FL－13風洞突風發生裝置研究

金 華，王 輝，張海酉，陳 鵬，楊遠志

（1.西北工業大學航空學院，陜西西安 710072； 2.中國空氣動力研究與發展中心，四川綿陽 621000）

FL－13風洞突風發生裝置研究

金 華1，＊，王 輝2，張海酉2，陳 鵬2，楊遠志2

（1.西北工業大學航空學院，陜西西安 710072； 2.中國空氣動力研究與發展中心，四川綿陽 621000）

為在FL－13風洞中開展飛機全模突風響應試驗研究，建立研究所需的突風發生裝置，進行了突風發生裝置的研究。研究中，從大飛機突風試驗需求出發，確定了裝置的技術指標，通過數值模擬計算，固化了裝置技術指標；通過引導性試驗和總體方案對比，選定了單電機驅動雙飛輪及曲柄連桿方案；通過動力學分析、結構設計與有限元分析、模態分析和疲勞分析，解決了裝置共振、剛度增加困難和安裝空間受限等問題；通過裝置調試與突風流場考核結果表明，研制的FL－13風洞突風響應試驗裝置實現了在來流40m／s的風速范圍內按正弦規律變化產生突風，模型中心處最大突風振幅達到9m／s。突風流場的成功模擬，標志著FL－13風洞具備了開展大展弦比飛機突風響應影響試驗研究的能力。

低速風洞；突風響應；突風裝置；風洞試驗；試驗技術

0 引 言

在大氣中飛行的飛機經常會受到突風（或稱陣風）和大氣湍流干擾，形成附加的氣動載荷和機翼彈性模態振動，影響到飛機的操縱特性和安全以及飛機乘員乘坐的舒適程度（乘坐品質）。雖然突風響應不像顫振那樣具有極其強烈的破壞性，但其引起的脈動載荷對飛機結構的極限載荷、疲勞壽命和飛行動穩定性都有很大影響，極端情況下影響飛機的安全起降，造成機毀人亡的后果［1］。隨著航空技術的發展，飛機性能要求不斷提高，機翼結構呈低結構重量、大柔性趨勢發展，進而導致突風影響更加復雜［2－3］。

根據CCAR 25（中國民用航空規章第25部，運輸類飛機適航標準）中關于突風和湍流載荷的突風模型的要求：

式中：s為進入突風區的距離；

Uref為參考突風速度，具體取值從海平面處的17.07 m／s到15 200m高空的7.92m／s；

R1為最大著陸重量／最大起飛重量；

R2為最大零燃油重量／最大起飛重量；

Zmo為最大使用高度；

H 為特征長度，例如受突風作用的飛機機翼的平均氣動弦長。

結合伊爾－76、ARJ21和波音747飛機參數［4］，得出最大突風速度6m／s，最高頻率15Hz即可滿足大型飛機突風響應研究的需求。

為減小突風影響，通常采用主動控制技術控制操縱面偏轉來實現突風減緩［5－7］。國內研究主要是采用不同的控制理論設計突風減緩控制律，在MATLAB平臺上進行仿真［8－14］。確定突風載荷是開展突風減緩研究的關鍵，通常需要進行突風響應風洞試驗或數值計算。在數值計算方面，主要有頻域計算和時域計算兩種方法。頻域計算方法是計算頻域上若干離散頻率的非定常氣動力［15］，但這種氣動力模型往往只能計算諧振蕩情況下的氣動力，很難考慮到非線性帶來的影響［16］。隨著CFD技術的發展，出現了在時域內直接模擬突風響應的方法［17－20］。在風洞試驗方面，目前國內主要在3米量級風洞建立了突風響應試驗能力，為了更好地開展突風響應研究，十分必要在8米量級風洞建立突風響應試驗裝置［3，11］。本文介紹的內容即是在FL－13風洞的突風響應試驗裝置的建設情況，包括前期的數值仿真、裝置的結構分析以及裝置建成后的突風流場校核等。

