单充气环薄膜型减速器气动特性分析

卫剑征 马瑞强 谭惠丰 谢志民

（哈尔滨工业大学，复合材料与结构研究所，哈尔滨 150080）

1 引言

2011年11月，我国“天宫一号”目标飞行器与“神舟八号”在轨进行了成功对接，标志着我国的载人航天技术进入了一个新阶段。随着我国航天技术和载人活动的不断发展,再入着陆技术的作用和地位将越来越重要，因此，必须研发适合新形势和新技术要求的、先进的回收技术。同时，美国NASA 已经开始为探测器着陆火星进行论证，由于再入大气层的高度和运输更大质量的载荷，传统的第一代刚性再入减速器已不能满足实际需要[1-2]。第二代再入减速器即充气再入减速器作为新技术酝酿而成，而且美国也论证采用该方案从国际空间站返回小型货物的可行性[3-4]。充气式再入减速器作为一种新型充气的弹道式大气再入飞行器,由于它具有质量轻，可折叠包装和收拢体积小等特点[5]，而且再入过程中利用充气形成的气动外形提供升力或阻力，并由表面耐高温的柔性防热材料提供热防护，最后由自身的充气结构实现着陆缓冲从而安全到达地面的航天回收系统。充气式再入减速器具有传统返回飞行器的热防护系统、降落伞减速装置和着陆缓冲/漂浮系统集成一体的特点，为有效载荷和航天员的应急返回提供了一种新的技术途径，因此，充气式再入减速器技术受到学者的高度关注，并成为新的研究热点。

单充气环薄膜型减速器主要是由单充气环与柔性薄膜而形成，该结构特点主要是，柔性的充气展开结构是由1个充气展开支撑环与柔性薄膜组成形成倒锥形。这种结构形式以日本JAXA 研究的充气式减速器为代表。这种结构的主要优点是易折叠，展开后阻力面积大、质量轻、低弹道系数，不足是该阻力面承受的气动力小于堆叠圆环结构的阻力面。在飞行测试方面，2004年，Yamada 针对1.2m 直径的薄膜型充气式减速器，第一次采用气球携带测试装置到39km 高度释放，目的是掌握柔性结构的气动特性，并对该结构在不同马赫数时的结构气动特性进行分析[6]。2009年,第二次采用气球跌落试验方法进行了试验，当飞行到1 380s 时充气环内压力仅为5.2kPa，由此出现了塌陷失稳[7]。2011年，JAXA 对直径为1.2m，质量为3.375kg 减速器使用探测火箭发射，减速器以Ma=4.45 飞行，阻力面由气动产生的热流约20kW/m2，并测得飞行轨迹特征和气动热状态。在结构气动特性方面，同年该研究小组进一步对1.2m 半顶角为45°和60°的减速器模型进行风洞试验[8]。同时，他们也建立了1个质点系统模型，考虑重力以及外部作用在减速器的气动阻力[9]，对减速器分别在0.9，1.0和1.1 三种阻力系数进行分析，并与测试数据对比确定减速器的风阻系数。在数值模拟方面，主要围绕计算流体动力学方法、流固耦合方法和结构非线性分析等，其目的是为结构设计和掌握气动特性提供依据，并对难以实现测试材料性能进行仿真评估。当这种柔性薄膜结构再入时与高速气流的气动力作用将对结构产生非常明显变形，Bermudez 提出了一种迭代方法求解了轴对称单充气环薄膜型结构非线性变形问题，并采用计算流体动力学方法对变形后结构计算出一系列结构几何变化下流场[10]。由于流固耦合作用所形成的凹形阻力面上的气动力和气动热将会明显增大，超过材料的须用强度可引起结构破坏。Karagiozis 提出了一种高效的流固耦合方法，研究了速度超过Ma＞2 时结构的动力学特性，表明当结构垂直飞行时由于紊流尾流的耦合作用，充气环易引起屈曲，而且结构也将产生较大变形，但是结构仍保持稳定[11]。我国也开始了充气式减速器在结构与材料等方面的研究工作，并取得积极进展[12]。

2 建模与求解方法

2.1 模型的简化

通常情况下，减速器再入大气层后充气展开阻力面进行气动减速，此时飞行特点是速度为高超声速，以及外围气体与飞行器结构产生的气动热[13]。因此，在再入过程中一般不采用不可压缩气体进行分析，同时气体的温度效应必须考虑。为此本文计算假设如下：外围气体不发生电离且无化学反应，气体为理想可压缩气体，不考虑结构变形对流场的影响。基于上述假设，本文针对减速器在再入过程中减速为一倍声速时的气动特性，当保持减速器有效阻力面积不变，通过对比分析锥角改变为75°、90°和105°，以及锥形面变形为凹面时对气动阻力的影响，分析减速器外围流场的变化。其中减速器简化模型如图1所示，图中R为半径，单位为mm。

图1 充气式减速器几何模型Fig.1 The geometrical model of inflatable membrane aeroshell

2.2 求解方法

基于上述假设，结合再入减速器边界和结构特点，本文采用二维流场对其气动特性进行分析，其可压缩的气体动力学方程表示为

式中 U为减速器结构的守恒量；E和F为其表面流通量。

由于减速器超声速飞行时，其外围气流属于非定常流体，即可以将减速器外围气体运动分为平均运动和脉动运动。引入扰动变量E′以及F′，式（1）可以修改为

一般在非定常气体流动计算中，采用雷诺应力项方式对方程（2）进行简化，即湍流模型。常用的湍流模型有k-ω 模型、k-ε 模型以及S-A 湍流模型等。文献[14]对3 种模型在超高声速下的适用性进行了分析，表明3 种模型计算结果相同。同时，本文考虑到S-A 湍流模型的计算效率明显大于前两种计算模型，于是采用S-A 湍流模型对充气式减速器的气动特性进行分析。

