浮升一體化飛艇高升阻比新型布局研究

孫愷，楊旭東，趙博偉，宋文萍，張華

（1.西北工業大學 航空學院，西安 710072）

（2.中國航空工業集團有限公司特種飛行器研究所，荊門 448000）

0 引言

大型重載飛艇具備優良的安全性、較大的有效載荷、超長航時與超遠航程、垂直起降功能等獨特優勢，民用領域可應用于貨物運輸、起重吊裝、搶險救災、旅游觀光、資源勘探、氣象預報、環境監察等用途，軍事領域可應用于執行遠程預警、長期監視與戰場偵察、后勤保障與空中運輸等任務?，F代重載飛艇廣泛采用浮升一體化設計，結合一系列固定翼飛機設計技術，充分利用艇身產生的氣動升力，以改善飛艇的控制特性。

浮升一體化飛艇是一種將浮力與氣動升力結合的新型浮空器，浮升氣體產生的浮力提供總升力的60%～70%，其余部分由飛艇升力體在運動過程中產生的氣動升力提供。浮升一體化飛艇相比傳統旋成體艇身飛艇具有更高的升阻比特征，采用此類布局能夠改善飛艇操縱性、穩定性，減小飛艇體積和長寬尺寸，使飛艇具備優秀的長航時飛行能力和升力控制能力。隨著飛艇應用場景及任務要求的多元化與復雜化，進一步提升傳統飛艇綜合性能的需求日益增強，浮升一體化飛艇布局研究也得到了廣泛重視，其關鍵難題是綜合考慮艇身體積、幾何尺寸、艇身結構布置等復雜多約束要求的浮升一體化飛艇外形高升阻比氣動優化設計。

針對飛艇增升減阻、新型布局設計等關鍵氣動問題，國內外開展了系統性的研究工作。例如，T.Lutz等進行了LOTTE飛艇模型的風洞試驗，得到了不同攻角工況下LOTTE飛艇氣動特性的風洞實驗數據；V.Nejati等以阻力系數最小為目標，通過遺傳算法在不同雷諾數范圍內對飛艇艇身 外 形 進 行 了 優 化 計 算；T.Kanikdale等針 對GNVR艇型，對其艇身外形的阻力系數、飛艇體積和飛艇表面積開展了多學科優化，并給出了相應結果；B.Buerge設計了一套數值模型，比較了浮升一體化飛艇與傳統旋成體艇身飛艇在常規持續性留空監視任務中的優缺點；A.D.Andan等利用CFD數值模擬方法和風洞試驗方法初步評估了帶翼飛艇與傳統飛艇的升阻力特性和操縱穩定性，同時研究了飛艇各翼面幾何參數對帶翼飛艇氣動特性的影響；D.O.Shaw參考翼傘設計了一款火星翼傘飛艇，兼具了飛艇長時間留空特點和翼傘操縱穩定性特點，預期未來能夠成為高效執行火星探索任務的必要設備；J.K.Bock等論證了凸透鏡形艇身布局在重心控制、載荷布置、側風穩定性等方面的優勢；M.Muregaiah等建立代理模型對三體飛艇的阻力系數進行預測，結合粒子群算法與遺傳算法以阻力最小為目標對三體飛艇進行外形優化。

國內也對飛艇氣動特性和外形優化設計進行了研究。解亞軍等在NF-3低速風洞對一組不同長細比飛艇進行了測力實驗，分析并給出了不同飛艇在十字形尾翼和X形尾翼下的氣動特性；張丹等對雙軸橢球體飛艇進行了數值模擬，分析了不同攻角下艇身表面摩擦阻力系數、壓力分布以及分離流動規律；WANG Xiaoliang等對致遠1號飛艇的氣動特性進行了風洞模型測力實驗，分析了不同布局、不同流動條件下飛艇的氣動特性并給出了減小阻力的外形改進建議；曹鵬鈞等基于CFD技術采用試驗設計和響應面法相結合的方法對某雙體飛艇艇身進行了氣動外形優化設計；馬東立等利用CFD方法計算分析了帶翼飛艇全艇、機翼等各部件的動導數，并與常規飛艇進行了比較；孟軍輝等提出了一種基于高升力翼型的組合艇身浮升一體化飛艇氣動布局，并利用CFD方法評估其氣動性能，表明該布局具有優良的氣動性能和總體性能；楊躍能等設計了一種以僧帽水母為仿生對象的飛艇艇囊氣動外形，經過評估，其與常規氣動外形相比升阻比大幅提升；韓慶等提出了一種在兩個常規流線型艇囊中間加一段機翼的聯翼式布局設計，并進行了總體設計、氣動分析、參數敏感性分析，初步驗證了該方案的可行性；周萌等對雙囊體飛艇布局方式進行氣動特性分析，證明雙囊體飛艇升阻比比單囊體飛艇大，并進一步研究了囊體距離和攻角對飛艇氣動特性的影響。

