唐建平吳福章蒲利東曾憲昂張海酉張 磊

1．中國空氣動力研究與發(fā)展中心,四川 綿陽 621000; 2．中航工業(yè)第一飛機設計研究院,西安 710089

0 引 言

風洞陣風試驗是開展陣風響應和載荷減緩技術(shù)研究的重要手段,主要用于驗證陣風響應理論計算方法、研究陣風減緩對飛機操穩(wěn)特性的影響、評估和鑒定陣風減緩技術(shù)方案的合理性和有效性。陣風響應不僅涉及飛機的結(jié)構(gòu)彈性模態(tài),而且與飛機的長、短周期剛體運動模態(tài)密切相關[1]。為了準確模擬陣風響應和減緩控制效果,陣風試驗中模型應處于“完全自由”狀態(tài),保持與真實飛行狀態(tài)一致。在風洞試驗中實現(xiàn)“完全自由”狀態(tài)十分不易,自由飛試驗是一種理想的方法,但目前國內(nèi)自由飛試驗技術(shù)尚處于發(fā)展之中,開展自由飛陣風試驗在技術(shù)上還不成熟。鑒于沉浮和俯仰方向是陣風試驗模型剛體運動關注的重點,研制一種兩自由度支撐裝置是保障全機模型陣風試驗順利開展的重要基礎。

兩自由度支撐裝置需要在沉浮和俯仰自由度上提供模型在風洞中的“自由飛行狀態(tài)”,要求試驗過程中支撐裝置在沉浮和俯仰自由度上對模型的附加約束(包括附加剛度和摩擦力)必須盡可能小。另外,模型自由狀態(tài)下的陣風試驗危險性高,稍有不慎模型就可能產(chǎn)生大幅的不穩(wěn)定運動,容易導致模型甚至風洞設備損壞,因此兩自由度全機模型支撐裝置必須充分考慮安全防護措施。

國外陣風試驗技術(shù)已得到了較為全面的發(fā)展[2-9]。在美國對SensorCraft概念飛行器組織開展的陣風減緩風洞試驗研究中,支撐技術(shù)得到了較大發(fā)展[6-7]。在模型“自由飛行狀態(tài)”風洞陣風試驗環(huán)節(jié),在TDT風洞中針對半模和全模分別建立了三自由度和兩自由度支撐裝置[8-9]。TDT的全模兩自由度支撐裝置方案是一個小車單元在一根狹長的垂向矩形梁上運動,模型安裝于小車上且有俯仰方向的自由度。該方案具有液壓剎車系統(tǒng),小車重量較大,偏航方向支撐剛度較低,適用于模型較小、慣量不太大的高風速陣風減緩校核試驗。對于低風速(不高于40 m/s)的全機陣風試驗,該系統(tǒng)過于復雜,不利于陣風試驗的方案選型和廣泛開展。

中國空氣動力研究與發(fā)展中心低速空氣動力研究所和北京航空航天大學等單位曾于2007～2010年在3 m和8 m量級風洞中建立了陣風試驗模擬能力[10],但模型支撐配套方面還難以滿足實際需求,開展的陣風試驗主要以剛性支撐[11]和兩自由度半模支撐[12]為主。五自由度懸浮支撐系統(tǒng)[13]適用于全機顫振試驗,允許模型在沉浮、俯仰、偏航、滾轉(zhuǎn)和側(cè)擺自由度方向運動,但運動受到較大約束,不適用于全機陣風減緩試驗。目前國內(nèi)尚無開展全機陣風試驗的支撐裝置[14]。

1 設計要求

兩自由度支撐裝置設計需考慮如下要求:

1)模型。支撐裝置應提供模型一定范圍內(nèi)的沉浮和俯仰自由運動。8 m×6 m風洞陣風發(fā)生器產(chǎn)生的流場區(qū)域垂向高度為1．5 m,考慮到模型穿越陣風影響,沉浮極限運動范圍應達到2．0 m。俯仰角度范圍應適中,角度范圍越大,模型與支撐的空隙越大,氣動影響就越大;角度范圍太小,則俯仰運動不可保證。模型做俯仰和沉浮運動時摩擦應盡可能小。

