2m超聲速風洞總體結構設計

虞擇斌，廖達雄，劉政崇，陳振華

（中國空氣動力研究與發展中心 空氣動力學國家重點實驗室，四川 綿陽 621000）

0 引 言

2m超聲速風洞是我國最大的一座超聲速風洞，可以和現有的2.4m跨聲速風洞配套形成2m量級的亞、跨、超聲速氣動力試驗能力，可以滿足絕大部分超聲速飛行器對試驗馬赫數范圍的要求［1］。筆者將針對該風洞的特點介紹在結構總體設計上需要考慮和解決的問題。

1 風洞簡介

1.1 風洞型式及部段組成

該風洞為下吹－引射式暫沖型超聲速風洞，可采用3種運行方式即常壓運行方式、增（速）壓運行方式和降（速）壓運行方式。風洞水平布置，全鋼結構，主要包括主進氣管路、引射系統進氣管路、主洞體以及測量裝置和輔助設施等，如圖1所示。該風洞除部分主、引射器系統進氣管路外均布置在廠房內，廠房主要分3段，Ⅰ段廠房內安裝有主進氣管路中的液動蝶閥及其旁路、主調壓閥、旁路閥、混氣室和相應的管道，同時還安裝有驅動各閥門的油源系統；Ⅱ段中除主洞體中的引射器段、亞擴段和外場消聲器外均布置在其中，同時Ⅱ段中還包括試驗段和試驗裝置的更換區和停放區、模型運輸平臺以及大量的液壓、控制系統；Ⅲ段包括引射器段、亞擴段以及大部分引射系統進氣管路。

圖1 2m超聲速風洞結構Fig.1 Structure of 2msupersonic wind tunnel

在兩個進氣管路分別配有電動碟閥、液動快速啟閉碟閥和調壓閥。主洞體由大開角段、穩定段、收縮段、撓性壁噴管段、試驗段、補償段、超擴段、過渡段、引射器、亞擴段、外場消聲器等部段組成，如圖2所示。

1.2 風洞主要尺寸

（1）最大外形尺寸：長約為195m，寬約為70m，高約為24m。

（2）試驗段截面2m×2m，長7m。

（3）最大截面內尺寸：φ9.5m。

（4）主進氣管道通徑DN2400mm，引射系統進氣管道通徑DN1300mm。

（5）主洞體軸線標高定位5.8m，主進氣管路軸線標高5.8m，入口處與2.03m原氣源管路連接，引射系統進氣管路沿軸線標高從1.5m。

2 2m超聲速風洞結構總體設計

2m超聲速風洞結構總體設計主要解決了風洞總體布局、模型更換方式、支座布局、閥門配置、風洞洞體各部段間連接、密封和定位、風洞洞體的強度和剛度、洞體水壓試驗等問題［2－3］。

2.1 試驗段和模型更換

2.1.1 試驗段更換

試驗段更換方式既要考慮用戶的需求又要考慮更換的效率，同時還要從經濟上考慮如何盡可能減少成本。2m風洞設有兩個試驗段，兩個試驗段長度不一致，中間通過補償段彌補它們間的長度差；試驗段需要更換，試驗段與其前后段間必須要留出適當的間隙既滿足更換的要求又要保護部段的安全，防止刮擦，這就要求位于試驗段后的超擴段要具有整體向后移動或其前端可沿軸向伸縮的能力，FL－23風洞采用的是前一種方案及超擴段連同部分亞擴段可沿軸線移動。由于該風洞超擴段有20m長、質量達4000kN，超擴段移動和為克服風洞運行時的軸向載荷將需要非常大驅動力，同時對地面支撐和移動導向帶來很大難度，綜合考慮放棄了這種方案，采用了在超擴段入口增加一節活動套筒的方式來滿足試驗段更換的要求，套筒可沿軸向移動120mm，套筒的移動通過4個同步驅動的油缸和4根導向軌來實現。120mm的移動空間可使補償段沿軸向向后移動并沿垂直軸向方向移動退出至試驗大廳適當位置，試驗段也可按相同的方法在試驗大廳內完成更換（如圖3所示）。這種更換方式具有投資少、更換周期短和便捷等特點。

