基于曲梁模型的大展弦比大柔性機(jī)翼顫振分析

段靜波, 周洲, 江濤

(1.西北工業(yè)大學(xué) 航空學(xué)院, 陜西 西安 710072; 2.軍械工程學(xué)院 無(wú)人機(jī)工程系, 河北 石家莊 050003)

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基于曲梁模型的大展弦比大柔性機(jī)翼顫振分析

段靜波1,2, 周洲1, 江濤2

(1.西北工業(yè)大學(xué) 航空學(xué)院, 陜西 西安 710072; 2.軍械工程學(xué)院 無(wú)人機(jī)工程系, 河北 石家莊 050003)

提出一種大展弦比大柔性機(jī)翼顫振分析的方法。該方法首先引入準(zhǔn)模態(tài)假設(shè)，將氣動(dòng)載荷作用下發(fā)生大靜變形的大展弦比大柔性機(jī)翼視為一根變曲率曲梁，并將其離散為一系列常曲率曲梁?jiǎn)卧?，利用機(jī)翼靜變形結(jié)果，通過(guò)多項(xiàng)式插值獲得各曲梁?jiǎn)卧钠骄?。其次，在曲梁?jiǎn)卧獌?nèi)，利用曲梁振動(dòng)微分方程和Therdorson非定常氣動(dòng)力模型建立曲梁?jiǎn)卧念澱裎⒎址匠獭Ｈ缓?，運(yùn)用傳遞函數(shù)法，將曲梁?jiǎn)卧念澱裎⒎址匠剔D(zhuǎn)換為狀態(tài)空間形式，并依照有限元組集的思想形成機(jī)翼整體平衡方程。最后，通過(guò)求解特征值問(wèn)題獲得機(jī)翼的顫振速度和顫振頻率。通過(guò)與已有文獻(xiàn)結(jié)果的對(duì)比，驗(yàn)證了新方法的正確性和有效性。

大展弦比；大柔性機(jī)翼；曲梁；非定常氣動(dòng)力；顫振

大展弦比大柔性機(jī)翼在氣動(dòng)載荷作用下通常經(jīng)歷較大的結(jié)構(gòu)變形。準(zhǔn)確把握這類(lèi)大變形機(jī)翼的氣動(dòng)彈性特性是目前研究的熱點(diǎn)之一。國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了較多卓有成效的研究工作。Smith Patil等[1-2]較早地開(kāi)展了基于CFD方法的大展弦比機(jī)翼氣動(dòng)彈性特性研究。機(jī)翼由Hodges-Dowell梁來(lái)模擬，氣動(dòng)力計(jì)算則以Euler方程為基礎(chǔ)。Garcia[3]應(yīng)用精確梁理論的有限元方法，并耦合N-S方程的氣動(dòng)力，計(jì)算了大展弦比機(jī)翼的跨音速靜氣動(dòng)彈性特性。Palacois、Beran等[4-5]基于流固耦合方法，分別研究了超大展弦比機(jī)翼和翼身融合體飛機(jī)的靜氣動(dòng)彈性問(wèn)題。國(guó)內(nèi)方面，謝長(zhǎng)川等[6-7]應(yīng)用“準(zhǔn)模態(tài)”假設(shè)，分析結(jié)構(gòu)幾何非線性對(duì)大展弦比機(jī)翼振動(dòng)的影響，即認(rèn)為結(jié)構(gòu)是在大的靜變形平衡位置附近作微幅振動(dòng)，從而可沿用線性系統(tǒng)振動(dòng)理論進(jìn)行機(jī)翼振動(dòng)描述，通過(guò)算例驗(yàn)證了方法的有效性。周洲等[8-9]基于CR有限元理論，推導(dǎo)了大柔性機(jī)翼的切線剛度矩陣和質(zhì)量矩陣，建立了考慮幾何非線性效應(yīng)的大柔性無(wú)人機(jī)結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型，并引入準(zhǔn)模態(tài)小擾動(dòng)振動(dòng)假設(shè)，對(duì)動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行線性化，并采用建立在局部氣流坐標(biāo)系下的Therdorson片條非定常氣動(dòng)力，通過(guò)p-k法對(duì)無(wú)人機(jī)的非線性顫振速度和頻率進(jìn)行了求解。楊智春和黨會(huì)學(xué)等[10]耦合Euler方程求解器和非線性結(jié)構(gòu)求解器，計(jì)算了大展弦比機(jī)翼的靜變形，并在靜變形的基礎(chǔ)上，提取結(jié)構(gòu)的剩余剛度進(jìn)行了非線性顫振特性分析。向錦武等[11]研究了側(cè)向隨動(dòng)力作用下大展弦柔性機(jī)翼氣動(dòng)彈性穩(wěn)定性等問(wèn)題。

