摘要

增大伞衣透气性有利于提高降落伞的稳定性，相关研究日益受到重视。文章基于计算流体力学方法对不同透气性下的环帆伞流场开展数值计算，在伞衣构型设计不变的前提下，分别针对位置和数量开展开“窗”结构对环帆伞稳态性能影响的研究。结果表明：开“窗”数量相同时，位置越靠近伞衣底部，阻力系数受影响越小，越不利于提高静稳定性；开“窗”位置相同时，数量增加，阻力系数下降趋势减弱，静稳定性基本不变。上述结果可为环帆伞的设计改进提供参考。

引言

近年来，随着我国空间站建设及航天技术的快速发展，载荷体质量及体积有所增加，这对保证航天器返回过程中降落伞能够可靠工作提出了更高的要求。环帆伞作为诸多航天器回收主伞选定的重要伞型，其气动特性的好坏尤为重要。理论和实践表明，适当改变伞衣的透气性可以使阻力效率和开伞可靠性，以及稳定性和开伞动载之间达到一个微妙的平衡。目前，针对透气性与环帆伞稳态性能之间的关系研究，主要依据工程试验及数值模拟。例如，“猎户座”飞船降落伞研制团队基于风洞试验，发现增大环帆伞伞衣底边附近的织物透气性可以提高静稳定性；文献依据风洞试验，取得超声速时不同织物透气性的环帆伞主要性能参数。由于试验资金投入大，耗费周期长，且无法指导设计，数值模拟技术获得广泛应用。经流固耦合计算分析发现，移除靠近环帆伞伞衣底部的帆能有效提高其静稳定性；利用CFD方法对结构不同的环帆伞开展性能分析，以研究结构透气性对环帆伞阻力特性和静稳定性的影响，并提出以最小阻力损失、最大化静稳定性的设计方案；基于ALE算法，探究了环帆伞顶部结构透气量对阻力性能的影响；在建立环帆伞充满状态下稳态外形的基础上，对环缝和环帆结构进行调整，总结得到结构透气量与环帆伞稳态性能之间的关系，拟合了二者相关的多项式曲线；文研究结果表明，增大伞衣织物透气性，可以减小阻力系数的波动及平均值；在不改变伞衣名义面积和环帆高度比的前提下，探究了环片数量对环帆伞稳态性能的影响，所得结论对环帆伞的设计有一定参考意义。

综上所述，目前基于数值模拟技术，探究透气性对环帆伞稳态性能的影响，主要集中在织物透气性和改变缝宽、环数等结构。随着载荷质量的增加，单伞已无法满足大质量返回舱的安全着陆要求，群伞系统气动减速技术获得更多的关注并成功应用。资料显示，为提高群伞系统的同步性和稳定性，国外先进的载人飞船，如NASA“猎户座”飞船、蓝色起源“新谢泼德号”飞船、波音“星际线”飞船的主伞均采用了开“窗”结构设计（如图1所示），而针对这一结构变化国内尚未开展相关仿真计算。本文采用CFD方法，分别针对位置和数量开展开“窗”结构对环帆伞稳态性能影响的研究，研究结果可为从开“窗”角度优化环帆伞提供一定依据。

研究对象

本文以某环帆伞为研究对象，开展稳态阶段数值计算。伞衣共 24 幅，由上部 4 环和下部 6 帆组成，名义面积 50.3m2，其结构及具体尺寸如图 2 和表 1 所示。同时，为方便后续研究，图 2 中已对环和帆进行了序号标注。图 2 中， La 、 Lb 为伞衣幅上底和下底宽； r 、 s 为环片和帆片高度； h1、 h2 为环片和帆片总高度； c 为环缝宽度； hr 为伞衣幅高度。

以上述条件的环帆伞作为基准算例，在伞衣构型设计不变的前提下，分别针对开“窗”位置和数量进行稳态气动性能影响研究。通常认为在最大投影直径位置以下进行开“窗”对阻力特性影响较小，该伞空投试验中的投影直径 Dt 与结构直径 Dj 比为 0.82，接近于图 2 中帆 5 位置。开“窗”数量采用占伞衣幅数的百分比定义，根据图 1（a）及文献可知“猎户座”飞船伞衣幅数为 80，开“窗”数量为 16，即国外已应用的开“窗”数量为 20%。

