發(fā)動機噴流對飛機阻力傘性能的影響

孫 智，馮傳奇，孫建紅,3，喻東明，許常悅，寇澤普

（1.南京航空航天大學(xué)航空學(xué)院飛行器環(huán)境控制與生命保障工信部重點實驗室，南京210016；2.中國飛行試驗研究院，西安710089；3.南京航空航天大學(xué)民航學(xué)院，南京211106；4.航空工業(yè)航宇救生裝備有限公司航空防護救生技術(shù)航空科技重點實驗室，襄陽441003）

飛機阻力傘是一種由柔性織物制造的氣動減速設(shè)備，通常折疊放置在飛機尾部的傘倉內(nèi)，在飛機著陸時被拋出并打開從而輔助機輪制動，阻力傘產(chǎn)生的氣動阻力能夠有效縮短飛機滑跑距離，增加飛機減速制動的安全性。研究表明，阻力傘可使飛機著陸滑跑距離縮短30%～40%，有效延長了機輪外胎的使用壽命，保障了飛機的著陸安全[1]。然而，隨著航空部隊訓(xùn)練的需求以及航空技術(shù)的發(fā)展，對戰(zhàn)斗機的著陸安全提出了更高的要求，在戰(zhàn)斗機中斷起飛以及著陸過程中，飛機發(fā)動機往往會處于未完全停機狀態(tài)，此時發(fā)動機噴流產(chǎn)生的高速射流會對阻力傘工作流場產(chǎn)生較大的影響，進而影響阻力傘的氣動性能。因此，亟需對發(fā)動機噴流作用下的阻力傘工作過程進行研究，探究發(fā)動機噴流影響下的阻力傘氣動性能，為噴流作用下阻力傘的性能評估提供理論基礎(chǔ)。

對于單獨阻力傘的研究起步較早。在20 世紀(jì)70 年代，國外就己經(jīng)開始對降落傘工作過程進行數(shù)值模擬研究。降落傘的工作過程涉及非常復(fù)雜的氣動彈性問題，人們從早期對降落傘充氣過程的機理研究，逐步發(fā)展到對阻力傘相關(guān)流-構(gòu)耦合的研究。例如，郭亮等[2]針對無人機傘回收進行了動力學(xué)分析，對無人機的整個回收過程進行仿真研究。程涵等[3]采用流-構(gòu)耦合方法對某型傘低速氣流下的充氣過程進行了數(shù)值模擬，并對充氣過程中傘衣應(yīng)力、流場速度矢量、壓力以及傘衣半徑變化等結(jié)果進行了分析。陳猛等[4]對某五環(huán)錐傘進行了無限質(zhì)量情況降落傘充氣過程的流-構(gòu)耦合數(shù)值模擬并進行了相關(guān)飛機減速過程開傘試驗。包進進等[5]對降落傘傘包拉出過程進行了仿真研究，分析了拉出過程的載荷變化。孫建紅等[6-7]采用質(zhì)量阻尼彈簧模型分析了阻力傘拉直過程的引導(dǎo)傘阻力面積、傘系統(tǒng)彈性模量以及線密度等影響因素，也采用流固耦合方法對重裝空投降落傘充氣過程進行了仿真分析。Kimata 等[8]采用浸沒邊界法（Immersed boundary method，IBM）結(jié)合質(zhì)量彈簧阻尼對半球殼形傘衣進行了馬赫數(shù)為2 的二維和三維流固耦合數(shù)值模擬，指出二維模擬的阻力系數(shù)振蕩幅度與試驗相比較小，三維模擬的流場中包含分離流和重建流兩種不同的流動模式。Borke 等[9]采用嵌入邊界法（Embedded boundary method,EBM）對二維傘衣進行馬赫數(shù)為2 的流固耦合研究，其中流場采用基于歐拉頂點的有限體積方法進行模擬，并將流場網(wǎng)格用自適應(yīng)網(wǎng)格細化方法進行實時加密，結(jié)果表明在傘衣變形過程中，傘衣前方的激波能夠被準(zhǔn)確地捕捉到。薛曉鵬等[10-11]采用IBM 研究了傘繩對拖曳比為2.38 的超聲速降落傘系統(tǒng)的影響，并采用這種方法對半球殼形傘衣進行了馬赫數(shù)為2 的流固耦合數(shù)值模擬，研究了傘衣攻角和前體攻角對降落傘性能的影響。Huang等[12]采用EBM 對2 馬赫的二維降落傘進行了充氣過程模擬，傘繩采用主從運動學(xué)進行模擬，發(fā)現(xiàn)初始的折疊狀態(tài)會顯著改變傘衣阻力系數(shù)和最大主應(yīng)力。高興龍等[13]采用多材料任意拉格朗日-歐拉方法研究了前體的存在對超聲速盤縫帶傘充氣過程流場的影響，得到了前體尾渦結(jié)構(gòu)和傘衣周圍的激波分布。蔡志軍等[14]采用流固耦合方法對戰(zhàn)斗機阻力傘載荷進行了仿真計算。楊品等[15]采用流固耦合方法對飛機阻力傘放傘過程進行了數(shù)值仿真，并對阻力傘拉直力及開傘過載等進行了分析。