本文在前人研究的基礎(chǔ)上，發(fā)展了一種大展弦比大柔性機(jī)翼顫振分析的方法，通過(guò)與已有文獻(xiàn)結(jié)果的對(duì)比，驗(yàn)證了本文方法的正確性和有效性。

1 機(jī)翼顫振微分方程建立

1.1 機(jī)翼大靜變形曲線方程擬合

大展弦比大柔性機(jī)翼靜變形后可視為一根曲梁。梁橫截面的剛心軸線形成一條曲線，在直角坐標(biāo)系XOY下如圖1所示。

圖1 變曲率曲梁的示意圖

將曲梁劃分若干段，每段為一個(gè)曲梁?jiǎn)卧?。在直角坐?biāo)系下，每個(gè)曲梁?jiǎn)卧钠瘘c(diǎn)和終點(diǎn)的坐標(biāo)以及斜率均可根據(jù)機(jī)翼靜變形給出，從而通過(guò)多項(xiàng)式插值可將曲梁?jiǎn)卧那€方程表示出來(lái)，為[12]：

(1)

由曲線的曲率公式可知曲梁?jiǎn)卧獌?nèi)任一點(diǎn)的曲率半徑為

(2)

每個(gè)曲梁?jiǎn)卧獌?nèi)的曲率可近似為常數(shù),可取單元兩端處的曲率半徑平均值作為該單元的平均曲率半徑。

1.2 曲梁?jiǎn)卧駝?dòng)微分方程

在曲梁?jiǎn)卧獌?nèi),曲梁的曲率可視為常數(shù)R,其自然坐標(biāo)系如圖2所示,x軸表示切向,y軸表示徑向,z軸表示豎向。根據(jù)文獻(xiàn)[13],考慮曲梁質(zhì)心軸與彈性軸不重合的情形,可獲得曲梁六自由度振動(dòng)方程為

(3)

1.3 非定常氣動(dòng)力模型

在忽略機(jī)翼重力影響條件下,機(jī)翼顫振時(shí)的外力為氣動(dòng)力產(chǎn)生的分布升力以及分布扭矩。本文采用片條理論進(jìn)行非定常氣動(dòng)力計(jì)算。氣動(dòng)力片條在曲梁形狀基礎(chǔ)位置上定義,且位于曲梁?jiǎn)卧悬c(diǎn)處。根據(jù)Theodorson理論,單位展長(zhǎng)的非定常升力與相應(yīng)的俯仰力矩按下式計(jì)算[14]

(4)

式中,k=ωb/V為折合頻率,是一個(gè)無(wú)量綱參數(shù),C(k)為T(mén)heodorsen函數(shù),由于k是ω和V的函數(shù),為了后續(xù)求解方便,將C(k)寫(xiě)為C(ω,V),其他符號(hào)含義同文獻(xiàn)[8]。

1.4 機(jī)翼單元顫振微分方程

將(4)式代入(3)式后就可得機(jī)翼單元顫振時(shí)的微分方程

(5)

圖2 曲梁?jiǎn)卧匀蛔鴺?biāo)系

2 機(jī)翼顫振的傳遞函數(shù)求解

2.1 機(jī)翼單元的傳遞函數(shù)

對(duì)機(jī)翼單元顫振微分方程(6)式進(jìn)行Fourier變換,并整理可得

定義單元狀態(tài)向量

(7)

將(6)式改寫(xiě)為狀態(tài)空間形式的方程

(8)

式中,ge(x,ω)=0,轉(zhuǎn)移矩陣Fe(ω,V)為12×12的方陣,其非零元素為

邊界條件為

(9)

式中,l為曲梁?jiǎn)卧L(zhǎng)度,Mb、Nb分別為單元邊界條件選擇矩陣,為12×12的方陣,其非零元素為

Nb(10,8)=1,Nb(11,10)=1,Nb(12,12)=1

γe(ω)為由位移或力組成的列向量,其表達(dá)式為

方程(8)式的傳遞函數(shù)解為

(10)

