FL-11風(fēng)洞旋翼翼型俯仰/沉浮動(dòng)態(tài)試驗(yàn)裝置的研制

康洪銘，唐 領(lǐng)，孔 鵬，李國(guó)強(qiáng)，張衛(wèi)國(guó)

中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心，四川 綿陽(yáng) 621000

0 引 言

直升機(jī)旋翼在旋轉(zhuǎn)和前進(jìn)過(guò)程中處于揮舞、擺振、變距等耦合運(yùn)動(dòng)之中，所處的氣動(dòng)環(huán)境非常復(fù)雜，可能會(huì)出現(xiàn)動(dòng)態(tài)失速等非定常氣動(dòng)現(xiàn)象，進(jìn)而對(duì)直升機(jī)的承載能力、飛行速度和機(jī)動(dòng)性能產(chǎn)生不利影響[1-2]。深入了解旋翼翼型動(dòng)態(tài)失速特性有利于提高旋翼性能、更精確地預(yù)測(cè)旋翼氣動(dòng)力和開(kāi)展旋翼設(shè)計(jì)與失速顫振計(jì)算[3-5]。目前風(fēng)洞試驗(yàn)依舊是探索旋翼翼型動(dòng)態(tài)失速現(xiàn)象和機(jī)理的重要手段[6]，因此，建立和完善旋翼翼型動(dòng)態(tài)風(fēng)洞試驗(yàn)技術(shù)，開(kāi)展動(dòng)態(tài)失速特性研究，將對(duì)提升我國(guó)直升機(jī)自主設(shè)計(jì)能力、推進(jìn)軍用和民用直升機(jī)研發(fā)提供重要支撐。

旋翼翼型動(dòng)態(tài)失速問(wèn)題一直是行業(yè)內(nèi)研究的熱點(diǎn)問(wèn)題，國(guó)外在試驗(yàn)裝置和技術(shù)研究方面已開(kāi)展了大量工作[7-13]，并借助風(fēng)洞試驗(yàn)完成了一系列高性能旋翼翼型的研發(fā)。國(guó)內(nèi)也開(kāi)展了一些工作，南京航空航天大學(xué)在1 m低速開(kāi)口風(fēng)洞研制了兩自由度電控液壓動(dòng)態(tài)試驗(yàn)臺(tái)[14]，俯仰和沉浮運(yùn)動(dòng)都采用液壓驅(qū)動(dòng)和伺服閥控制的擺動(dòng)油缸和直線(xiàn)油缸，俯仰振蕩最高頻率為4 Hz，角度運(yùn)行范圍±60°，沉浮振蕩最高頻率為2 Hz，位移運(yùn)行范圍±125 mm。該裝置振蕩頻率不高，難以兼顧馬赫數(shù)和折算頻率的要求，同時(shí)液壓系統(tǒng)存在油泄漏、溫度變化、換向沖擊、精度偏低等不足。西北工業(yè)大學(xué)翼型研究中心在NF-3低速風(fēng)洞研制了兩自由度動(dòng)態(tài)試驗(yàn)裝置[15]，沉浮運(yùn)動(dòng)采用T型連桿機(jī)構(gòu)，俯仰運(yùn)動(dòng)采用上下兩端直驅(qū)電機(jī)同步驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)，俯仰振蕩最高頻率為5 Hz、最大振幅為15°，沉浮振蕩最高頻率為3 Hz、最大振幅為100 mm，角度和位移精度分別為6′和2 mm。該裝置采用了連桿機(jī)構(gòu)，存在傳動(dòng)環(huán)節(jié)多、磨損大、噪音高、沉浮振幅不能無(wú)級(jí)調(diào)節(jié)等不足。總體來(lái)看，目前國(guó)內(nèi)的試驗(yàn)?zāi)芰Σ荒芡耆珴M(mǎn)足旋翼翼型高載荷和高動(dòng)態(tài)等試驗(yàn)需求，難以深入開(kāi)展動(dòng)態(tài)失速研究，獲得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)不能全面支撐旋翼翼型的設(shè)計(jì)和評(píng)估。

