段非 張紅英 李正達 陸偉偉

（1 南京航空航天大學航空學院飛機設計技術研究所，南京 210016）

（2 航宇救生裝備有限公司，襄陽 441003）

0 引言

在空投空降領域中，隨著回收物質量和尺寸的逐漸增大，需要翼傘的面積足夠大，才能使回收物在有限的高度損失下獲得足夠小的穩(wěn)定速度。當翼傘傘衣面積達到800 m2時，一般可認為是超大型翼傘。目前超大型翼傘按照組合形式可以分為超大型組合翼傘和超大型連續(xù)翼傘。顧名思義，超大型連續(xù)翼傘的傘衣是連續(xù)不斷的，在制造、組裝、運輸等方面會面臨很多困難。而模塊化的翼傘，即超大型組合翼傘，可以單獨更換受損模塊，節(jié)省大量成本，所以超大型翼傘的模塊化必定是未來的發(fā)展趨勢。在性能方面，組合翼傘由于組合處的特殊性，對翼傘開傘、充氣等方面都會有明顯的優(yōu)勢，而且在組合處有氣流補充，在性能上具有優(yōu)越性。

目前國內外對大型翼傘已經進行了初步的研究。1998 年，美國NASA 啟動了X-38 飛行器研制計劃，旨在測試用于為國際空間站建造乘員返回飛行器的技術，其中就包括不同尺寸的大型翼傘[1-5]。這些翼傘在無人飛行器和載人返回飛行器計劃中都承擔著重要的作用，是大型沖壓式翼傘最具代表性的應用。國外的研究主要從翼傘外形以及理論方法兩方面展開。在外形上主要關注翼傘的前緣、后緣配置以及擾流裝置對翼傘氣動性能的影響[6-10]。在數值方法上，研究了非線性有限元方法、時間步長以及求解器參數選擇等內容對翼傘氣動性能的影響[11-19]。國內對大型翼傘的研究主要從理論推導、計算流體力學仿真、空投試驗等方面進行的，研究了翼傘鼓包、下拉情況下的氣動性能、翼傘側力系數以及不同的歸航算法等內容[20-24]。

目前國內外關于超大型組合翼傘氣動性能的研究還非常少，因此，本文以超大型組合翼傘為研究對象，通過數值模擬的方法，研究超大型組合翼傘與連續(xù)翼傘在升阻力系數、升阻比等性能參數及不同區(qū)域氣動受載上的差別。

1 數值計算方法

1.1 控制方程

翼傘的控制方程為N-S 方程，表達式為

式中u為速度矢量；ρ為密度；t為時間；ui表示速度在x軸方向的分量；p是流體微元體上的壓力；μ是動力粘度；S為廣義源項。

由于平均N-S 方程具有不封閉性的特點，需引入湍流模型來對方程組進行封閉處理。而標準的Kepsilon 湍流模型具有較好的穩(wěn)定性和經濟性以及較高的計算精度，因此它是湍流模型中應用范圍最廣的模型。同時，該模型還具有很好的魯棒性，適于初始迭代、設計選型和參數研究。

1.2 超大型翼傘模型建立

本文以836 m2的翼傘為例，研究超大型組合翼傘和超大型連續(xù)翼傘的氣動性能，尺寸參數如表1 所示。

表1 超大型翼傘尺寸參數表Tab.1 Dimension parameter table of oversize parafoil

836 m2超大型組合翼傘由2 個11 腔室翼傘，2 個14 腔室翼傘和1 個13 腔室翼傘組成，共有63 個氣室，由58 個承載肋片連接上下翼面。同時超大型組合翼傘的連接方式為上翼面均勻選取9 個節(jié)點，下翼面選取與傘繩連接的7 個節(jié)點（除前后緣的點）進行共結點連接。定義中間氣室沿展向的中心面為中軸面，整具傘沿著中軸面對稱，組合處最大間距為0.288 m。

836 m2超大型連續(xù)翼傘共有63 個氣室，由62 個承載肋片連接上下翼面，對稱面定義及整體組合方式與超大型組合翼傘相同。

根據上述建模方法，得到兩種超大型翼傘模型如圖1 所示。兩種翼傘下拉位置處的氣室建模方法相同，其中參與下拉操作的氣室翼型如圖2 所示，翼型下翼面后四分之一參與變形，上翼面選取適當部分參與變形，翼型尾緣點位置滿足以下兩個約束：

