前体边条控制技术对航向静稳定性的影响

当飞机航向失稳时,垂尾所在的机身后体处于低能的翼身涡尾流中,效率降低,而机身前体则位于尚未干扰的气流中,在机身头部加前体边条,可以起到增加航向静稳定性作用。通过对一系列前体边条的试验研究,发现长度为机身总长3%的前体边条,可将全机航向失稳迎角提高约8°左右,且侧滑角越小,航向失稳迎角提高越多。通过测压和PIV试验数据可以发现,前体边条提高航向静稳定性,主要是由于前体边条产生边条涡,该涡主要影响机身前体,使得前体背风侧负压力值减小,从而导致前体截面不稳定偏航力矩减小,增加了全机的航向静稳定性。      

边条/鸭翼对前掠翼和后掠翼气动特性的影响

为分析前掠翼气动布局设计在航空工业中无法得到推广运用的原因,将前掠翼和后掠翼通过加装边条和鸭翼形成简化的边条翼布局、鸭式布局和边条/鸭式布局,从而深入认识前掠翼和后掠翼两种不同布局之间的流动特点以及涡系干扰机理。首先进行算例数值计算,通过对比分析计算结果与试验数据,验证了数值计算方法的可靠性和准确性;然后对不同布局进行数值计算,得到各布局的升力系数曲线;最后通过压力分布云图和流线图对各布局中复杂涡系的干扰机理进行分析。结果表明:基于后掠机翼形成的边条翼布局、鸭式布局和边条/鸭式布局中的涡系之间通过诱导和卷绕作用,涡系相互增强,大幅提高了布局的升力系数并推迟失速迎角,同时加装边条和鸭翼效果更加明显;基于前掠机翼形成的边条翼布局、鸭式布局和边条/鸭式布局中的涡系之间不存在卷绕作用,涡系之间存在碰撞挤压的不利干扰,这使得前掠翼布局在大迎角时的升力系数远远低于相应的后掠翼布局。前掠翼气动布局中的机翼前缘涡在大迎角时无法同鸭翼涡和边条涡相互耦合增强,不能充分地利用非线性升力,这是前掠翼气动布局设计中的一些不足。      

扰动形状对钝头体非对称流动的影响

通过在钝头体头部施加人工扰动块可以得到确定的大攻角下的非对称背涡结构。为了研究扰动块形状对非对称背涡结构的影响,本文在攻角50°、雷诺数Re_D=1.54×105的条件下,利用数值模拟对周向角90°、子午角10°的扰动位置的半球形、D型及方形3种扰动块形状分别进行了研究。研究发现在同一扰动位置,半球形扰动主控下的背涡结构为右涡型,而D型扰动和方形扰动主控下的背涡结构呈现左涡型,且方形扰动主控下的背涡结构的非对称性弱于其他2种扰动主控的非对称背涡。通过分析发现扰动块所引起的微流动直接影响钝头体非对称背涡结构。因此为了更精准地通过施加人工扰动得到确定的非对称背涡结构,应尽量选择形状简单、表面平滑过渡的扰动块形状。      

粗糙带对某型号飞机简化模型机头流态的影响

在水洞中应用染色液流动显示技术对某型号飞机简化模型机头流态进行了研究,详细观察了机头两侧粗糙带和"只"字型粗糙带对机头流态的影响.实验结果表明,风洞实验所得力矩曲线受雷诺数影响大的攻角范围与机头涡破裂后打在座舱上的攻角及机头涡在座舱前严重掺混的攻角相联系.水洞实验中,来流速度为20cm/s、粗糙高度为0.8mm时流态随攻角的变化规律可用来解释风洞实验结果中力矩曲线的分散性.     

近距耦合鸭式布局复杂涡系的干扰机理

在不同的迎角范围内,通过求解雷诺平均N-S(Navier-Stokes)方程模拟了雷诺数Re=2.4×10⁵下,鸭翼和机翼前缘后掠角均为50°的近距耦合鸭式布局简化模型的绕流结构,并与该模型的风洞测力和水洞流动显示实验结果进行了比较和验证,分析了鸭翼涡和机翼涡在不同迎角下的演变过程.根据鸭翼的不同作用效果,将迎角范围划分为3个区域,分析了各个迎角范围内的主要作用机制.鸭翼涡与机翼涡的演变和干扰过程虽然极为复杂,但可将其概括为诱导、卷绕和破裂作用.分析结果表明:中大迎角以后鸭翼涡都会对主翼涡产生有利影响,尤其在中大迎角下,卷绕起到了主导作用,鸭翼涡产生的增升效果也最好.     

空间再入充气系统的大攻角气动及结构仿真研究

为描述空间再入充气系统在大攻角状态下的气动力与结构特性,利用CFD模型研究了不同攻角下的流场分布及气动力系数变化。同时建立了考虑内充压作用的有限元模型,并以高超声速流场作为输入,采用流固单向耦合的方法分析了不同攻角下的气动力对结构静力学特性的影响。研究表明：随攻角的增大,轴向力系数呈整体下降趋势,而法向力系数及俯仰力矩系数分别呈M型及W型变化趋势;此外,随着攻角的增加,结构最大应力整体呈上升趋势,并在45°攻角附近增幅最大。     

某型号飞机简化模型大攻角流态初步研究

 在水洞中应用染色液流动显示技术对某型号飞机简化模型机头流动状况随攻角和来流速度的演化进行了观测和分析.实验结果表明,在本实验条件下,对于不同的来流速度或雷诺数,每种流动现象所对应的攻角确实发生了变化,说明雷诺数的影响确实存在;另外,对自由转捩条件下,俯仰力矩曲线在α=35°~70°之间很分散的风洞实验结果进行了初步的解释:α=35°基本上对应于边条涡非对称破裂的开始;而α=70°则对应于机头迎风面流动向前、向后的临界点.     