重載浮升一體化飛艇概念雖已驗證多年，各國機構也都推出了眾多驗證機，但至今仍沒有一款該類型飛艇投入實際運營?？v觀國內外研究現狀，浮升一體化飛艇研究的重點逐漸由流動機理、流場結構研究轉向多學科優化設計、高升阻比布局設計研究。建立新概念高升阻比艇身布局帶來的收益顯著，可以有效提高飛艇的運載能力和續航時間，必將成為未來飛艇進入航運市場的重要突破口。

綜上所述，針對飛艇高升阻比布局設計的難度及復雜約束性要求，通過艇身參數優化、流動控制及新概念艇身布局構建的角度，本文嘗試開展浮升一體化飛艇艇身外形高升阻比布局氣動設計研究，通過提出中央翼、邊條增升與端板式中央翼身等多種艇身布局形式，探討關鍵幾何參數表征與升阻比特性的影響關系，提出滿足工程實用要求的浮升一體化飛艇艇身高升阻比布局形式，以期為新概念大型重載浮升一體化飛艇研發提供技術支持和研究思路。

1 數值方法

1.1 控制方程和湍流模型

流場控制方程為雷諾平均N-S方程（RANS），RANS方程在結構網格上進行離散，保證物面第一層網格無量綱高度y＜1，以正確模擬附面層流動?？臻g離散方法采用基于有限體積法的格點格式。為減少計算量，對于對稱流動，采用對稱邊界條件。物面采用無滑移絕熱邊界條件。

湍流模型采用k-ω SST湍流模型，該模型是在標準k-ω湍流模型的基礎上發展而來的，對k-ω模型的渦黏模式進行了修正，考慮了湍流剪切應力輸運的影響。該模型由于對分離流動的良好預測能力，在工程領域應用十分廣泛。

1.2 數值方法驗證

選用德國斯圖加特大學的LOTTE飛艇（如圖1所示）進行數值方法驗證，LOTTE飛艇氣動實驗數據完備，是各國進行飛艇氣動力數值模擬研究驗證的標模之一，體積109 m3，長16 m，最大直徑4 m，文獻［22］中給出了艇身母線方程。

圖1 LOTTE飛艇［3］Fig.1 LOTTE airship［3］

為了分析不同網格量下的網格敏感性，生成4組網格，網格量由低到高，計算LOTTE飛艇在迎角為4°時的升阻力特性。飛艇為軸對稱結構，為減小計算量，僅對1/2飛艇進行建模計算，采用結構化網格，如圖2所示，飛艇幾何參數和計算狀態如表1所示，計算結果如表2和圖3所示。

圖2 LOTTE飛艇結構化網格Fig.2 The structured grid of LOTTE airship

表1 LOTTE飛艇幾何參數和計算狀態Table 1 Geometric parameters and calculation status of LOTTE airship

圖3 阻力系數隨網格量變化曲線Fig.3 The drag coefficient varies with mesh size

從表2和圖3可以看出：阻力系數的數值隨網格量的增大先迅速下降，而后趨向平緩，網格3與網格4下阻力系數的偏差量為0.06%，可見計算結果已經不再隨著網格數量的增加而發生變化，故可以認為，在網格量達到網格3的269萬時，已經足以正確模擬LOTTE飛艇的氣動特性。

采用網格量為269萬的網格3對LOTTE飛艇在0°～30°迎角下的流動情況進行數值模擬計算，計算狀態與表1中條件相同。將所得氣動特性系數與實驗值進行對比，結果如圖4所示，可以看出：計算結果與實驗結果吻合良好，計算方法合理可行。

圖4 計算結果與實驗值對比Fig.4 Contrast between calculated results and experimental data

2 原始艇身構型氣動特性研究

2.1 原始艇身構型模型

某型浮升一體化飛艇數模如圖5所示，艇身呈扁水滴形，上下對稱，左右對稱，縱向剖面外形輪廓為對稱翼型。將其去除尾翼后的艇身作為浮升一體化飛艇新概念布局研究的原始艇身構型，艇身尺寸參數如表3所示，其力矩參考點位于氣囊形心。原始艇身具備浮升一體化飛艇特征，但最大升阻比僅有2左右，動升力占總升力占比較小，氣動特性接近傳統飛艇，有較大的提升空間。

