朱 博，劉 琴，屈曉力，聶旭濤

（中國空氣動力研究與發(fā)展中心，四川 綿陽 621000）

0 引 言

飛機在大氣中飛行，經(jīng)常會受到陣風（或稱突風）和大氣紊流干擾，形成附加的氣動載荷和機翼彈性模態(tài)振動，引起飛機顛簸，最終造成疲勞損傷甚至損壞。國際通用的民用飛機適航條例明確規(guī)定新型民用客機必須通過陣風響應檢驗才能交付使用，合理確定陣風載荷并減緩陣風影響對于確保飛機飛行安全具有重大意義［1-3］，因此，陣風發(fā)生器作為飛機防陣風設計的試驗裝備，在國際上得到了有效發(fā)展［4-6］。

為了準確評估陣風對飛機模型的影響，首先要掌握陣風發(fā)生器產(chǎn)生的流場幅值和頻率特性［2，7］，但是國內(nèi)有關陣風發(fā)生器的實驗研究較少。以葉柵型陣風發(fā)生器為研究對象，以電機驅動控制葉柵按照一定規(guī)律擺動，在風洞中產(chǎn)生陣風流場，對二維熱線測量陣風流場特性的方法進行了研究。陣風氣流按類正弦規(guī)律變化，陣風剖面的幅值可以調(diào)節(jié)，在模型中心處，形成較大的陣風幅值（Y向速度）。利用二維熱線測量了不同工況下的流場特性，采用角度修正和陣風波形相位分析方法，測量分析了不同來流速度下，葉柵不同弦長、不同組合數(shù)、不同擺動頻率和不同擺動角度所產(chǎn)生的陣風波形特性。

1 試驗設備及試驗裝置

1.1 風洞設備

試驗在中國空氣動力研究與發(fā)展中心的低湍流航空聲學引導風洞的閉口試驗段上進行。該風洞為回流式低速風洞，配有可更換的開、閉口兩種試驗段。

1.2 陣風發(fā)生器試驗裝置

陣風發(fā)生器試驗裝置包括葉柵驅動機構和熱線移測裝置，見圖1。

圖1 陣風試驗裝置Fig.1 Gust generator test system

葉柵驅動機構用于實現(xiàn)葉柵按類正弦規(guī)律擺動，安裝在風洞閉口試驗段上，組成主要包括NACA0018翼型的葉柵組件、曲柄搖臂機構、驅動電機、電機支架、支撐圓盤、支撐框架、支撐架等。葉柵擺動頻率分為4、6、9、12和15Hz等5個狀態(tài)，葉柵擺動角度分為8°、14°、22°和30°等4個狀態(tài)，葉柵弦長分為50、75和100 mm 等3種類型，葉柵組分為1片葉柵、2片葉柵和3片葉柵等3種構型，來流速度分為20、30和40m／s等3個狀態(tài)。

1.3 熱線風速儀

采用丹麥DANTEC 公司Stream Line CTA 多通道熱線風速儀系統(tǒng)，設備主要技術指標：頻率響應：≤450k Hz；測速范圍：0.02～300m／s。

2 流場測量方法

2.1 二維熱線測量方法及在線角度修正

采用X 型二維熱線探針測量風洞中的X和Y向速度，X 型熱線探針結構和測量原理圖見圖2。一般情況下，二維熱絲使用前要進行速度系數(shù)標定和方向角標定［8］。由于二維熱絲兩個傳感器的一致性差異會導致探頭的輸出初始測量角度不一定為零，因此必須在標準校準器上進行角度標定，從而消除角度零點。

圖2 X 型熱線探針結構和測量原理Fig.2 Structure and measurement of X-array hot wire

但是在試驗中，即使進行了預先的角度標定，風洞洞體安裝角度、模型安裝角度和熱線探頭支架安裝角度的偏差還會重新引入測量角度誤差。如果采用機械調(diào)校的方法，每個工況都要單獨調(diào)試，不僅難度大，而且效率低，幾乎難以達到理想的效果。因此考慮把這三種角度偏差綜合為一個探頭的初始俯仰角度，以每個工況下的葉柵角度調(diào)平后的熱線測量值反算這一初始角度，把這一初始角度帶入這個工況下的試驗數(shù)據(jù)中進行修正計算。采用這種在線角度修正方法，可以提高試驗效率和測量精度，具體方法如下：

圖3 X 型熱線探針速度分量測量原理Fig.3 Component velocity measurement of X-array hot wire

分析X 型熱線探針速度分量測量原理見圖3。其中，熱絲傳感器1與熱絲傳感器2互相垂直，在理想狀態(tài)下分別與流向速度的夾角為45°。U1為熱絲傳感器2測量到的理想流場速度分量（在測量平面上垂直于熱絲傳感器2），α1為熱絲傳感器1與流向速度的夾角，U2為熱絲傳感器1測量到的理想流場速度分量，α2為熱絲傳感器2與流向速度的夾角。流場X向速度UX和Y向速度UY可以根據(jù)下式計算：