圖1 超大型翼傘無下拉模型Fig.1 Oversize parafoil without pull-down model

圖2 下拉氣室的翼型Fig.2 Airfoil of pull-down chamber

1）翼型尾緣點與翼傘傘繩匯合點的距離滿足下拉后的操縱繩繩長；

2）翼型中上下翼面的長度與下拉前保持一致。

本文研究的沖壓式翼傘近似于平滑的壁面，來流速度v=20 m/s，雷諾數Re=ρ·v·d/μ=2.19×107（其中v、d分別代表流體的流速和特征長度）。本文的氣動計算可以合理假設為定常不可壓湍流流動，選用K-epsilon 標準湍流模型進行求解。

1.3 計算方法準確性驗證

目前計算流體力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）方法雖然在快速發(fā)展，但結果會受網格、參數、模型算法等因素影響，造成一定的數值誤差，因此需要進行試驗驗證。由于目前對超大型翼傘的研究還比較少，沒有合適試驗數據可以作為仿真計算的參考，因此本文參考相同翼型的其他翼傘，對本文的數值模擬方法進行算例驗證。Desabrais 選擇美軍常用的MC-4 翼傘作為研究對象，分別進行了風洞試驗和空投試驗。該試驗選用的翼傘模型為半剛性模型，即建立堅固的翼型肋片并選用柔性織物作為傘衣的材料，通過在傘衣上布置的細線觀察翼傘周圍空氣的流動情況[25]。試驗是在麻省理工學院萊特兄弟風洞進行的，這是一個封閉的回流式風洞。風洞中的氣流速度設置為12.0 m/s，得出雷諾數Re=8.2×105。實物圖如圖3 和圖4 所示。該實驗思路嚴謹、方法科學結果合理。因此參考Desabrais 所做的風洞試驗，驗證本文模型的合理性和適用性，并驗證網格的無關性，驗證仿真計算方法的準確性。

圖3 風洞試驗翼傘模型內部剛性結構Fig.3 Internal rigid structure of the wind tunnel test parafoil model

圖4 風洞試驗測試過程中的翼傘模型照片Fig.4 Photos of the parafoil model during the wind tunnel test process

1.3.1 湍流適用性驗證

本文參考上述文獻中的模型數據，建立三維翼傘仿真模型。選用相同翼型作為肋片截面，設置14 個半氣室，每個半氣室寬為0.143 m。翼傘展長為2 m，弦長為1 m，展弦比為2∶1，面積為2 m2，三維仿真模型如圖5 所示。

圖5 三維翼傘仿真模型Fig.5 3D parachute simulation model

選擇翼傘飛行時較為穩(wěn)定的2°攻角和8°攻角作為參考，進行CFD 仿真計算，設置每2°一個攻角，共四種工況。選擇雷諾平均N-S 方程作為控制方程，采用有限體積法作為離散化方法。本文選擇目前計算流體力學常用的一方程模型S-A 模型、兩方程k-ω SST 模型與k-ε 標準模型進行湍流無關性驗證。

由于試驗過程中翼傘受氣動干擾、空氣摩擦等方面的影響，整體受到的阻力不穩(wěn)定性較大。因此本文選定對翼傘氣動性能起決定性影響的升力系數作為對比參數，進行固定來流速度、不同攻角時的仿真計算，并將得到的仿真計算結果與文獻中的風洞試驗結果相對比，結果如圖6 所示?？紤]到計算成本及主要分析對象，計算過程中假定翼傘模型為剛性且傘衣透氣性為0。

圖6 風洞試驗與仿真模擬結果對比Fig.6 Comparison of wind tunnel test and simulation

翼傘升力系數的仿真結果與風洞試驗結果非常接近，在攻角α= 4°時誤差最小，在α=8°時誤差略大。不同湍流模型仿真的結果非常接近。k-ε 標準模型計算結果與風洞試驗結果更為接近，誤差最小時僅為1.22%，最大時為5.89%，較之一方程模型S-A 模型與兩方程k-ωSST 模型誤差更小，可以驗證本文選擇k-ε 標準模型的合理性。

導致仿真結果與風洞試驗結果產生誤差的原因有很多，比如試驗采用的柔性傘衣的非線性動力學結構與仿真剛性結構的差異；試驗中傘衣張開后的鼓包結構與仿真中未鼓包結構的差異；實驗過程中的試驗件加工誤差、測量誤差、環(huán)境因素等問題；以及仿真計算過程中的模型誤差、舍入誤差、截斷誤差等等。因此，此誤差在可以接受的范圍，足以證明本文的數值模擬方法在翼傘氣動性能問題上有較高的準確性。