針對(duì)現(xiàn)有研究的不足，本文作者在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心（CARDC）FL-11風(fēng)洞上研制了一套兩自由度動(dòng)態(tài)試驗(yàn)裝置，采用兩臺(tái)伺服電機(jī)和兩臺(tái)直線(xiàn)電機(jī)同步驅(qū)動(dòng)分別實(shí)現(xiàn)翼型俯仰和沉浮運(yùn)動(dòng)，利用多電機(jī)同步控制技術(shù)提高控制精度。試驗(yàn)證明該套裝置在振蕩頻率、振幅和精度等性能指標(biāo)上都有所提高，能夠?qū)崿F(xiàn)振幅和頻率的無(wú)級(jí)調(diào)節(jié)，同時(shí)試驗(yàn)風(fēng)速能更接近真實(shí)直升機(jī)的飛行速度。

1 主要技術(shù)指標(biāo)與總體方案

1.1 主要技術(shù)指標(biāo)

為滿(mǎn)足我國(guó)未來(lái)研究高速、高載荷和高機(jī)動(dòng)直升機(jī)旋翼翼型動(dòng)態(tài)失速問(wèn)題的試驗(yàn)需求，研制的俯仰/沉浮兩自由度試驗(yàn)裝置應(yīng)滿(mǎn)足以下技術(shù)指標(biāo)：1） 俯仰振蕩最大振幅為15°；2） 沉浮振蕩最大振幅為130 mm；3） 俯仰振蕩最高頻率為5 Hz；4） 沉浮振蕩最高頻率為5 Hz；5） 實(shí)現(xiàn)俯仰和沉浮振蕩運(yùn)動(dòng)；6） 實(shí)現(xiàn)俯仰/沉浮耦合運(yùn)動(dòng)且相位差可調(diào)；7） 最大試驗(yàn)風(fēng)速為68 m/s。

1.2 總體方案

旋翼翼型動(dòng)態(tài)試驗(yàn)裝置的三維模型如圖1所示。該裝置主要包括沉浮運(yùn)動(dòng)模塊、俯仰運(yùn)動(dòng)模塊、機(jī)械支撐框架和旋翼翼型模型。俯仰運(yùn)動(dòng)模塊由伺服電機(jī)、行星減速器、運(yùn)動(dòng)基座等構(gòu)成，用于實(shí)現(xiàn)模型俯仰運(yùn)動(dòng)。沉浮運(yùn)動(dòng)模塊由直線(xiàn)電機(jī)、光柵尺、導(dǎo)軌滑塊、直線(xiàn)制動(dòng)器和緩沖器等構(gòu)成，用于實(shí)現(xiàn)模型沉浮運(yùn)動(dòng)。俯仰運(yùn)動(dòng)模塊安裝在沉浮運(yùn)動(dòng)模塊上，可隨沉浮運(yùn)動(dòng)模塊一起上下運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)模型俯仰/沉浮耦合運(yùn)動(dòng)。沉浮運(yùn)動(dòng)模塊安裝在機(jī)械支撐框架上，機(jī)械支撐框架固連在與地基相連的支撐轉(zhuǎn)盤(pán)上。整套裝置與風(fēng)洞試驗(yàn)段之間沒(méi)有接觸，可避免吹風(fēng)過(guò)程中試驗(yàn)段振動(dòng)對(duì)裝置產(chǎn)生影響。旋翼翼型模型采用橫跨式安裝，通過(guò)兩端天平與俯仰運(yùn)動(dòng)輸出軸連接，模型內(nèi)部布置動(dòng)態(tài)壓力傳感器，可以同時(shí)進(jìn)行氣動(dòng)力和壓力測(cè)量。