圖5 原始飛艇模型Fig.5 The original airship model

表3 原始艇身構型尺寸參數Table 3 Geometric parameters of the original airship hull

2.2 原始艇身構型氣動特性計算與分析

由于飛艇為對稱結構，為減小計算量，對1/2艇身進行建模計算。飛艇氣動特性計算采用結構化網格，網格量約332萬，飛艇表面網格及對稱面網格如圖6所示。迎角范圍0～16°，采用k-ω SST湍流模型。飛艇飛行高度3 000 m，飛行速度20 m/s。

圖6 原始艇身構型結構化網格Fig.6 The structured grid of the original airship hull

計算結果如圖7所示，可以看出：由于原始艇身外形上下對稱，艇身的升力系數在0°迎角時為0，之后隨迎角增大近似線性增加；零升阻力系數約為0.017，且阻力系數在小迎角時增速較慢，在8°之后開始迅速增大；艇身的升阻比隨迎角增大而上升，在8°左右增速開始趨緩，在迎角為16°時，原始艇身的最大升阻比達到2.126。

圖7 原始艇身構型升阻力特性Fig.7 Lift and drag efficiency of the original airship hull

3 新構型艇身構型研究

3.1 艇身翼型改進設計

原始艇身的縱向剖面輪廓為對稱翼型，通過對剖面翼型的優化，以期提高最大升阻比。優化過程要求保持艇身外形構造方式不變，艇身長度、寬度不變，體積、參考面積基本不變，艇身表面積與厚度變化范圍均不超過10%。原始艇身的最大相對厚度約為28.6%，在常規翼型之中，NACA4428翼型與之厚度接近，且氣動性能較為優良，故以此翼型為基礎，進行剖面形狀對飛艇氣動性能的影響研究。

在滿足上述艇身長度、寬度、厚度、體積、參考面積等約束條件的前提下，將原模型縱向剖面輪廓曲線置換為NACA4428翼型，再通過調整每組翼型的控制點改變其上下表面外形，各得到4種模型（將其命名為N1～N4），如圖8所示。

圖8 縱向剖面翼型NACA4428系列艇身模型Fig.8 The NACA4428 airship hull model

以上外形設計方案的氣動特性計算均采用結構化網格，網格量約360～370萬，飛艇表面網格及對稱面網格如圖9所示。計算迎角范圍-6°～12°，采用k-ω SST湍流模型。飛艇飛行高度3 000 m，飛行速度20 m/s。

圖9 NACA4428系列艇身結構化網格Fig.9 The structured grid of the NACA4428 airship hull

計算結果如圖10所示，可以看出：NACA4428系列艇身的氣動特性相當接近，升力系數線性增大，均略高于原始艇身，其中N3構型的升力系數最高；4種艇身的阻力系數與原始艇身相近，零升阻力系數約為0.017 5。其中N3構型的升阻特性最優，在迎角10°最大升阻比為2.37，相較原始艇身提升了約11.5%。

圖10 NACA4428系列艇身升阻力特性對比Fig.10 Lift and drag efficiency of the NACA4428 airship hull

由此可知，在控制艇身各外形關鍵參數基本不變的前提下優化縱向剖面翼型，艇身升阻性能有所提升，但提升有限，進一步提升需放寬尺寸限制及采用新概念布局形式。

3.2 邊條增升艇身構型

（1）邊條長度對艇身氣動特性的影響

對艇身構型A（艇身中央翼型由NACA4428調整控制點得到，最大相對厚度28%于0.45弦長處）增加邊條，邊條位于艇身兩側上下表面交界處，邊條前后緣與艇身光滑過渡。將得到的艇身命 名 為Strake-1和Strake-2，Strake-1的邊條長 度為62 m，Strake-2的邊條長度為88 m，二者邊條寬度均為4.7 m，厚度0.65 m，尺寸參數如表4所示，力矩參考點位于氣囊形心，布局如圖11～圖12所示。

表4 Strake-1和Strake-2艇身構型尺寸參數Table 4 Geometric parameters of Strake-1 and Strake-2

圖11 Strake-1艇身模型Fig.11 The Strake-1 hull

圖12 Strake-2艇身模型Fig.12 The Strake-2 hull

Strake-1、Strake-2艇身構型氣動特性計算采用結構化網格，網格量約390萬，表面網格如圖13所示。計算迎角范圍-6°～12°，飛艇飛行高度為3 000 m，飛行速度為20 m/s。

圖13 Strake-1和Strake-2邊條艇身構型結構化網格Fig.13 The structured grid of Strake-1 and Strake-2 hull

