后緣可變彎度翼型在跨聲速中氣動特性分析

林義彪, 馬貴春, 符文科, 王 迎

(中北大學機電工程學院, 太原 030051)

0 引言

近年來,智能可變形飛機已成為國內外研究的熱點,在飛機飛行的過程中,改變飛機的氣動外形,使飛機在各種環境下飛行都能保持最佳的氣動性能[1]。由于機翼前后緣的偏轉對機翼飛行氣動特性影響最大,因此,在機翼前后緣有目的做到無縫光滑連續改變機翼前后緣彎度,能夠很好提高飛機的飛行性能[2-4]。

早在1994年,密歇根大學Kota[5]教授在實現機翼前后緣變形研究中首次運用了柔性機構的設計思想,通過柔性機構驅動器來實現機翼前后緣彎度的改變。后又提出“順從機構”概念[6],即利用單點驅動各個金屬組成單元彈性變形使前、后緣發生連續無縫偏轉變形。東京大學Yokozeki和Sugiur[7-8]設計出瓦楞結構的后緣連續無縫變形機翼,并進行氣動分析,得出連續無縫變彎度翼型有更好的氣動性能。Nguyen等人設計一種高升力連續可變彎度后緣翼襟[9],并進行風洞試驗,得出該后緣翼襟能夠為運輸機提供高升力性能。

在國內,西北工業大學的楊智春教授對柔性后緣自適應機翼進行了概念設計[10-11],提出了以曲線逼近原理為基礎,對可變后緣彎度轉軸點布局進行優化翼肋機構的設計方法,得出圓弧型柔性后緣是最佳的方案。中國航天空氣動力技術研究院陳錢[12-13]等對可連續光滑偏轉后緣的變彎度翼型進行氣動特性分析及實驗研究,得出可連續光滑偏轉后緣的變彎度翼型的流場分離特性和氣動性能優于傳統主翼——簡單襟翼翼型。

目前國內外對后緣可變彎度研究主要放在設計優化方面,或低速狀態下氣動特性研究。文中在跨聲速狀態下,對后緣可變彎度不同彎度翼型進行氣動特性分析,對可變彎度機翼應用到實際飛行中具有一定的參考價值和實際應用價值。

1 跨聲速翼型氣動特性理論分析

當來流馬赫數大于臨界馬赫數(Ma∞>Macr),翼型表面上將出現局部超音速區和激波,這就變為跨聲速流動。由于在跨音速中包含局部激波,且其流動是混合型的,就使得跨音速流動較亞音速流和超音速流要復雜得多,給理論分析和實驗研究帶來較大的困難。

由等熵流壓強公式可得翼型表面某點Ma、p與來流Ma∞、p∞之比[14],即:

(1)

當p=pcr時,有Ma=1,Ma∞=Macr,由此得到臨界壓強系Cpcr數[14]為:

(2)

此為等熵流動中臨界壓強系數Cpcr與臨界馬赫數Macr的關系式。實際計算時,是按翼型最低壓力點的壓強系數求得,可按卡門錢學森公式求出[14],即:

(3)

在跨音速中,超臨界翼型能夠很好的提高飛機飛行的臨界馬赫數和阻力發散馬赫數,提高飛機的高亞聲速巡航速度。文中以超臨界翼型DFVLR R-4為基礎,進行后緣彎度連續變化得到不同后緣彎度翼型,并通過對其進行跨聲速下氣動力數值研究,通過翼型數值計算及壓力圖,分析其在跨聲速的升阻特性以及抖動特性分析。

2 基于超臨界翼型后緣可變彎度模型和與數值計算方法

2.1 臨界翼型后緣可變彎度模型

NASA對VCCTEF進行了初步優化設計,得出用后緣中弧線作為拋物線軌跡變彎度的布局在改善巡航升阻比和壓力分布方面是最優的[15]。以基本超臨界翼型DFVLR R-4翼型為基本翼型,在后緣為30%弦長,向下分別偏轉1°、2°、3°,得到3種可偏轉翼型。圖1中BA為DFVLR R-4翼型,Va-1為后緣向下偏轉1°,Va-2為后緣向下偏轉2°,Va-3為后緣向下偏轉3°。

圖1 超臨界翼型后緣變彎度示意圖

2.2 數值計算方法

對翼型后緣彎度變化結構進行分析,并依據求解雷諾平均Navier-Stokes(RANS)方程的CFD計算,本實驗采用C-H結構網格,對面壁邊界進行網格加密,網格如圖2所示。通過有限體積法離散差分方程,湍流模型采用Spalart-Allmaras(S-A)模型,二階迎風離散格式。