2)風洞。8 m×6 m風洞是國內(nèi)8 m量級主力風洞,現(xiàn)有試驗段結(jié)構(gòu)不宜做大的改動。在風洞洞壁新增支撐部件會破壞風洞結(jié)構(gòu)的完整性,不利于風洞長久使用。因此,支撐裝置應基于現(xiàn)有結(jié)構(gòu)條件設計連接部件。

3)狀態(tài)更換。試驗過程中對模型進行檢查和更換狀態(tài)時,模型位置應便于人員操作。

4)安全。支撐裝置應有可靠的俯仰和沉浮限位,模型碰到限位時應有一定緩沖;同時,模型發(fā)生危險時應有必要的人工干預措施。

5)結(jié)構(gòu)和氣動。支撐裝置不能影響模型結(jié)構(gòu)特性,對模型的附加質(zhì)量應盡可能小且保證強度;應考慮盡量減小對試驗段流場的氣動干擾。

6)后期維護。支撐裝置應盡可能采用標準件,保證裝置的可靠性和維護便捷性。

2 設計及實際效果

2.1 陣風試驗總體方案設計

裝置的研制目的是為開展全機陣風試驗提供模型支撐。陣風試驗總體方案如圖1所示。

試驗系統(tǒng)包括3大部分:陣風發(fā)生器、支撐裝置、模型(含振動測量和飛行控制系統(tǒng))。支撐主體為單根立柱,模型可通過滑塊沿立柱上下沉浮運動,也可繞滑塊俯仰運動。

2.2 支撐裝置設計

支撐裝置如圖2所示。裝置整體結(jié)構(gòu)左右對稱,總高6 m,裝置主體包括3個部分:上支架、支撐立柱和下支架。

圖2 兩自由度支撐裝置設計Fig.2 Design of the two DOFs support system

支撐裝置與風洞連接設計為負公差,確保安裝后立柱承受拉力。上支架通過4個大號長螺桿與風洞頂門牢固連接。下支架底座為一塊2×103kg的平板,通過壓條壓緊于風洞地板上,以保證支架安裝的平整度。立柱高約3．5 m,橫截面尺寸為100 mm×150 mm,主體為“H”形整體鋼梁,左右兩側(cè)面各內(nèi)嵌一根長為3．5 m的直線導軌。直線導軌上下兩端安裝沉浮限位緩沖器,上下緩沖器最大間距為2．8 m。為減小氣動干擾,在立柱迎風面設計圓弧型金屬整流罩。立柱不僅能夠滿足模型上下穿越陣風區(qū)域的要求,而且當模型位于立柱下端時,距離風洞地板高度僅1．2～1．5 m,便于試驗人員檢查模型和更換狀態(tài)。

如圖3所示,以一鋁框內(nèi)側(cè)連接方形滑塊(左右各一)制成可沿導軌做沉浮運動的滑動小車。小車左右外側(cè)面各安裝一個滾動軸承,模型通過滾動軸承與小車連接。以2對M10螺釘作為模型俯仰角限位(每對螺釘分別作為俯仰角上、下限位,圖中僅繪制一個螺釘以作示意)。模型俯仰角度范圍隨模型厚度而定,30 cm厚的模型俯仰角度范圍可達±10°。為減小小車沿立柱沉浮運動的摩擦系數(shù),直線導軌采用滾輪式。

圖3 滑動小車設計Fig.3 Design of the carriage unit

模型沉浮運動位置由磁柵尺實時測量,磁柵頭安裝于小車鋁框的安裝座上;模型俯仰運動位置由角位移傳感器實時測量,角位移傳感器安裝于滾動軸承的轉(zhuǎn)軸中心上,如圖3所示。

