跨声速风洞高速段一体化数值模拟研究

追求高亚声速经济巡航的民机、跨声速高机动特性的战斗机对高性能跨声速风洞的需求日趋紧迫,开 展跨声速风洞高速段一体化数值模拟研究,对跨声速风洞设计具有一定的参考意义。通过非对称平板扩压器 算例,初步验证计算方法的可行性,并对跨声速风洞高速段进行计算收敛评判方法、不同初始条件和槽壁扩张 角等因素研究。结果表明:采用模型区前后两个监测点马赫数变化作为收敛判据,方法可行且模型区流场均 匀;不同初始化条件对收敛结果总体影响较小,特别是各截面流场分布和槽道流动方向上,两者结果基本相同; 跨声速状态槽壁扩张角0.3°得到的试验段模型区域流场品质较槽壁扩张角0.0°更均匀。     

民用飞机进气道低速大迎角性能风洞实验和数值计算分析

为了研究民用飞机进气道在起飞低速大迎角状态下的流场特征和性能,对设计马赫数为0.785的进气道进行了风洞实验和数值计算,来流马赫数为0.2,迎角变化范围为0°~25°,流量系数范围为0.29~2.07。研究结果表明：在起飞工况条件下,进气道正常工作迎角范围可达到25°;在起飞单发失效工况条件下,进气道外罩上流动分离迎角在13°~16°;在大迎角工作条件下内流未产生分离时,出口气流畸变受发动机流量变化影响较小。通过研究结果分析了进气道在低速大迎角状态下的流场特征及其随迎角、流量的变化规律。数值计算和风洞实验结果的对比表明,在没有流动分离时两者基本一致;但是对于外流分离迎角的预测,两者有3°差异,表明风洞实验依然是考核进气道性能的必要手段。     

超声速/高超声速风洞试验段结构形式对流场性能的影响研究

通过求解轴对称 N-S 方程,对Φ1 m 高超声速风洞马赫数3和6状态下的流场进行了模拟,计算结果与试验数据基本一致,验证了所用数值方法的可信性。在此基础上,对比研究了马赫数3和6状态下采用闭口等直圆截面和开口自由射流两种试验段结构形式的超声速/高超声速风洞在起动条件下的稳态流场性能。结果表明：采用闭口等直圆截面试验段和开口自由射流试验段的流场均匀区内速度场性能指标均满足相关标准要求;马赫数3喷管采用闭口试验段时,沿风洞轴向-300mm-900mm 截面范围内的流场均匀区直径均保持在Φ882mm 以上,均匀区面积较开口试验段增加了约31.57%;马赫数6喷管采用闭口试验段时,均匀区面积比开口试验段仅增加了约8.24%,流场品质略为提高。超声速条件下,闭口试验段的流场均匀区增加明显;但在高超声速条件下,闭口试验段的流场均匀区增加比较有限。     

翼型湿空气非平衡凝结流动的数值研究

 湿空气非平衡凝结会对机翼的气动特性造成显著影响。通过对Fluent软件进行二次开发,发展了一种求解湿空气非平衡凝结流动的数值方法并进行了验证。对NACA0012翼型在迎角为0°和1.5°时的湿空气非平衡凝结流动进行了分析。结果表明：与干空气流动相比,在30％～70％相对湿度范围内,湿空气非平衡凝结流动中升力系数显著降低,而阻力系数则可能增加或减小;0°迎角条件下,压差阻力系数最大增加了68.3％;在迎角为1.5°时,升力系数最大减小39.8％,而压差阻力系数最大减小了34.8％。造成翼型气动特性显著变化的原因在于：湿空气中水蒸气凝结放热对跨声速气流加热,导致翼型表面附近的流速、压力与流场结构发生了显著变化。     

尖顶襟翼对70°三角翼气动力影响的实验研究

在水洞实验的基础上 ,进一步通过风洞实验研究了尖顶襟翼对 70°三角翼气动特性的影响。实验迎角为 2 0°～ 50°,弯折位置为 30 %c,向下弯折角B为 0°～ 30°。实验结果表明 :尖顶襟翼向下弯折可以推后失速迎角约 5°;在失速迎角后 ,尖顶襟翼对升力系数的提高有明显的效果 ,而对阻力系数的影响不大 ;另外 ,低头的尖顶襟翼可以减弱三角翼的滚转力矩。     