上述研究主要針對阻力傘，而并未考慮發(fā)動機尾流的影響。對于發(fā)動機尾流場的研究主要關(guān)注于發(fā)動機本身以及噴流高溫尾流影響區(qū)域。例如，姚金華等[16]研究了固體火箭助推器產(chǎn)生的高溫燃氣尾流場對地面發(fā)射架造成的沖刷影響。李茂等[17]針對氫氧火箭發(fā)動機地面水平試車時尾流燃氣對地面熱防護的影響進行了研究，并采用數(shù)值模擬方法研究了尾流場溫度變化的趨勢。在飛機發(fā)動機尾流場計算方面，目前的研究主要側(cè)重于溫度場模擬、測量與對流場內(nèi)設(shè)備的影響及防護。如于芳芳等[18]對某型發(fā)動機尾流流場及溫度場進行了數(shù)值計算，分析了不同發(fā)動機狀態(tài)下的溫度場特性，并研制了一套用于測量高溫條件下的尾流測溫系統(tǒng)。吳沿慶等[19]采用CFD 方法對飛機發(fā)動機尾流流場進行了數(shù)值模擬，采用反向蒙特卡洛方法對氣體紅外輻射特性進行了計算。黃爍橋等[20]采用試樣的方法，研究了噴流對飛機尾流渦的影響。

綜上可見，盡管國內(nèi)外已有不少關(guān)于阻力傘和發(fā)動機噴流的研究，但鮮有對兩者相互影響的相關(guān)研究，特別是針對發(fā)動機噴流作用下阻力傘的流固耦合研究。因此，本文針對不同發(fā)動機噴流速度對阻力傘的氣動性能影響進行了數(shù)值仿真研究，分析了噴流速度對阻力傘阻力特性、穩(wěn)定性以及流場特性的影響，為發(fā)動機噴流作用下的阻力傘性能評估和阻力傘設(shè)計提供參考。

1 數(shù)值方法

1.1 控制方程

針對發(fā)動機噴流工況下的飛機阻力傘開傘過程，本文采用了時-空守恒元解元方法(CE/SE)方法對其進行求解。其N-S 方程可以寫成如下形式

式中：ρs為織物材料密度，xsi為結(jié)構(gòu)單元位移。

1.2 耦合方法

文中飛機阻力傘織物間的接觸以及織物結(jié)構(gòu)與流場間的耦合作用基于罰函數(shù)來實現(xiàn)，采用具有二階時間精度的中心差分格式對流場與結(jié)構(gòu)體進行顯示耦合計算，并對流體節(jié)點和結(jié)構(gòu)體節(jié)點的速度以及位移進行求解，具體公式如下

式中:u 為速度矢量；M 為質(zhì)量對角矩陣；Fext為外力矢量，F(xiàn)int為內(nèi)力矢量，它們與體力和邊界條件相關(guān)聯(lián)；s 為位移矢量。