圖1 動(dòng)態(tài)試驗(yàn)裝置三維圖Fig.1 Three-dimensional diagram of dynamics test equipment

2 關(guān)鍵技術(shù)

2.1 俯仰、沉浮運(yùn)動(dòng)模塊設(shè)計(jì)

俯仰、沉浮運(yùn)動(dòng)模塊的三維模型如圖2所示。俯仰運(yùn)動(dòng)模塊通過(guò)高動(dòng)態(tài)伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)減速器實(shí)現(xiàn)軸的旋轉(zhuǎn)振蕩，電機(jī)通過(guò)減速器固定在運(yùn)動(dòng)基座上。運(yùn)動(dòng)基座既是俯仰運(yùn)動(dòng)模塊的安裝基礎(chǔ)，又與直線(xiàn)電機(jī)的初級(jí)相連，作為沉浮運(yùn)動(dòng)模塊的運(yùn)動(dòng)部件。沉浮運(yùn)動(dòng)會(huì)受限于直線(xiàn)電機(jī)的驅(qū)動(dòng)能力，因?yàn)樵O(shè)計(jì)和制造大功率、大推力和高動(dòng)態(tài)的直線(xiàn)電機(jī)難度大，所以俯仰運(yùn)動(dòng)模塊應(yīng)選擇動(dòng)態(tài)響應(yīng)快、功率密度大的伺服電機(jī)和扭矩密度高、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量小的減速器，并在保證剛度和強(qiáng)度的前提下，盡可能地優(yōu)化運(yùn)動(dòng)模塊結(jié)構(gòu)并減輕其重量。

圖2 俯仰/沉浮運(yùn)動(dòng)模塊三維圖Fig.2 Three-dimensional diagram of pitching/plunging motion module

為保護(hù)設(shè)備和人員安全，除在直線(xiàn)電機(jī)兩端安裝緩沖器以外，還采用直線(xiàn)導(dǎo)軌氣壓式制動(dòng)器來(lái)實(shí)現(xiàn)制動(dòng)抱閘，當(dāng)直線(xiàn)電機(jī)在高速運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)故障或需要緊急停止時(shí)，既可以防止出現(xiàn)“飛車(chē)失控”，也可以防止運(yùn)動(dòng)模塊在斷電時(shí)滑落。

2.2 有限元分析

機(jī)械支撐框架和運(yùn)動(dòng)基座是試驗(yàn)裝置的主要承重部件，為驗(yàn)證這兩個(gè)部件的剛度和強(qiáng)度是否滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求，對(duì)其進(jìn)行有限元分析。首先建立有限元模型，為提高仿真效率，對(duì)原始結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，去除部分倒角、螺栓槽、焊點(diǎn)等對(duì)分析結(jié)果影響較小的結(jié)構(gòu)；然后采用基于曲面的四面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)材料屬性和邊界條件進(jìn)行定義；最后，開(kāi)展有限元靜力學(xué)分析和模態(tài)分析。

機(jī)械支撐框架材料為Q235A，運(yùn)動(dòng)基座材料為7075-T651，其屈服極限分別為282.69和505.00 MPa。由圖3和4可知，機(jī)械支撐框架的最大應(yīng)力為27.08 MPa，最小安全系數(shù)為10.44；運(yùn)動(dòng)基座的最大應(yīng)力為117.77 MPa，最小安全系數(shù)為4.29，因此該裝置的強(qiáng)度滿(mǎn)足使用要求。

圖3 機(jī)械支撐框架的應(yīng)力云圖Fig.3 Nephogram of the mechanical frame stress

由圖5和6可知，機(jī)械支撐框架的最大位移ΔL為0.14 mm。機(jī)械支撐框架長(zhǎng)度L為4000 mm，則其撓度ΔL/L小于1/10000。運(yùn)動(dòng)基座的最大位移為0.20 mm，低于直線(xiàn)電機(jī)初級(jí)和次級(jí)空隙的允許容差0.3 mm，因此該裝置的剛度也滿(mǎn)足使用要求。

