舱门开启对直升机机身气动特性的影响研究

宋子帅 潘喜英

（中国直升机设计研究所，天津 300300）

0.引言

由于直升机具有低空、低速的飞行特性，因此可以打开舱门飞行，武装直升机或民用直升机开门飞行，由任务性质决定的，满足安全许可。在武装直升机中，开启舱门可以提升作战视野，提高生存能力，此外还可加装舱门武器，提升作战能力。在民用直升机中，执行航拍、防汛、搜救、吊挂、物探等作业时，有时也需开门飞行。此外，有些特殊飞行中，还可拆掉舱门，减轻一部分起飞重量，增加商载。综上，开门飞行能力也是直升机特有且必要的一种能力，它对机身气动阻力与流场将产生影响。因此，研究舱门开启与关闭对机身流场特性的影响有着重要意义。国内外对直升机舱门的公开文献较少，谷长河[1]采用动力学仿真对舱门滑行进行分析，优化了滑轨轨迹。吴事兵[2]针对滑动舱门锁闭系统报警故障进行排查，对锁闭机构进行结构优化。而研究直升机舱门气动特性的文献更少，因此参考了固定翼飞机及汽车等相关文献。史爱明[3]对某固定翼轰炸机进行数值模拟，分析了内埋式弹舱舱门气动载荷与开启角度间的关系，发现舱门载荷使舱门趋于关闭。在汽车领域，国内对天窗、前窗、侧窗等对车身气动性能及噪声的影响做了相应的分析[4-6]。对于直升机领域，由于打开舱门状态的气流变化是非稳态的，风洞试验难以提供直升机稳定的气动特性，暂时没有相关的试验数据用于参考。目前，国内对舱门开启飞行的研究大多数是以试飞及飞行员评价得出的，而采用CFD（Computational Fluid Dynamics）进行研究的较少。因此本文参考直升机机身[7]及部件气动特性CFD分析方法[8]采用数值模拟方法对直升机开闭单侧舱门情况下进行气动分析对比，从阻力、气动载荷、压力、速度等多个参数分析，为直升机开启舱门飞行的可行性提供一定的支撑。

1.数值模拟

1.1 数值计算方法及可靠性验证

为了对CFD的可靠性进行验证，本次计算选取AC313带短翼机身模型，计算网格采用四面体非结构网格，在几何外形曲率变化较大及流场比较复杂的区域进行网格局部加密。远场在机体尾部取20倍机身长度，其余方向取10倍机身长度，对于舱门关闭状态，最终与试验进行阻力系数对比后最终选取网格总数为298万，其中边界层首层高度在10-5量级为合理值，总层数为10层，机身表面网格如图1所示，图中（红色框中）蓝色部分为右侧客舱门。采用CFD软件对雷诺平均N-S方程进行求解，湍流模型采用SST k-ω模型，工质为理想空气，边界条件设置为压力远场，给定总温288.15K，总压101325Pa。当全局残差降至10-3以下且机身的升力系数、阻力系数、俯仰力矩系数保持恒定，误差小于0.5%的情况下可认为计算收敛。

图1 机身表面网格

光机身的实验采用缩比1：8的模型进行，试验风速为50m/s，对不同俯仰角进行风洞实验。如图2所示为CFD数值模拟结果与实验结果的阻力系数对比，坐标系为风轴系。由图可知，在俯仰角-16°～0°范围内，数值模拟与实验值相差不大，而在0°～10°范围内，CFD结果略小于实验值，但整体趋势一致，最大误差不超过5%。目前认为实验与CFD结果存在差异较合理的原因有：一是在风洞实验中机身底部安装有支撑装置，而CFD模拟中并未考虑该装置对气动参数的影响；二是由于网格数量及湍流模型选取的原因，可能对机身及尾梁底部的分离流动捕捉精度不够。

图2 光机身实验与CFD阻力系数对比

由于机舱内部细节部件比较多，且针对不同的用途舱内布置不尽相同，因此建模时对舱内进行了简化处理。为了更精确模拟舱门对流场的影响，对舱门滑轨、舱门支架、舱门等部件建模较为细致，机身模型增加了垂尾及机头雷达整流罩与真实机身更为接近，如图3所示。

图3 机身模型（舱门半开）

网格划分方案及数值模拟策略沿用光机身模型，并对舱门处网格进行了局部加密，网格总数在412万～422万。图4为舱门半开情况下舱门位置的局部网格图。飞行工况为前飞状态，速度50m/s，俯仰角α=0°，偏航角β=0°，分别对舱门开启程度1/4、1/2（半开）、3/4、4/4（全开）状态进行计算。

