通用直升机隐身气动外形综合设计

对某型通用直升机进行隐身气动外形综合设计并对其参数化建模,通过数值模拟分析其隐身气动特性。电磁方面,采用物理光学法结合等效电磁流法进行RCS(Radar Cross Section)计算;气动方面,采用有限体积法求解Navier-Stokes方程计算直升机机身前飞状态下(不考虑旋翼气动干扰)的气动特性,结合工程经验公式估算旋翼对机身的气动干扰。结果表明:综合设计后,直升机雷达散射水平相对较低,机身前飞阻力得到较大的改善,但旋翼对机身的干扰作用有所增加;机身侧面(和垂尾)的倾角增大对直升机隐身特性有利,但对气动性能带来不利影响;选择合适的倾角可以使直升机在付出相对较小的气动代价前提下,降低雷达散射水平。     

悬停及小速度前飞状态下旋翼对机身及平尾气动特性的影响

介绍了一副研究型旋翼 Ｚ９ 机身组合模型在 Ｃ Ａ Ｒ Ｄ Ｃ８ｍ ×６ｍ 低速风洞的试验概况,给出了悬停及小速度前飞时旋翼对机身气动特性的影响,着重讨论了水平尾翼对机身纵向气动特性的贡献。机身横截面上的不对称压力分布测量结果,揭示了旋翼在机身表面诱导的附加横侧向气动载荷的机理。     

神经网络在旋翼／机身气动干扰模型中的应用

由于直升机自身的特点，旋翼／机身气动干扰呈现非线性，且受多种因素的影响，用神经网络来解决这一非线性问题是一个很好的办法。将旋翼／机身气动干扰试验数据构造的学习样本，对网络参数进行学习，可以得到旋翼／机身气动干扰神经网络模型，进而可以用该神经网络模型研究直升机机身受旋翼气流干扰时的空气动力特性。参数训练好的旋翼／机身气动干扰神经网络模型可直接用于直升机气动设计和实时仿真。笔者在对旋翼／机身气动干扰神     

直升机旋翼对机身气动干扰的计算

基于旋翼自由尾迹模型和三维机身源面元模型，建立了一个全耦合的旋翼／机身气动干扰迭代计算方法。为正确模拟旋翼桨尖涡与机身表面间的大定常贴近干扰，采用了一个“分析数值匹配法”的“贴近涡／面干扰模型”。应用该计算方法，分别计算了旋翼干扰状态下的机身表面点的非定常压强分布和机身的非定常气动升力，俯仰力矩随前进比的变化，以及干扰前后的机身定常压强分布。计算表明，机身上由于旋翼的干扰引起的非定常气动载荷呈现出与旋翼相同的周期性。然后，对比了本“贴近涡面干扰模型”和先前“截断涡线模型”对干扰计算的影响，表明了前对计算结果的重要改进。     

直升机机身干扰对旋翼气动与噪声特性影响研究

本文采用基于CFD/FW-H的旋翼气动/噪声计算模型,针对悬停及中小速度前飞时,考虑机身对旋翼涡流场、非定常气动载荷和噪声特性的干扰影响,开展了直升机机身干扰状态下的旋翼气动和噪声特性数值计算分析研究,获得了不同飞行状态下,机身对旋翼涡流场、气动力和噪声特性的影响规律.计算结果表明,机身对旋翼气动力的影响主要存在于0°...     

旋翼布局对共轴刚性旋翼直升机气动特性影响研究

为研究旋翼布局对共轴刚性旋翼直升机气动特性的影响,建立了一种基于计算流体力学(CFD)技术的共轴刚性旋翼直升机全机气动干扰分析方法。通过某模型旋翼进行计算并与试验数据对比,验证了该方法的正确性。然后,针对旋翼间距、旋翼轴前倾角和桨毂中心相对直升机重心位置对共轴旋翼与旋翼/机身的气动特性进行了研究,分析了旋翼布局改变对共轴旋翼及旋翼/机身气动影响。结果表明：3个旋翼布局参数改变对悬停及前飞状态的气动特性均存在一定影响,其中旋翼轴前倾角影响明显;随旋翼轴前倾程度增加,悬停状态下轴向速度峰值与机身上表面相对压力峰值出现前移情况,前飞状态下桨毂中心后侧的轴向速度和机身上表面相对压力数值均有所减小。     

飞机机身大迎角气动力实验研究

本文研究了机身模型在迎角０￣９０°范围内的气动特性，实验风速为２１ｍ／ｓ，相应的实验雷诺数（基于机身直径）为０．８６×１０＾５。模型可改变前体头部形状、前体形状、前体长细比和后体长细比，以研究机身形状和几何参数对气动特性的影响。重点分析了非对称起始迎角、侧力和偏航力矩特性。本文研究的机身形状包括尖切拱形、圆锥、钝头型圆锥、椭圆锥和鲨形等５种前体以及相应的后体：所讨论的几何参数有头部半顶角、前体长细     

