基于TSV軟件的大型低速風洞8 m×6 m試驗段結構有限元分析

武亮亮, 李婷婷, 尹仲夏, 梁建亮, 陶 瑜

(中國空氣動力研究與發展中心, 綿陽 621000)

大型低速風洞在航空、航天、飛行器、車輛及兵器工程等領域有著廣泛的應用需求[1]。大型低速風洞擁有較大的試驗段,意味著風洞試驗可以采用更大的模型尺度對真實結構進行模擬仿真[2-3]。其優點在于:能較好地解決雷諾數模擬問題；能更好地模擬被測試結構的細節,減少模型尺度效應,直至進行部件的全尺寸試驗要求；大尺度模型有利于模型內安裝復雜試驗機構,滿足某些特種試驗技術的需要等[4]。但風洞越大,對風洞結構的安全性、可靠性和建造成本的要求就越高。文獻[5-9]從風洞內流道得流場進行得模擬,對整個風洞進行評估；Kao等[9]和Bouriga等[11]對風洞流場進行仿真,提出了新的計算模擬方法,都是對整體結構進行的分析。而對單獨試驗段進行靜力學分析,尤其是8 m量級試驗段的研究尚鮮見報道。因此,對風洞試驗段進行整體結構進行強度、剛度分析以校核其安全性顯得尤為重要。

8 m×6 m試驗段結構復雜,運動機構較多,長20 m,寬10 m,高15 m。整體結構由約16 000個實體部件構成,連接方式各異,載荷種類及組合多而復雜,因此計算模擬難度大。針對風洞試驗段的模擬研究尚鮮見報道。為此，以有限元模擬仿真分析軟件TSV-Solutions對8 m×6 m試驗段進行整體結構強度分析和模態分析,根據結果提出優化改進風洞試驗段的結構,并對優化后的結果進行分析。

1 8 m×6 m試驗段功能與介紹

1.1 8 m×6 m試驗段功能

中國即將建設的8 m×6 m 大型低速風洞是世界先進低速風洞,流場品質達到世界一流,空風洞最大風速為130 m/s。8 m×6 m閉口試驗段位于收縮段下游、過渡段上游,與配套的其他部段一起,使風洞具備開展運輸機、戰斗機、直升機、無人機、運載火箭等飛行器低速氣動特性試驗研究,以及開展流動分離與渦旋運動、流動控制、流固耦合、電磁空氣動力學等試驗研究的能力。布局配置如圖1所示。

圖1 8 m×6 m試驗段布局Fig.1 Layout of 8 m×6 m test section

通過不同試驗段配置和模型支撐機構的組合,可滿足以下6個方面對大型低速風洞試驗功能的需求:①尾撐試驗,包括運輸機、戰斗機、直升機、無人機的試驗模型的大攻角試驗；②可以進行腹撐試驗,包括運載火箭豎直狀態氣動試驗、飛機模型鏡像風擋試驗等；③飛機模型半模試驗；④飛行器地面效應試驗；⑤汽車風洞試驗；⑥特種試驗能力:煙流、油流、絲線試驗,其他二元翼型試驗等。

1.2 8 m×6 m試驗段的組成

8 m×6 m閉口試驗段外廓尺寸為21 m×12 m×17 m(長×寬×高),質量為245 t(含實壁地板,不含頂壁轉盤)。其內流道截面為矩形,入口截面尺寸8 m×6 m,出口截面尺寸8.112 m×6 m(寬×高),流道長21 m,如圖2所示。

圖2 8 m×6 m閉口試驗段Fig.2 8 m×6 m test section

2 8 m×6 m試驗段有限元模型

采用新一代高速并行CAE仿真系統TSV-Solutions作為有限元模擬仿真分析軟件。

2.1 載荷條件

(1)三維模型試驗氣動載荷:420 Pa,作用在風洞試驗段的四壁,即左、右側壁、頂壁和底壁上,包括試驗段的后部。

(2)二維模型試驗氣動載荷:頂壁和底壁上載荷如圖3所示,左、右側壁載荷如圖4所示。

圖3 二維模型工況試驗段頂(底)壁氣動載荷Fig.3 Aerodynamic loads on the top wall (footwall) of the test section under 2D model test conditions

圖4 二維模型工況試驗段側壁氣動載荷Fig.4 Aerodynamic loads on the side walls of the test section under 2D model test conditions

(3)整體軸向力載荷(X向):整體軸向力直接施加在風洞閉口試驗段的四壁,即左右側壁、頂壁和底壁上,加載方向沿氣流方向,載荷大小為90 kN。

(4)在風洞閉口試驗段的內腔放置試驗模型的中心位置處,在該中心位置施加Fz=300 kN和Ty=200 kN·m，其中Fz為Z向整體側向力載荷,Ty為整體繞Y軸的轉矩。