本文在流體/結(jié)構(gòu)體耦合計算中使用準(zhǔn)約束方法，對于流體部件，解算器基于歐拉方法進行求解，而對于結(jié)構(gòu)部件，則基于拉格朗日方法求解。界面邊界位置和速度由拉格朗日結(jié)構(gòu)決定，并將該信息作為流體求解時每個時間步的界面條件，通過追蹤結(jié)構(gòu)和流體之間的相對位移，計算出界面力，并作為外部力的一部分對耦合區(qū)域的速度、位移進行迭代，從而實現(xiàn)耦合計算。

2 模型與網(wǎng)格

為了對發(fā)動機噴流尾流場影響下的阻力傘阻力性能進行研究，文中選取某型飛機阻力傘進行研究[14-15]，阻力傘模型如圖1 所示。圖中，縱橫交錯的線條為傘衣上的加強帶，傘衣臂上分布有狹小的開縫結(jié)構(gòu)，縫兩側(cè)使用連接繩相連接，傘繩與加強帶在傘衣底邊相連，4 根加強帶在傘衣頂孔處匯聚為一點。根據(jù)十字傘實際折疊過程，得到簡化的十字形傘折疊模型，如圖1 所示。傘衣采用SHELL 單元，傘繩及加強帶采用BEAM 單元。

圖1 折疊狀態(tài)的阻力傘模型Fig.1 Model of drag parachute in folded state

這里以阻力傘名義直徑D 為參照，選取17D(流向)×10D(展向)×10D(法向)的矩形計算域進行計算。為了準(zhǔn)確捕捉噴流流場以及阻力傘阻力特性，對發(fā)動機噴流位置以及阻力傘位置進行局部加密，流體域網(wǎng)格總數(shù)約為500 萬，網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 發(fā)動機噴流中心垂直截面網(wǎng)格（充氣狀態(tài)）Fig.2 Grid of vertical section at engine center(Inflated state)

對于軍用發(fā)動機，以某典型軍用發(fā)動機為例，其工作狀態(tài)主要可以分為：最大狀態(tài)（全加力狀態(tài)）、過渡狀態(tài)（不加力最大推力）、額定/最大連續(xù)狀態(tài)、慢車狀態(tài)等工作狀態(tài)。其中，額定/最大連續(xù)狀態(tài)下推力為最大推力的85%～90%，連續(xù)工作時間小于30～60 min，該工作狀態(tài)主要用于起飛/爬升及高速飛行；慢車狀態(tài)推力為最大推力的3%～5%，主要用于下滑/進場著陸、地面滑行、地面待機等情況。某型號發(fā)動機噴流參數(shù)如表1 所示。發(fā)動機噴流作用下的阻力傘開傘主要包括中斷起飛開傘和發(fā)動機未停機地面滑行開傘，這些工況下發(fā)動機一般處于慢車狀態(tài)至額定狀態(tài)之間。文中主要針對發(fā)動機慢車狀態(tài)至額定狀態(tài)下的阻力傘特性進行研究，選取對應(yīng)發(fā)動機噴口的出口速度uj范圍為250～500 m/s。

為了模擬發(fā)動機飛機滑行過程中發(fā)動機噴流對阻力傘阻力特性的影響，文中空氣來流以及發(fā)動機噴流采用速度入口邊界條件，來流速度為78 m/s，發(fā)動機噴流速度uj分別為0、250、350、500 m/s。地面為滑移壁面邊界條件，滑移速度與來流速度保持一致。其余各邊界均為無反射邊界條件。傘繩末端節(jié)點約束在噴流入口上方位置，該位置由實際發(fā)動機噴口中心與傘系統(tǒng)連接點的距離決定。

表1 發(fā)動機噴流參數(shù)Table 1 Parameters of engine nozzle jet

3 計算結(jié)果與分析

3.1 發(fā)動機噴流對阻力傘阻力特性的影響

這里以飛機滑行速度78 m/s 為例，分別對發(fā)動機噴流速度分別為0、250、350、500 m/s 的噴流影響進行仿真研究。充氣過程傘衣外形變化如圖3 所示，來流氣體在傘衣頂部聚集，隨后帶動傘衣迅速膨脹。經(jīng)過一段時間的耦合作用后達到穩(wěn)定充滿狀態(tài)，充滿后的外形不再有大幅度變化。阻力傘充滿狀態(tài)不同噴流速度下的傘衣表面應(yīng)力分布云圖如圖4 所示。由圖4 可知，隨著噴流速度的增大，傘衣表面應(yīng)力也隨之增大。