圖2 主洞體結構Fig.2 Main body of 2msupersonic wind tunnel

圖3 試驗段的更換Fig.3 Convertible test section

2.1.2 移動部段的運輸工具

在試驗大廳中，有很多可移動部段，如試驗段、補償段、模型安裝車和紋影議安裝平臺等，長短不一，采用車輪軌道運輸方式將會使試驗大廳軌道密集布置，同時還需要考慮車輪的換向問題。國外在上世紀六、七十年代就在大型低速風洞中采用氣墊運輸方式［4］，它能高效、安全地對移動部件進行任意位置移動，將不受軌道的限制，使試驗大廳更加整潔、有序。

在2m超聲速風洞中可移動最重部件重量近3000kN，由于氣墊在運輸過程中在地面間形成氣膜，摩擦力較采用車輪運輸方式大大降低，采用兩套10kN推力的驅動單元驅動移動部件移動。氣墊安裝在移動部件支腿周邊，依據移動部件的重量選擇不同規格的氣墊，氣墊總的頂起負載有50%左右的冗余度。

2.1.3 模型更換方式

模型的更換需從試驗用戶的需求出發，還需考慮效率。2m超聲速風洞的Ⅱ段廠房內設有獨立的模型準備間，用戶可在各自的準備間內完成模型的前期準備工作，再通過模型運輸通道采用不同的方式安裝到模型支架上。

對于常規試驗段，大模型的更換借助模型安裝車來完成，小模型的更換既可直接從試驗段后部進入試驗段（補償段已移走）又可通過位于補償段順氣流右側小門進入試驗段來完成；對于投放試驗段，小模型的更換可直接從試驗段小門進入，否則均需將試驗段退到試驗大廳進行安裝。

更換模型的多樣性，減少了占洞時間，風洞運行效率大幅提高。

2.1.4 模型支撐裝置

目前2m超風洞模型均采用尾撐方式。從用戶需求和結構特點出發，在兩個試驗段安裝了不同的模型支撐方式，基本能滿足試驗要求。常規試驗段尾撐為全彎刀機構，模型支桿安裝在彎刀的中部支架上，實現迎角－20°～＋30°的變化（如圖4所示），同時可通過更換中部支架安裝雙轉軸機構，實現模型側滑角－10°～＋10°、滾轉角－180°～＋180°的變化（如圖5所示）。投放試驗段采用半彎刀機構實現模型－10°～＋40°迎角變化，并可沿試驗段軸線移動2.1m、沿垂直方向移動1.5m（如圖6所示），同時在投放試驗段上壁安裝有CTS試驗裝置。

圖4 常規試驗段模型支撐系統（迎角機構）Fig.4 Model support system for conventional test section（angle of attack machine）

圖5 常規試驗段模型支撐系統（雙轉軸機構）Fig.5 Model support system for conventional test section（double rotary axes machine）

2.2 風洞洞體各部段間連接、密封和定位

2.2.1 主洞體各部段間連接

通常情況，風洞洞體各部段之間不外乎有焊接和法蘭連接兩種方式。針對該風洞的特點，采取了以下措施：

圖6 投放試驗段模型支撐系統Fig.6 Model support system for putting－in test section

（1）撓性噴管段、試驗段、補償段、超擴段為外委加工件，需獨立制作和安裝，這些部段之間以及撓性噴管段與收縮段之間、超擴段與過渡段之間采用法蘭連接。

（2）其余部段間采用焊接方式連接，主洞體最終合攏位置在引射器前端的平直端上，采用焊接方式連接。

（3）對可移動部段，為了盡可能減少勞動強度、提高工作效率效率，將可移動部段間以及與前后部段間法蘭的連接分別采用快速連接方式（如圖7所示），在法蘭4個角適當位置各有一組，采用兩個相互垂直的插桿和拉桿在油缸驅動下各自完成拔插到位和拉緊到位程式，風洞運行過程中向拉桿油缸有桿腔加高壓油，保證兩法蘭面貼緊。

圖7 快速連接裝置Fig.7 Rush joint equipment

2.2.2 風洞洞體各部段間密封和定位

部段間密封性能的好壞不僅直接影響試驗性能同時還影響人員、設備的安全，因此在確定密封方式時要做到穩妥可靠。采取了以下措施：

（1）收縮段與撓性噴管段之間、試驗段與撓性噴管段和補償段之間、超擴段套筒與補償段之間采用充氣橡膠管密封，截面型式如圖8，該類型具有放氣自動恢復原型的特點，不容易磨損，提高了使用壽命。

