王運(yùn)濤，洪俊武，孟德虹

（中國空氣動力研究與發(fā)展中心 空氣動力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽 621000）

0 引 言

隨著計(jì)算機(jī)硬件技術(shù)和CFD技術(shù)本身的發(fā)展，采用基于雷諾平均NS方程（RANS）的數(shù)值模擬軟件已經(jīng)可以模擬真實(shí)飛行器的復(fù)雜外形及全機(jī)的復(fù)雜流場，包括二維高升力翼型和三維帶增升裝置的全機(jī)構(gòu)型［1］?；赗ANS方程預(yù)測巡航構(gòu)型氣動特性變化趨勢和模擬全湍流附著流動的能力已經(jīng)逐步得到飛行器設(shè)計(jì)工程師的認(rèn)可，但高升力構(gòu)型的數(shù)值模擬可信度水平依然很低，當(dāng)前的主要研究工作集中于二維多段翼型的復(fù)雜流動現(xiàn)象。為了研究高升力構(gòu)型的流動機(jī)理，提高CFD軟件的數(shù)值模擬精度，空氣動力學(xué)的試驗(yàn)工作者和CFD工作者付出了巨大的努力［2－5］。高升力構(gòu)型的數(shù)值模擬也是許多CFD可信度專題會議的主題，其中比較具有代表性的如歐洲的高升力項(xiàng)目（EUROLIFT）。

采用CFD軟件不能準(zhǔn)確地模擬高升力構(gòu)型的原因主要有以下幾個方面，第一是RANS方程采用的工程湍流模型不能很好地描述某些高升力流動的湍流機(jī)理，如前緣襟翼的流動機(jī)理。大渦模擬（LES）、RANS／LES混合方法已經(jīng)顯示了其潛在的應(yīng)用價值，但LES方法本身同樣包含模擬小尺度渦的湍流模型，而采用直接數(shù)值模擬方法（DNS）模擬飛行雷諾數(shù)的真實(shí)飛行器目前超出了計(jì)算機(jī)的模擬能力；第二是數(shù)值誤差和幾何構(gòu)型的模擬誤差同樣會導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果的誤差。對于三維高升力復(fù)雜構(gòu)型很難保證足夠的網(wǎng)格分辨率；同時氣動彈性效應(yīng)、試驗(yàn)的三維效應(yīng)、風(fēng)洞湍流度、支撐裝置的影響進(jìn)一步增加了數(shù)值模擬與試驗(yàn)對比的難度。第三是對于分離流動和失速迎角附近的流動，風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果同樣存在很高的不確定性。

本文采用自行研發(fā)的計(jì)算流體軟件TRIP（TRIsonic Platform），綜合應(yīng)用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格技術(shù)、多重網(wǎng)格技術(shù)和大規(guī)模并行計(jì)算技術(shù)，通過對梯形翼全展長襟翼高升力構(gòu)型復(fù)雜流場的數(shù)值模擬，考核了SA一方程和SST兩方程湍流模型對高升力構(gòu)型氣動特性的影響，分析了較大迎角時采用SST模型不能得到收斂的氣動特性的原因，并確認(rèn)了TRIP軟件對高升力構(gòu)型的數(shù)值模擬能力。

1 計(jì)算構(gòu)型與外形參數(shù)