圖4 運(yùn)動(dòng)基座的應(yīng)力云圖Fig.4 Nephogram of the moving base stress

圖5 機(jī)械支撐框架的位移云圖Fig.5 Nephogram of the mechanical frame displacement

圖6 運(yùn)動(dòng)基座的位移云圖Fig.6 Nephogram of the moving base displacement

由于網(wǎng)格數(shù)量較大，采用LANCZOS方法進(jìn)行模態(tài)分析。提取前五階的固有頻率，結(jié)果如表1所示。該試驗(yàn)裝置機(jī)械支撐框架和運(yùn)動(dòng)基座的第一階固有頻率分別為20.28和948.12 Hz，均遠(yuǎn)離最高工作頻率5 Hz，由此可避免試驗(yàn)裝置運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)共振現(xiàn)象。

表1 前五階固有頻率Table 1 The first five order inherent frequencies

2.3 控制系統(tǒng)

控制系統(tǒng)主要由上位機(jī)、運(yùn)動(dòng)控制中心、多軸驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)、高動(dòng)態(tài)直線(xiàn)電機(jī)和伺服電機(jī)、高精度編碼器和光柵尺等組成（見(jiàn)圖7）。其中，運(yùn)動(dòng)控制中心采用高性能運(yùn)動(dòng)控制器SIMOTION D445，并利用SCOUT軟件進(jìn)行余弦軌跡規(guī)劃，實(shí)現(xiàn)兩臺(tái)俯仰伺服電機(jī)和兩臺(tái)沉浮直線(xiàn)電機(jī)的多軸同步振蕩運(yùn)動(dòng)。驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)采用集V/F、矢量控制及伺服控制于一體的多軸驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)SINAMICS S120，各模塊間通過(guò)高速驅(qū)動(dòng)接口DRIVE-CLIQ連接。為實(shí)現(xiàn)外圍的邏輯控制和信號(hào)反饋，控制系統(tǒng)采用PLC300擴(kuò)展模塊，并通過(guò)PROFIBUS DP與運(yùn)動(dòng)控制器通訊。

圖7 控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.7 Control system structure diagram

經(jīng)過(guò)反復(fù)迭代計(jì)算和校核，伺服電機(jī)選用西門(mén)子高動(dòng)態(tài)型1FT7067，減速器選用紐卡特精密行星減速器PLN115（減速比為32），直線(xiàn)電機(jī)選用西門(mén)子推力最大的1FN3900。為滿(mǎn)足控制系統(tǒng)高精度的要求，角度和位移測(cè)量元件分別選用24位多圈絕對(duì)值編碼器和精度為±5 μm的海德漢光柵尺LC195S，并將信號(hào)實(shí)時(shí)反饋給S120系統(tǒng)。同時(shí)，為滿(mǎn)足裝置高速、高頻振蕩運(yùn)動(dòng)的要求，控制系統(tǒng)的動(dòng)力線(xiàn)和信號(hào)線(xiàn)均選用IGUS高柔性電纜，氣壓式制動(dòng)器所需的氣管和電機(jī)冷卻水管均采用PU高壓軟管，并布置在豎直安裝的IGUS拖鏈內(nèi)。

2.4 同步控制

由于兩端驅(qū)動(dòng)電機(jī)與模型是剛性連接，與機(jī)床的龍門(mén)框運(yùn)動(dòng)相似，角度和位移要求精確同步，因此該試驗(yàn)裝置采用龍門(mén)軸同步控制技術(shù)。在龍門(mén)軸結(jié)構(gòu)中，所有軸部件各自獨(dú)立配置了位置環(huán)，從動(dòng)軸的位置給定由主動(dòng)軸決定。系統(tǒng)隨時(shí)監(jiān)控位置偏差，當(dāng)超過(guò)設(shè)定值后，會(huì)產(chǎn)生相應(yīng)的報(bào)警或急停指令。此外，龍門(mén)軸同步控制技術(shù)能實(shí)現(xiàn)機(jī)械上的剛性連接，使工作中的龍門(mén)軸組處于同步激活狀態(tài)，能同步執(zhí)行所有運(yùn)動(dòng)指令，且具有參考點(diǎn)返回和補(bǔ)償功能。

