Issue |
JNWPU
Volume 42, Number 6, December 2024
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Page(s) | 1021 - 1029 | |
DOI | https://doi.org/10.1051/jnwpu/20244261021 | |
Published online | 03 February 2025 |
Numerical and experimental investigation of the steering performance of a ringsail parachute
环帆伞可操纵特性仿真与试验研究
1
College of Astronautics, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China
2
Beijing Institute of Space Mechanics & Electricity Beijing 100094, China
3
Laboratory of Aerospace Entry, Descent and Landing Technology, CASC, Beijing 100094, China
Received:
7
October
2023
In order to investigate the steering performance of the ringsail parachute, the effect of two different steering approaches on the aerodynamic and gliding characteristics of a ringsail parachute is analyzed by using the numerical simulation and wind tunnel test. The first steering approach is to make ringsail parachute drift off course by changing the length of the suspension lines, while the second one is to make ringsail parachute close up by changing the length of the reefing control lines. Numerical simulation is performed using the arbitrary Lagrangian-Eulerian fluid-structure interaction method, and the corresponding wind tunnel test is conducted to compare with the results of numerical simulation. The results show that the first steering approach can effectively change the drag coefficient of the ringsail parachute, i.e., the drag coefficient is greatly reduced as the length of the suspension lines is shortened, and in the meanwhile, compared with the non-steering ringsail parachute, the improvement of the gliding ratio can be up to 80%, which demonstrates the benefits for the gliding ability; While the second steering approach has an significant impact on the drag characteristics of the ringsail parachute, i.e., as the length of reefing control lines is shortened, the reefing effect is enhanced and the drag characteristics is reduced, whereas compared with the non-steering ringsail parachute, the improvement of the gliding ratio only reaches up to 10%, which demonstrates that the reefing control has little effect on the gliding performance. Comparison between the results obtained by the wind tunnel test and numerical simulation shows that the trend of drag coefficient and drag characteristic curves are basically consistent, and the relative error between them is within 20%, indicating the reliability of the numerical method.
摘要
为了研究环帆伞的可操纵特性, 采用数值仿真与风洞试验相结合的手段分析了2种不同的操纵方式对环帆伞气动和滑翔性能的影响。第一种操纵方式为通过改变其中1组伞绳长度对环帆伞进行拉偏操作, 第二种操纵方式为改变控制伞绳的长度使环帆伞呈收口状。数值仿真采用ALE(arbitrary Lagrangian-Eulerian)流固耦合方法, 并进行了相应的风洞试验。结果表明: 拉偏操作能够有效地改变环帆伞的阻力系数, 且在一定长度范围内, 随着拉偏伞绳长度缩短, 阻力系数明显减小, 同时相较于未经过操纵操作的环帆伞, 滑翔比最大提升幅度可达80%以上, 具备一定的滑翔能力; 收口操作对环帆伞的阻力特征影响较为显著, 且控制伞绳长度越小, 收口幅度越大, 阻力特征越小, 但相较于未经过操纵操作的环帆伞, 滑翔比最大提升幅度仅为10%左右。风洞试验和数值仿真结果的对比显示, 阻力系数和阻力特征曲线的变化趋势基本一致, 且两者的相对误差在20%以内, 验证了仿真方法的可靠性。
Key words: ringsail parachute / numerical simulation / wind tunnel test / aerodynamic performance / gliding performance
关键字 : 环帆伞 / 数值模拟 / 风洞试验 / 气动性能 / 滑翔性能
© 2024 Journal of Northwestern Polytechnical University. All rights reserved.