計算得到的升阻力特性曲線如圖14所示，可以看出：在負迎角狀態下，邊條增升構型的升力特性較差，升阻比小于無邊條艇身A；在0°迎角之后，Strake-1與Strake-2艇身的升力系數迅速超過無邊條艇身A；而在迎角為-6°～6°區間內，二者的阻力系數與無邊條艇身A接近，零升阻力系數約為0.018 8；Strake-1的最大升阻比在迎角為8°時達到3.78，Strake-2的最大升阻比在迎角為6°時達到4.40，均明顯超過無邊條艇身A的最大升阻比2.37；而Strake-1與Strake-2的對比，也說明在一定范圍內，邊條越長，增升效果越好。

圖14 Strake-1和Strake-2艇身構型升阻力特性對比Fig.14 Contrast between the lift and drag efficiency of Strake-1 and Strake-2

（2）邊條寬度對艇身氣動特性的影響

對艇身構型A進行加寬處理并作修形，得到艇身構型B，在艇身構型B兩側增加邊條，將得到的艇身命名 為Strake-3和Strake-4，Strake-3邊條寬度4 m，Strake-4邊條寬度2.5 m，二者邊條長度均為80 m，厚度0.65 m，布局如圖15～圖16所示。尺寸參數如表5所示，力矩參考點位于氣囊形心。Strake-3和Strake-4邊條艇身構型結構化網格如圖17所示。

圖15 Strake-3艇身模型Fig.15 The Strake-3 hull

圖16 Strake-4艇身模型Fig.16 The Strake-4 hull

表5 Strake-3和Strake-4艇身構型尺寸參數Table 5 Geometric parameters of Strake-3 and Strake-4

圖17 Strake-3和Strake-4邊條艇身構型結構化網格Fig.17 The structured grid of Strake-3 and Strake-4 hull

計算得到的升阻力特性曲線如圖18所示，可以看出：Strake-3與Strake-4的升阻特性在負迎角狀態下與無邊條艇身B相近；在0°迎角之后，二者的升力系數迅速超過無邊條艇身B，而阻力系數直到6°迎角之后才明顯超過無邊條艇身B，零升阻力系數約為0.021；Strake-3的最大升阻比在迎角為4°時達到4.71，Strake-4的最大升阻比在迎角為6°時達到4.36，均遠超無邊條艇身B的最大升阻比3.53；Strake-3與Strake-4的升阻特性對比，也說明在一定范圍內，邊條越寬，增升效果越好。

圖18 Strake-3和Strake-4艇身構型升阻力特性對比Fig.18 Contrast between the lift and drag efficiency of Strake-3 and Strake-4

以上兩組邊條增升艇身構型的計算結果表明，邊條對于艇身模型具有顯著的增升作用。邊條的長度、寬度越大，增升效果越好，且邊條長度的影響程度比寬度更大。但是邊條在增升的同時也顯著增加了艇身的最大寬度，Strake-3的最大寬度由原始艇身的71.54 m增加到79.54 m，相較原始模型艇身尺寸的差別較大。過長的邊條會帶來額外的附加重量和結構設計難題，因此將邊條增升艇身布局應用于工程實際時，應結合飛艇總體設計結構權衡設計邊條的長度和寬度。

3.3 端板式中央翼型艇身構型

考慮到艇身寬度尺寸不宜過大，綜合國外幾種重載飛艇新概念布局設計，將中央升力體構型、扁平式構型、中央翼型式構型的優點互相融合，設計端板式中央翼型構型，如圖19所示。

圖19 端板式中央翼型艇身構型Fig.19 Center airfoil body hull with end-plates

端板式中央翼型構型的中部為機翼段，利用翼型的良好氣動特性提供升力。兩側艇身凸出構成端板，使得氣流在流過中部機翼段時受到聚攏壓縮，形成中央升力體，多方面因素共同作用，從而獲得更好的升阻特性。

（1）艇身布局設計

放寬剖面翼型厚度限制，選定中央翼型段的基本翼型為NACA4420，翼型相對厚度小于NACA4428，升阻力特性均優于NACA4428?？刂仆碜畲髮挾?，調整中央翼型段寬度和相對厚度，優化改善端板位置和高度等多方面因素，獲得四種不同的端板式中央翼型構型：上下端板艇身構型M1、中央翼型式艇身構型M2、下端板艇身構型M3和下端板艇身構型M4。對這四種構型的氣動特性進行數值模擬和對比分析。

①上下端板艇身構型M1的端板沿翼型曲線凸出1.2～2.2 m，后緣凸出部分大于前緣，下表面凸出部分厚于上表面，端板內側垂直于中央翼型段，外側為近似紡錘體曲面；端板上下邊線以及與翼型段交接位置均作圓滑處理以降低阻力，如圖20（a）所示。