式中

(11)

2.2 系統(tǒng)的合成與求解

由于大變形后的機(jī)翼劃分為若干常曲率曲梁?jiǎn)卧獊?lái)描述整個(gè)機(jī)翼,其求解方程可借鑒有限元方法的思想進(jìn)行組集。具體如下:

曲梁?jiǎn)卧孛嫔系膬?nèi)力為

(12)

式中,My、Mz分別為曲梁?jiǎn)卧@x、y、z軸彎矩,Tx分別為曲梁?jiǎn)卧@x軸的扭矩,Nx為沿x軸的軸力,Qy和Qz分別為沿y、z軸的剪力。

將曲梁?jiǎn)卧獌?nèi)力寫(xiě)成矩陣形式

(13)

將(10)式代入(13)式后,取x=0、l,可得到曲梁?jiǎn)卧獌啥它c(diǎn)處的內(nèi)力

(14)

式中

上式與有限元法中單元節(jié)點(diǎn)力表達(dá)式十分相似,fe可視為單元節(jié)點(diǎn)內(nèi)力,Ke(ω,V)可視為單元?jiǎng)偠染仃?γe(ω)可視為單元節(jié)點(diǎn)位移向量。

按照有限元組集方法對(duì)各節(jié)點(diǎn)統(tǒng)一編號(hào),并進(jìn)行組集拼接,可得到機(jī)翼整體平衡方程為

(15)

式中,K(ω,V)可視為整體剛度矩陣,γ(ω)可視為整體節(jié)點(diǎn)位移向量,f為各單元節(jié)點(diǎn)內(nèi)力拼裝成的向量。由于本文中將機(jī)翼的氣動(dòng)力與機(jī)翼作為一個(gè)完整的系統(tǒng)來(lái)考慮,除此之外,機(jī)翼沒(méi)有受到其它外力作用,因而根據(jù)單元節(jié)點(diǎn)內(nèi)力與外載荷平衡,可得出

(16)

根據(jù)機(jī)翼約束條件,按照有限元方法對(duì)整體剛度矩陣K(ω,V)進(jìn)行邊界條件處理[15-16]。

當(dāng)機(jī)翼顫振時(shí),γ(ω)應(yīng)有非零解,此時(shí)須滿足條件

(17)

由于K(ω,V)為復(fù)矩陣,其行列式值等于零的必要條件為矩陣行列式值的實(shí)部與虛部均為零,即

(18)

(18)式2個(gè)方程包含2個(gè)未知變量V和ω,因而求解(18)式可得到V和ω的解。其中,V即為機(jī)翼顫振速度,ω即為機(jī)翼顫振頻率。通常滿足(18)式條件的解可能有多個(gè),其中V最小的一組解即為機(jī)翼的顫振特性。

3 結(jié)果與分析

3.1 方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文方法的正確性,按照文獻(xiàn)[8]算例計(jì)算大展弦比柔性機(jī)翼的氣動(dòng)彈性穩(wěn)定性。大柔性大展弦比機(jī)翼的幾何參數(shù)、剛度參數(shù)和質(zhì)量參數(shù)均與文獻(xiàn)[8]一致,見(jiàn)表1所示。

表1 機(jī)翼模型參數(shù)

通過(guò)表1中機(jī)翼模型參數(shù),假設(shè)機(jī)翼為平板翼型可反推出本文方法所需要的參數(shù)。

文獻(xiàn)[8]給出了機(jī)翼翼尖作用集中力下的機(jī)翼?yè)隙惹€。本文取翼尖位移分別為機(jī)翼半展長(zhǎng)的3.125%、6.250%、12.50%的變形情形,分別記為變形一、變形二、變形三。將變形后的機(jī)翼視為曲梁,分別擬合出機(jī)翼變形后的曲線方程,沿機(jī)翼展向劃分10個(gè)單元后,按(2)式計(jì)算每個(gè)單元的平均曲率半徑,然后利用本文方法計(jì)算機(jī)翼顫振特性。