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环帆伞因具有优越的开伞性能、强大的抗损性、高可靠性、高风阻系数和良好的稳定性, 在各种飞船的回收着陆任务中被广泛使用[1], 是航天器降落伞中的首选伞型[2]。此外, 降落伞的面积也随着大质量物体减速回收需求的增加而增大。我国的“神舟十四号”飞船的回收主伞采用的就是单个名义面积达到了1 200 m2的环帆伞。在降落伞减速回收技术方面, 目前主要通过2种方案实现大载重航天器伞系减速系统的需求: 一种是通过增大降落伞的阻力面积提高减速能力; 另一种是通过增加降落伞的数量, 采取多个合适大小单伞组合的方式来提高减速能力的群伞技术[3]。例如, “猎户座”飞船[4]和欧文公司为波音公司提供的降落伞回收系统[5]采用的就是3个环帆伞组成群伞。
近年来, 随着技术的发展, 国内外已有诸多的研究团队利用数值模拟技术对环帆伞结构形状以及透气性能进行研究。Tezduyar等[6]将环帆伞伞衣划分为12个不同位置的同心圆区域, 利用局部变化的织物透气性模拟整个环帆伞的透气性, 从而实现织物透气性与结构透气性统一, 该方法有助于减少环帆伞这一复杂伞型数值计算所需的网格数量。Takizawa等[7]分析了3种环帆伞设计构型的性能, 结果表明移除靠近伞衣底部的帆能有效提高环帆伞的静稳定性。Yu等[8]建立了有详细结构的星形折叠环帆伞模型, 并采用简化的拉格朗日(S-ALE)方法模拟了折叠环帆伞的充气过程。甘小娇[9]、高畅等[10]探究了结构参数及织物透气性对环帆伞稳降阶段气动性能的影响。包文龙等[11]探究了开“窗”位置和数量对环帆伞伞衣外形、气动特性参数、摆动角度的影响。
为了拓宽降落伞的应用范围, 通常可以采用调整伞绳长度[12–13]、改变伞衣几何形状[14–17]、加装排气扰流板[18]等手段使降落伞具备一定的可操纵性和滑翔能力。然而, 目前这部分研究主要针对传统十字伞。相比十字伞, 环帆伞的应用前景更为广泛。比如, 为了使探测器精确着陆在特定地点附近, 美国火星技术项目组研究了基于环帆伞的精确空投技术, 试验采用低成本可控空投系统中应用到的方法, 将环帆伞伞绳分为4组, 对应4个象限, 通过控制器对象限中的伞绳长度进行调整,达到操纵环帆伞朝相应象限方向滑翔的作用[19]。但总体上国内外针对环帆伞可操纵性能的研究仍较为罕见, 因此对其展开可操纵性研究, 对拓展其应用范围具有十分重要的意义。本文将采用数值仿真与风洞试验相结合的方式, 研究伞绳拉偏和伞绳收口2种不同的操纵方式对环帆伞气动性能和滑翔性能的影响。
1 数值仿真
1.1 控制方程
本文借助任意拉格朗日-欧拉(ALE)求解模块[20]模拟环帆伞的充气过程。其中流场的控制方程为[21]
式中:i, j=1, 2, 3, ρ为流体密度; vi为速度;ci为i方向相对速度; bi为单位体积力; xi为i方向欧拉坐标; σij=-pδij+μ(vi, j+vj, i), 表示应力张量, 其中p为压强, μ为动态黏性系数, δij表示Kronecker δ函数。
结构的控制方程为
式中:ρs为结构密度;w为结构的速度矢量。
采用流固耦合算法模拟问题时, 往往要对Lagrange算法中的固体结构进行约束, 将固体结构的相关参数传递给流体单元。在LS-DYNA中数值模拟降落伞充气过程时, 固体结构的主要约束方法是罚函数耦合约束[22]。罚函数耦合系数追踪拉格朗日节点(结构, 即从物质)和欧拉流体(主物质)位置间的相对位移d, 检查每一个从节点对主物质表面的贯穿, 如果从节点不出现贯穿, 就不进行任何操作; 如果发生从节点对主物质表面的贯穿, 界面力F就会分布到欧拉流体的节点上。界面力的大小与发生的贯穿数量呈正比[22], 即
式中,ki表示刚度系数。
1.2 计算设置
1.2.1 几何模型与网格划分