尖顶襟翼长度对三角翼前缘涡破裂的影响

为了抑制三角翼前缘涡破裂的发生,研究了大攻角下(30°～50°)尖顶襟翼对70°三角翼前缘涡破裂的影响.在静态实验情况下,尖顶弯折对三角翼前缘涡破裂影响的参数有2个:尖顶襟翼弯折的角度及其长度.染色液流态显示结果表明:尖顶襟翼的向下弯折减小了靠近襟翼翼面的有效攻角,从而推迟了前缘涡破裂的发生,涡破裂位置随弯折角的变化呈非线性变化且弯折襟翼越长效果越好,α=35°时两个弯折组合的效果要比单个弯折的好.     

攻角拉起时前体非对称涡诱导机翼摇滚运动

针对目前前体非对称涡诱导机翼摇滚研究时攻角往往处于静态而没有考虑攻角动态拉起的问题,在北航D4风洞中采用细长旋成体与30°后掠翼的组合体模型,通过不同拉起速度下的机翼摇滚运动实验,分析了攻角拉起速度对前体非对称涡诱导机翼摇滚运动的影响及影响产生的原因;随后通过在快速拉起摇滚运动过程中进行模型表面压力测量,研究了快速拉起机翼摇滚的流动机理.实验结果表明,由于机翼摇滚运动的时间随攻角拉起速度增加而减少,使得在3个不同的拉起速度分区内,摇滚运动呈现为不同的运动形态,其中第3个快速拉起分区内的摇滚运动为与攻角静态时完全不同的类正弦摇滚运动形态.与攻角静态时机翼摇滚的流动机理不同,快速拉起时这种类正弦摇滚运动主要源于前体非对称涡随攻角的演化,前体非对称涡随滚转角的涡型切换不再重要.      

开裂式阻力方向舵流固耦合机理分析

为了探究阻力方向舵开裂状态下的流场形态和流固耦合运动机理,采用计算流体力学(CFD)方法开展了不同开裂角下的二维阻力方向舵的流场计算。基于动力学模态分解(DMD)方法对各流场进行模态分解,分析了各模态的流动特征及频率变化。结果表明,在20°开裂角的范围内,机翼绕流的流场结构以开裂区内的驻涡及后缘脱落涡为主,流场各阶模态频率随来流速度的增大而增大,随开裂角的增大而减小。同时,对不同开裂角的二维翼型开展了流固耦合计算。结果表明, 随着折减速度的增加,系统的流固耦合运动形式由涡致振动发展为流动失稳,系统的失稳边界随着开裂角的增大而提高。      

后掠翼对细长体中段大迎角绕流的影响

采用在细长体顶点处添加扰动块的方式使细长体的绕流具有确定性.研究了在大迎角下,后 掠翼对细长体绕流结构和气动力特性的影响.实验结果表明,在30°迎角时,细长体中段背 风侧的流动和压力分布受到后掠翼与头部背涡的双重控制.在迎角α=40°~60°范围内 , 后掠翼对细长体中段绕流起主控作用,使细长体中段背风侧流动呈现完全分离流状态,使得 中段背风侧的压力分布保持为均值.      

前掠翼气动布局中鸭翼高度影响的实验

基于前掠翼-鸭式前翼布局的风洞测力实验,分析了距离主机翼较远的鸭翼相对于主机翼的高度对布局纵向气动性能的影响.基于主机翼根弦长的雷诺数约为1.44×10⁵.实验结果表明,较大的主机翼前掠角与较低的鸭翼配合,产生的升力系数增量比较显著.低于主机翼的鸭翼将加强前掠翼布局的缓失速特性.鸭翼增大升力的同时也增大了阻力;大攻角时,鸭翼带来的阻力增量较大.高于主机翼的鸭翼对最大升阻比的改善较多,但也不宜过高.主机翼前掠角较小时,鸭翼改善和提高升阻比的效果比较明显.     

后掠翼身干扰区流动特性及改善措施研究

利用流动显示及表面压力测量方法研究了后掠翼身干扰区的流动特性,并研究了用小边条等措施改善干扰区的流动特性的效果.结果表明,随着不同机翼后掠角、不同迎角及不同Re数对干扰区流动特性的影响,流态可以从一涡系变成多涡系,由定常变成非定常,而且在一定的Re数以后涡系会紊流化;翼身干扰区上游的的逆压梯度是导致边界层分离的物理原因,利用面积很小的边条可以降低干扰区局部的逆压梯度,可以导致干扰区的旋涡很弱,甚至不出现,这是很有实际意义的.     

飞行器动态下俯过程中的负阻力现象

利用水洞中动态测力/流动显示一体化实验系统,研究飞行器简易模型等速俯仰过程动态气动特性.测力天平为三分量内式尾支形式;利用氢气泡方法观测机翼上表面流动,测力和流动显示结果同时记录.当下俯无量纲角速度k≥0.11时,观测到正攻角时的负阻力现象.分析测力和流动显示结果,表明负阻力是下俯过程中上翼面流动由分离向附着恢复过程中的迟滞效应引起的,负阻力的大小与下俯无量纲角速度和下俯起始攻角有直接关系.