80°／65°双三角翼模型大迎角气动特性风洞实验研究

在气动中心低速所Ф3．2m风洞综合运用测力、测压、烟流和PIV流场测量等手段对80°／65°双三角翼模型大迎角气动特性、压力分布及空间流场结构演化规律进行了研究。试验雷诺数为0．49～1．3（×10°）,迎角为0°～60°。研究结果表明：不同实验手段获得的研究结果之间具有较好的相关性,该双三角翼在迎角30°时升力系数出现最大值,在迎角30°～37°之间,升力系数变化不大,之后升力系数急剧下降;迎角超过30°,前缘涡出现破裂,迎角由38°增至40°,吸力峰消失,压力系数骤降,迎角超过40°吸力峰完伞消失,前缘涡完伞破裂。     

低速风洞半模实验壁压法洞壁干扰修正

 <正> 1.前言 低速风洞半模实验有许多优点,但伴随而来的是洞壁干扰修正问题。大迎角、大堵塞度情况洞壁干扰修正值相当大。如某后掠大展弦比机翼半模,迎角90°时堵塞度达18％,阻力系数洞壁干扰修正值可达真实值的70％。又如某农机机翼半模,迎角40°时堵塞度达8％。压力系数洞壁干扰修正值达真实值的30％。因此,在进行半模实验时,洞壁干扰修正的准确性十分重要。     

壁压法应用于高速风洞大迎角实验洞壁干扰的修正

本文提出了一种以洞壁附近控制面上实测的静压分布作为边界条件进行高速风洞大迎角实验洞壁干扰修正的方法。文中介绍了壁压测量、洞壁、模型及尾流的模拟等关键技术。一个实际算例表明本方法较为准确可靠,可应用于模型堵塞度不太大、迎角α≤25°、洞壁附近流动为亚临界的矩形透气壁试验段洞壁干扰的修正。     

带舵旋成体侧向喷流流场特性分析

针对带舵旋成体外形,来流马赫数为2.0,迎角为0°,10°和20°,喷口位于×字舵中间,首先开展了喷主流干扰流场的数值模拟与风洞实验校验,得到相符的喷口附近子午线压力分布,验证了数值模拟方法的可行性;然后根据数值模拟得到的喷主流干扰流场结构和流动参数分布,分析了喷主流干扰流场结构随迎角的变化特点;最后从喷口附近旋成体和尾舵表面压力分布的变化分析了喷主流干扰对气动力/力矩放大因子的影响.研究结果表明:随迎角增大,喷流前激波向喷口靠近,分离区减小,喷主流压比增大,喷流穿透高度增大;气动力/力矩放大因子均大于1.0,随迎角增大,放大因子减小.喷口位于×字舵中间时,喷主流干扰对喷流直接力有增益作用;×字舵的存在减弱了喷流的包裹作用,对流场起到了有利干扰.      

基于单应性矩阵的模型迎角单目视频测量方法

风洞试验中模型迎角的精准测量是降低阻力系数误差的重要途径之一，为此，提出了基于单应性矩阵的模型迎角单目视频测量方法。该方法通过两个单应性矩阵，获取试验过程中相机实时位姿和标记点物方空间位置坐标，应用坐标旋转关系，完成试验模型的迎角测量。数值仿真试验结果表明：迎角测量误差与待测标记点到风洞壁板间的距离偏差近似为线性关系，因此，当标记点不满足共面条件时，可根据该特点进行测量误差修正。静态标定和风洞迎角测量试验结果表明：修正系统误差后，迎角实测数据的测量准度在0.01°以内，精度不超过0.012°。本文方法易于实施，工程实用价值强。     