圖8 充氣密封圍帶截面型式Fig.8 Section type of sealed loop

（2）其它法蘭間采用O型橡膠圈（條）或石棉橡膠板密封。

可移動部段需要有較高的重復定位精度，尤其是試驗段與撓性噴管段之間的階差對試驗段的流場品質影響較大［5］，故從以下幾個方面進行了考慮：

（1）在部段間設有定位導向裝置。法蘭間采用斜面銷定位，依靠部段自身重力沿斜面孔向下滑動。由于各法蘭安裝面有一定的不垂直度以及安裝斜面孔處各部段的剛度不同，可能出現移動部段在下滑過程中向后移動現象，一方面通過調整氣墊的充氣壓力控制部件下降的速度和高度，一方面可在下降過程中通過快速連接裝置在下降中途進行調整。

（2）氣墊運輸裝置對地面的要求是比較高的，但氣源壓力的波動以及地面的不平整度都將導致氣墊在移動過程中運動不平穩，會給部段的定位、導向帶來了不小難度，因此，在試驗大廳氣墊運輸區域的適當位置增加了一套定位、導向裝置，如圖9、10所示。

圖9 試驗段定位導向裝置Fig.9 Test section oriented equipment

圖10 常規試驗段與補償段間導向裝置Fig.10 Oriented equipment between general test section and compensation section

2.3 風洞支座型式與布置

水壓試驗時水的質量以及風洞運行時洞體承受的載荷是通過支座系統傳到風洞的地基上。因風洞洞體軸線較長，所以必須設置多個支座。為確保風洞正常運行，并在溫度變化和風洞運行時氣動載荷作用下風洞洞體可自由伸縮以減小洞體內的應力，風洞的支座型式和布置是十分重要的，因此從以下幾個方面考慮：

（1）殼體選用圈座，即在設置支座的殼體部位焊接加強圈，加強圈下焊接角型支座；進氣管道選用鞍式支座。

（2）主洞體中，在承受較大的軸向載荷部段位置、并考慮部段的平移對試驗段流場的影響，設有三組固定支座，分別位于穩定段下游、撓性噴管段和超擴段上游，由于固定支座間部段留有可伸縮環節，可防止洞體產生過大的熱應力。在撓性噴管段下游方向布置了三組單向滑動支座，在超擴段下游布置了三組單向滑動支座，同時，為避免引射系統進氣管路對主洞體軸線的影響，引射器入口和引射器混合室出口處的滑動支座也布置成單向滑動支座，其余支座為多向滑動支座，滑動支座采用橋梁盆式橡膠支座。

（3）在主進氣管路中，考慮管道氣流壓降將導致拐角處盲板力變化，使快速閥閥后管道擺動，在主調壓閥下設有單向滑動支座，除電動蝶閥處管線標高與原氣源管路標高相差較大，需要在高度上進行調節而采用球面橋梁盆式橡膠支座外其他均為雙向滑動支座。

（4）在引射系統進氣管路中，在調壓閥處布置有一組固定支座，其余支承采用滑動支座，滑動支座型式與主進氣管路的滑動支座相同。

（5）由于風洞洞體由多支座支承，所以風洞的支座系統是一個靜不定結構。支座除承受洞體自重外，還要承受風洞運行時的氣動載荷、洞體水壓試驗時水的質量及地震載荷等，支座系統的受力分析計算十分復雜，采用簡化理論計算和有限元分析方法得出各支座處的基礎載荷。

2.4 風洞洞體的強度和剛度

2m超聲速風洞洞體為承壓焊接結構。風洞殼體不但要承受風洞運行時的內外壓差，還要承受氣流脈動壓力和水壓試驗時的載荷，同時又要考慮溫度變化在殼體內引起的應力，因此風洞殼體受力比較復雜。為確保風洞洞體的強度和剛度，使風洞能長期、安全運行，洞體設計采取了以下措施：