(5)4 m升降地板的自重:升級地板的自重為80 kN,由4個頂升機構傳遞到主梁上。

(6)可互換地板的自重:可互換地板自重為360 kN,由8個頂升機構傳遞到主梁上。

(7)移動帶地板的自重:移動帶地板自重為550 kN,由8個頂升機構傳遞到主梁上。

(8)軸向地震載荷(X向):軸向1.6 m/s2。

(9)橫向地震載荷(Z向):軸向1.96 m/s2。

2.2 約束條件

(1)約束前后支腿與地面接觸位置的垂向自由度。

(2)前支腿定位銷僅放開氣流方向的自由度,其余方向的自由度全部約束。

(3)約束后支腿定位銷的全部自由度。約束條件如圖5所示。

圖5 約束條件Fig.5 Constraint condition

2.3 試驗段的材料屬性

(1)主體結構選用材料:碳鋼；彈性模量: 2.1×1011,N/m2;泊松比: 0.274;密度:7.83×103,kg/m3。

(2)側壁以及頂壁觀察窗材料:有機玻璃；彈性模量: 2.77×109,N/m2;泊松比: 0.4;密度:1.19×103,kg/m3。

2.4 網格劃分

所分析的風洞試驗段整體結構是一個總體尺寸龐大，由16 000個部件組成的板梁結構。除有機玻璃外,絕大部分部件是由各類型號的角鋼、槽鋼、工字鋼、L形梁、T形梁、箱型梁及其復合梁和鋼板構成。這些部件都具有明顯的薄壁構件特性。為確保有限元網格更逼近真實性,建模時采取二維板殼單元為主,三維實體單元為輔的原則,并參照工程實際需求。8 m×6 m閉口試驗段整體有限元分析模型如圖6所示。模型由155×104個二維殼單元和23×104個三維四面體單元組成,節點數171×104,自由度數為987×104。

圖6 8 m×6 m試驗段有限元網格模型Fig.6 Finite element grid model of 8 m×6 m test section

2.5 計算工況

通過組合上述載荷,模擬出風洞閉口試驗段在日常運營過程中可能承受的各種載荷工況,從而對該風洞閉口試驗段進行完整的有限元仿真分析。

①工況1:安裝多功能轉盤地板,開展二維模型試驗的工況;②工況2:安裝移動帶地板,開展三維模型試驗的工況;③工況3:非吹風試驗時,安裝移動帶地板過程中的工況;④工況4:安裝移動帶地板,非吹風試驗時承擔軸向地震載荷的工況;⑤工況5:安裝移動帶地板,非吹風試驗時承擔橫向地震載荷工況。各工況載荷加載情況如表1所示。

表1 各工況載荷條件加載方案Table 1 Loading scheme under operating conditions

3 結果與分析

根據有限元模型進行模擬,模擬結果對試驗段進行優化后的結果及分析如下。

3.1 模態結果分析

為確保有限元模型的合理性,在計算前,對有限元模型做了模態分析,結果如表2所示,計算模態與原設計方案一致(原設計方案由加拿大某公司設計,模態頻率規律與計算一致),驗證了本文模型的合理性和可靠性。

表2 模態計算結果Table 2 Model calculation results

模態分析的作用是檢查結構的振動特性。從表2可以看出,8 m×6 m閉口試驗段前6階模態小于10 Hz,振動模態與整體結構有關,需要有效的能量輸入才能激發,由于氣流穩定,輸入能量小,整體不存在共振風險,單塊壁板框架結構的模態大于10 Hz,不存在局部共振風險。

3.2 各工況計算結果與分析

工況1為二維模型試驗的載荷加載,是試驗段載荷最惡劣的情況。強度方面(圖7),總體應力水平低于100 MPa,在頂壁轉盤交叉焊縫附近存在應力集中,應力為95 MPa,其他位置應力都比較小,框架所受應力為37.3 MPa,試驗段主材選用Q235B,其屈服強度約為235 MPa,整體結構的安全系數都在2.3以上,滿足設計要求。剛度方面(圖8),結構部分的尺寸和間距的設計主要是根據是變形結果來決定的。最大的變形發生在頂壁模塊上,最大位移在上游端側壁板的外部附近,變形為9.4 mm,轉盤軸承及頂壁轉盤跟隨試驗段整體進行位移,其轉盤軸承的安裝平面的相對變形小于2 mm,能夠滿足轉盤軸承的安裝要求,頂壁轉盤位移大的位置已重新進行設計。除去轉盤模塊后,試驗段整體框架位移約4.78 mm,側壁中有機玻璃的最大變形位置在中間位置,約5.75 mm,均滿足設計要求。試驗段整體應變非常小,整體試驗段結構滿足設計要求。

圖7 工況1應力結果Fig.7 Stress results of operating condition 1

圖8 工況1位移結果Fig.8 Displacement results of operating condition 1

工況2為三維模型試驗的載荷加載,從表3可以看出,強度方面,總體應力水平低于100 MPa,在轉盤模塊附近存在應力集中,應力為76.7 MPa,框架上的應力為23.8 MPa,整體結構的安全系數都在3以上。剛度方面,最大的變形發生在頂壁模塊附近,最大位移在上游端側壁板的外部附近,變形為6.7 mm。此位置靠近中心線,結構變形量越小,整體變形情況滿足設計要求。三維模型載荷試驗時,結果顯示是應力和變形均滿足設計要求的。

表3 試驗段主要部件的位移和應力結果Table 3 Stress and displacement results of the test section components

工況3為安裝移動帶地板過程中的工況,強度方面,總體應力水平低于100 MPa,在轉盤模塊附近存在應力集中,應力為75.7 MPa,框架上的應力為23 MPa,主材選用Q235B,整體結構的安全系數都在3以上,滿足設計要求。剛度方面,最大的變形發生在頂壁模塊附近,最大位移在上游端側壁板的外部附近,可以通過安裝時對轉盤軸承的安裝面及安裝墊塊的高度來減消轉盤模塊的初始變形。其他部件的應力與變形均滿足設計要求。

工況4、工況5均為地震載荷的工況,結果如表3所示,試驗段整體應力較小,最大為100 MPa,主要在定位銷的位置,主材選用Q235B,滿足設計要求。

4 結論

通過有限元分析,提出優化改進的風洞試驗段結構,并對優化后的結果進行分析，得出如下結論。

(1)優化后的大型低速風洞8 m×6 m試驗段整體結構的強度和剛度在各種載荷工況下都能滿足工程要求。

(2)有限元模擬結果對8 m×6 m試驗段部件設計和結構優化具有重要意義。

(3)對風洞試驗段的模擬計算方法可以應用于其他新型風洞試驗段的設計,用于研究風洞試驗段結構強度和剛度分析。