為進(jìn)一步提高龍門(mén)軸的同步精度，控制系統(tǒng)采用龍門(mén)軸鎖定增益的補(bǔ)償算法（見(jiàn)圖8）。將龍門(mén)軸組的軸1和軸2設(shè)為鎖定狀態(tài)時(shí)，兩軸的主設(shè)定點(diǎn)相同，即兩軸得到完全相同的指令，每個(gè)軸均根據(jù)當(dāng)前位置、齒輪間隙以及凸輪間隙生成當(dāng)前設(shè)定點(diǎn)的第二設(shè)定點(diǎn)。為有效降低兩軸在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中的位置偏差，通過(guò)反饋的實(shí)時(shí)偏差并采用鎖定增益的算法進(jìn)行補(bǔ)償。若偏差超過(guò)限定值，則直接發(fā)出停機(jī)指令，防止偏差進(jìn)一步擴(kuò)大，避免機(jī)構(gòu)扭曲變形造成設(shè)備損壞。

圖8 龍門(mén)軸鎖定增益的補(bǔ)償算法Fig.8 Gain compensation algorithm based on gantry axis

為實(shí)現(xiàn)俯仰和沉浮振蕩運(yùn)動(dòng)，采用基于主從軸同步運(yùn)動(dòng)的電子凸輪技術(shù)，利用構(gòu)造的凸輪曲線(xiàn)來(lái)模擬機(jī)械凸輪，實(shí)現(xiàn)凸輪從軸與主軸之間相對(duì)運(yùn)動(dòng)，以達(dá)到機(jī)械凸輪系統(tǒng)相同的往復(fù)運(yùn)動(dòng)目的。本系統(tǒng)將時(shí)間作為虛擬主軸，將兩臺(tái)伺服電機(jī)和兩臺(tái)直線(xiàn)電機(jī)分別建立同步組并作為凸輪從軸，按照余弦路徑規(guī)劃凸輪曲線(xiàn)，建立同步組與時(shí)間的位置關(guān)系。通過(guò)對(duì)時(shí)間的參數(shù)配置可實(shí)現(xiàn)對(duì)頻率的無(wú)級(jí)調(diào)節(jié)，通過(guò)對(duì)位置的參數(shù)配置可實(shí)現(xiàn)對(duì)振幅的無(wú)級(jí)調(diào)節(jié)。

為實(shí)現(xiàn)俯仰/沉浮耦合運(yùn)動(dòng)，首先在建立的兩個(gè)同步組基礎(chǔ)上再定義主動(dòng)和從動(dòng)對(duì)象，并配置兩個(gè)對(duì)象的相位差，然后組成新的同步組耦合對(duì)象，最后在虛擬主軸的引導(dǎo)下，實(shí)現(xiàn)俯仰/沉浮耦合運(yùn)動(dòng)。耦合運(yùn)動(dòng)均按照相同頻率f運(yùn)行，設(shè)定從正的最大角度和最大位移開(kāi)始運(yùn)動(dòng)，并通過(guò)相位差ψ和對(duì)應(yīng)的振蕩頻率計(jì)算出俯仰和沉浮運(yùn)動(dòng)的間隔時(shí)間t=ψ/2πf。當(dāng)耦合運(yùn)動(dòng)開(kāi)始時(shí)，沉浮運(yùn)動(dòng)先執(zhí)行，俯仰運(yùn)動(dòng)則延時(shí)t后再執(zhí)行，即俯仰運(yùn)動(dòng)滯后于沉浮運(yùn)動(dòng)t×f倍的周期，因此可通過(guò)改變相位差ψ的值來(lái)實(shí)現(xiàn)相位差的無(wú)級(jí)調(diào)節(jié)。