1 數值模擬

1.1 模擬方法

本文采用商用流體計算軟件FLUENT進行突風試驗裝置性能的模擬計算。

計算中，考慮到突風試驗裝置沿展向的一致性，將模擬計算簡化為二維模式；使用ICEM生成整體尺寸為15.5m×6m的FL－13風洞突風試驗裝置在試驗段中的縱剖面網格；出于計算效率和模擬效果的綜合考慮，計算網格采用混合網格（即在葉柵壁面和風洞壁面采用結構網格進行加密以確保近壁面網格滿足非平衡壁面函數的要求，在空間流場中采用非結構網格）。

數值計算中，使用動網格方法驅動葉柵繞自身25%弦長位置擺動，擺幅和轉動頻率通過UDF文件控制，壓強－速度耦合方法選用SIMPLE，差分格式使用Fluent默認格式，并采用雙時間步長法進行非定常計算。流場入口采用速度入口條件，出口采用壓力出口條件，湍流模型采用二階RNGk－ε湍流模型，網格總數為24萬。

1.2 方法驗證

采用上述數值模擬方法，對FL－12風洞的突風響應試驗裝置典型試驗狀態進行驗證性二維CFD模擬（見表1）。

表1 突風幅值對比Table 1 Contrast on maximal speed of gust field

驗證性模擬結果表明，數值模擬方法對該類型突風響應試驗裝置運行過程具有良好的模擬能力，同時也證實了二維CFD模擬可以滿足三維風洞環境下突風幅值分析的需要。

1.3 模擬分析

首先，利用數值模擬方法，對擺動葉片弦長與構型進行了選擇（見圖1和表2），通過對比將3排0.5m弦長NACA0018翼型葉片作為優選方案。

表2 葉片構型對比Table 2 Configuration comparison of blade

在選定方案的基礎上分別對突風流場正弦特性、模擬范圍和擺動葉柵安放位置進行了分析（見圖2）。鑒于FL－13風洞飛機全模長度在4m左右以及第二試驗段轉盤直徑為6m的實際，初步將模型中心定在擺動葉柵（以擺動葉柵的轉軸軸心為原點）下游5m處。

圖1 葉片弦長對突風幅值的影響Fig.1 Maximal speed effect on splitter chord length

圖2 流態分析曲線Fig.2 Curve of flow patterns analysis

針對風洞中心（葉柵下游x＝5m）所形成的Y向速度在受來流風速、葉柵擺幅及擺動頻率影響的規律進行了分析（見圖3）。通過分析，建議裝置的設計參數為葉柵最大擺動頻率15Hz、最大擺幅30°。

圖3 突風流場控制參數影響Fig.3 Effect on control parameter of gust field

2 方案設計

2.1 設計難點

經過計算論證及現場安裝條件勘查，FL－13風洞突風響應試驗裝置具有尺寸大、質量較大、運動頻率高和安裝空間受限等特點。

由于裝置的擺動葉柵尺寸較大、質量及轉動慣量較大、且擺動頻率高，使得通過擺動葉柵及連桿組高頻運動所產生交變動載荷很大，工況惡劣，零部件易發生疲勞失效。同時，受風洞堵塞度和洞體固定條件限制，無法選取最優支撐形式，導致裝置固有頻率較低，剛度增強較為困難。

2.2 解決措施

裝置設計中，針對容易出現的裝置共振、裝置剛度、疲勞失效和空間受限等問題采取了相應措施進行解決。

四川竹編以精細見長，色彩清雅，大多為實用工藝品，其中成都的瓷胎竹編、自貢的竹編龔扇、梁平(重慶)的竹絲畫簾、渠縣的竹編字畫都是竹編工藝中一顆顆璀璨的明珠。

圖4 裝置模態分析Fig.4 Modal analysis of the structure

表3 模態分析結果Table 3 Results of modal analysis

在裝置共振問題上，通過開展振動特性分析（見圖4和表3）表明，系統在固支底部的情況下，最小固有頻率在4.44Hz，而機構運動頻率在0～15Hz，減振措施必須考慮；同時，由于系統的傳動特點，第一階的抗扭（前后彎曲）影響最大，進而為輔助加固裝置設計提供指導；通過采用獨立基礎設計，避免裝置與洞體發生共振；通過地面調試，事先確定共振區間；通過裝置振動特性監測，確保裝置運行正常。

