以某一均匀速度在静止的流体中运动，还是流体以相同速度流经物体，两者之间的相互作用力恒等。

相似理论：论述物理现象相似的条件和相似现象的性质的学说。

是模拟的理论基础。

相似理论的重要课题是确定各种物理现象的相似准数。

风洞试验就是研究实际飞行器的绕流现象与风洞中试验模型模拟的绕流现象的等效性和相似性，建立实验的相似准则，研究模拟试验与实际的物理现象的近似程度以及共同遵循的物理规律或数学规律。

风洞是进行空气动力学实验的一种主要设备，几乎绝大多数的空气动力学实验都在各种类型的风洞中进行。

风洞的工作原理是使用动力装置在一个专门设计的管道内驱动一股可控气流，使其流过安置在实验段的静止模型，模拟实物在静止空气中的运动。

实验段是风洞的中心部件，实验段流场应模拟真实流场，其气流品质如均匀度、稳定度（指参数随时间变化的情况）、湍流度等，应达到一定指标。

空气动力学基础知识

O
X
描述飞机的姿态运动
Xa 速度V
3.速度坐标系（气流轴系）S-oxayaza
Za
原点o —飞机质心
oxa — 飞机速度V的方向 oza —飞机对称平面，垂直于oxa，指向机腹 oya —垂直于oxaza平面，向右
描述飞机的速度（轨迹）运动，
气流方向—力的方向（如吹风数据）
坐标系间可以相互转换，转换矩阵
成激波,受扰区限于扰源下游的马赫锥内
六、激波
气流以超音速流经物体时，流场中的受扰区情况与物体的形状有关，超音速—强扰动，产生激波
激波实际上就是气流各参数的不连续分界面在激波之前，气流不受扰动，气流速度的大小和方向不变，各状态参数也是常数；气流通过激波，其流速突然变小，温度、压强、密度等也突然升高
它是在流体力学的基础上，随着航空工业和喷气推进技术的发展而成长起来的一个学科。还涉及飞行器性能、稳定性和操纵性等问题。
包括外流、内流。
遵循基本规律：质量守恒、牛顿第二定律，能量守恒、热
力学第一、第二定律等。
发展简史：
18世纪流体力学开始创建：伯努利公式、欧拉方程等。
19世纪流体力学全面发展；形成粘性流体动力学、空气-气体动力学：NS方程、雷诺方程等。
钝头物体的激波是脱体波（正激波），产生大波阻楔形物体的激波是倾斜的（附体波），波阻较小，用于超音
速飞机的机头
七膨胀波
伯努利静态公式
p1V2 C(常数)
2
不适用于高速流动情况，由
于空气高速流动时密度不是常数
由导伯努利方程动态过程，得出考虑到空气的可压缩性的能量守恒方程：
(M2 1)dV dA VA
鸭式导弹鸭翼，不受气流下洗的影响，改变气动特性

极小展弦比翼身组合体大攻角气动特性研究

ｖｌｍｅｍｅｈｄＴｈｒｅＭａｈｎｍｂｒｗａ．．ａｄｔｅＲｅｎｌｓｎｍｂｒｗａ．６１。ｏｕｔｏ．ｅｆｅｃｕｅｓ０８ｎｈｙｏｄｕｅｓ２３０．ＴｈｅｕｔｎｉａｅｔａｈｉｅｆｒｅＸｅｒｓｌｉｄｃｔｈｔｅｓｄｏｃｓｔ
Ｋｅｗｏｄ：ｏｅｏｙｓｒｋｓｈｇｎｌｏｔａｋａｙｙｒｓｆｒｂｄｔａｅ；ｉｈａｇｅｆａｔｃ；ｓｍｍｅｒｏｔｘ；ｖｒＯｓｅｔｒｔｔｙｖｒｅｅｙＩＷａｐｃａｉｏ
丁煜，李斌，刘仙名，学占王
（国空空导弹研究院．南洛阳中河４１０）７０９摘要：小展弦比翼身组合体在大攻角飞行时会形成非对称涡，生很大的侧向力。为减小侧向力．究了极产研前体小翼对极小展弦比翼身组合体气动特性的影响。采用有限体积法对极小展弦比翼身组合体流场进行了
数值模拟。对比了有无前体小翼翼身组合体气动参数随攻角变化趋势以及空间流场结果，点分析了前体小重翼对侧向力的影响结果表明．体小翼的存在可以显著降低全弹的侧向力，且对全弹的零阻和法向力影前并
第３Ｏ卷
第３期
弹
箭
与