（1）承壓殼體嚴格按壓力容器規范進行設計、制造和檢驗。

（2）承壓殼體材料選用壓力容器鋼板。

（3）2m超聲速風洞是一座大型地面設備，必須能長期、安全使用。風洞結構設計通常按靜態設計，但風洞在實際運行時，風洞洞體要承受氣流脈動的作用而伴有的振動，因此，在設計時安全系數的選取要略高于通常壓力容器，取安全系數nb≥3，撓性噴管段撓性板的安全系數ns取1.3～1.5，對于振動較大的部段如大開角段、引射器段，安全系數要更大一些，以增加洞體的動剛度。

（4）利用有限元分析方法對主調壓閥前的主進氣管路和主調壓閥后至收縮段出口兩段進行了分析。這里只對主調壓閥前的主進氣管路進行結果分析，另一段將在水壓試驗章節中進行闡述。

對主調壓閥前的主進氣管路進行有限元分析的主要目的是校核管路布置形式在溫差和內壓作用下的變形情況，尤其是進口端DN2400等徑三通的應力應變情況。為了能更精確地對管路進行分析，主進氣管路進氣端連帶原氣源管路兩固定支座間管路、出口端一直延伸到主洞體穩定段下固定支座處，如圖11、12所示。

圖11 主進氣管路計算模型Fig.11 Calculation model of main airflow pipeline

圖12 DN2400等徑三通Fig.12 DN2400isodiameter tripipe

大口徑的等徑三通通常需要補強，補強方法有等面積補強法、極限分析法和彈塑性失效法［6］。按國內現有的焊制三通的計算方法［7－8］都限制主管直徑，雖然可采用西德鍋爐規范TRD－301，按壓力面積法進行計算，但考慮三通在現場進行壓制，受設備等限制即使滾壓成型，現場疊加焊接也有相當大難度，尤其在三通相貫線處，因此決定采用整體補強法，適當增加管道壁厚并在三通相貫線處局部加強，計算壓力按2.31MPa、溫差按30℃考慮，通過計算可滿足設計要求，最大應力為σ＝131MPa＜［σ］≈163MPa，如圖13所示，管道其它位置應力水平較低。

大開角段和引射器段是風洞中振動較大的部段。對于大開角段，為了增加該段的強度和剛度、減小振動對結構的影響，采取以下措施：

（1）增加殼體壁厚，提高殼體的動強度；

（2）通過沿圓周方向均勻分布六塊Y型隔板將中心倒錐和殼體焊接連接；

（3）增加隔板厚度，改善隔板和殼體間的焊接方式，提高此處焊縫的沖擊韌性；

圖13 DN2400殼體處應力云圖Fig.13 DN2400shell stress nephogram

（4）施工工藝上，避免孔板與殼體間的強迫焊接。

對于引射器段，除采用上述措施外，在外圈的引射彎管適當位置增加了彎管間的整體剛度。

2.5 洞體水壓試驗

按照壓力容器國家標準，承壓殼體必須進行壓力試驗，檢驗洞體的強度和焊接質量。通常，壓力試驗包括水壓試驗和氣壓試驗，水壓試驗比較安全但使基礎負載增大，由于管道壓力較高，氣壓試驗的試驗壓力為設計壓力的1.15倍，將達到2.66MPa，將產生較大的安全隱患，但基礎負載將大大降低。綜合考慮后決定進行水壓試驗，水壓試驗壓力為1.25倍設計壓力。

根據2m超聲速風洞的結構特點，水壓試驗分3段進行［9］：（1）主進氣管路調壓閥、旁路閥后至收縮段出口，試驗壓力1.65MPa；（2）引射系統進氣管路調壓閥后至引射集氣室間，試驗壓力1.375MPa；（3）主進氣管路電動蝶閥后至調壓閥、旁路閥前，試驗壓力2.9MPa。

主進氣管路調壓閥、旁路閥后至收縮段出口間的壓力試驗是重點，因為該段通徑變化比較大，從DN2.4m至DN9.5m，同時還要在收縮段出口設置一大盲板，試驗用水量達到1612m3。為了安全起見，在水壓試驗前進行了有限元分析、試驗過程中進行了應力監測，同時還開展了結構完整性評價與焊接返修部位、局部應力集中部位的重點監測工作，這項工作在風洞洞體水壓試驗中首次采用，洞體的承載能力和支撐基礎均經受住了考驗。