圖2 翼型變彎度的CFD網格模型

3 數值分析

3.1 可變翼型變彎度升阻特性分析

對超臨界翼型后緣可變彎度在跨聲速中氣動特性分析,首先要確定4種翼型的臨界馬赫數。圖3是攻角為0°時基本翼型與3種變彎度翼型的臨界馬赫數變換趨勢。從圖3知基本翼型臨界馬赫數為0.686。Va-1翼型的臨界馬赫數為0.665,降低0.021個馬赫數;Va-2翼型臨界馬赫數為0.642,降低了0.044個馬赫數;Va-3臨界馬赫數為0.625,降低了0.061個馬赫數。由此可知超臨界翼型后緣彎度少量舵偏,就會降低翼型的臨界馬赫數,這對提高飛行器在跨聲速中的巡航馬赫數是不利的。

圖3 翼型變彎度的臨界馬赫數

圖4為4種翼型的升力系數隨著來流馬赫數增加的分布趨勢。由圖可知升力系數隨著來流馬赫數的增加呈現上升趨勢,當來流馬赫數繼續增大時升力系數急劇下降,這是由于激波失速引起的。隨著后緣彎度變化的增加,引起激波失速的來流馬赫數提前;在來流馬赫數相同情況下,隨著后緣彎度系數的增加,升力系數提高。該翼型與某遠程寬體客機機翼翼型相似,根據三維機翼巡航馬赫數,按照后掠翼理論三維轉換為二維后,得到該超臨界翼型的設計馬赫數為0.721。在來流馬赫數為0.721Ma,Va-1翼型升力系數提高了21.12%,Va-2翼型升力系數提高了39.43%,Va-3翼型升力系數提高了47.74%,但Va-3翼型在0.711Ma已達到激波失速,在0.721Ma雖然升力系數大大提高,但翼型抖動性增加,不利于機翼在跨聲速中的飛行。

圖4 不同后緣彎度翼型的升力系數分布

結合4種翼型的壓力分布圖來分析后緣可變彎度的升阻特性,如圖5為4種翼型的壓力系數分布,可以看出,當來流馬赫數Ma∞>Macr,隨著后緣彎度增加,翼型壓力系數增大,其相應阻力系數增加;下表面壓力系數圍成的面積增加,此時表現為可變形機翼后緣彎度增加其升力系數增加。

當來流馬赫數Ma∞=0.681,Va-3翼型較Va-2翼型激波前移,Va-2較Va-1翼型激波前移(Ma∞=0.681未達到BA翼型的臨界馬赫數)。來流馬赫數Ma∞=0.701,Va-3翼型較Va-2翼型激波后移,且強度增大,翼型上表面壓力系數出現抖動,其表現為阻力系數開始增大,升阻比開始下降;而Va-2翼型較Va-1翼型激波前移,Va-2較BA翼型激波前移。來流馬赫數Ma∞=0.721,Va-3翼型較Va-2翼型激波后移,Va-2翼型較Va-1翼型激波后移且強度增加,Va-2較BA翼型激波前移,升阻特性變化趨勢與上相同。來流馬赫數Ma∞=0.741,隨著后緣彎度的增加,其激波后移,激波強度增加,升阻比已開始下降。

圖5 不同后緣彎度翼型的壓力系數分布

由此得出,在一定的來流馬赫數范圍內(Macr

如圖6為阻力系數隨著來流馬赫數的變化情況,由圖可知在臨界馬赫數之前(Ma∞Macr),阻力系數開始增加,由后緣彎度變化對阻力系數的影響趨勢可以看到阻力發散特性的變化,其影響趨勢與圖5所示4種翼型壓力系數分布是相對應的。由圖5可知當來流馬赫數Ma∞=0.741,超臨界翼型隨著后緣彎度的增加,其激波后移,且激波強度增加,其阻力發散馬赫數提前,阻力發散馬赫數變差。

圖6 不同翼型后緣彎度下的阻力系數分布

如圖7為4種翼型的升阻比隨來流馬赫數增加變化情況,其影響趨勢與可以由圖5所示4種翼型相應的壓力系數分布圖來解釋。來流馬赫數M∞達到二維翼型的設計馬赫數0.721時,Va-1翼型升阻比提高9.2%,Va-2翼型升阻比提高5.4%,Va-3翼型升阻比減少5.3%。根據圖6所示4種翼型的壓力系數分布在Ma∞=0.721,Va-2翼型與Va-3翼型其激波強度大大提高,且后移,翼型抖動性提高,不利于在Ma∞=0.721時巡航;Va-1激波增強不大,且前移,對機翼抖動性影響不大。由此可知,二維翼形的設計馬赫數為0.721Ma,后緣可變彎度在1°之內,對機翼的跨聲速飛行是有利的。