三角翼布局气动特性及流动机理研究

ＭｅａｓｕｒｅｍｅｎｔｓｉｎＦｌｕｉｄＭｅｃｈａｎｉｃｓ，２００４，１８（４）：４３ —
４８．）
＿ｌ
．
筐
［３］ＬＵＣＫＲＩＮＧＪ．ＷｈａｔｗａｓｌｅａｒｎｅｄｆｒｏｍｔｈｅｎｅｗＶＦＥ一２
次涡逐渐消失，并引起较小的涡升力。参考文献：
［１］ＣＨＵＪ，ＬＵＣＫＲＩＮＧＪＭ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｕｒｆａｃｅｐｒｅｓｓｕｒｅ
ｄａｔａｏｂｔａｉｎｅｄｏｎ６５。ｄｅｌｔａｗｉｎｇａｃｒｏｓｓＲｅｙｎｏｌｄｓｎｕｍｂｅｒ
（。）
ｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｔｅｓｔｓｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙａｔｈｉｇｈａｎｇｌｅｓｏｆａｔｔａｃｋｉｎ
图ｌＯ滚转力矩系数随侧滑角的变化（Ｍ－０．８）
０．５
，
Ｉｓ］ＧＯＲＴＺＳ，ＲＩＺＺＩＡ．Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｓｔｕｄｙｏｆｖｏｒｔｅｘｂｒｅａｋ —
Ｚ
ｄｏｗｎｏｖｅｒｓｗｅｐｔｄｅｌｔａｗｉｎｇ［Ｒ］．ＡＩＡＡＰａｐｅｒ２００１ —
涡破裂点前移，涡升力明显；超声速范围内，旋涡不易

地效对飞机气动特性的影响研究

地效对飞机气动特性的影响研究王继明【摘要】As an aircraft takeoff or landing, the aerodynamic characteristics change a lot for the ground effect, such as lift/stability increasing and drag reducing etc. This paper analyzes the change of the longitudinal/lateral characteristics and maneuvering surface efficiency, and also tries to analyze the mechanism of the ground effect. Results show that, with ground effect, the stall happens 2. earlier, longitudinal stability increases 0.15 bA, lateral stability increases 10% ~20%, horizontal tail efficiency increases 10%, rudder efficiency changes little while the decrease of the aileron efficiency can reach 10%. Due to these effects, stability and maneuvering ability of the air-craft are deteriorated.%当飞机起飞或着陆时由于近地会产生地面效应。

地效使得飞机的气动特性发生较大变化，如升力增大、阻力减小及静安定度的提高等。

通过试验数据分析了地效状态下纵、横航向气动特性及舵效的变化，并对其内在影响机理进行了初步分析。

全动翼尖对无尾飞翼布局飞机气动特性影响的实验研究

敏捷性。因此对无尾飞翼布局飞机而言，一个较大的挑战是寻找合适的操纵面配置，其能够产生足够的使偏航力矩来替代被取消的立尾，完成飞机高敏捷性所
要求的各种动作［］】。
统的整套装备在内的全套操纵机构所能提供的可用操纵能力，属于衡量操纵机构有效性的重要指标）较高，其适合薄翼型。对于小展弦比、尤大后掠尖对无尾飞翼布局飞机气动特性影响的实验研究全
时型阻和诱导阻力增大，进而产生所需的偏航力矩。
适合在小展弦比飞翼布局飞机上使用［］７。风洞实验还表明，全动翼尖在大攻角阶段（０攻角左右）６。仍具有良好的偏航控制能力，且其偏转所产生的偏航力矩
优点。这种布局一般采用翼身融合设计，取消立尾和平尾，置多操纵面。飞翼布局飞机在进行机动飞行配
时，气动力和力矩呈现显著的非线性特征，轴力和三
转力矩的方向极有可能会改变。因此全动翼尖的作
动和升力、仰力矩及滚转力矩耦合较大且变化规律俯
中图分类号：２１７Ｖ１．文献标识码：Ａ
０引言
无尾飞翼布局在各种无人机方案中具有较大优势，布局结构简单，动效率高，有良好的机动其气具性、低可探测性和易于进行发动机一体化布置等众多
当攻角较小时，上翼面尚未分离或者分离较弱，时此当全动翼尖后缘向下偏转时，尖攻角增大，翼引起局部升力增大，由于全动翼尖通常位于全机重心之后，因此会产生低头力矩；果此时左侧翼尖偏转，如由于飞翼左侧升力增大，产生向右的滚转力矩Ｌ］将５。随着攻角的增大，缘分离涡逐渐增强，时攻角和全前此动翼尖的偏度均会对分离涡的发展变化产生影响，滚