表2 機(jī)翼顫振結(jié)果

圖3至圖5給出了大展弦比大柔性機(jī)翼在不同程度靜變形下求解機(jī)翼的顫振速度和顫振頻率的過(guò)程。

圖3 Re[det(K)]和Im[det(K)]的等值線圖(變形一)

圖3為機(jī)翼變形一時(shí),(18)式中Re[det(K)]和Im[det(K)]的等值線圖。圖中Re[det(K)]和Im[det(K)]的零等值線交點(diǎn)即為滿足(18)式的解。從圖中可以看到,同時(shí)滿足(18)式且V最小的一組解(V,ω)=(34.5,24.4),即為圖3中O點(diǎn)。這表明,機(jī)翼變形一時(shí),機(jī)翼的顫振速度為34.5 m/s,機(jī)翼的顫振頻率為24.4 rad/s。

圖4 Re[det(K)]和Im[det(K)]的等值線圖(變形二)

圖5 Re[det(K)]和Im[det(K)]的等值線圖(變形三)

同樣,圖4和圖5分別為機(jī)翼變形二、變形三時(shí)的Re[det(K)]和Im[det(K)]等值線圖,由圖中O點(diǎn)可以得到機(jī)翼的顫振特性。

為了便于比較，將計(jì)算得到的機(jī)翼3種變形下的顫振速度和顫振頻率列入表2中，并與已有文獻(xiàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。從表中可以看出，本文方法與文獻(xiàn)的結(jié)果基本吻合。兩者存在一定差異的主要原因在于：文獻(xiàn)中進(jìn)行氣彈分析時(shí)，在結(jié)構(gòu)方面進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)降階，利用了機(jī)翼若干低階模態(tài)，模態(tài)的選用可能會(huì)影響結(jié)果的精度；在氣動(dòng)力模型方面，采用的模型考慮了機(jī)翼的三維效應(yīng)。本文方法在結(jié)構(gòu)方面直接采用微分方程，避免了模態(tài)降階，在氣動(dòng)力模型方面采用了片條理論，沒(méi)有考慮機(jī)翼的三維效應(yīng)。

此外，從表2中還可以看出，隨著機(jī)翼變形量增大，本文結(jié)果與參考文獻(xiàn)結(jié)果的相對(duì)誤差逐漸減小。這其中主要的原因是，用曲梁模型模擬機(jī)翼時(shí)，當(dāng)機(jī)翼變形較小時(shí)，曲梁?jiǎn)卧那拾霃秸`差較大，隨著機(jī)翼變形增大，曲梁?jiǎn)卧那拾霃秸`差逐漸減小。

3.2 機(jī)翼顫振特性影響分析

采用本文方法，將劃分單元數(shù)目、彎曲剛度比、扭轉(zhuǎn)剛度、質(zhì)心弦向位置等作為變量，以上節(jié)中的3種變形情形作為基準(zhǔn)，研究上述因素對(duì)大變形機(jī)翼顫振特性的影響。

表3給出了單元數(shù)目對(duì)機(jī)翼顫振速度和顫振頻率收斂性的影響。從表中可以看出，當(dāng)采用10個(gè)單元后，結(jié)果已收斂。這表明本文方法使用較少單元即可較快收斂，因而非常適合總體設(shè)計(jì)階段的機(jī)翼顫振特性快速分析要求。

表3 單元數(shù)目對(duì)機(jī)翼顫振結(jié)果的影響

圖6給出了3種不同變形情形下扭轉(zhuǎn)剛度變化對(duì)機(jī)翼顫振速度的影響。從圖中可以看到，隨著扭轉(zhuǎn)剛度增大，不同變形條件下機(jī)翼顫振速度都有了提高。但是，機(jī)翼變形程度不同時(shí)，機(jī)翼顫振速度增加是有差別的。在變形一情形下，機(jī)翼變形相對(duì)較小，機(jī)翼顫振速度增幅相對(duì)較大；變形三情形下，機(jī)翼相對(duì)變形較大，機(jī)翼顫振速度增幅相對(duì)降低。這表明，隨著機(jī)翼變形越來(lái)越大，通過(guò)提高扭轉(zhuǎn)剛度改善機(jī)翼顫振特性的效果會(huì)有所降低。主要原因是：在機(jī)翼大變形下，靠近翼尖的結(jié)構(gòu)大變形會(huì)顯著改變機(jī)翼的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)特性，進(jìn)而影響扭轉(zhuǎn)剛度增加改善機(jī)翼顫振特性的效果。

