大迎角细长体侧向力的比例控制

介绍了一种新的大迎角细长旋成体侧向力的比例控制技术。通过在细长旋成体头部施加非定常小扰动,可以对细长旋成体非对称背涡的非对称程度进行比例控制。风洞试验研究结果表明,该控制方法能以很小的能量输入将大小和方向随机变化的侧向力加以精确控制;不仅可以控制侧向力的方向,也可以连续改变侧向力的大小,使其变成有利于飞行控制的气动力和力矩,达到变不利为有利的目的。

前体边条控制技术应用

采用各种不同形状和安装位置的前体边条对前体涡进行控制，研究各种前体边条对全机大迎角气动特性的影响。

极小展弦比翼身组合体大攻角气动特性研究

极小展弦比翼身组合体在大攻角飞行时会形成非对称涡,产生很大的侧向力。为减小侧向力,研究了前体小翼对极小展弦比翼身组合体气动特性的影响。采用有限体积法对极小展弦比翼身组合体流场进行了数值模拟。对比了有无前体小翼翼身组合体气动参数随攻角变化趋势以及空间流场结果,重点分析了前体小翼对侧向力的影响。结果表明,前体小翼的存在可以显著降低全弹的侧向力,并且对全弹的零阻和法向力影响很小。

前体非对称涡流动临界雷诺数效应及分区特性

通过模型表面测压和油流显示,对旋成体于50°迎角在临界雷诺数区域（0.13×10^6~0.81×10^6）的压力分布和侧向力特性随雷诺数变化的演化规律进行了研究,结果表明,随着Re数从亚临界增加至临界区域,模型表面的低位涡侧首先出现层流分离气泡成为转捩分离（Tr）,而高位涡侧仍处于亚临界层流分离（L）,非对称更为显著,侧向力较亚临界区有所增加;随着雷诺数进一步增加,高位涡侧才成为转捩分离,此时非对称流动逐渐演变成对称流动,压力分布呈对称的平台状,侧向力明显减小,因此,通过流动分离前的压力恢复值作为判则,根据旋成体两侧边界层分别处于L/Tr和Tr/Tr状态,可将临界雷诺数区域划分为临界起始发展区和临界区。最后据此判则讨论了旋成体绕流沿轴向多种流态共存的现象。

一个非常规前体机身的流动显示研究

描述了有类似Ｅｒｉｃｋｓｏｎ前体的非常规机身的初步流动显示研究结果，包括测力、表面油流和激光片光流动显示结果和用层流Ｎ－Ｓ方程进行数值模拟的结果。计算和试验的参数范围：α＝０°～５０°，β＝０°～２０°，虽然计算与试验所用的外形在后部有一些不同，但是两者在涡的位置方面显示了良好的一致性。同时研究也表明，大攻角的流动特性可以通过改变机身前体形状进行控制。通过研究还表明，这类前体在改善大攻角横侧方向安定性方面具有很大的潜力。

飞机大迎角俯仰运动下的横侧向气动特性及被动控制

在南航3m低速风洞内,利用一套两自由度动态试验机构,通过测力实验研究了某飞机模型静态和俯仰动态过程中大迎角下的横侧向气动特性,分析比较了在模型头部加上扰动片后,对横侧向气动特性产生的影响。研究结果表明,模型在静态大迎角下会产生较大的侧向力和偏航力矩,而模型的快速上仰过程则进一步加剧了模型头部流动的非对称性,在大迎角下产生较大的偏航力矩迟滞环;当在模型头部加扰动片后,不论是静态过程还是动态过程,都使得模型的侧向力和偏航力矩减小,从而改善了俯仰运动过程中大迎角下的横侧向气动特性。