在裝置剛度問題上，通過分段設計，降低葉柵加工強度要求；通過采用轉動軸與葉柵分離設計，將葉柵的繞軸轉動通過軸承聯接實現，進而增加機構支架剛度；通過葉柵蒙皮和骨架采用T700碳纖維復合材料，內部填充聚氨酯泡沫的加工方式，達到降低葉柵質量的目的；通過在支撐立板下半部采用4根修形斜撐桿和4根下部橫撐桿連接，實現結構剛度提升的目的；通過在立板外側預制安裝連系梁和張線系統的螺紋接口，達到方便提升機構支架剛度的目的。最后，通過對突風機構的整體有限元強度進行了計算，計算時整體風載按55m／s風速考慮，其結構的最大應力點在橫梁及橫梁與立柱連接區域，為291.76MPa，在293MPa許用應力（裝置材料選用16Mn）水平內，滿足設計要求。

在疲勞失效問題上，通過動力學載荷分析，優化機構載荷；通過對主要受載零部件進行疲勞分析（見圖5），防止部件疲勞失效。設計中，針對最惡劣的載荷工況對長連桿、搖桿和曲柄軸等部件靜強度和疲勞分析，其安全系數均大于1；同時，對裝置所使用的軸承進行了優化選擇（見表4），使各軸承的使用壽命在1 150小時以上。

圖5 曲柄軸疲勞分析Fig.5 Fatigue strength analysis of crankshaft

表4 軸承壽命計算結果Table 4 Calculations results of bearing life

在空間受限問題上，通過立柱和橫梁分體設計，在避讓風洞原有立柱和管道等設施的基礎上方便洞外支撐結構安裝（見圖6）；通過擺動葉柵洞外地面組裝方式的采用和洞內專用輔助安裝架的設計，在確保機構安裝精度的基礎上較好地解決了安裝條件受限的問題。

圖6 安裝位置示意圖Fig.6 Installation location diagram

2.3 裝置概述

FL－13風洞突風響應試驗裝置（見圖7）主要由擺動葉柵、曲柄連桿機構、機構支架、傳動機構、風洞外支撐結構等部分組成。

其中，機構支架總尺寸為6180mm×1200mm× 4550mm，總質量為8.5t，而洞內部分尺寸為6180 mm×1200mm×3795mm。擺動葉柵采用NACA0018翼型，弦長500mm，翼型部分展向長度2600 mm；葉柵單片質量75kg（含金屬連接件），轉動慣量為1.2kg·m2。裝置傳動鏈的具體形式為：（電機）－扭矩限制彈性聯軸器－主軸 －同步帶輪－同步帶－同步帶輪－飛輪軸－飛輪－曲柄連桿機構。裝置主動力源采用西門子雙伸軸異步變頻電機；電機兩端輸出軸分別通過KBK BI－1600型金屬波紋管扭矩限制聯軸器與傳動主軸連接；兩根傳動主軸采用對稱布置，每根軸為2 393mm。

圖7 突風試驗裝置Fig.7 Gust response test rig

3 系統調試

3.1 地面調試

通過地面調試，測量了裝置的結構特性；測試了測控與傳動系統的可靠性和葉柵機構的同步性；并按照工況要求實測了機構的運行包絡線，獲得了裝置運行的極限工況和機構耐久性包絡線，初步確定了運行共振點，并開展了避免共振的方法研究。

裝置安裝到位后，葉柵轉軸距離風洞中心4 937 mm，隨后進行了洞內調試。調試中，采用GL300角位移傳感器測量葉柵擺角；采用INV9823ICP加速度傳感器測量裝置振動模態（見圖8）。

通過調試，獲得了模態測量結果（見表5）和裝置強烈振動區間（見表6）。

圖8 裝置模態測量Fig.8 Model measurement of the structure

表5 裝置模態測量結果Table 5 Model measurement results of the structure

表6 裝置強烈振動區間Table 6 Strong vibration range of the structure

4 流場測試

將熱線探針和七孔探針通過安裝架連接到移測架的翼型支架上（見圖9），通過移動移測架實現探針左右移動，通過移測架實現探針前后移動，通過改變翼型支架高度實現探針上下移動。