3 性能測(cè)試

3.1 運(yùn)動(dòng)指標(biāo)測(cè)試

為保障設(shè)備安全，防止過(guò)載發(fā)生意外，該試驗(yàn)裝置均在小于電機(jī)額定電流前提下進(jìn)行測(cè)試，并設(shè)置過(guò)電流保護(hù)，同時(shí)要求同步運(yùn)行的電機(jī)電流偏差應(yīng)控制在10%的范圍內(nèi)，否則就需要優(yōu)化控制參數(shù)。兩臺(tái)伺服電機(jī)和兩臺(tái)直線(xiàn)電機(jī)的運(yùn)動(dòng)振幅、頻率、電流以及同步誤差均采用西門(mén)子SCOUT軟件的Trace工具進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量和監(jiān)控。俯仰和沉浮振蕩運(yùn)動(dòng)均在風(fēng)速68 m/s的試驗(yàn)條件下測(cè)試，同時(shí)在保證設(shè)備穩(wěn)定運(yùn)行的前提下，俯仰和沉浮運(yùn)動(dòng)模塊均能達(dá)到最大振幅或最高頻率的運(yùn)動(dòng)指標(biāo)。隨著振幅和頻率的增大，電機(jī)的電流、振幅偏差、同步誤差都會(huì)增大。

圖9給出了俯仰振蕩運(yùn)動(dòng)同時(shí)達(dá)到最大振幅15°和最高頻率5 Hz工況下兩臺(tái)伺服電機(jī)的運(yùn)行曲線(xiàn)圖（A為俯仰運(yùn)動(dòng)的振幅，α為俯仰運(yùn)動(dòng)的實(shí)際迎角，α0為俯仰運(yùn)動(dòng)的平衡迎角）。從曲線(xiàn)圖和測(cè)量數(shù)據(jù)可知，兩臺(tái)電機(jī)在運(yùn)行過(guò)程中的角度曲線(xiàn)一致性好，同步性能優(yōu)異，同步誤差最大為2.5′，振幅偏差最大為3′，頻率偏差最大為0.01 Hz。

圖9 兩臺(tái)伺服電機(jī)運(yùn)行曲線(xiàn)圖（A=15°，α0=15°，f =5 Hz）Fig.9 Two servo motors operating waveform

受限于直線(xiàn)電機(jī)的驅(qū)動(dòng)能力，沉浮振蕩運(yùn)動(dòng)不能同時(shí)滿(mǎn)足最大振幅130 mm和最高頻率5 Hz的運(yùn)行工況。當(dāng)沉浮最大振幅為130 mm時(shí)，振蕩頻率不超過(guò)2.4 Hz；當(dāng)沉浮最高頻率為5 Hz時(shí)，振蕩振幅不超過(guò)30 mm。圖10給出了這兩種工況下兩臺(tái)直線(xiàn)電機(jī)的運(yùn)行曲線(xiàn)圖（H為沉浮運(yùn)動(dòng)的振幅，h為沉浮運(yùn)動(dòng)的實(shí)際位移）。由圖可知，兩臺(tái)直線(xiàn)電機(jī)在運(yùn)行過(guò)程中的位移和電流曲線(xiàn)一致性較好，同步誤差最大為1 mm，振幅偏差最大為1 mm，頻率偏差最大為0.02 Hz。由于直線(xiàn)電機(jī)是垂直安裝，受重力加速度影響，每當(dāng)經(jīng)過(guò)平衡位置時(shí)會(huì)發(fā)生負(fù)載突變，因此電機(jī)電流會(huì)在該處出現(xiàn)較大波動(dòng)。