梯形翼高升力構(gòu)型是為CFD工作者廣泛采用的確認(rèn)算例之一［7－8］，2010年6月，AIAA 的 第 一 屆 高升力預(yù)測研討會（HiLiftPW－1）也將選擇該構(gòu)型作為研究對象。風(fēng)洞試驗(yàn)是在1998年在NASA Ames 12英尺增壓風(fēng)洞（PWT）中完成的。風(fēng)洞試驗(yàn)的馬赫數(shù)為0．15，雷諾數(shù)范圍為3．4×106～14．7×106。該高升力構(gòu)型是安裝在機(jī)身上的大弦長、半展、三段構(gòu)型。機(jī)翼沒有扭轉(zhuǎn)、沒有上反角，采用大弦長（MAC＝1．00584）和相對較小展弦比（AR＝4．56）構(gòu)型的目的是獲得較高的雷諾數(shù)并可以采用壓力傳感儀器測量邊界層厚度。本文的計(jì)算構(gòu)型為全展長襟翼構(gòu)型，前緣縫翼和后緣襟翼均從翼梢一直延伸到翼根并融于機(jī)身。前緣縫翼與后緣襟翼的偏角分別為30°和25°，前緣縫翼的縫隙與高度均為0．015c，后緣襟翼的縫隙與重疊量分別為0．015c和0．005c，該構(gòu)型為典型的著陸構(gòu)型。圖1給出了全展長襟翼在PWT風(fēng)洞中的安裝照片，表1給出了梯形翼的平面參數(shù)。

表1 梯形翼基本外型參數(shù)Table 1 Summary of model geometry

圖1 全展長襟翼模型在PWT風(fēng)洞中的安裝照片F(xiàn)ig．1 Full span flap configuration in PWT wind tunnel

2 計(jì)算網(wǎng)格與計(jì)算方法

高升力構(gòu)型的數(shù)值模擬采用多塊對接網(wǎng)格（point to point），網(wǎng)格規(guī)模達(dá)到了1094萬，共分為136個網(wǎng)格塊，壁面第一層網(wǎng)格距離為0．02mm，邊界層內(nèi)網(wǎng)格伸展率為1．2，表面網(wǎng)格、空間網(wǎng)格及典型截面網(wǎng)格示意圖見圖2。

本文通過求解任意坐標(biāo)系的雷諾平均NS方程數(shù)值模擬高升力構(gòu)型的復(fù)雜流場，對流項(xiàng)的離散采用三階精度的MUSCL（ROE）格式，粘性通量的離散采用了中心型格式，離散方程組的求解采用LU－SGS，湍流模型選擇了一方程SA模型和兩方程SST湍流模型，全湍流計(jì)算。為提高收斂效率，綜合采用了大規(guī)模并行計(jì)算技術(shù)、多重網(wǎng)格技術(shù)和預(yù)處理技術(shù)。

圖2 全展長襟翼高升力構(gòu)型計(jì)算網(wǎng)格Fig．2 Grid for full span flap configuration

3 氣動特性的對比與分析

圖3 全展長襟翼高升力構(gòu)型氣動力系數(shù)與試驗(yàn)的比較Fig．3 Aerodynamic characters for full span flap configuration

圖3 給出了 M＝0．15，Re＝1．5×107，采用SA和SST兩種湍流模型得到的升力系數(shù)、阻力系數(shù)與力矩系數(shù)與相應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果的比較。試驗(yàn)結(jié)果表明洞壁干擾對該高升力構(gòu)型的影響是非常顯著的［8］，本文采用的對比試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了洞壁干擾修正，文獻(xiàn)中提供的修正后的試驗(yàn)數(shù)據(jù)迎角范圍為－3．45°～24．4°。采用SA模型，計(jì)算可收斂的迎角范圍為－3．45°～24．4°；采用SST模型，計(jì)算可收斂的迎角范圍為－3．45°～19．19°。由圖3可以看出，在計(jì)算可收斂的迎角范圍內(nèi)，采用兩種湍流模型得到氣動特性均與試驗(yàn)結(jié)果相當(dāng)；相比較而言，采用SA一方程得到的計(jì)算結(jié)果更接近修正后的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。采用不同的湍流模型對升力系數(shù)影響不明顯，對阻力系數(shù)和力矩特性影響顯著。以迎角10．92°為例，采用兩種湍流模型升力系數(shù)相差不到萬分之四；而阻力系數(shù)相差60個阻力單位（1個阻力單位＝0．0001），約占總阻力系數(shù)的百分之二，其中摩擦阻力系數(shù)相差33個阻力單位，壓差阻力系數(shù)相差27個阻力單位。相同升力系數(shù)下，采用SST模型得到的力矩系數(shù)偏小。