考虑到本文基准算例中的环帆伞伞衣幅数为 24，且开“窗”数量需为整数，最终以开“窗”数量 25%和帆 5 位置为基础，选取 5 个研究对象分别实施开“窗”位置、数量影响分析。首先，保证开“窗”数量为 25%不变，设置帆 3、帆 4、帆 5 三个位置作为研究对象；其次，控制开“窗”位置为帆 5 不变，再设置 50%、75%两个开“窗”数量作为研究对象。各研究对象的结构参数值及结构示意分别如表 2 和图 3 所示。

数值计算方法

【1】控制方程

该环帆伞稳降阶段的马赫数小于 0.3，本文采用不可压 Navier-Stokes方程进行求解，其控制方程为：

目前工程上常用的湍流模型有 Inviscid、Spalart-Allmaras、Standard k-epsilon 及 SST k-ω。其中Standard k-epsilon 模型是目前工业流动计算中应用最广泛的湍流模型，计算量适中，有较多数据积累和数据精度，特别适用于复杂几何的外部流动问题[19]。本文选用该模型开展定常绕流数值计算，其控制方程表达式为：

计算中，采用有限体积法对控制方程进行离散，空间离散格式采用二阶迎风格式，压强−速度的关联形式采用 SIMPLE 算法。边界条件采用速度进口和压力出口，壁面采用滑移边界条件，伞衣面采用无滑移边界条件。

【2】方法及验证

本文针对环帆伞稳降阶段的定常绕流流场展开数值研究，做如下假设：

1）降落伞初始状态为轴对称结构；

2）不考虑前体和伞绳对流场的影响；

3）伞衣为刚性及密实织物，即忽略变形和织物透气性。

由于伞衣为柔性材料，且受非定常非对称流场影响，经流固耦合计算导出获得的伞衣充满外形往往存在部分褶皱的现象（如图 4 所示），对网格生成和计算不利。故基于流固耦合计算结果，提取单幅伞衣的节点信息，借助三维软件利用单幅旋转阵列的方式生成整体伞衣模型，在此过程中实现模型的光顺和清理。最终用于研究的环帆伞稳态外形如图 5 所示。

采用柱体流场计算域，同时为获得准确的流场结构变化，在伞衣周边及尾流区域进行局部加密，剖面网格如图 6 所示。沿降落伞轴向、法向、侧向的流场计算域尺寸为 10 D0 ×8 D0 ×8 D0（ D0 为名义直径），其中前边界距离降落伞顶部 4 D0 ，后边界距离降落伞顶部 6 D0 ，选取对变形有良好适应性的三角形网格，网格单元总数约 650 万。计算工况：来流速度 13m/s，大气压力 101 325 Pa，攻角为 0°。

图 7 和图 8 为四种湍流模型(Inviscid、Spalart-Allmaras、Standard k-epsilon、SST k-ω)计算得到的速度流线图及流场压力分布云图，稳态仿真所得阻力系数如表 3 所示。从中可以看出：四种湍流模型所得阻力系数与空投试验之间的误差在 10%以内，均满足环帆伞稳态气动性能分析误差要求；考虑粘性的后三个湍流模型得到的流场结果相似，尾流部分基本由伞衣近壁区域的大量小旋涡对和较远的两个大对称旋涡对组成，而不考虑粘性 Inviscid 模型的尾流区域混乱，没有明显的界限划分，这表明尾流分布受粘性影响，流场分析需考虑粘性。同时，Standard k-epsilon 模型的伞衣壁面内外压差分布，相比于其他三个模型更为明显，伞衣透气部位的压力分布更符合物理实际。上述结果表明本文计算方法可以相对更为有效地模拟环帆伞的稳态阶段流场，从而进行相关分析。

开“窗”结构影响研究

【1】阻力特性

针对开“窗”这一结构变化，获得各研究对象的阻力系数变化（如图 9 所示），图 9 中序号遵循表 2进行标注。

根据图 9（a）可以发现：由于伞衣承力面积的减少，开“窗”后的伞衣阻力系数均有一定下降，减小程度小于 5%；开“窗”数量一定的情况下，位置越靠近伞衣底部，阻力系数下降的越少，特别是帆 3 位置，根据表 2 可知其对结构透气量影响最小，但其阻力系数下降最多，这表明该位置对伞衣整体阻力系数的贡献更大；开“窗”位置一定时，随着开“窗”数量增多，阻力系数下降的趋势减弱。