圖10 兩臺(tái)直線(xiàn)電機(jī)運(yùn)行曲線(xiàn)圖Fig.10 Two linear motors operating waveform

3.2 相位差測(cè)試

為保證模型俯仰角度和沉浮位移在高速運(yùn)行時(shí)與天平、壓力傳感器等弱電信號(hào)進(jìn)行嚴(yán)格的同步采集與處理，測(cè)量元件采用安裝在減速器輸出軸上的高精度GL500角位移電位計(jì)和平行于直線(xiàn)導(dǎo)軌的高精度TLH750線(xiàn)位移電位計(jì)，可直接測(cè)量電壓信號(hào)而不需要將角度和位移轉(zhuǎn)換成其他物理量。在進(jìn)行角度和位移測(cè)量前，需要對(duì)電位計(jì)進(jìn)行標(biāo)定，通過(guò)測(cè)量值擬合曲線(xiàn)并得到換算公式，角位移電位計(jì)重復(fù)精度和線(xiàn)性度能達(dá)到0.02%和0.25%，線(xiàn)位移電位計(jì)重復(fù)精度和線(xiàn)性度能達(dá)到0.01%和0.04%。

圖11給出了俯仰振幅15°、沉浮振幅130 mm、平衡迎角15°、頻率都為1 Hz的耦合振蕩運(yùn)動(dòng)條件下，相位差分別為0°、90°、180°、270°時(shí)的俯仰角度和沉浮位移相關(guān)曲線(xiàn)圖。由圖可知，相位差能夠進(jìn)行精確控制，且可實(shí)現(xiàn)相位差的無(wú)級(jí)調(diào)節(jié)。

圖11 俯仰角度和沉浮位移的相關(guān)曲線(xiàn)圖Fig.11 Correlative waveforms of pitch angle and plunge displacement

3.3 測(cè)試結(jié)果

該裝置實(shí)現(xiàn)了俯仰、沉浮以及俯仰/沉浮耦合振蕩運(yùn)動(dòng)。其中，俯仰運(yùn)動(dòng)最大振幅為15°、最高振蕩頻率為5 Hz、角度精度≤3′、同步精度≤2.5′，沉浮運(yùn)動(dòng)最大振幅為130 mm、最高振蕩頻率為5 Hz、位移精度≤1 mm、同步精度≤1 mm，且振幅、頻率和相位差無(wú)級(jí)可調(diào)，試驗(yàn)風(fēng)速能達(dá)到68 m/s。

4 應(yīng)用與結(jié)論

4.1 應(yīng)用

以CRA309翼型為試驗(yàn)對(duì)象，開(kāi)展了一期風(fēng)洞試驗(yàn)（見(jiàn)圖12）。試驗(yàn)主要是通過(guò)測(cè)量翼型表面壓力，并對(duì)壓力數(shù)據(jù)平均后積分，從而獲取翼型的升力系數(shù)和俯仰力矩系數(shù)，用以研究不同因素對(duì)動(dòng)態(tài)失速特性的影響。

圖12 動(dòng)態(tài)試驗(yàn)裝置現(xiàn)場(chǎng)安裝圖Fig.12 Site installation of dynamic test device field drawing

翼型中間段為測(cè)壓剖面，在剖面上布置40個(gè)測(cè)壓孔，利用外徑2 mm、內(nèi)徑1.6 mm的不銹鋼測(cè)壓管與測(cè)壓孔用膠粘結(jié)牢固。測(cè)壓元件均采用量程為1 psi的動(dòng)態(tài)壓力傳感器，并通過(guò)塑料軟管連接傳感器測(cè)量端和測(cè)壓管。

數(shù)據(jù)采集和處理的流程如下：

1）利用PXI數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)同步采集翼型迎角、沉浮位移和40個(gè)壓力傳感器等電壓信號(hào)，采集8個(gè)周期，每個(gè)周期采樣點(diǎn)數(shù)為256。來(lái)流總壓和靜壓的數(shù)據(jù)通過(guò)電子壓力掃描閥采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)提供。