空天飞行器大气传感技术研究

本文2013-12-04收到，柏楠、苑景春均系中国航天科工集团第三研究院第三十三研究所高级工程师空天飞行器大气传感技术研究柏楠苑景春王希洋时兆峰摘要根据空天飞行器的特点和大气传感系统的技术类型，调研了国外典型空天飞行器的大气传感系统技术，明确了嵌入式大气数据传感技术适合空天飞行器，在此基础上分析了嵌入式大气数据传感系统的组成方案，并针对空天飞行器的特殊需求，梳理了嵌入式大气数据传感系统关键技术。

关键词空天飞行器高超声速大气数据传感系统嵌入式引言空天飞行器（ASV ）作为新一代空间往返飞行器已逐渐受到各国的高度重视。

空天飞行器是一种既能够进入太空飞行，又能在大气层内长时间飞行的飞行器。

由于飞行环境变化大，飞行器气动参数受飞行高度、速度和姿态的影响剧烈，尤其是在高超声速再入段，空天飞行器对飞控系统的稳定性和控制精度提出了很高的要求，这使得惯导系统、内外环飞行控制、终点区域能量管理以及着陆时攻角侧滑角控制等关键分系统和关键行为都需要实现对大气参数的精确测量，同时大气相对于飞行器的状态参数如动压、马赫数、攻角、侧滑角和地面风等，对于着陆阶段的能量管理和跑道对准也非常重要。

采用冲压发动机为动力的高超声速空天飞行器（空天飞机），需要在大气层内依靠超燃冲压发动机实现马赫数5以上的高超声速飞行才能进入太空。

而超燃冲压发动机的工况对大气参数非常敏感，并且高超声速的高动态特性给飞行器控制精度提出了很高的要求，因此，对大气参数的准确传感与测量对于空天飞行器的动力和控制性能尤为关键。

1空天飞行器飞行特点作为可重复使用天地往返系统的空天飞行器，主要有以下飞行特点：1）跨大空域飞行空天飞行器将实现太空和大气层内的往返飞行，因此，其飞行空域跨地面到外太空，大气静压将为0 100kPa 。

2）高马赫数飞行空天飞行器的飞行过程可分成上升段、轨道飞行段和再入返回段。

飞行器在再入返回段的马赫数将达到十几、甚至二十几。

而在大气层内，空天飞行器将依靠自身的吸气式冲压发动机以高超声速（Ma =6 7）长时间在大气层内飞行。

头部局部轮廓变形飞行器气动特性的研究

Ｂａ，ＬＩＹｏｇｉＡＩＨｏｎｘｎ，ＬＩＭｉｇｉＵｎｊｎ，ＺＨ０ＵｈｙｎＺｉａｇ
（ｐｒｍｅｔｏｅｉｉｎＭａｈｎｒｎｅｉｉｎＩｓｒｍｅｔｔｏＤｅａｔｎｆＰｒｃｓｏｃｉｅｙａｄＰｒｃｓｏｎｔｕｎａｉｎ，ＵｎｖｒｉｙｏｃｅｃｎｃｏｏｙｏｉａｉｅｓｔｆＳｉｎｅａｄＴｅｈｎｌｇｆＣｈｎ，Ｈｅｅ２０２，Ｃｈｎ）ｆｉ３０７ｉａ
动平台上。
２２试验模型．
图５细长体飞行器缩比
模型风洞实验现场
由图３可知，头部平滑的细长体飞行器在飞行过程中各个壁面受到的气动总压力大小一致，在而飞行器头部发生局部轮廓变形后，点所受的气动该压力会有非常明显的突变，且影响了后端的总压并
Ａｂｓｒｃ：ｈｓｐｐｅｏｋｅｎｈｅｉｅｌｇｎｔａｒｒｆｃｌｔａｔＴｉａｒｗｒｄｏｔｎｔｌｉｅｅｏｃａｔｓａｅｍｏｄｅｔｏａｏｆｌｆｒａｉ．ＢａｅｎｔｅｇｎｅａｌｗｉｈｌｃｌｐｒｉｅｄｅｏｍｔｏｎｓｄｏｈｅｒｌｐｕｐｏｅｏｍｐｕａｉｎａｌｄｄｙｍｉｓｓｆｗａｅｏｒＦＬＵＥＮＴ，ｉｎａｙｚｄｔｅｏｎａｉｈｒｃｅｉｔｃｆｓｖｒｌｄｅｏｒｒｓｄｃｔｔｏｌｆｕｉｎａｃｏｔｒｔａｌｅｈｅａｒｄｙｍｃｃａａｔｒｓｉｓｏｅｅａｆｍ