亚声速大迎角模型试验洞壁干扰修正方法研究

通过测量洞壁附近的压力分布来模拟透气壁试验段的洞壁边界条件，采用数值求解Ｅｕｌｅｒ方程的方法模拟模型在风洞中的绕流场，然后将洞壁边界条件用远场边界条件替换，用同样方法算出模型在自由流中的绕流场，从而计算出洞壁干扰对模型的绕流场和气动力的影响。针对大迎角模型的洞壁干扰问题的特殊性，采用重叠网格技术，对飞机大迎角标模和ＳＢ－０３模型进行了亚声速大迎角的洞壁干扰计算与修正。     

基于翼面压力的飞行器气动力感知技术与自由飞验证

飞行器在大迎角飞行状态下其复杂绕流流动会导致非指令运动出现,严重影响了飞行器的操纵性与飞行安全。现有以惯性元件为核心的机载设备无法直接提供非定常气动力参数,而如何实时感知飞行器大迎角状态的非定常气动力/力矩,是抑制非指令运动现象的核心所在,将是未来战机设计中亟待解决的空气动力学和飞行控制的关键问题之一。针对上述问题,提出基于翼面压力信息获取特征截面滚转力矩系数C_lsec,估算飞行器全机在大迎角状态下的非定常气动力矩,进而判断飞行器的滚转运动的设想。风洞和飞行试验研究结果表明：对于80°/48°双三角翼,0.8c特征截面滚转力矩系数C_lsec与模型滚转力矩存在相关性;在飞行器进行大迎角平飞动作时,非指令滚转运动下的滚转力矩系数C_lsec大幅增加;C_lsec能够比惯性传感器提前预测模型的滚转运动趋势,可为飞行器大迎角状态的非指令运动抑制提供一定数据依据。     

特型钝体绕流动态特性的低速实验研究

在低速自由射流风洞上 ,利用热线及相关设备对由半球头部、颈部及旋成体构成的特型钝体周围非定常流动的基本特性、联合特性及湍流度分布进行了测试与分析 ,实验工况为迎角α=- 1 5°～ 1 5°、侧滑角 β =0°～ 1 0°。结果表明 ,在上述工况范围内 ,该钝体周围流场中速度脉动的能量分布平坦 ,属宽频带随机信号 ,流场中没有发生明显的流动分离 ,流场动态品质良好 ;凹陷区内气流的脉动以不同的速度向下游空间传播 ;在上述α、β变化范围内 ,钝体颈部凹陷区的最大湍流度高达 1 0 .9～ 2 4.8%。     

基于粒子轨迹的结冰风洞收缩段优化设计数值模拟

为了研究收缩段型面和液滴轨迹特性对结冰风洞流场品质与结冰试验效果的重要影响,获得收缩段的优化设计参数,采用数值模拟方法,使用二维简化模型对3m×2m结冰风洞收缩段的流场特性进行了研究,对几种典型收缩曲线的流场进行了计算,对比了收缩曲线对沿轴向压力分布、出口截面速度分布、不同粒径云雾粒子的极限释放距离及试验段入口云雾粒子分布的影响,结果表明:三次曲线与x_m为0.4的五次曲线不能满足流场合格指标,其他曲线流场特性差别不大,维氏曲线具有最小极限释放距离,在收缩段出口,三次曲线和五次曲线粒子包络面积最大,综合比较,x_m为0.5的五次曲线能有效兼顾流场均匀性、极限释放距离和收缩段出口粒子包络面积比.      

绕凸台的高超声速分离流动研究

本文研究高超声速流动绕三维低凸台的流动特性。凸台高度与边界层厚度之比介于0.5～0.8,凸台周边倾角介于14°～45°。在高超声速风洞中,来流马赫数为5,单位雷诺数为2.6～6.0×10~7/米。实验过程中测量了模型中心线及特殊部位之表面压强分布,根据纹影记录及表面流动显示确定激波与边界层干扰流场特性及分离区的变化。发现分离区在中心线上距凸台最远,而在凸台肩部距周边沿法线方向最近,确定了中心线上最大压强比的位置。     