圖7給出了3種不同變形情形下機(jī)翼弦向彎曲剛度與垂直彎曲剛度比對(duì)機(jī)翼顫振速度的影響。從圖中可以看到，在弦向彎曲剛度與垂直彎曲剛度比較小時(shí)，3種變形狀態(tài)下的機(jī)翼顫振速度對(duì)彎曲剛度比均比較敏感度，而且機(jī)翼顫振速度在機(jī)翼變形相對(duì)小時(shí)更敏感；當(dāng)彎曲剛度比較大時(shí)，機(jī)翼顫振速度對(duì)其敏感度逐漸降低，此時(shí)弦向彎曲剛度具有較大的設(shè)計(jì)空間。

質(zhì)心軸在弦向的位置是非常重要的氣動(dòng)彈性設(shè)計(jì)量，在上節(jié)研究中，剖面質(zhì)心與剛心均位于弦長(zhǎng)中點(diǎn)處，這里仍然假定兩者重合，以其在弦向的位置作為變量，研究質(zhì)心弦向位置對(duì)大變形機(jī)翼顫振特性的影響。圖8給出了3種不同變形情形下質(zhì)心弦向位置對(duì)機(jī)翼顫振速度的影響。從圖中可以看到，在機(jī)翼弦向中點(diǎn)前后10%半展長(zhǎng)范圍內(nèi)，隨著質(zhì)心沿弦向從前向后移動(dòng)，機(jī)翼顫振速度逐漸降低。這一結(jié)論與剛性機(jī)翼顫振特性相似。但是，隨著機(jī)翼變形越來(lái)越大，機(jī)翼顫振速度降低幅度加快。圖中可以看，變形三情形下機(jī)翼顫振速度下降快于變形一、變形二。

圖6 扭轉(zhuǎn)剛度對(duì)機(jī)翼顫振速度的影響 圖7 彎曲剛度比對(duì)機(jī)翼顫振速度的影響 圖8 質(zhì)心弦向位置對(duì)機(jī)翼顫振速度的影響

4 結(jié) 論

本文提出了一種大展弦比大柔性機(jī)翼顫振的分析方法。該方法將大變形后機(jī)翼視為一根變曲率曲梁，從而不僅可以通過(guò)曲梁形狀考慮大展弦比大柔性機(jī)翼變形中的幾何非線性因素，而且仍然可以運(yùn)用曲梁線性振動(dòng)理論來(lái)近似描述大變形機(jī)翼的動(dòng)力學(xué)特性。在求解機(jī)翼的顫振特性時(shí)，采用傳遞函數(shù)法進(jìn)行求解，方法計(jì)算規(guī)模小、收斂快，非常適合工程總體設(shè)計(jì)階段的快速分析要求，而且該方法還可進(jìn)一步推廣應(yīng)用于機(jī)翼氣動(dòng)彈性響應(yīng)計(jì)算。

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Duan Jingbo1,2, Zhou Zhou1, Jiang Tao2

1.School of Aeronautics, Northwestern Polytechnical University, Xi′an 710072, China 2.Department of UAV Engineering, Ordnance Engineering College, Shijiazhuang 050003, China

A method for flutter of the very flexible wing with a high-aspect-ratio is developed. Firstly, the very flexible wing subjected to aeroelastic load will undergo a large deformation. So the deformed wing can be regarded as a curve beam and divided into a couple of curve beam elements. The mean curvature of every beam element is obtained by mean of polynomial interpolation method. For each element, the flutter differential equations is established by combining the differential equations of the constant curvature beam vibration and the Therdorson' unsteady aerodynamics model. Then, using the distributed transfer function method and the finite element method, the equilibrium equations of the whole wing are obtained. Finally, the wing flutter was carried out by solving a eigenvalue problem. The results are good agreement to the literature solutions and indicate that the present method is accurate and efficient.

high-aspect-ratio; very flexible wing; curve beams; unsteady aerodynamics; flutter

2016-03-02

中國(guó)博士后基金(2014M560803)資助

段靜波(1982―)，西北工業(yè)大學(xué)博士后，主要從事飛行器氣動(dòng)彈性研究。

V215.3

A

1000-2758(2016)05-0774-09