全动翼尖对无尾飞翼布局飞机气动特性影响的实验研究

全动翼尖对无尾飞翼布局飞机气动特性影响的实验研究左林玄;王晋军【摘要】通过风洞实验对无尾飞翼布局飞机的本体气动特性和全动翼尖的操纵效能进行了研究.结果表明,此布局飞机是纵向静稳定的,但零升俯仰力矩系数为负值,这对飞机的起降不利.全动翼尖作动时将增加飞机的阻力,降低全机的最大升阻比,产生抬头力矩.全动翼尖单侧作动可在升力基本保持不变的条件下提供偏航力矩,但同时也伴随着较大的滚转力矩和俯仰力矩.此外,全动翼尖的单侧作动和侧力是弱耦合的.全动翼尖同步作动的纵向特性和单侧作动规律相似,但幅度相对要大.【期刊名称】《空气动力学学报》【年(卷),期】2010(028)002【总页数】6页(P132-137)【关键词】飞翼布局;全动翼尖;操稳;偏航【作者】左林玄;王晋军【作者单位】北京航空航天大学流体力学教育部重点实验室,北京,100191;北京航空航天大学流体力学教育部重点实验室,北京,100191【正文语种】中文【中图分类】V211.70 引言无尾飞翼布局在各种无人机方案中具有较大优势,其布局结构简单,气动效率高,具有良好的机动性、低可探测性和易于进行发动机一体化布置等众多优点。

这种布局一般采用翼身融合设计,取消立尾和平尾,配置多操纵面。

飞翼布局飞机在进行机动飞行时,气动力和力矩呈现显著的非线性特征,三轴力和力矩耦合严重,其运动方程已完全是六自由度的非线性方程,无法使用传统的小扰动方法和纵横向运动的解耦方法来处理。

为保证飞机在全飞行包线的飞行可控,并能达到满意的飞行品质,不仅要弥补失去平尾、立尾后的安定性,而且还要获得较高的机动性和敏捷性。

因此对无尾飞翼布局飞机而言,一个较大的挑战是寻找合适的操纵面配置,使其能够产生足够的偏航力矩来替代被取消的立尾,完成飞机高敏捷性所要求的各种动作[1-2]。

早在1951年国外就开始对全动翼尖(AllMovingTip,AMT)进行探索性研究,但只是作为升力控制面或滚转控制面,现在则作为阻力面或偏航操纵面[3-4]。

背负式进气道设计及其气动性能研究

背负式进气道设计及其气动性能研究
郁新华;刘斌;陶于金;王建培;周州
【期刊名称】《西北工业大学学报》
【年(卷),期】2007(025)002
【摘要】背部式进气道在无人机气动设计中得到了广泛的应用.针对背部进气的气动布局,进行了进气道的综合设计.并借助于风洞实验,研究了不同雷诺数下的机身背部附面层高度,测量了进气道不同隔道高度时的气动性能,最终选定了隔道高度与机身长度之比为H/L=0.19.通过进气道攻角特性、侧滑角特性的气动研究,设计进气道取得了良好的气动性能总压恢复系数达到0.98～0.99.最后对有、无前机身干扰影响时的进气道性能进行了对比实验,实验结果表明通过与前机身匹配设计的进气道性能要优于没有前机身的进气道性能.
【总页数】4页(P270-273)
【作者】郁新华;刘斌;陶于金;王建培;周州
【作者单位】西北工业大学,陕西,西安,710072;西北工业大学,陕西,西安,710072;西北工业大学,陕西,西安,710072;西北工业大学,陕西,西安,710072;西北工业大学,陕西,西安,710072
【正文语种】中文
【中图分类】V211.48
【相关文献】
1.一种背负式S弯进气道辅助进气门设计 [J], 孔德英;邓文剑;方力
2.埋入式进气道的设计及其气动性能研究 [J], 杨爱玲
3.超椭圆 S 形进气道的设计及气动性能研究 [J], 李岳锋;杨青真;孙志强
4.CFD方法在背负式进气道堵锥风洞试验模型设计中的应用 [J], 邓建;李景虎;朱阿元
5.背负式S形进气道设计及数值分析 [J], 李大伟;张云飞;马东立
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直升机进气道参数的实验分析(室刘洐涛)()