通過標定，可以使得水平放置的二維熱線探針的Y向速度UY為零，但是由于風洞洞體安裝角度、模型安裝角度和熱線探頭測量支架安裝角度的偏差，導致UY不為零，因此，UY初始值反映了綜合角度偏移量，可以通過UY的初始值反算綜合俯仰角。

把α1＋α2=，理論Y向速度UY0=0，熱絲傳感器1測量到的初始流場速度分量U01，熱絲傳感器2測量到的初始流場速度分量U02，帶入（1）式得到綜合俯仰角α0：

修正后的Y向速度UYc為：

二維熱線角度修正效果見圖4。該圖是弦長為50mm 的葉柵，擺動角度為8°，擺動頻率為4Hz，來流速度為40m／s，熱線綜合俯仰角為37°條件下獲得的流場測量結果和修正結果。結果表明，修正前的Y向速度零點位置偏移到y(tǒng)=-8m／s軸線附近，修正后的Y向速度沿y=0m／s軸線對稱；修正前在速度中值部分有較大的尖峰，修正后較合理；修正前后的陣風幅值相差約4%～5%。

圖4 二維熱線角度修正效果Fig.4 2D hot wire measurement angle correction

2.2 類正弦陣風的幅值和穩(wěn)定性計算方法

陣風的幅值和穩(wěn)定性是陣風試驗最關心的流場參數(shù)。風洞中典型的類正弦陣風時間歷程見圖5，其幅值在不同時間歷程上是波動的，但是為了實現(xiàn)模型試驗數(shù)據(jù)的可重復驗證性，要求陣風發(fā)生器產(chǎn)生的陣風幅值和波形穩(wěn)定而且測試結果可重復驗證。

圖5 類正弦陣風時間歷程Fig.5 A typical sinusoidal gust history

在CFD 計算中一般采用Y向幅值的最大值UYmax來表示陣風幅值（速幅）［9］，但是在實驗中由于洞壁的干擾作用，導致UYmax不穩(wěn)定，因此采用Y向各相位的平均幅值的最大值來描述陣風的Y向速度幅值AY：

其中，UˉYΦ為相位相同的Y向速度的平均值，Φ。

一般氣流的穩(wěn)定性用脈動量和湍流度來表示，定常氣流的脈動速度可以表示為當前速度減去平均速度，但是類正弦氣流的平均速度基本為零，不適合用于計算氣流脈動量，因此采用等相位速度脈動量U′Φ來描述類正弦氣流波形的不穩(wěn)定性：

其中，UΦ為相同相位的瞬時速度值，ˉUΦ為相同相位的平均速度值。進而相同相位的氣流湍流度可以表示為：

圖6是對圖5的陣風時間歷程進行相位特性統(tǒng)計的結果，由圖可見，其直觀地表示了各個相位上的氣流脈動量、陣風幅值和波形特征。

圖6 一片葉柵的波形相位特征Fig.6 Gust phase character with one vane

3 測量結果和特性分析

3.1 葉柵組數(shù)和擺動頻率對陣風波形特性的影響

圖6～8是在試驗段安裝不同數(shù)量的葉柵（一片葉柵、兩片葉柵和三片葉柵，葉柵的弦長為50mm，間距為60mm），在來流速度為30m／s的情況下，調(diào)節(jié)葉柵擺幅為8°，擺動頻率為4 Hz，測量距葉柵后緣100mm 處流場的Y向相位速度、相位平均速度、相位速度脈動量。測量數(shù)據(jù)采樣率1k Hz，采樣長度5s。結果表明，單片葉柵在各個相位產(chǎn)生的速度脈動都較大；多片葉柵比單片葉柵產(chǎn)生的正弦氣流幅值穩(wěn)定，即多片葉柵的波峰波谷氣流速度脈動量較小，說明多片葉柵可以有效抑制帶迎角的翼尖流動分離，對類正弦流動的峰谷波形整流效果較好；各種組數(shù)條件下都在葉柵水平位置附近產(chǎn)生較大的速度脈動，說明翼根與流速夾角在0°方向發(fā)生正負方向切變時，由于翼尖上下壓力差發(fā)生突變，導致尾流渦產(chǎn)生方向發(fā)生突變并釋放，形成較大的流動分離，各種葉柵組合方式對其都無明顯改善，這是下一步進行優(yōu)化設計需要研究的問題。