圖3 阻力傘充氣過程傘衣外形變化Fig.3 Changes in shape of drag parachute canopy dur-ing inflation process

為了進一步定量研究發(fā)動機噴流對阻力傘阻力特性的影響，圖5 給出了不同噴流速度下阻力傘開傘過程中阻力動載F 隨時間的變化曲線，表2 給出了不同噴流速度下阻力傘動載峰值Fmax以及充滿狀態(tài)穩(wěn)態(tài)載荷（穩(wěn)態(tài)平均值）F-的變化情況。通過分析可知，當(dāng)無噴流時，阻力傘動載峰值出現(xiàn)在0.089 s，動載峰值約為126.4 kN；當(dāng)噴流速度為250 m/s 時，動載峰值出現(xiàn)在t=0.080 s，動載峰值約為142.0 kN；當(dāng)噴流速度為350 m/s 時，動載峰值出現(xiàn)在t=0.074 s，動載峰值約為143.4 kN；當(dāng)噴流速度為500 m/s 時，動載峰值出現(xiàn)在t=0.070 s，動載峰值約為162.2 kN。在無噴流情況下，阻力傘充滿后，穩(wěn)態(tài)載荷約為64.1 kN，有發(fā)動機噴流影響時，阻力傘穩(wěn)態(tài)載荷有所增大，但當(dāng)噴流速度為250 m/s 時，穩(wěn)態(tài)載荷約為77.8 kN，穩(wěn)態(tài)載荷增加了21%；當(dāng)噴流速度為350 m/s 時，穩(wěn)態(tài)載荷約為97.0 kN，穩(wěn)態(tài)載荷增加了51%；當(dāng)噴流速度為500 m/s 時，穩(wěn)態(tài)載荷約為114.8 kN，穩(wěn)態(tài)載荷增加了79%?？梢?，隨著發(fā)動機噴流速度的增大，阻力傘開傘動載峰值不斷增大，并且動載峰值出現(xiàn)的時間不斷提前，充氣時間減小，穩(wěn)定充氣階段的動載值也會隨之增大。同時在充氣初始階段（t=0.05 s之前），開傘動載變化曲線因傘繩拉直的原因出現(xiàn)小幅度波動，并且噴流速度越大，其動載曲線在峰值前后的波動變化更劇烈，這會對阻力傘充氣的穩(wěn)定性和安全性產(chǎn)生一定的影響。因此，在阻力傘設(shè)計過程中，需要充分考慮發(fā)動機噴流帶來的影響。

表2 發(fā)動機噴流影響下的阻力傘阻力特性Table 2 Drag characteristics of drag parachute under different jet velocities

3.2 發(fā)動機噴流對阻力傘穩(wěn)定性的影響

穩(wěn)定性是阻力傘的另一個重要性能參數(shù)，如果工作過程中阻力傘的擺動幅度過大，可能會使得阻力傘拖地，進而出現(xiàn)破損。因此，文中選取阻力傘在垂直方向的擺動距離進行分析研究。圖6 給出了不同噴流速度下，十字形阻力傘頂點（即徑向加強帶在傘頂孔處的交匯點）在開傘充氣過程中垂直方向（Y 方向）上的位移隨開傘過程的變化曲線。從圖中可以看出，由于發(fā)動機噴流的高速吹襲作用，阻力傘會向下偏斜，當(dāng)噴流速度為250 m/s 時，阻力傘頂點向下偏斜位移為0.41 m；當(dāng)噴流速度為350 m/s 時，阻力傘頂點向下偏斜位移為0.65 m；當(dāng)噴流速度為500 m/s 時，阻力傘頂點向下偏斜位移為0.73 m 。通過對比發(fā)現(xiàn)，由于發(fā)動機噴流噴口中心位置高度H 為1.85 m，噴口位置在阻力傘下方（阻力傘初始中心位置高度H 為3 m），高速的發(fā)動機噴流氣流主要吹襲到十字形阻力傘靠近地面的傘衣區(qū)域，傘衣靠近地面內(nèi)側(cè)壓力偏大，傘衣會產(chǎn)生向下的偏向力。同時，高速氣流流經(jīng)傘與地面中間時，會產(chǎn)生一定的“狹管效應(yīng)”，使得靠近地面?zhèn)阋峦鈧?cè)的壓力降低，進一步增加傘衣向下的偏移。在阻力傘頂點向下位移到最大位置后，在傘繩向上分力的作用下又迅速向上偏移，形成一種上下往復(fù)的周期性振蕩，并且擺動的幅度隨著噴流速度的增大而增大，同時偏斜發(fā)生的時間也隨著噴流速度的增大而前移。所以發(fā)動機噴流速度對阻力傘的穩(wěn)定性有一定的影響，噴流速度越大，阻力傘擺動振幅越大，阻力傘穩(wěn)定性越差。