图4 舱门位置网格

1.2 数值模拟结果分析

阻力是影响直升机性能的重要参数之一，表1列出了舱门不同开启的阻力系数。从表中可以看出，当打开舱门的情况下，全机阻力系数均高于不开窗的情况，因为当舱门打开后，机舱内将形成一个空腔，气流在流经腔体后会在内部相互作用导致阻力增大。进一步对比发现，当舱门打开1/4时，全机阻力系数增加最大，较不开启舱门情况下增长17.66%。从表中还可以看出，当舱门打开时，舱门处的气动阻力急剧上升，在舱门关闭的情况下舱门阻力占全机阻力的0.47%，而在舱门开启后，占比均超过3.5%，其中最高为舱门开启1/4时，占比达到6.18%。

表1 各状态气动阻力

为分析舱门开启程度对机身姿态的影响，取机身参考点（6.291m，-0.011m，0.884m）对全机力矩进行对比，见表2。在0攻角前飞状态下，滚转力矩在舱门未完全打开状态下较舱门关闭状态有所降低，当完全打开时，滚转力矩较舱门关闭状态增加11.66%。俯仰力矩在舱门打开情况较舱门关闭状态增大很多，最大值出现在舱门半开状态，较舱门关闭状态增大了564.77N·m。偏航力矩舱门打开状态较舱门关闭状态也有所增加，随着舱门开度的增加，偏航力矩也越大。综合表中数据可知，当舱门开启过程中力矩变化较大，机身姿态控制难度加大。

表2 舱门不同开度力矩对比

图5给出了舱门不同开启程度的机身总压云图（舱门中间位置截面z=0.8m）。当舱门关闭时，机身左右两侧的流场基本呈对称分布，当舱门打开后，机身两侧的流场变得不对称，机身右侧的低压区面积增大，机身尾部右侧的低压区也有所增大，随着舱门开度的增加，低压区面积也有所增大。通过进一步的流场分析来探究造成不对称的原因。

图5 舱门不同开度总压云图

图6为不同舱门开度的速度云图，当舱门关闭时，机身两侧的速度分布基本对称，在机头与短翼位置存在加速现象，在尾舱门存在低速区。从图中看出，在舱门位置产生一个低速区，沿机身表面逐渐向后扩散，导致尾舱门涡脱落区面积增加，随着舱门开度的增加，尾部低速区面积增加，机身左右两侧速度差异愈加明显，导致偏航力矩逐步增大。舱门开启后，在舱门前缘外侧位置存在一个加速区，随着舱门开度的增加该区域面积逐渐减小，舱门处的速度梯度减缓，导致舱门阻力降低。此外，在舱门附近及机身内部将会产生涡流，导致噪声增加，但在直升机噪声中旋翼噪声远超过这一噪声，因此在文中不展开分析。

图6 舱门不同开度速度云图

图7为舱门开启1/4时的流线图，由图可知，当舱门开启后，气流将通过舱门与机身的缝隙发生偏转流入机身中，在机身内部形成空腔流，存在多个低速涡，导致机身阻力增加。在舱门的上端与下端形成紊流，对机身各部件的流场形成干扰。

图7 舱门1/4开度流线图

为分析舱门开启后全机俯仰力矩增加的原因，图8给出了各部件的俯仰力矩。从图中可知，垂尾与平尾对俯仰力矩的贡献较大，为负值（即使机身低头），其余部件为俯仰力矩为正值，使机身抬头。舱门半开与舱门关闭状态对比，只有垂尾的俯仰力矩有所增加，较舱门关闭增加了4.70%，其余部件较舱门关闭有所降低，其中降低最多的为光机身，降低了88.45%。因为提供抬头力矩的部件贡献有所降低，而垂尾提供的低头力矩增加，导致舱门开启后总俯仰力矩比舱门关闭状态增加564.77 N·m。

图8 俯仰力矩构成

2.结语

本文通过对AC313直升机客舱门不同开启程度的复杂流场进行定常数值模拟，得出以下结论：

（1）舱门开启后机身阻力有所增加，随着舱门开度的增加，舱门所贡献的阻力随之降低。

（2）舱门开启导致机身左右两侧的总压、速度等流场变得不对称，随舱门开度增加，机身偏航力矩随之增加。

（3）舱门、短翼、光机身所提供的抬头力矩降低，垂尾提供的低头力矩增加，导致舱门开启后全机低头力矩增大。