圖7 兩片葉柵的波形相位特征Fig.7 Gust phase character with two vanes

圖8 三片葉柵的波形相位特征Fig.8 Gust phase character with three vanes

在一般情況下，風洞中的陣風波峰波谷振幅對稱，因此陣風幅值等同于陣風波峰值，采用波峰速度脈動量U′peak和波峰湍流度εpeak就可以描述陣風幅值的不穩(wěn)定性。圖9是不同組數(shù)的葉柵在擺幅8°、不同擺動頻率下產(chǎn)生的Y向風速峰值的速度脈動量和湍流度值。由圖可見，由于一片葉柵產(chǎn)生的陣風峰谷流動分離較大，導致其產(chǎn)生的峰值脈動量高于多片葉柵，但是當擺動頻率增加時，葉柵擺動的整流機制逐漸控制尾流大渦結構的產(chǎn)生機制，導致其峰值氣流脈動量隨擺動頻率的增加而逐漸減??；由于多片葉柵產(chǎn)生的峰谷流動分離較小，因此其產(chǎn)生的峰值脈動量隨擺動頻率的增加無明顯變化，但是，由于平均幅值隨擺動頻率的增加而變大（見圖10），因此峰值湍流度隨擺動頻率的增加而變小。

圖9 葉柵數(shù)量和擺動頻率對氣流峰值脈動量的影響Fig.9 Gust peak fluctuation vs numbers of vane and oscillation frequency

3.2 葉柵擺動頻率和來流速度對陣風幅值的影響

圖10是一片葉柵在擺幅為8°，不同擺動頻率和來流速度下，在下游100mm 處測量得到的側向正弦陣風平均幅值。實驗結果表明，由于測點距離葉柵比較近、陣風速幅損失小，在4～15Hz的擺動頻率范圍內(nèi)，陣風速幅隨著擺動頻率的增加而增加，未觀測到陣風速幅對頻率的極值，隨著頻率繼續(xù)增加和效率損失，理論上存在這一極值，考慮到試驗目標和安全性問題故而未繼續(xù)增加擺動頻率；在來流速度30m／s以下，陣風速幅隨來流速度的增加而增加，在來流速度30～40m／s之間有一個陣風速幅的極值。以上關于陣風速幅與擺動頻率、來流速度的關系，和文獻［9］的CFD 計算結果吻合。

圖10 葉柵擺動頻率和來流速度對波形幅值的影響Fig.10 Gust amplitude vs.flow speed and vane oscillation frequency

3.3 葉柵不同擺動角度對陣風幅值和脈動量的影響

圖11是一片弦長為100mm 的葉柵，擺動頻率為6Hz，在不同擺動角度和來流速度的條件下，在下游100mm 處測量得到的側向正弦陣風平均幅值和峰值脈動量。實驗結果表明，弦長為100mm 的葉柵在同等條件下產(chǎn)生的陣風幅值比弦長為50mm 的葉柵產(chǎn)生的陣風幅值大；在8°～30°的范圍內(nèi)，擺動角度越大則陣風幅值越大；擺動角度大于14°以后，由于大迎角流動分離作用，導致陣風的峰值氣流脈動量明顯增大，例如圖12是來流速度20m／s、擺動角度14°產(chǎn)生的陣風波形相位特性，由圖可見，波峰波谷的氣流脈動量明顯較大，與相位平均值相差較大的速度域是流動分離最明顯的地方，這也是導致此工況下陣風峰值脈動量和速幅偏大的原因。

圖11 葉柵擺動角度對波形幅值和峰值脈動量的影響Fig.11 Gust amplitude and peak fluctuation vs vane oscillation angle

圖12 來流速度20m／s，擺動角度14°的陣風波形相位特性Fig.12 Gust phase character at vane oscillation angle of 14°and wind speed of 20m／s

4 結 論

給出了二維熱線測量葉柵型陣風發(fā)生裝置流場的測試方法、分析方法和測試結果，實驗結果表明：

采用風洞在線角度修正，可以提高二維熱線的Y向測量精度和測試效率。

采用波形相位分析方法，可以滿足陣風發(fā)生器產(chǎn)生的周期性波形的幅值和流場脈動量分析。

陣風幅值與4～15Hz的葉柵擺動頻率、8°～30°的葉柵擺動角度、50～100mm 的葉柵弦長成正比關系。陣風幅值與來流速度有一定關系，在來流速度30～40m／s之間有一個陣風幅度的極值。

單片葉柵產(chǎn)生的峰值氣流脈動量大于多片葉柵產(chǎn)生的峰值氣流脈動量。

陣風波形的不穩(wěn)定性（等相位速度脈動量）與葉柵擺動角度、來流速度有一定的線性關系，在本試驗范圍內(nèi)隨葉柵擺動角度、來流速度的增加而增加，同時，適當?shù)娜~柵擺動頻率可以降低葉柵的波形不穩(wěn)定性。分析原因，主要是陣風氣流的等相位速度脈動量取決于葉柵尾流分離渦的形成和脫落，而分離渦的發(fā)展又取決于來流速度和葉柵迎角產(chǎn)生的葉柵上下表面壓差，因此較大的葉柵擺動角度、來流速度可導致較大的尾流脈動，同時，適當?shù)娜~柵擺動頻率在一定程度上可以影響分離渦的形成和脫落，從而達到整流效果。

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