圖6 不同噴流速度下阻力傘垂直方向擺幅隨開傘過程的變化Fig.6 Change of vertical displacement of drag para-chute during inflation process under different jet velocities

3.3 發(fā)動機噴流作用下的阻力傘流場特性分析

為了進一步研究發(fā)動機噴流對阻力傘阻力特性以及擺動穩(wěn)定性的影響，文中對不同發(fā)動機噴流情況下的阻力傘充滿狀態(tài)流場特性進行研究。圖7 為充滿狀態(tài)t= 0.2 s 時刻不同噴流速度中心截面上的速度分布。由圖可知，當(dāng)發(fā)動機尾噴存在時，阻力傘傘前流場的速度比無發(fā)動機尾噴時要大，并且隨著噴流速度的增加，阻力傘前的流場速度也逐漸增大。發(fā)動機噴流吹襲到阻力傘傘衣偏下位置，會導(dǎo)致阻力傘傘衣膨脹程度更大。同時，噴流氣流在流經(jīng)阻力傘傘衣與地面形成的狹小通道時被加速，產(chǎn)生一定的“狹管效應(yīng)”，使得傘衣向地面偏移，這種氣流加速的“狹管效應(yīng)”會隨著發(fā)動機噴流速度的增加而越發(fā)明顯。

圖7 不同噴流速度下阻力傘充滿狀態(tài)垂直中心截面速度云圖Fig.7 Velocity distribution of vertical center section of drag parachute in inflated state under different jet velocities

通過阻力傘充滿狀態(tài)垂直中心截面上的速度分布云圖可以對發(fā)動機噴流對阻力傘流場特性的影響有一個定性的認識。為了進一步定量分析阻力傘流場特性，文中選取了發(fā)動機噴流中心線（H=1.85 m），阻力傘初始中心線（H =3 m）以及阻力傘前x=3、6、9 m 三條垂直線進行分析，具體位置如圖8 所示。不同噴流速度下發(fā)動機噴流中心線上的速度uce分布如圖9 所示。由圖可知，高速的氣流從發(fā)動機噴出后快速衰減，經(jīng)過阻力傘后速度出現(xiàn)負值，產(chǎn)生一定的回流區(qū)，隨后速度又逐步回升，最后與來流速度基本一致。通過不同噴流速度之間的對比可以發(fā)現(xiàn)，噴流速度越大，阻力傘之前的來流速度也越大，這也是噴流狀態(tài)下阻力傘阻力增大的原因。

圖8 阻力傘充滿狀態(tài)垂直中心截面特征線位置示意圖Fig.8 Schematic diagram of characteristic line position of vertical center section in inflated state

圖9 阻力傘充滿狀態(tài)下發(fā)動機噴流中心線上的速度變化曲線（H=1.85 m）Fig.9 Speed curve on centerline of engine nozzle in inflated state（H=1.85 m）

圖10 阻力傘充滿狀態(tài)下傘中心線上的速度變化曲線（H =3 m）Fig.10 Speed curve on centerline of drag parachute in inflated state（H =3 m）

不同噴流速度下阻力傘中心線上的速度ucp分布如圖10 所示。由圖可知，起始速度為來流速度，隨后由于高速噴流的卷吸作用，速度逐步升高，隨后又快速衰減，經(jīng)過阻力傘后同樣會出現(xiàn)回流區(qū)，最后氣流速度逐步回升至來流大小。此高度上的阻力傘前來流速度會略小于噴流中心線上的氣流速度，但總體上仍大于無噴流狀態(tài)下的傘前速度。