2.3 結(jié)構(gòu)分析

2.3.1 靜強度分析

采用CATIA軟件進行有限元建模和靜強度分析。

材料物理特性:上支架、下支架主體采用Q345鋼,導軌采用鋁合金6061-T6,小車采用鋁合金7075-T6,螺釘、底座及其他結(jié)構(gòu)采用45號鋼。Q345鋼、鋁合金6061-T6、7075-T6和45號鋼的抗拉強度分別為345、290、460和450 MPa。

將上支架、下支架、支撐立柱與小車裝配為一體,小車可沿立柱滑動。約束上支架與洞壁連接各點,下支架約束底面。靜強度分析時,模型載荷施加于小車兩側(cè)安裝面,如表1所示。其中,Fy為垂直方向載荷,模擬重力(50 kg)、負升力(1倍重力)與沖擊力(3倍重力)之和;Fx為水平方向載荷,模擬氣動阻力(1倍重力)。Fz為側(cè)向力;L、Nb、M分別為滾轉(zhuǎn)力矩、偏航力矩和俯仰力矩。立柱氣動阻力按照2800 Pa(風速70 m/s)施加分布壓力。應力分布如圖4所示,最大應力位于上支架螺桿連接處,大小為116 MPa。采取局部加強措施,將上支架螺桿上端螺紋材料改為45號鋼調(diào)質(zhì),安全系數(shù)為3．9。

圖4 裝置結(jié)構(gòu)靜強度分析Fig.4 Static strength analysis of the structure

表1 模型載荷Table 1 Load on model

模型俯仰角限位螺釘剪切強度按最低200 MPa計算?？紤]僅單個螺釘發(fā)揮作用的極限情況,單個M10螺釘?shù)淖畲罂辜袅?．16×104N。模型轉(zhuǎn)動慣量以12．5 kg·m2(50 kg集中質(zhì)量,偏心距0．5 m)計,沖擊角速度設為1 rad/s,沖擊時間以0．1 s計,螺釘距轉(zhuǎn)動軸承中心45 mm,可求得螺釘承受的瞬間沖擊力為2778 N,安全系數(shù)為4．2,故俯仰角限位可以保證安全。

綜上所述,裝置靜強度設計滿足安全要求。

2.3.2 模態(tài)分析

采用ANSYS軟件進行模態(tài)分析,如圖5所示。模型在支撐裝置上做剛體運動,因此要求支撐裝置的剛度應盡可能高,避免對模型運動造成影響。根據(jù)文獻經(jīng)驗[6],裝置的最低階固有頻率應在10 Hz以上。模態(tài)分析結(jié)果表明,裝置最低階模態(tài)為上支架扭轉(zhuǎn),固有頻率為12．9 Hz?？梢?支撐裝置剛度滿足設計要求。

圖5 裝置結(jié)構(gòu)模態(tài)分析Fig.5 Modal analysis of the structure

2.4 氣動影響分析

支撐裝置立柱穿過模型機身(見圖1),破壞了機身封閉構(gòu)型,會對機身繞流造成一定影響,同時導致機身上下表面竄氣。因此,和其他支撐一樣,該裝置會使模型受到一定的支架干擾,尤其是升力會降低。對陣風試驗而言,雖然也關心絕對量,但更關心相對量,如陣風載荷相對全機氣動載荷的大小、陣風減緩幅度等,因此,裝置的氣動影響相對可以接受。

2.5 安裝及測試

支撐裝置安裝于試驗段的實際效果如圖6所示。安裝支撐裝置時,依次安裝下支架、立柱和上支架。安裝模型時,將立柱與下支架分離,立柱與上支架隨頂門上升并移開,將模型放置于下支架頂部的矩形小平臺上,再將立柱自上而下穿過模型與下支架連接。

采用斜面法測試小車沉浮運動摩擦系數(shù)。將立柱放平,小車置于滑軌一端;逐漸增大立柱傾斜度,直至小車克服阻力滑向另一端,此時的摩擦阻力與模型的重力分量平衡。以傾斜儀測得此時立柱與水平面的夾角為0．37°,可求出小車沉浮運動摩擦系數(shù)為0.006。俯仰滾動軸承的摩擦系數(shù)約為0.002。沉浮和俯仰運動摩擦系數(shù)均很小,完全滿足運動自由度要求。