1.3.2 網格無關性驗證

為了確保計算過程中網格數量不會對計算結果造成影響，在前節(jié)的基礎上進行網格無關性驗證。建立多個不同的網格模型，網格量范圍為3.3×105~2.2×106。以α=4°時的計算工況為例，將計算得到的升力系數與風洞試驗結果進行對比，誤差如表2 所示。

表2 網格無關性驗證Tab.2 Grid independence verification

從表中可以看出，不同網格量得到的仿真結果與風洞試驗誤差很小，誤差范圍為0.89%~2.63%，可以說明計算結果與網格數量無關。綜合計算精度、計算耗費等問題，選擇1.78×105網格量的設置作為本文網格模型建立的方法。

2 組合翼傘與連續(xù)翼傘無下拉狀態(tài)氣動性能對比

將超大型連續(xù)翼傘和超大型組合翼傘無下拉情況的氣動特性仿真結果進行對比，分析它們的異同。本文對仿真模擬做出以下假設：1）翼傘計算模型均做剛性化處理；2）認為傘衣材料透氣性為零；3）忽略傘繩對氣動力的影響，傘繩不參與氣動計算；4）在流動情況確定的條件下，做定常流動處理。

2.1 氣動特性對比

升阻力系數參考面積為836 m2，動壓為245 Pa，參考長度為16 m，俯仰力矩取距點為翼傘對稱面內翼型的前四分之一弦線處，以前緣向下轉動為正向。將連續(xù)傘與組合傘的升阻力系數、升阻比和俯仰力矩系數對比，如圖7 所示。攻角α的取值為-8°~28°，每4°為一個工況。

圖7 連續(xù)傘與組合傘無下拉狀態(tài)氣動參數對比Fig.7 Comparison of aerodynamic performance between two parafoil without pull-down

圖8 為連續(xù)傘與組合傘無下拉狀態(tài)二維流場對比，從圖中可以看出，上翼面前緣為高壓區(qū)，氣流繞過上翼面最高點，壓強顯著下降，形成低壓區(qū)。隨著攻角增大，上翼面低壓區(qū)的位置前移，切口處的壓強增大。小攻角時，上翼面流動非常平緩，氣流附體效果非常好，沒有流動分離，因此連續(xù)傘和組合傘的升、阻力系數相差無幾（見圖7（a）、（b））。在α=4°時兩具傘升阻比達到最大（見圖7（c）），下翼面前緣切口附近產生了分離氣泡，這是翼傘特有的繞流流態(tài)。事實上，由于切口處氣流受滯止壓力外翻形成較大的切口處法向速度，在整個考察攻角范圍內前緣切口下緣均會有規(guī)模不等的分離氣泡，隨著迎角增大逐漸減弱（見圖8）。從α=4°開始，連續(xù)傘升力系數開始比組合傘的升力系數大一些，這是因為組合傘后緣的附體效果較差，開始出現邊界層分離的情況，而連續(xù)傘的附體效果較好，所以升力系數略大。兩具傘沿前緣切口壓力梯度均較大，且氣室內壓力很高變化很小，這是保持翼傘剖面翼型的動力。

圖8 連續(xù)傘與組合傘無下拉狀態(tài)二維流場對比Fig.8 Comparison of two-dimensional flow field of two parafoil without pull-down

隨著攻角的增大，上翼面逐漸出現流動分離的情況。組合翼傘氣流附體效果較好，在α=12°時（見圖8（a）、（b）），由于組合處有氣流補充，與上翼面附體氣流相遇，后緣處會產生一個小的附著渦，之后逐漸消失。對于連續(xù)傘，氣流分離的情況首次在α=16°時出現（見圖8（c）、（d）），會在翼傘上部出現一個附著渦，在后緣處形成一個自由渦。而在攻角增大的過程中，上翼面前緣處的附著渦和后緣處的自由渦也隨之增大，尤其是附著渦增大更加明顯。組合翼傘的附著渦并不會隨著攻角的增大而有明顯的變化，只有后緣處的自由渦會因為攻角的增大逐漸增大。與連續(xù)翼傘相比，組合翼傘自由渦要明顯小很多，附著渦則相對較大。這是因為組合翼傘會有部分氣流通過組合處從下翼面補充到上翼面低壓區(qū)，而連續(xù)翼傘氣流只能從下翼面流出。攻角增大過程中，組合傘上翼面組合處低壓區(qū)變小，尾部有氣流從下翼面流至上翼面，導致升力下降。攻角繼續(xù)增大，組合傘上翼面整體低壓區(qū)變小，組合處的區(qū)別對整體升力的影響也隨之變小，組合傘與連續(xù)傘升力系數趨于相近。連續(xù)翼傘的流動分離現象比組合翼傘要明顯很多，這正是組合處可以有氣流補充帶來的影響。