圖7 不同后緣彎度翼型的升阻比分布

3.2 可變后緣彎度的失速迎角特性分析

在二維翼型設計馬赫數為0.721Ma,即來流馬赫數Ma∞=0.721,4種翼型的其他條件相同。圖8為4種翼型的升力系數隨攻角的變化分布情況,由圖可知隨著翼型后緣彎度的增加,在相同攻角下其升力系數增加,隨著攻角增加最大升力系數增加,隨著升力系數增加引起的高速抖振特性得到改善。升力系數分布與圖9在來流馬赫數Ma∞=0.721,攻角α=3.7°,4種翼型的壓力系數分布圖知,4種翼型達到失速迎角后,隨著翼型后緣彎度的增加,翼型上表面激波前移,使超臨界翼型表面抖動性能得到改善。

圖8 Ma=0.721可變后緣彎度翼型在不同攻角下的升力系數分布

圖9 Ma=0.721,α=3.7°不同后緣彎度翼型的壓力系數分布

4 結論

通過對超臨界翼型后緣可變彎度在跨聲速中氣動特性進行數值分析,得出以下結論:

1)隨著超臨界翼型后緣彎度增加,其臨界馬赫數增加,引起激波失速的來流馬赫數提前,且阻力發散特性變差,不利于飛機在跨聲速中飛行。

2)在相同來流馬赫數情況下,隨著后緣彎度的增加,其升力系數得到大大提升;翼型變化量在1°時,在跨聲速中的氣動特性較好,翼型升力系數提高了21.12%,并阻比提高9.2%。

3)在來流馬赫數數Ma∞=0.721,

隨著翼型后緣

彎度的增加,在相同攻角下其升力系數提高,最大升力系數提高,具有較好的失速迎角特性,抖動性能得到改善。

參考文獻:

[1] RODRIGUEZ A R. Morphing aircraft technology survey:AIAA 2007-1258 [R]. Reston: AIAA, 2007: 1-15.

[2] STANEWSKY E. Aerodynamic benefits of adaptive wing technology [J]. Aerospace Science Technology, 2000, 4(7): 439-452.

[3] STANEWSKY E. Adaptive wing and flow control technology [J]. Progress in Aerospace Sciences, 2001, 37(7): 583-667.

[4] SPILLMAN J J. The use of variable camber to reduce drag, weight and costs of transport aircraft [J]. Aeronautical Journal, 1982,96(95): 1-9.

[5] KOTA S. Shape control of adaptive structures using compliant mechanism: ADA 376 131[R]. Ann Arbor: Department of Mechanical Engineering and Applied Mechanicas, 2000:1-25.

[6] LU Kerr-Jia, KOTA S. Design of compliant mechanisms for morphing structural shapes [J]. Journal of Intelligent Material Systems and Structures, 2003, 14(6): 379-391.

[7] YOKOZEKI T, SUGIUR A，HIRANO Y. Development of variable camber morphing airfoil using corrugated structure [J]. Journal of Aircraft, 2014, 51(3): 1023-1029.

[8] YOKOZEKI T, SUGIUR A，HIRANO Y. Development and wing tunnel test of variable camber morphing wing [C]∥AIAA SciTech. 22nd AIAA/ASME/AHS Adaptive Structures Conference. Reston: AIAA, 2014: 1-13.

[9] NGUYEN Nhan T, PRECUP Nathan, LIVNE Eli, et al. Wind tunnel investigation of a flexible wing high-lift configuration with a variable camber continuous trailing edge flap design[C]// AIAA AVIATION. 33rd AIAA Applied Aerodnanics Conference. Reston: AIAA 2015:1-30.

[10] 楊智春, 解江. 柔性后緣自適應機翼的概念設計 [J]. 航空學報, 2009, 30(6): 1028-1034.

[11] 楊智春, 黨會學, 解江. 基于動網格技術的柔性后緣自適應機翼氣動特性分析 [J]. 應用力學學報, 2009, 27(3): 548-553.

[12] 陳錢, 白鵬, 尹維龍, 等. 可連續光滑偏轉后緣的變彎度翼型氣動特性分析 [J]. 空氣動力學學報, 2010, 28(1): 46-53.

[13] 陳錢, 白鵬, 尹維龍, 等. 變彎度翼型特性數值與實驗研究 [C]∥第二屆近代實驗空氣動力學會議論文集北京: 原子能出版社, 2009: 64-70.

[15] KAUL U K, NGUYEN N T. Drag optimization study of variable camber continuous trailing edge flap using overflow [C]∥AIAA AVIATION. 32nd AIAA Applied Aerodynamics Conference. Reston: AIAA, 2014:1-15.