圖9 突風流場測試照片Fig.9 Gust field measurement

測試中，考核了裝置的抗風性能，測試了裝置產生的突風流場，并對突風響應試驗裝置的性能包線進行了測量。

測試結果表明：

1）裝置在45m／s的風速下安全運行；

2）裝置產生的突風流場比較穩定，流場重復性較好，流場的頻率組成比較單一，流場性能較好，可實現在試驗區高度不小于1.5m，橫向寬度不小于4.6m的按正弦規律變化（如圖10）的突風流場；

圖10 葉柵角度與標準正弦曲線對比Fig.10 Contrast of splitter deflection and standard sinusoid

3）在試驗風速范圍內（如圖11，測試條件為φ＝30°，f＝1.83Hz，V＝20～40m／s），隨著來流風速的增大，產生的Y向突風流場振幅逐步增大，且呈現出正弦特性，同葉柵的振蕩頻率相同，頻率跟隨性良好；

圖11 風速對突風流場的影響Fig.11 Wind speed effect on gust field

4）通過裝置在2組葉柵40m／s風速下所產生的突風流場包線測量結果（如圖12）表明，在同一葉柵振幅下，隨著葉柵振蕩頻率的增大，突風流場區域內Vy的幅值逐步增大；在振幅為2°時，最大振蕩頻率可達11Hz；在振幅為30°時，最大振蕩頻率可達3.67 Hz，此時Vy的幅值達到9m／s，數值模擬結果與其間的偏差（見表7）為1.6%。

圖12 裝置性能包線Fig.12 Performance envelope of the mechanism

表7 FL－13風洞突風幅值對比Table 7 Contrast of gust amplitude

5 結 論

目前，該裝置已應用于某無人機突風減緩方案驗證試驗中。通過應用表明，在FL－13風洞建立起了突風響應試驗平臺及相應的風洞試驗技術，使該風洞具備了開展飛機全模的突風響應影響試驗研究的能力，為開展突風響應下引起的脈動載荷對飛機結構的極限載荷、疲勞壽命和飛行動穩定性的影響研究奠定了基礎。

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Investigation on gust response test apparatus in FL－13wind tunnel

Jin Hua1，＊，Wang Hui2，Zhang Haiyou2，Chen Peng2，Yang Yuanzhi2

（1.School of Aeronautics，Northwestern Ploytechnical University，Xi’an 710072，China；2.China Aerodynamics Research and Development Center，Mianyang Sichuan 621000，China）

Gust response test apparatus are investigate to satisfy the need of gust response test for a full aircraft model in CARDC FL－13wind tunnel.The apparatus requirements for a large transporter gust response test is confirmed based on CFD simulations.Mechanism design is determined through some introductory tests and the comparison of overall scheme.The detailing problems，such as resonance vibration，difficulty of stiffness enhancement，limitation of installation space and so on，are solved by means of dynamic analysis，structure design and finite element analysis，mode analysis and fatigue analysis.The Debugging test and the examining of gust flow field qualities show that：gust response test apparatus developed hence can generate sinusoidal gust wind with the speed of 40m／s in FL－13wind tunnel.The maximum speed amplitude of gust in the center of model can reach up to 9m／s.The successful simulation of gust flow field indicates the ability of gust response test for high－aspect－ratio aircraft in FL－13wind tunnel.

low speed wind tunnel；gust response；gust generators；wind tunnel test；test technique

V211.7

Adoi：10.7638／kqdlxxb－2015.0134

0258－1825（2016）01－0040－07

2015－07－23；

2015－10－15

金華＊（1973－），男，重慶人，副研究員，研究方向：低速空氣動力學，E－mail：jh80103440＠sohu.com

金華，王輝，張海酉，等.FL－13風洞突風發生裝置研究［J］.空氣動力學學報，2016，34（1）：40－46.

10.7638／kqdlxxb－2015.0126 Jin H，Wang H，Zhang H Y，et al.Investigation on gust response test apparatus in FL－13wind tunnel［J］.Acta Aerodynamic Sinica，2016，34（1）：40－46.