3 计算结果与分析

对于来流马赫数为1 且攻角为零的充气式减速器，本文对比分析了75°、90°和105°这3 种不同锥角减速器的气动特性以及阻力面对气动特性的影响。

3.1 锥角为75°直线型阻力面的气动特性

图2为75°锥角减速器外围流场速度矢量图，图3～图5 分别是减速器为75°锥角时外围气流压力云图、气流密度以及减速器外围温度场。从图中可以得出，减速器前缘温度同气流密度和气体压力达到最大值，与流体运动热力学第一定律相符合；减速器后缘的温度比两侧温度要高。减速器前缘温度较高是因为减速器在高速飞行时，其前缘气体受到很大的压缩，从而产生较大的热量。后缘温度较高是因为减速器后方在涡流运动较多，有更多的流体动能转化为内能，进而使得温度升高。因此在设计减速器时，需要注意保护减速器后方的飞行器。

图2 锥角为75°时减速器外围流场速度矢量图Fig.2 The velocity field around IMR at 75°

图3 减速器外围气流压力云图Fig.3 The pressure field around IMR

减速器为75°锥角时的压力云图如图3所示，从图中可以看出，减速器侧缘处压力变化明显，这表明此处存在激波，且其厚度仅为15cm，气体压力是激波前压力的1/6；图4所示的气体密度分布对此进行了验证。结果表明，减速器侧缘在减速器飞行过程中将受到较大的剪切力，即减速器侧缘处需要采用抗剪性能较高的薄膜材料。

图4 减速器外围气流密度云图Fig.4 The density field around IMR

图5 减速器外围气流温度云图Fig.5 The temperature field around IMR

3.2 锥角为90°与105°直线型阻力面的气动特性

图6和图7 分别为具有直线型阻力面的90°和105°锥角减速器的外围流场图，这与75°锥角减速器外围流场相似；但也存在着不同，随着减速器锥角从75°增加到105°，减速器最大压力由215.9kPa 增加到217.6kPa，最大密度变化幅度较小，由2.017kg/m3增加到2.031 kg/m3。同时，本文对比分析了这3 种减速器下在1 倍声速下的气动阻力，其中90°锥角和105°锥角减速器所受阻力分别为465.2kN和481.7kN，而75°锥角减速器所受气阻力为479.6kN，这表明减速器气动阻力随锥角并非增长或减小。

图6 锥角为90°的外围流场分布图Fig.6 The flow field around IMR at 90°

图7 锥角为105°的外围流场分布图Fig.7 The flow field around IMR at 105°

图8和图9 分别为90°和105°锥角减速外围气流压力分布曲线，其中横坐标为x 方向坐标（如图1（a）所示）。为了对比分析减速器外围不同距离处的压强分布，本文选择了4个位置，其中Series1和Series2分别表示减速器前缘表面和后缘表面，而Series3 表示减速器后方15m 处气体压强，Series4 表示减速器前方8m 处的气体压强。从曲线中可以看出：减速器在1 倍声速下飞行时，对前方气流的压力差影响范围较小，却对减速器后方气流压力影响范围较广。减速器外围的气流压力和密度分布趋势一致，这符合克拉伯龙方程，同时由前面分析可知，在减速器前段温度达到最高，且气体密度达到最大，因此压强同样也达到最大值。

图8 90°锥角减速器前后表面压力分布曲线Fig.8 The distribution of pressure at 90°

图9 105°锥角减速器外围气体压强分布曲线Fig.9 The distribution of pressure at 105°

3.3 凹曲面时减速器流场分析

针对减速器阻力面形状对再入时减速器气动特性的影响，本文对比分析了直线型阻力面与凹曲面减速器的外围流场，其中凹曲面减速器的阻力面为圆弧形，半径为3m，其余参数与90°锥角减速器相同。经计算分析得到凹曲面减速器外围气流压力场，如图10所示。与90°锥角减速器的压力场比较，结果表明，凹曲面减速器前缘的气流高压区域减小，其最大压力值为214.7kPa，比直线型的最大压力小了2.5kPa，减速器外围压力分布曲线，如图11所示，同样也说明了这一变化。同时得到凹曲面减速器气动阻力值为499.7kN，比直线型的减速器增加了34.5kN，增加幅度为6.9%。这表明,凹曲面减速器不仅可以减小其受到的最大压力，且增加了气动阻力，比直线型曲面减速器有较好的气动特性。

图10 凹形曲面减速器外围流场图与压力分布图Fig.10 The velocity and pressure field around IMA with concave surface

图11 凹曲面减速器外围气体压强分布曲线Fig.11 The pressure distribution curve of IMA with concave surface

4 结束语

本文对单充气环薄膜型减速器外围流场进行了分析，结果表明：当速度为Ma=1 时，锥角为75°、90°、105°减速器产生的阻力分别为479.6kN、465.2kN和481.7kN，其中锥角为90°时所受的气动阻力小于其它2 种减速器，表明气动阻力与气体的接触面积有明显关系，另外还与锥角有关。若减速器的阻力面变为凹曲面时，减速器所受阻力提高，比直曲面的气动阻力增大了6.9%，即保持锥角不变，变形为凹曲面可提高减速器的气动阻力。直线型阻力面和凹曲面阻力面比较分析表明，减速器前方的压强远大于减速器后方的压强值，直线型阻力面所受压力分布梯度较大，对材料产生剪切应力也就较大，而凹曲面减速器变化梯度相对较小，可以有效提高薄膜材料的利用率。

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