連續(xù)傘與組合傘的阻力系數整體差距較小，特別是負攻角和小攻角情況下，最小阻力系數均在α=0°左右。連續(xù)傘和組合傘升阻比趨勢基本相同，均為先增后降，最大升阻比在α=8°附近。由于升力系數和阻力系數在α=8°時兩傘出現差異，所以升阻比也在此攻角下有較大差異。組合傘與連續(xù)傘的俯仰力矩系數趨勢相同（見圖7（d））。在α=8°之前，連續(xù)傘的俯仰力矩系數較大，之后，則組合傘較大。由翼傘靜穩(wěn)定條件可知，當俯仰力矩系數斜率為負時翼傘穩(wěn)定，所以在α=8°之前，翼傘基本穩(wěn)定。

2.2 三維流場對比

從三維流場圖來看，小攻角時翼傘上下翼面前緣均有負壓區(qū)，說明此處流速比較大。隨著攻角的增大，上翼面負壓區(qū)逐漸減小，位置前移，下翼面負壓區(qū)消失，壓力分布相對均勻。組合傘負壓區(qū)面積比連續(xù)傘要略小，導致組合傘升力小于連續(xù)傘。翼傘中間氣室內的壓力比邊緣氣室更大，因此邊緣氣室前方壓力會小一些，進而導致邊緣氣室內部壓力較小。小攻角下，兩傘的流動附體效果明顯，基本沒有流動分離情況。隨著攻角增大，翼傘中間氣室的上表面有明顯的流動分離情況，攻角越大，流動分離越嚴重。邊緣氣室尾部尖端會有渦流產生，下表面壓強大于上表面，產生下洗流過程中會產生此渦流，攻角越大，渦流強度越大。由于下洗作用的存在，邊緣氣室提供的升力會小于中間氣室。連續(xù)傘在α=16°時產生流動分離（見圖9），而組合傘由于組合處有氣流補充至上翼面，雖然降低了升力，但同時也延緩了流動分離，所以在α=24°時才失速，升力最大值出現在α=24°。

圖9 連續(xù)傘與組合傘無下拉狀態(tài)16°攻角三維流線圖Fig.9 Three dimensional streamline diagram of two parafoil without pull-down at 16 ° angle of attack

3 組合翼傘與連續(xù)翼傘下拉狀態(tài)氣動性能對比

本章對超大型連續(xù)翼傘與超大型組合翼傘單側下拉與雙側下拉狀態(tài)下的氣動特性仿真結果進行對比分析。

3.1 單側下拉氣動特性對比

單側下拉參數設置與無下拉狀態(tài)相同。單側下拉時超大型連續(xù)翼傘與超大型組合翼傘氣動計算結果如圖10 所示。

圖10 連續(xù)傘與組合傘單側下拉狀態(tài)氣動參數對比Fig.10 Comparison of aerodynamic parameters between two parafoil in single side pull-down

從升力系數對比圖可以看到，對于負攻角，連續(xù)傘和組合傘的升力系數差別不大。從流場上看，組合傘的低壓區(qū)面積要比連續(xù)傘略小，這也是組合傘升力系數更小的原因。隨著攻角的增大，連續(xù)傘上翼面上部出現附著渦，后緣處出現自由渦，兩處的渦大小相同，且渦的大小并不隨著攻角的增大而增大。連續(xù)傘的升力系數增大趨勢更加明顯，從流場上看，在α=12°時（見圖11（a）、（b））上下翼面壓差最大，升力達到最大值，隨后逐漸減?。ㄒ妶D11（c）、（d））。而組合傘增幅始終比較平滑，在α=20°時（見圖11（e）、（f）），僅出現了后緣處的自由渦，這是因為組合傘在組合處有氣流補充，降低了上翼面低壓區(qū)的壓強，達到最大升力系數。兩具傘的阻力系數都保持隨攻角的增大而逐漸增大，差別并不明顯。

圖11 連續(xù)傘與組合傘單側下拉狀態(tài)二維流場對比Fig.11 Comparison of two-dimensional flow field of two parafoil in single side pull-down