2.5.1 有限元分析

通過有限元分析的結果看，該段的總體應力水平不高，如圖14所示，最高壓力分布在靠近收縮段出口的環向肋和縱向肋的工藝孔以及承壓殼體圓方過渡處肋板與外殼體相焊接的位置。

圖14 軸向變形云圖Fig.14 Axial distortion nephogram

由于在該段水壓試驗時，需要在收縮段出口安裝一大的堵板，盲板力非常大，進行有限元分析時，除了要考慮堵板的承載能力外還要考慮堵板變形對密封性能的影響，通過計算分析，位于洞體軸線處連接螺栓孔處應力水平較高，達到324MPa，其他位置較低，通過在最大應力處增加輔助工裝及增加局部的連接強度，保證了水壓試驗順利完成；法蘭密封端面的變形為最大為2mm（如圖15所示），在水壓試驗前通過適當增加密封面厚度和上述減小應力水平的方法保證了密封要求。

圖15 堵板應變分布Fig.15 Jam plate strain distributing

2.5.2 應力監測

根據計算結果，對應力較大和所關心的位置進行了應力監測，共監測63點，其中殼體內部監測點24個，殼體外部監測點39個。從水壓試驗時的幾個有代表性監測點的測量結果來看，承壓殼體實測變形值與計算值吻合，殼體的強度和剛度滿足設計要求，泄壓后，承壓殼體沒有監測到殘余變形，殼體變形屬于彈性變形，整體結構穩定；應力實際監測值與計算值相差最大為7%，結果較為滿意。

2.5.3 水壓試驗聲發射監測

本次聲發射監測依據金屬壓力容器聲發射檢測及結果評價方法［10］，采用德國Vallen公司32通道AMSY5ASIP－2型聲發射采集分析系統，分區域監測、兩次加壓循環，平面面定位結合區域定位，開展了結構完整性評價與焊接返修部位、局部應力集中部位的重點監測工作。監測區域分為4個，分別為主進氣管道、大開角段、穩定段和收縮段。聲發射監測加壓程序圖如圖16所示。經對監測數據進行分析，水壓試驗過程中，未發現隨壓力增大而持續增長的有效聲發射源。

圖16 聲發射監測加壓程序圖Fig.16 Vocality transmit inspect－increase pressure program

3 結 論

（1）試驗段和模型更換滿足使用要求，更換方便、快捷，勞動強度大大降低；

（2）風洞支座型式和布置合理，經受了地震和水壓試驗的考驗，風洞運行以來沒有發現問題；

（3）風洞洞體的強度和剛度滿足風洞運行要求；

（4）風洞各部段間密封良好，可移動部段定位準確，重復性好；

（5）洞體水壓試驗和聲發射監測一次成功；

（6）風洞常壓調試和流場校測結果達到設計指標，風洞運行可靠，證明風洞結構設計思路正確、措施得當。

［1］ 范召林.2m×2m超聲速風洞設計技術要求［R］.CARDC－2，2005.

［2］ 劉政崇，廖達雄，董誼信，等.高低速風洞氣動與結構設計［M］.北京：國防工業出版社，2003：323－335.

［3］ 劉政崇.風洞結構設計［M］.北京：中國宇航出版社，2005：71－84.

［4］ SAIDEL M.Design manufacturing calibration of the German－Dutch windtunnel［M］.Germany：DNW，1982：55－64.

［5］ 伍榮林，王振羽.風洞設計原理［M］.北京：北京航空學院出版社，1985：156－175.

［6］ 戴季煌，陳澤博，朱秋介，等.承壓設備設計典型問題精解［M］.北京：化學工業出版社，2010：40－41.

［7］ 化工部工程建設標準編輯中心.HGJ16－1989鋼制化工容器強度計算規定［S］.1990.

［8］ 全國標準化技術委員會.GB9222－1988水管鍋爐受壓元件強度計算［S］.1988.

［9］ 國防科學技術工業委員會.GJB4253－2001增壓風洞水壓試驗技術標準［S］.2001.

［10］ 國家技術監督局.GB／T18182－2000金屬壓力容器聲發射檢測及結果評價方法［S］.2000.