飞翼模型微秒脉冲等离子体控制低速风洞试验研究

为改善飞翼模型低速、大迎角气动特性,在试验段截面为4.5m×3.5m的低速生产型风洞中开展了大展弦比飞翼模型微秒脉冲等离子体流动控制的试验研究,所用的飞翼模型展长为2.4m,展弦比为5.79,试验研究采用了测力和PIV (Particle Image Velocimetry)两种试验方法。通过测力试验研究了等离子体激励位置和激励频率对飞翼模型失速特性的影响,通过PIV流动显示试验给出了等离子体对翼面流场结构的影响。试验研究表明:等离子体控制能显著改善大展弦比飞翼模型低速大迎角下的气动特性,激励位置和激励频率对流动控制效果具有较大影响;等离子体激励位置在机翼前缘驻点附近、激励频率为100Hz时控制效果最好;试验风速V=70m/s (Re=2.61×106),等离子体激励的峰峰值电压为10kV时飞翼模型的最大升力系数提高20.51%,失速迎角推迟6°。     

2.4m跨声速风洞槽壁试验段调试及流场校测

介绍了新研制的2.4m跨声速风洞槽壁试验段调试情况及流场校测结果。结果表明：该试验段边界层厚度、消波特性等满足使用需求,具有较大的流场均匀区,在M数为0.30～1.00范围内的核心流场M数分布均方根偏差满足GJB1179-91高速风洞与低速风洞流场品质规范合格指标要求,部分马赫数的均方根偏差达到或接近先进指标要求,可投入型号试验。槽壁试验段的成功研制提高了2.4m跨声速风洞承担大型飞机试验任务的能力,在中国大型飞机工程气动设计中将发挥重要的平台作用。     

计算流体力学在气动-声学风洞设计中的应用

传统的气动-声学风洞设计一般参考现有风洞设计经验和沿用工程估算方法,风洞各主要部件的设计依据均来自前人大量实验的归纳统计结果.本文使用计算流体力学方法(CFD)对气动-声学模型风洞流场进行模拟,得到最大喷口速度下,流道各部件压力损失系数和关键截面的流场分布.结合模型风洞实验结果,比较了某一速度工况下,实验段轴向静压系数变化和收集口出口的速度分布.CFD结果与模型风洞实验结果的一致性,表明CFD作为一种新方法,能够应用于气动-声学风洞设计中.     

带进气道的隔离段流场实验研究与数值模拟

通过风洞实验与数值模拟研究了超燃冲压发动机带进气道的隔离段流动。结合RNGk ε模型隐式求解了三维N S方程,并将计算结果与实验结果进行了比较。研究发现,RNGk ε模型能较好地模拟出超声速流动的激波与分离现象;进气道喉道流动的非均匀性使隔离段内激波/附面层干扰流场与均匀来流条件下的流场有显著差别。风洞实验表明,同一个模型,风洞马赫数为3 85试验的隔离段入口压力畸变大于马赫5 3;但前者隔离段出口截面压力分布比后者更均匀;隔离段入口畸变度大,隔离段实际能达到的压升就低。研究表明隔离段内的总压损失在整个进气道 隔离段组合体总压损失中占了相当大的比重。     

基于抽吸的亚声速平面叶栅风洞流场品质控制研究

提升平面叶栅风洞流场品质对于获取高质量、低不确定性的试验结果尤为重要。基于对原始叶栅风洞的测量结果,本文采用数值模拟方法进一步分析了来流攻角对叶栅流场品质的影响机理,并在试验段上侧壁不同位置处设置了两种抽吸方案,研究了抽吸槽位置以及抽吸流量对平面叶栅风洞流场品质的控制效果。研究结果表明：叶栅风洞固有结构对流场品质的影响随来流攻角的增大而增大,使叶栅进口的准确性和均匀性以及出口的周期性下降,可用测量范围缩小;抽吸能够减弱靠近上侧壁的三个通道的堵塞程度,从而扩宽进口均匀性及出口周期性的范围,使进口马赫数偏差小于0.01,进气角偏差小于0.5°;在可移动上侧壁和叶栅首叶片之间进行抽吸对叶栅进口均匀性提升较大,但对出口周期性提升很小;在叶栅首叶片吸力面中后部进行抽吸能够同时提升进口均匀性和出口周期性;在可移动上侧壁和叶栅首叶片之间开抽吸槽比在叶栅首叶片吸力面开设抽吸槽具有更好的工程应用性,但临界抽吸流量增加了两倍。