由于升力系數的差異，所以升阻比也產生了明顯不同。升力在小攻角下增幅較為明顯，之后增幅放緩；而阻力系數增幅較為平均，因此升阻比出現了先增大后減小的趨勢。不同的是，連續(xù)傘的最大升阻比出現在α=8°附近，而組合傘的最大升阻比出現在了α=4°附近。兩具傘的俯仰力矩系數差別明顯。連續(xù)傘先減小后增大，在α=12°時最小。而組合傘俯仰力矩系數保持增大的趨勢，雖然在α=0°之前，組合傘俯仰力矩系數較小；但在α=4°之后，組合傘始終比連續(xù)傘要大。在流場圖中可以明顯看到，α=12°時，連續(xù)傘的低壓區(qū)只分布在翼傘前緣。而組合傘的低壓區(qū)除了翼傘前緣，在翼傘后緣附近也有分布，使得翼傘在弦向增加了一個力矩，因此組合傘在α=12°時俯仰力矩系數取到最小值，這與無下拉時翼傘的俯仰力矩系數變化趨勢相似，說明組合傘受下拉的影響更小，在α=12°之前組合傘基本保持靜穩(wěn)定。

從圖12 的三維流線圖可以看出，在小攻角時，連續(xù)傘上翼面低壓區(qū)主要在翼傘前緣附近沿展向均勻分布，其余低壓區(qū)集中在下拉一側的翼尖處。隨著攻角的增大，前緣低壓區(qū)呈現中間減少兩邊增加的趨勢，攻角越大，前緣中間的低壓區(qū)越小。同時，最外側氣室上表面的低壓區(qū)逐漸增大，導致邊緣氣室的上下表面壓差增加。所以氣流更多地從翼傘兩側向上繞流，兩側翼尖出現渦流，攻角越大，渦流越明顯。受到下拉的影響，下拉一側渦流明顯。這是由于下拉改變了翼型從而改變了翼傘兩側的升力，翼傘得以轉彎。

圖12 連續(xù)傘與組合傘單側下拉狀態(tài)16°攻角三維流線圖Fig.12 Three dimensional streamline diagram of two parafoil in single side pull-down at 16 ° angle of attack

3.2 雙側下拉氣動特性對比

雙側下拉參數設置與無下拉狀態(tài)相同，結果如圖13 所示。組合傘與連續(xù)傘在雙側下拉時升力系數差別不大。升力系數先增大后減小，在α=12°時出現最大升力系數。在α=16°時（見圖14（a）、（b）），連續(xù)傘出現了流動分離的情況，上翼面分別出現了一個自由渦和一個附著渦。而組合傘在α=16°時，并沒有出現渦，氣流附體效果很好。到α=24°時（見圖14（c）、（d）），兩具傘上翼面的渦流都發(fā)生了明顯變化。連續(xù)傘前緣處的附著渦顯著增大，并且位置上移，后緣處的自由渦逐漸減小，低壓區(qū)集中在翼傘上表面。而組合傘逐漸開始出現流動分離情況，后緣處的自由渦逐漸增大，低壓區(qū)則主要出現在翼傘后緣處附近。兩具傘的阻力系數都隨著攻角的增大而均勻增大。由于組合傘升力略小，阻力略大，導致升阻比明顯小于連續(xù)傘。但兩具傘升阻比變化趨勢相同，最大升阻比在0°~4°之間。在大攻角下，二者差距逐漸減小。而兩具傘的俯仰力矩系數變化趨勢也幾乎相同，均隨攻角逐漸增大。

圖13 連續(xù)傘與組合傘雙側下拉狀態(tài)氣動參數對比Fig.13 Comparison of aerodynamic parameters between two parafoil with double side pull-down state

圖14 連續(xù)傘與組合傘雙側下拉狀態(tài)二維流場對比Fig.14 Comparison of two-dimensional flow field of two parafoil with double side pull-down

4 結論

本文對超大型連續(xù)翼傘和超大型組合翼傘進行仿真計算，將氣動性能進行對比，得到如下結論：

1）相比連續(xù)翼傘，組合翼傘雖然最大升力較小，但是有更大的失速攻角，極大地減緩了翼傘的流動分離情況，組合傘的升阻比也因此有所減小。

2）在α=16°時，連續(xù)傘已經出現流動分離的情況，在上翼面出現了兩個渦。而組合傘由于氣流補充，氣流的附體效果很好，在α=16°并未出現分離的情況，沒有渦的產生。因此組合翼傘更適合大攻角的飛行狀態(tài)。

3）氣流在通過組合處后會先向低壓區(qū)補充，所以組合傘在組合處附近的壓力略大，低壓區(qū)主要分布在各個模塊的中部。

4）組合傘受單側下拉的影響更小，有更好的穩(wěn)定性，在α=12°之前組合傘基本保持靜穩(wěn)定。