為測試沉浮限位緩沖器的抗沖擊能力,設計了一個墜落實驗,如圖6(c)所示。將小車加上砝碼和其他配重(總質(zhì)量50 kg),從距緩沖器的不同高度順導軌下落。當下落高度為0．5、1．0和1．5 m時,緩沖器工作正常。當下落高度達到2．0 m時,緩沖器受損。因此,在不計氣動力影響的前提下,50 kg模型的沉浮自由行程1．5 m對目前緩沖器是安全的,可根據(jù)需要設定上下緩沖器的安裝間距。

圖6 支撐裝置實物Fig.6 Support system entities

試驗中,模型與小車一起做沉浮運動,小車質(zhì)量是模型的附加質(zhì)量,在模型設計時應予減去。為減輕小車質(zhì)量,降低模型設計難度,小車鋁框以高強度航空鋁合金7075-T6整體加工成型,實測小車整體質(zhì)量(含安裝螺釘)為5．9 kg。

支撐裝置迎風投影面積為1．05 m2,安裝于試驗段的堵塞度約為2．2%。對所有阻塞度不大于2．8%的試驗模型,整套系統(tǒng)對試驗段的流場干擾均可接受。

為保證安全,在小車上安裝一根細鋼絲作為防護線,防護線穿過風洞地板至洞外。當模型出現(xiàn)長周期剛體模態(tài)時,人工拉扯防護線。模型在自身重力和鋼絲繩拉力作用下,較容易克服升力作用,降落至立柱下端不再上升,從而避免運動發(fā)散。

3 試驗應用

目前,該支撐裝置已成功應用于直機翼陣風響應試驗(圖7)和某型飛機全機陣風減緩試驗。

圖7 直機翼陣風試驗照片F(xiàn)ig.7 A straight wing gust test

在某型飛機全機陣風減緩試驗中,模型質(zhì)量約為50 kg,翼展4．6 m,最低階模態(tài)為機翼對稱一彎11．5 Hz。模型沉浮和俯仰運動自由度放開,偏轉(zhuǎn)升降舵使模型升力與重力配平。在陣風流場中,控制升降舵、副翼和襟翼等舵面組合偏轉(zhuǎn)進行陣風減緩測試。圖8給出了典型MATLAB仿真計算結(jié)果和試驗結(jié)果。

由圖8可見,未開啟控制律時,試驗和計算得到的法向過載、俯仰角速率的振幅和頻率基本一致,證明模型在兩自由度裝置上的運動符合自由運動模擬要求;開啟控制律時,計算得到的法向過載、俯仰角速率的減緩幅度分別為55%和75%,試驗得到的減緩幅度分別為30%和50%。由此可見,試驗結(jié)果偏于保守,這是由于仿真計算模擬的條件相對有限,如無法模擬模型變形、復雜氣動特性等,結(jié)果偏于理想化,試驗結(jié)果比計算結(jié)果更接近真實情況。

圖8 某全機陣風減緩計算結(jié)果與兩自由度試驗結(jié)果(陣風頻率1.5 Hz)Fig.8 Gust load alleviation simulation results and test results of a full model on the two DOFs support system(gust frequency 1.5 Hz)

4 結(jié) 論

為滿足全機陣風試驗模型支撐需求,在8 m×6 m風洞中研制了一套兩自由度支撐裝置。經(jīng)調(diào)試和試驗應用,得到以下結(jié)論:

1)該裝置可提供模型沉浮和俯仰運動自由度,摩擦系數(shù)小,滿足放開飛機剛體模態(tài)要求。

2)該裝置在沉浮和俯仰方向具有限位和安全防范措施,滿足陣風試驗防護要求。

3)該裝置的研制解決了在國內(nèi)8 m量級風洞開展全機陣風試驗的模型支撐問題,提升了陣風試驗模擬能力。