阻力傘傘前不同垂直線上（x=3、6、9 m）上的速度分布如圖11 所示。由圖可知，噴流速度沿噴流中心衰減，且隨著流向距離的增加，噴流的速度也逐步減小，噴流的影響區(qū)域主要集中在0～4 m的范圍內(nèi)，阻力傘大部分傘衣都在該范圍之內(nèi)，因此，噴流對阻力傘的性能會產(chǎn)生影響。通過x=9 m 處氣流速度隨高度的變化曲線可以發(fā)現(xiàn)，在靠近地面（阻力傘與地面之間）部分的氣流速度有明顯提升，這進一步佐證了氣流使得傘衣向下偏轉(zhuǎn)。

圖11 阻力傘充滿狀態(tài)時不同垂直線上的速度變化曲線（x=3，6，9 m）Fig.11 Speed curve at different distances in inflated state (x=3，6，9 m)

圖12 給出了充滿狀態(tài)t=0.2 s 時刻不同噴流速度中心截面上的壓力分布。由圖可知，在阻力傘工作過程中，傘衣內(nèi)側(cè)壓力升高，阻力傘后方會形成一定的低壓區(qū)，當(dāng)存在發(fā)動機噴流時，阻力傘內(nèi)側(cè)的高壓區(qū)壓力變大，且傘衣內(nèi)側(cè)下方的壓力偏高，隨著噴流速度的增大，這種效果更加明顯，這種上下不對稱的傘衣壓力分布使得阻力傘產(chǎn)生向下偏轉(zhuǎn)力，使得阻力傘出現(xiàn)上下偏轉(zhuǎn)的現(xiàn)象。圖13～14 分別給出了發(fā)動機噴流中心線和阻力傘初始中心線上的壓力(Pce,Pcp)變化曲線。由圖可知，氣流經(jīng)過阻力傘后，壓力急速降低，出現(xiàn)一定的低壓區(qū)。通過對比不同噴流速度下的壓力分布可知，在傘前以及傘內(nèi)側(cè)的壓力會隨著噴流速度的增大而增大，從而使得傘衣的阻力更大，傘衣充滿程度更明顯。

圖12 不同噴流速度下阻力傘充滿狀態(tài)垂直中心截面壓力云圖Fig.12 Pressure distribution of vertical center section of drag parachute in inflated state under differ-ent jet velocities

圖13 阻力傘充滿狀態(tài)時發(fā)動機噴流中心線上的壓力變化曲線（H=1.85 m）Fig.13 Pressure curve on centerline of engine nozzle in in-flated state（H=1.85 m）

圖14 阻力傘充滿狀態(tài)時傘中心線上的壓力變化曲線（H=1.85 m）Fig.14 Pressure curve on centerline of drag parachute in in-flated state（H=1.85 m）

4 結(jié) 論

本文對不同發(fā)動機噴流速度下的阻力傘開傘過程進行數(shù)值仿真研究，分析了不同噴流速度對阻力傘阻力特性、阻力傘穩(wěn)定性以及流場特性的影響，主要結(jié)論如下：

（1）發(fā)動機噴流會使得阻力傘傘前的流體速度變大，導(dǎo)致阻力傘開傘動載峰值出現(xiàn)時刻前移，開傘動載峰值變大，充滿狀態(tài)的阻力傘穩(wěn)態(tài)載荷變大。

（2）噴流速度為250 m/s 時，穩(wěn)態(tài)載荷增加21%；當(dāng)噴流速度為350 m/s 時，穩(wěn)態(tài)載荷增加51%；當(dāng)噴流速度為500 m/s 時，穩(wěn)態(tài)載荷增加79%。

（3）發(fā)動機噴流會使得傘衣內(nèi)側(cè)下方的壓力偏大，傘衣壓力分布不對稱，從而使得阻力傘發(fā)生上下擺動，且噴流速度越大，阻力傘擺動振幅越大，阻力傘穩(wěn)定性越差。