高机动飞行器非指令运动及其控制的研究进展

高机动飞行器往往都是通过大攻角飞行来实现高机动科目的,在发展高机动飞行器的过程中,其非指令运动是伴随着大攻角飞行而常常出现的运动形态.为此,应在飞行器设计的早期阶段,充分研究所设计布局的大攻角流动性态及其相应的非指令运动的形态;揭示这类运动形态的主控流动;在此基础上形成和发展流动控制新技术,以达到抑制非指令运动的目的.由于大攻角前体非对称涡往往与非指令运动密切相关,为此本文首先指出前体非对称涡流动对头部微扰动十分敏感,以致长期以来让人们误认为这类流动具有不确定性.研究表明,通过设置人工微扰动可使前体非对称涡流动具有可重复性,并揭示该流动随扰动周向角变化的响应、演化规律.通过利用大、小后掠翼两类翼身组合体的典型布局形式,研究它们所呈现的摇滚运动形态,揭示其摇滚运动的不同主控流动机理,在此基础上分别发展了抑制小、大后掠翼身组合体摇滚运动的流动控制技术:快速旋转头部扰动和适当设置扰动位使翼、身的两对非对称涡处于反相.在抑制非指令运动的研究中,深入理解和揭示头部微扰动对非对称涡流动的响应、演化机理是至关重要的,应予以特别关注.

细长翼身组合体前体非对称涡特性研究

通过低速和高速风洞试验对翼身组合体的前体非对称分离涡气动特性的研究,以及对旋成体非对称涡进行了大量的资料研究,结果表明:本专题所研制的细长翼身组合体的前体在较大迎角下有多个非对称涡;迎角、旋成体的外形,尤其是头部的几何形状是细长前体出现非对称涡的关键因素。

PIV技术在前体非对称涡结构研究中的应用

介绍了北航D4风洞PIV系统的布置及具体实验方案,在此基础上实现了PIV技术在前体非对称涡流动结构研究中的应用。在迎角50°、Re=0.14×106～0.55×106时,对旋成体X/D=2和3.35截面流动结构进行研究。结果表明,随着Re数的增加截面上流动结构存在从非对称二涡向三涡发展的趋势;在亚临界区,旋涡对非对称压力分布的影响起主要作用;在临界起始发展区及临界区,边界层流动状态及其分离形态对非对称压力分布的影响起主要作用;前体非对称涡沿轴向由二涡向三涡的发展状态在临界起始发展区比亚临界区将向更上游的位置发生。

大迎角前体涡控制方法综述

大迎角下飞行器的常规舵面处于机身/弹身的尾涡中,偏航控制能力严重下降。同时,背风侧的非对称涡系导致压力非对称分布,从而诱发出一个几乎与法向力同量级的侧向力,并伴随着很大的偏航力矩。前体涡控制方法可以为细长飞行器提供所需的偏航力矩,在大迎角机动飞行领域具有广阔的应用前景。本文总结了国内外近十年发展的大迎角前体涡控制方面的新方法。其中,被动控制方法包括边界层转捩带、微鼓包、微凹坑、边条、自激振荡旗帜和涡流发生器等;主动控制方法包括等离子体激励器、单孔位微吹气、轴向吹气、合成射流激励器、非定常小摆振片和充气边条等。着重介绍了各种方法的控制效果、机理和适用范围。在这些方法中,涡流发生器、合成射流激励器、非定常小扰动片、等离子体激励器、单孔位微吹气等线性控制方法均有可能提高细长体飞行器大攻角时的机动能力,具有一定的工程应用价值。最后,对大迎角前体涡控制方法的应用前景和未来新的发展方向进行了展望。

前机身/进气道攻角特性的数值与试验研究

为研究前机身/进气道内外流场的攻角特性,对其一体化模型进行综合求解。将数值计算结果与试验数据进行对比以验证数值方法。分析了不同攻角下前机身对进气道入口气流的影响以及进气道内部流动情况,同时分析了攻角对进气道总压恢复系数和出口总压畸变指数的影响。结果表明:进气道位于机身下侧的布局能在大攻角下降低进气道入口的迎角和马赫数,有效提高飞行极限;在超声来流下,进气道在很宽泛的攻角范围内总压恢复系数都能达到0.94左右,在9°到18°攻角范围内具有较低水平的总压畸变,在此攻角范围之外,总压畸变对攻角的变化很敏感。