②中央翼型式艇身構型M2的整體尺寸相較M1構型縮小，取消兩側端板，在控制總寬度的同時增大中央翼型段寬度至56 m，兩側艇身從翼型上下表面光滑過渡為近似紡錘體曲面，如圖20（b）所示。

③下端板艇身構型M3的主要尺寸參數與M2構型相同。中央翼型段寬度為56 m，保留下表面端板，并在翼型段前中部相對厚度較大的區域增大端板凸出部分高度，使得端板從前緣開始先逐漸加高，再從中段收攏至后緣與翼型段平齊，加強對下表面氣流的聚攏壓縮作用，以實現更好的增升減阻效果，如圖20（c）所示。

④下端板艇身構型M4相較M3構型進一步壓縮端板部分的最大厚度至3 m，在控制艇身總體寬度的同時保證中央翼型段寬度達到54 m，下表面端板凸出部分的變化趨勢與M3構型相同，先逐步增高至翼型段相對厚度最大位置，在逐步收攏至與后緣平齊，如圖20（d）所示。

圖20 4種端板式中央翼型艇身構型模型Fig.20 Center airfoil body hulls with 4 kinds of end-plates

4種端板式中央翼型艇身構型尺寸參數如表6所示，力矩參考點位于氣囊形心。

表6 端板式中央翼型艇身構型尺寸參數Table 6 Geometric parameters of center airfoil body hulls with end-plates

（2）升阻力特性對比

計算狀態為：迎角范圍-6°～12°，飛艇飛行高度3 000 m，飛行速度20 m/s。4種端板式中央翼型構型艇身升阻特性對比如圖21所示，可以看出：4種構型的升阻力系數曲線的趨勢基本一致，相同迎角下，上下端板艇身構型M1的升力系數最高，下端板構型M4的阻力系數最大，四者零升阻力系數均小于0.035。M1構型的最大升阻比在0°迎角時達到5.44；其次是M3構型，最大升阻比在2°迎角時達到4.74；M2構型的最大升阻比為2°迎角的3.99；而M1構型的最大升阻比在4°迎角時達到3.95。

圖21 端板式中央翼型構型升阻力特性對比Fig.21 The lift and drag efficiency of center airfoil body hulls with end-plates

上述研究結果表明：在布局相似，艇身體積（參考面積）、參考長度基本一致的前提下，艇身的寬度和厚度對最大升阻比有著直接影響。M1的最大寬度為70 m，相對厚度最小，最大升阻比也最高。同樣是下端板構型，67.2 m寬的M3最大升阻比明顯高于60 m寬的M4。同時，端板也起到了顯著的增升作用，相同寬度下，下端板構型M3的最大升阻比明顯超過無端板的M2；而比M2窄了7.2 m的M4，能達到與M2接近的最大升阻比，也證實了端板布局具有顯著的增升作用。

3.4 邊條增升艇身和端板式中央翼型艇身性能綜合分析

各艇身構型的氣動特性（最大升阻比，達到最大升阻比時的升阻力）對比如表7所示，可以看出：在艇身體積（參考面積）、參考長度基本一致的前提下，艇身的寬度與厚度對最大升阻比有較大影響。同時最大升阻比的高低并不意味著工程實用性一定好。例如下端板艇身構型M3的最大升阻比高出M4構型20%，但M4構型此時的升力卻超過M3構型30%，多出的29 kN升力意味著可以裝載更多的人員、貨物與燃油，獲得更強的使用性與經濟性。通過對比可見，綜合了中央升力體構型、扁平式構型、中央翼型式構型三者優點的端板式中央翼型艇身構型，以較小的寬度實現了較高的升阻比。

表7 各艇身構型最大升阻比特性對比Table 7 Comparison of maximum lift to drag ratio among different airship hulls

4 結論

（1）通過在飛艇艇身兩側增加邊條，發現帶邊條艇身增升減阻較明顯，邊條長度和寬度對增升影響較明顯；與原始艇身構型相比，在保證艇身體積不變的約束條件下，所構建的四種典型帶邊條艇身構型最大升阻比提高近77%～121%。

（2）在保證飛艇艇身體積不變和艇身寬度適當控制的總約束條件下，通過構建融合式艇身端板，引入艇身高升力體氣動布局的設計理念，本文提出的端板式中央翼型艇身新氣動布局形式，具有較顯著的增升減阻效果。與原始艇身構型相比，艇身最大升阻比值從2.13提高到3.95以上，相對提高了85.4%。

（3）通過艇身精細化氣動優化設計、流動控制和升力體理念等多種技術手段的有效結合，浮升一體化飛艇艇身高升阻比設計是合理可行的。