在數(shù)值模擬過程中發(fā)現(xiàn)，采用SA一方程模型，在24．4°迎角以下均可以得到收斂的氣動特性；采用SST兩方程模型，得到收斂的氣動特性最大迎角只能到19．19°；計(jì)算迎角進(jìn)一步增加后，無論采用SA或SST哪一種湍流模型，氣動特性隨迭代步數(shù)均呈現(xiàn)無規(guī)律的波動。為進(jìn)一步分析較大迎角時計(jì)算得不到定常氣動特性的原因，圖4給出了迎角19．19°，采用SA和SST兩種湍流模型；以及迎角24．4°，采用SA湍流模型的表面流線。由相應(yīng)迎角下的表面流線可以看出，迎角19．19°時，采用SST模型不僅在襟翼后緣的外側(cè)產(chǎn)生較大的分離區(qū)，而且在襟翼后緣的翼身結(jié)合處同樣產(chǎn)生了分離區(qū)；而采用SA湍流模型，迎角19．19°時襟翼后緣的分離區(qū)小得多，并且隨著迎角增加到24．4°，襟翼后緣的分離區(qū)并沒有明顯的增加。由上述分析可以看出，采用SST湍流模型，迎角大于19．19°后得不到定常收斂的氣動特性的主要原因是數(shù)值模擬得到襟翼后緣的分離區(qū)過大。

4 壓力分布的對比與分析

圖5給出了M＝0．15，Re＝1．5×107，α＝19．19°時，展向17%、50%站位和85%站位上的壓力分布與相應(yīng)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的比較?？梢钥吹皆?7%和50%站位上，數(shù)值模擬得到的縫翼、主翼和襟翼上的壓力分布在定性與定量兩個方面均與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，兩種湍流模型的計(jì)算結(jié)果幾乎相同。在85%站位上，兩種湍流模型得到的縫翼和主翼上的壓力分布基本相同，且均與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好；SA模型得到的襟翼上的壓力分布與試驗(yàn)具有很好的一致性，而SST模型則在襟翼后緣存在明顯的分離區(qū)。

圖4 全展長襟翼高升力構(gòu)型的表面流線Fig．4 Surface streamline of full span flap configuration

圖5 全展長襟翼高升力構(gòu)型典型站位Cp 分布（α＝19．19°，y／b＝0．17、0．50、0．85）Fig．5 Cpdistribution of full span flap configuration（α＝19．19°，y／b＝0．17、0．50、0．85）

5 結(jié) 論

本文采用TRIP軟件和結(jié)構(gòu)對接網(wǎng)格技術(shù)，通過求解任意坐標(biāo)系下的RANS方程，數(shù)值模擬了梯形翼高升力構(gòu)型全展長襟翼的三維復(fù)雜流場。通過與相應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果相比較，得到以下一些基本結(jié)論：（1）在定?？墒諗康挠欠秶鷥?nèi)，與修正后的試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比較，采用SA一方程和SST兩方程湍流模型得到的的氣動特性和壓力分布均與試驗(yàn)值吻合較好；相比較而言，采用SA一方程湍流模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值更加接近；相同迎角下，不同的湍流模型主要影響阻力系數(shù)和力矩系數(shù)，對升力系數(shù)影響不明顯。（2）迎角較大時，采用SST兩方程湍流模型得不到定常氣動特性的主要原因是襟翼后緣的分離區(qū)范圍較大；SA一方程模型比SST兩方程湍流模型具有更強(qiáng)的抑制流動分離的能力。（3）數(shù)值模擬高升力構(gòu)型，在附著流動或小范圍分離的情況下，推薦使用SA一方程湍流模型。

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