第二十六届（2020）全国直升机年会论文直升机进气道参数的实验分析刘衍涛严军陈雪松（中国直升机设计研究所，景德镇，333001）摘要：针对机身前进气、带集气室进气道，采纳实验的方式，通过总压恢复系数和DC60分析在不同来流速度和不同机身攻角状态下各部件对进气道性能的阻碍,并模拟了进气网罩结冰对进气道性能的阻碍。

结果说明，当来流速度或进气流量增加的时候，总压恢复系数下降，进气畸变减小；偏流片和进气网罩均使进气畸变减小；附面层泄流槽在前飞时能使进气畸变明显减小；进气网罩堵塞使总压恢复系数下降，同时进气畸变减小。

通过结果分析，得出了进气道优化设计的建议。

关键词：直升机，进气道，集气室，总压恢复，畸变1 引言发动机是直升机的重要部件之一，其功重比直接阻碍到直升机的性能，并成为直升机分代的重要指标之一。

进气道与发动机之间存在着强烈的交互作用，发动机进气的总压恢复系数与畸变都直接阻碍到发动机的输出功率与工作稳固性；而发动机工作状态的转变和压气机的失速与喘振也必然阻碍到进气道的工作，进而阻碍到整个动力系统的稳固性和综合性能。

由于直升机采纳带前输出轴涡轴发动机，输出轴穿过进气道的设计必然会造成进气道内气流分离加重，引发出口气流畸变大的问题。

机身前进气，带集气室的进气道设计绕过了输出轴，解决了输出轴穿过进气道的问题，同时也带来了进气通道长，进气转角大的问题。

文献[1]对Dauphin系列的直升机进气道在悬停、前飞状态下进行了实验研究。

结果说明，在高速前飞状态下存在气流分离，且进气畸变较为严峻，流动阻力较大，说明了进气畸变对直升机性能的重要性。

国内的进气道研究仅限于机身侧面进气，带前输出轴的进气道研究[3]。

文中通过不同来流速度、不同机身姿态角、不同部件构型和冰雪天气对机身前进气，带集气室进气道进气性能进行了系统、全面的研究，在国内尚属第一次。

通过本次研究，不仅成功地为某型机选定了进气道方案，通过进气道各方案的对照分析，还得出了一系列成心义的结论，对直升机进气道设计与优化具有图1 试验模型图2 进气道模型指导意义。

基于CFD技术的风力机r叶片翼型气动特性模拟计算

基于CFD技术的风力机r叶片翼型气动特性模拟计算彭续云;邓胜祥【摘要】在计算流体力学(CFD)理论的基础上,利用FLUENT软件对NACA63-421翼型在不同的攻角下对其升阻特性进行数值模拟计算,并与相关文献试验值进行比对和分析,最后分析了翼型流场的速度矢量.结果表明:在小攻角下各湍流模型升、阻力系数的模拟值比较准确,大攻角下剪切力输送k-ω模型(简称SST k-ω模型)获得的升力系数比其他两个湍流模型更为准确;转捩k-kL-ω模型获得的阻力系数和升阻比较其他两个模型更加贴近试验值;各湍流模型获得的升、阻力系数以及升阻比随攻角变化趋势与试验值一致;在大攻角时翼型边界层出现了逆流和分离现象.【期刊名称】《太阳能》【年(卷),期】2017(000)008【总页数】5页(P51-54,50)【关键词】攻角;湍流模型;升力系数;阻力系数;升阻比;速度矢量【作者】彭续云;邓胜祥【作者单位】中南大学能源科学与工程学院;中南大学能源科学与工程学院【正文语种】中文传统能源，如石油、煤炭、天然气不但储量有限，运输困难，还会造成严重的污染，随着人们节能环保意识的增强，清洁能源的开发尤其是风能资源的开发日益受到重视。

据预测，到2020年风电年新增市场将达到100 GW，累计市场达到879 GW；到2030年风电年新增市场达到145 GW，累计市场达2110 GW；到2050年，年新增市场达到208 GW，累计市场容量达5806 GW[1]。

我国仅陆地上离地面10 m高度层风能资源理论储量可达43.5亿kW，其中技术上能够开发的就有2.97 亿 kW[2]。

风力机叶片的是捕获风能的最关键部位，它的性能对风力机发电功率有着重要影响，叶片良好的设计、可靠的质量和优越的性能是保证风力发电机组正常运行的决定性因素[3]。

因此，正确的分析翼型的升阻特性对叶片选型设计有重要意义。

目前，风力机翼型的气动性能研究主要有理论研究、风洞试验及数值模拟。