AC和NS等离子体激励对细长前体分离涡流场的控制

为了在更高的风速下实现圆锥前体分离涡的控制,了解AC-DBD和NS-DBD激励器的激励特性,应用交流(AC)放电和纳秒脉冲(NS)放电等离子体激励对20°顶角的圆锥-圆柱组合体圆锥段前体非对称流场进行主动流动控制实验。实验在低速开口风洞中进行,迎角45°,风速5～22m/s,流动控制方式为等离子激励器关闭、左舷或右舷等离子体激励器开启三种模式。结果表明:风速5m/s时,通过AC-DBD的左、右舷激励可控制圆锥前体的非对称流场实现镜像对称,NS-DBD则无明显作用效果;随着风速的提高,AC-DBD对非对称载荷的控制作用逐渐减小,与此同时NS-DBD的控制作用逐渐增加;风速22m/s时,NS-DBD可实现圆锥前体非对称流场的镜像对称控制,而AC-DBD则无明显作用效果;相对于AC-DBD等离子体激励,NS-DBD对于更高速度下的分离涡流场控制是有效的。

前机身对飞机大迎角气动特性的影响

通过对一些相关文献的分析,得出了前机身外形是要求具有过失速机动能力的飞机气动设计的关键这一结论,并建议在气动布局工作中加强对前机身特性研究。

圆锥前体大攻角绕流的数值计算与分析

采用层流模型、Gamma theta转捩模型和SST湍流模型对半顶角10°的圆锥前体进行大攻角绕流的数值模拟,以探究其流动特性。给出了30m/s,不同攻角下流场的总压系数、速度矢量和涡量云图。研究发现,采用Gamma theta转捩模型可较好的模拟转捩流动;攻角大于10°时出现主涡,每个主涡都有一个总压系数最小值和无量纲的轴向涡量绝对最大值,它们均位于涡核处,量值随风速和攻角而变化。

鸭翼/边条对融合体型机身大攻角气动特性影响

通过对融合体型机身进行表面测压和PIV(Particle Image Velocimetry)流动显示实验,研究了大攻角下鸭翼/边条对机身气动特性的影响规律.结果表明:加装鸭翼后攻角小于50°时机头区流动变化不大,超过50°攻角后,机头区法向力显著下降,并且随着攻角增加受影响区域向头部方向扩大;加装鸭翼致使鸭翼区截面法向力大幅增加.加装边条改善了边条区流动,边条涡对机头涡产生有利诱导,增大了边条区法向力.加装边条/鸭翼时,对机头区及鸭翼区流场的影响由鸭翼起主控作用,对边条区流场的影响由边条起主控作用.

不同截面细长体大迎角非对称流流态及侧力特性研究

无人驾驶战斗机将是未来战斗机发展的可能方向,为了隐身及其他目的,飞翼布局是一种可供选择的形式。这时机身不很细长,在大迎角下的非对称涡将不会出现多涡系,而涡破裂现象会影响机身涡的非对称性及气动特性。提出了在风洞及水洞中进行的不同截面形状的细长机身的实验结果。讨论了迎角、滚转角及截面形状对机身侧力的影响,并结合流态对实验结果进行了分析,有助于加深对这类机身气动力产生机理的了解。

尖侧缘机身布局的俯仰力矩特性及扰流板控制

针对尖侧缘机身布局在大迎角下存在的正俯仰力矩(抬头力矩)问题,通过风洞试验,首先研究了俯仰力矩的迎角分区特性及流动演化规律:线性增长区(迎角为0°～15°),俯仰力矩线性增加,全机从附着流到形成进气道前缘涡和机翼涡;非线性增长区(迎角为17.5°～32.5°),俯仰力矩非线性增加,机头涡出现,机头涡和进气道前缘涡逐渐增强,机翼涡增强后破裂;衰减区(迎角为35°～65°),俯仰力矩逐渐减小,机头涡增强后破裂,进气道前缘涡破裂发展,机翼涡完全破裂。其次,发现了机身前体是产生正俯仰力矩的主要来源,机头涡是导致大迎角下正俯仰力矩的主控流动。当迎角为40°时,前体各截面正俯仰力矩在进气道前缘处达到最大,主要是由于该处机头涡诱导产生了较强的法向力。最后,提出了大迎角机身扰流板控制技术,产生了较好的控制效果。当迎角为40°时,扰流板可使正俯仰力矩减少62%,其原因是扰流板降低了机头涡涡量及其诱导产生的法向力,减少了机身前体对正俯仰力矩的贡献。该控制技术的缺点是扰流板会带来一些升力损失和附加阻力。基于尖侧缘机身参考宽度的雷诺数为2.59×105。