图 9（b）为不同攻角下各算例的阻力系数，可以看出：在攻角为 5°时，各算例的阻力系数较基准算例减小幅度最大，所受影响最为严重；所有算例在 5°攻角时阻力系数略有增加，之后逐渐减小，20°以后减小幅度增大，根据图 9（c）可知变化原因主要是攻角改变了帆部对阻力系数的贡献。

图 9（d）给出了 0°攻角下，每一环、帆对整体阻力系数的贡献大小，分析表明：即使环部面积相对较小，但因其伞衣面法向与来流方向接近，故为阻力的重要来源，而越靠近伞衣底部，法向与来流方向越接近于垂直，故帆部对阻力系数的贡献较小；整体而言，开“窗”结构未改变环、帆对阻力系数的影响趋势，仅因伞衣承力面积变化造成数值减小。

【2】稳定性

图 10~11 为除阻力系数外，各研究对象在其他 5 个自由度方向的气动特性参数（包括两个气动力系数及三个力矩系数）及沿子午线伞衣面内外压力分布，从中分别可以看出：各对象五自由度气动参数值均很小，接近于 0；伞衣面内外压力分布左右两侧均呈对称分布。上述结果表明开“窗”结构对基准算例在 0°攻角时的气动特性参数及伞衣内外压力分布影响较小，降落伞仍大致处于平衡状态。

根据图 12 可知，攻角 20°~30°时力矩系数值受开“窗”结构影响较大。图 13 给出了 20°攻角时，每一环帆对力矩系数的贡献大小。可以发现：主要是帆 3 至帆 5 位置造成整体力矩系数改变；因开“窗”结构造成各环帆对力矩系数贡献发生变化的趋势大体相同，且位置变化的影响大于开“窗”数量的影响。

观察图 14~15 可以发现，用于分析的三个研究对象在各攻角下的流场结构大体相似。采用开“窗”结构后，伞衣内部气流部分从“窗口”流出：一方面在伞衣左侧迫使外部气流远离伞衣，致使从环缝、月牙缝流出的射流偏折角度减小，导致“窗口”上侧伞衣幅外部压力降低；另一方面在伞衣右侧，破坏了沿顶孔至伞衣底边内部流场分布，造成伞衣右侧内部整体压力降低。在上述两方面的共同作用下，降落伞的摆动减弱。而开“窗”越靠近伞衣底部，该作用程度越小，因此在开“窗”数量相同情况下，帆3 位置的静稳定性更好。开“窗”数量的增多，虽然理论上伞衣左侧“窗口”上侧伞衣幅外部压力及伞衣右侧内部整体压力降低更多，但不可避免地造成伞衣承力面积进一步减少，因此开“窗”数量为 75%时各攻角的气动力矩系数值大幅度降低。

结束语

采用开“窗”结构有助于优化环帆伞阻力特性与稳定性。本文基于计算流体力学方法，针对位置和数量开展开“窗”结构对环帆伞稳态气动性能影响研究，经数值结果分析，获得如下结论：

1）开“窗”后的环帆伞阻力系数均有不同程度下降。开“窗”数量一定时，位置越靠近伞衣底部，阻力系数下降越少；开“窗”位置一定时，随着数量增加，阻力系数下降趋势减弱。

2）开“窗”后的环帆伞静稳定性在 0°~30°攻角范围内均有一定提高。其中静稳定性受开“窗”位置变化影响大于数量的影响，位置越靠近伞衣底部，静稳定性提高越少。

需要指出的是，开“窗”结构主要用于提高群伞系统的同步性和稳定性，而本文仅针对单伞开展了不同开“窗”结构的环帆伞稳态阶段绕流流场计算，后续可对采用开“窗”结构的群伞系统开展进一步研究。

搬运件完毕

原标题：开“窗”结构对环帆伞稳态气动性能的影响

编写人员：包文龙 1 贾贺 1,2 薛晓鹏 3 王奇 1 黄雪姣 1 高树义 1 荣伟 1 吴壮志 4

（1 北京空间机电研究所，北京 100094，2 南京航空航天大学航空学院，南京 210016，3 中南大学航空航天学院，长沙 410083，4 北京航空航天大学计算机学院，北京 100191）

文件翻译：无翻译内容

文件校对：Falcon 9

搬运件出版方：ASPT-航天科普小组

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原文件出版方：《航天返回与遥感》

原文件版权所有：《航天返回与遥感》编辑部

出版时间：当地时间2022

原文地址：http://journal11.magtechjournal.com/Jwk3_htfhyg/CN/10.3969/j.issn.1009-8518.2022.01.001