2）扣除初讀數(shù)，去掉前后各1個(gè)周期，再將剩下的6個(gè)周期平均成1個(gè)周期數(shù)據(jù)，對(duì)其進(jìn)行六階最小二乘多項(xiàng)式擬合，最后按等相位角輸出80個(gè)點(diǎn)，形成單周期電壓數(shù)據(jù)。

3）將電壓值按照傳感器標(biāo)定系數(shù)換算成對(duì)應(yīng)的壓力值，并按式（1）計(jì)算壓力系數(shù)，可得到40個(gè)測(cè)壓點(diǎn)的壓力系數(shù)：

式中：Cpi為第i測(cè)壓點(diǎn)壓力系數(shù)；pi為第i測(cè)壓點(diǎn)靜壓；p0為來(lái)流總壓；p∞為來(lái)流靜壓。

4）按照式（2）和（3）進(jìn)行壓力積分，得到法向力系數(shù)CN和軸向力系數(shù)CA：

式中：Cpu、Cpl分別為翼型上、下表面壓力系數(shù)；Cpbe、Cpaf分別為翼型最大厚度之前、之后的壓力系數(shù)；和分別為x、y坐標(biāo)相對(duì)于弦長(zhǎng)的無(wú)量綱量；、別為翼型上、下表面最大縱坐標(biāo)相對(duì)于弦長(zhǎng)的無(wú)量綱量。

5）翼型的升力系數(shù)CL按照式（4）計(jì)算，翼型繞1/4弦點(diǎn)的俯仰力矩系數(shù)Cm按照式（5）計(jì)算。

在此給出了部分試驗(yàn)結(jié)果，其中圖13和14分別為俯仰、沉浮振蕩運(yùn)動(dòng)不同頻率對(duì)升力系數(shù)影響的試驗(yàn)曲線(xiàn)圖，圖15為耦合振蕩運(yùn)動(dòng)不同沉浮振幅對(duì)升力系數(shù)影響的試驗(yàn)曲線(xiàn)圖。

圖13 俯仰振蕩運(yùn)動(dòng)頻率影響對(duì)比試驗(yàn)曲線(xiàn)圖Fig.13 Contrast curves for the influence of pitching oscillation frequency

圖14 沉浮振蕩運(yùn)動(dòng)頻率影響對(duì)比試驗(yàn)曲線(xiàn)圖Fig.14 Contrast curves for the influence of plunging oscillation frequency

圖15 耦合振蕩運(yùn)動(dòng)沉浮振幅影響對(duì)比試驗(yàn)曲線(xiàn)圖Fig.15 Contrast curves for the influence of coupled oscillation on plunging amplitude

試驗(yàn)結(jié)果表明：在俯仰振蕩運(yùn)動(dòng)中，頻率越大，升力系數(shù)遲滯環(huán)面積就越大，最大升力系數(shù)和失速迎角也相應(yīng)增大；在沉浮振蕩運(yùn)動(dòng)中，頻率越大，同一位置處的升力系數(shù)在上浮和下沉過(guò)程中的差量就越大；在耦合振蕩中，沉浮振幅越大，對(duì)升力系數(shù)的影響會(huì)逐步加大。

4.2 結(jié)論

FL-11風(fēng)洞旋翼翼型俯仰/沉浮動(dòng)態(tài)試驗(yàn)裝置達(dá)到了設(shè)計(jì)指標(biāo)，并應(yīng)用于CRA309翼型動(dòng)態(tài)氣動(dòng)特性風(fēng)洞試驗(yàn)。該套試驗(yàn)裝置將為我國(guó)未來(lái)深入研究高性能直升機(jī)的旋翼翼型動(dòng)態(tài)失速問(wèn)題提供重要的試驗(yàn)平臺(tái)。