基于嵌套网格方法的直升机尾梁边条气动干扰数值模拟研究

采用基于运动嵌套网格技术的计算流体力学方法开展旋翼/机身气动干扰计算分析,研究了45°、90°、120°三个安装角度尾梁边条对直升机气动特性的影响。数值分析结果表明,悬停状态尾梁边条可为机身提供侧向力、增加机身扭矩,能够帮助尾桨卸载。其中,120°尾梁边条悬停状态增加机身扭矩效果最明显。且安装120°尾梁边条后直升机在前飞状态的气动特性基本没有影响。     

直升机旋翼/机身非定常气动干扰数值分析

基于非定常面元/时间步进全展自由尾迹建立了旋翼/机身非定常气动干扰分析方法。方法中耦合了非定常面元法和时间步进自由尾迹,以准确模拟旋翼非定常气动力、旋翼尾迹及桨叶对机身的非定常干扰效应。为模拟前飞状态下具有升力的机身,将机身离散为汇/偶极子面元,并采用涡线镜像法模拟旋翼尾迹靠近机身表面产生的加速效应。通过计算前飞状态的Maryland、ROBIN(Rotor Body INteraction)旋翼/机身干扰下的非定常压力分布,并与可得到的实验值、CFD计算结果对比,验证方法的准确性。随后分析前飞速度、旋翼与机身距离对旋翼/机身非定气动干扰的影响。计算结果表明机身头部和中部非定常压力主要受桨叶的通过性影响,而机身尾梁主要受尾迹/机身干扰影响,机身非定常气动力频率为桨叶片数的倍频。随前飞速度的增加,机身非定常压力幅值增加,尾梁压力幅值先增加后减小;增加旋翼与机身距离将减小机身和尾梁非定常压力幅值。     

直升机旋翼/机身组合模型的带侧滑角风洞试验

介绍了一副研究型马赫数相似旋懵和Z9机身组合模型低速风洞的试验概况，着重讨论了侧滑角对旋翼/机身，平尾及垂尾气动干扰特性的影响。试验结果表明，小速度前飞情况下，侧滑角对旋翼/机身干扰的影响在机身的六个力素上均有表现，但对机身俯仰力矩系数影响相对较小；平尾力受侧滑角变化的影响较小；旋翼/垂尾干扰受侧滑角影响显著，且随侧滑角的变化曲线具有良好的线性关系。     

The Stressed State of a Stiffened Conical Shell with Thermal Protective Coating with Temperature-Dependent Properties

The equations of the mathematical model are solved in terms of special functions. The results for the design scheme of the aircraft forebody are obtained with a guaranteed accuracy by the stable method of functional normalization.     

下颔式进气道实验研究

为了验证下颔式进气道 /前机身一体化设计方案的合理性及其进气道性能 ,对下颔式进气道 /前机身一体化设计方案进行了实验研究。测出了进气道总压恢复系数、畸变指数随流量系数、攻角、侧滑角的变化规律。结果表明 ,进气道性能较好 ,进气道 /发动机匹配良好。最后提出了下颔式进气道的进一步改进措施     

Bump进气道设计与试验研究

对一种先进的无隔道超音速进气道(Bump或者DSI)进行了设计方法和风洞试验研究。研究表明:Bump进气道性能优异,并且取消了传统的超音速战斗机进气道设计中的附面层隔道、泄放系统和旁路系统,使得飞机阻力小、重量轻、可靠性高。Bump进气道是根据锥型流理论,采用乘波原理设计的。即用机身形面去截取锥形流场,在此范围内进行压缩面的设计,由于锥型波波后产生等熵压缩,在压缩面展向形成一定的压力梯度,将附面层排出进气道口外。     

嵌入式大气数据传感系统压力传感器设计研究

嵌入式大气数据传感(FADS)系统较之传统的大气数据系统有很大的优势,它依靠飞行器前端的压力传感器间接得到飞行大气数据.在本文中,首先简要介绍了FADS系统的压力模型;然后通过分析压力传感器几何外形设计对系统性能的影响,建立了压力传感器的动力学模型,并提出了FADS系统中的压力传感器的设计准则;最后给出了仿真结果.     

乘波前体两侧高超声速内收缩进气道一体化设计

为了探索两侧进气系统的流场结构及气动性能,采用吻切锥乘波前体、压升规律可控的一种高超声速内收缩进气道设计了两侧进气布局的高超声速飞行器一体化进气系统,并进行了数值模拟,研究了进气系统的流场结构、速度特性、攻角特性以及侧滑角特性等。结果表明,设计点前体外流场和进气道内流场相互独立,接力点前体前缘激波和进气道前缘激波相互耦合。由于未吞入前体附面层,因而进气道内激波附面层相互作用较弱,没有产生分离;随来流马赫数增大,进气道总压恢复系数减小,增压比增大显著,升阻比几乎不变;随攻角增大,流量系数增大明显,总压恢复系数略有减小,增压比增大明显,升阻比逐渐增大;随侧滑角增大,进气道总体性能逐渐减小,迎风侧进气道性能下降较小,背风侧进气道性能下降明显。     

吸气式高超声速飞行器前体/进气道一体化设计与试验

针对吸气式高超声速飞行器前体/进气道一体化设计的问题,以总体指标为约束,采用数值设计手段开展了前体/进气道一体化设计,并对高超声速飞行器进行测压/测力试验,考核了前体/进气道的一些主要性能,结果表明:①设计状态下,数值计算结果表明前体/进气道性能符合总体指标要求,设计手段有效;②数值手段模拟结果和风洞试验结果吻合良好,流量系数最大误差为4％,总压恢复系数最大误差为42％,数值算法有效;③前体/进气道的附加阻力随来流马赫数的增大而减小,0°攻角下,在来流马赫数为4时,附加阻力占总阻力的172％,在总体设计时应予以考虑;④在进行吸气式高超声速飞行器通流测压/测力试验设计时,应充分考虑进气道不起动的试验预案,防止由于进气道不起动导致整个试验的失败.      

高超声速二维混压式前体/进气道设计方法研究

以飞行Ma数Ma=6,H=25km为设计点,分别采用等激波角和等激波强度设计方法,并考虑变比热、激波与附面层干扰等因素的影响,分别对唇口平直和唇口带有斜楔的超燃冲压发动机二维混压式前体/进气道进行了初步设计,分析并比较了几种方案进气道的设计点和非设计点性能及二维流场。研究表明,在低飞行Ma数下,唇口带有斜楔的前体/进气道起动性能和总压恢复优于唇口平直的,在高飞行Ma数下,唇口平直的前体/进气道冲压比高、外罩阻力小,而唇口带有斜楔的前体/进气道总压恢复系数高,外罩阻力相对较大。另外,分别采用等激波角和等激波强度方法设计的前体/进气道性能相近。本文提出的方法对于二维混压式高超声速前体/进气道方案的初步筛选具有一定的适用性。      

民用飞机维修性参数选取和指标确定方法研究

民用飞机维修性参数选取和指标确定是维修性设计的基础工作之一,为了反映出民用飞机的维修性、运营费用和维修人力等方面的目标,需要选择合适的维修性参数并确定维修性指标。国产民用飞机由于缺少研制经验和设计资料,无法使用成熟方法进行维修性参数选取和指标确定,针对这一问题进行研究。结合民用飞机的设计特点阐述了民用飞机维修性参数的选取方法,通过综合权衡民用飞机设计中各影响因素和维修性参数有效性,从与维修时间相关、与维修工时相关、与维修成本相关的三类参数中选取适当的民用飞机维修性参数。针对民用飞机设计现状,明确维修性指标的确定依据和具有实用性的方法,以使民用飞机具有良好的维修性。解决了国产民用飞机维修性参数选取和指标确定工作无参考依据的问题,为民用飞机维修性参数选取和指标确定提供了一条可行途径。     

基于前体激波的内转式进气道一体化设计

在腹部进气的乘波前体/内转式进气道的一体化设计中,为使进气道捕获截面和唇口型线的形状与飞行器前体激波较好匹配,提出一种基于前体激波形状的一体化设计方法。首先,计算乘波前体流场并提取前体激波形状;其次,将进气道捕获型线（ICC）投影在前体激波曲面上,得到可全流量捕获的进气道唇口型线（IFCC）;再次,给定进气道基本流场的中心体轴线位置,确定基本流场的入射激波形状;然后,给定基本流场的沿程压缩规律,应用特征线法确定进气道的基本流场;最后,将ICC顺来流方向投影至进气道入射激波曲面上,经流线追踪和黏性修正得到最终的进气道型面。数值模拟结果表明,对于典型飞行器前体,在设计马赫数为7.0的条件下,应用该方法得到的进气道流量捕获系数达0.976,隔离段出口截面的马赫数、压比和总压恢复系数分别为3.17、38.9和0.487。     

Design and analysis of a hypersonic inlet with an integrated bump/forebody

Numerical simulations and experiments showed that bump inlet had a remarkable effect on boundary layer diversion of supersonic flow.However, the design and analysis of bump in hypersonic flow was still few.In this paper, the mechanism of a supersonic bump inlet is introduced to the design of hypersonic forebody.A hypersonic inlet with an integrated bump/forebody is obtained by the Method Of Characteristics(MOC) based on a chin inlet.Numerical simulations show that the modified inlet achieves diversion of low-speed flow.Besides, the integrated bump/-forebody is also beneficial to inlet start.During the starting process, the shape of the separation zone is rebuilt by the modified forebody surface which makes spillage much easier.This new design leads to a reduction of the self-start Mach number by 0.95.