本文所采用的环帆伞共有16个伞衣幅, 单个伞衣幅的结构如图 1所示, 由上四环和下四帆组成, 具体结构尺寸如表 1所示。
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图1 环帆伞伞衣平面结构图 |
环帆伞主要结构尺寸
为了便于确定环片与帆片的相对位置, 以及避免环片、帆片因初始折叠对环帆伞成型产生的不利影响, 本文采用初始状态为完全张开形状的环帆伞, 环帆伞的三维模型如图 2所示。
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图2 环帆伞模型 |
环帆伞结构的环片和帆片并非直接相连, 而是通过一系列的加强带进行连接, 加强带分为2种:①径向加强带, 沿环帆伞的径向, 用于连接环片和帆片; ②周向加强带, 沿环片、帆片的边缘连接, 用于稳定环帆伞的形状。加强带的形状及位置如图 3所示。
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图3 加强带位置分布 |
伞衣表面网格为三角形网格。流场计算域采用渐进网格, 从环帆伞至远场逐渐稀疏, 流场网格尺寸为4.5D0×3D0×3D0(其中D0为环帆伞名义直径),如图 4所示, 流体域入口采用速度入口边界条件, 其他壁采用无反射边界条件。
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图4 流体域网格模型 |
1.2.2 基本假设
考虑到环帆伞复杂的气动特性, 提出如下的基本假设:
1) 环帆伞连接的有效舱体载荷简化为固定在入口边界的约束点;
2) 进口流体被认为是一种稳定的不可压缩理想流体, 入口边界处的流速是恒定的, 流体域的其余边界采用无反射边界来模拟风洞空间。
1.2.3 材料和单元设置
环帆伞的环片和帆片采用2种不同材料, 厚度分别为0.15和0.1 mm, 采用Ergun公式对2种材料的透气性进行描述。
式中:a, b分别为描述织物透气性的黏度系数和惯性系数, 通过试验获得; e为伞衣厚度; vq为透过伞衣的气流速度; Δp为伞衣织物的试验压差。
经过实验测得2种织物材料的黏性系数和惯性系数分别为:
环片
帆片
在LS-DYNA中, 透气性参数通过关键字*CONSTRAINT_LAGRANGE_IN_SOLID中a1和b1设置, 算法选择适合降落伞的ctype11算法[22]。
环帆伞的环片、帆片的材料可以通过LS-DYNA材料库中的织物材料(FABRIC)实现较好模拟。
伞绳以及加强带通过可以模拟弹性绳的CABLE_DISCRETE_BEAM材料来定义。
环片和帆片采用薄壳单元的膜结构算法(Belytschko-Tsay membrane)模块进行模拟。
伞绳和加强带单元采用离散梁/绳单元算法(discrete beam/cable), 定义伞绳和加强带的面积。
流体采用空材料(NULL)进行材料属性赋值, 其压强、密度关系由状态方程(EOS_LINEAR_POLYNOMIAL)来描述。
流体单元采用solid单元算法, 流场分为流体域及入口, 流场单元算法设置为单点多物质耦合的ALE算法, 入口和流体域的两部分单元分别定义。
通过*CONTACT_AIRBAG_SINGLE_SURFACE处理环帆伞环片和帆片的自身接触问题。
2 风洞试验
风洞试验工况: 空气密度为1.29 kg/m3, 风速为20 m/s。采用的装置如图 5所示。
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图5 风洞试验装置图 |
环帆伞的载荷端同各固定支架固定, 在固定端通过传感器测量环帆伞的受力情况, 左侧通过支架固定环帆伞释放位置, 试验开始时, 气流从右端流入, 待气流与环帆伞接触稳定后, 撤去支架, 通过高速摄像机记录环帆伞的充气过程, 用拉力传感器记录稳定后环帆伞的受力情况, 稳定成型的环帆伞形状如图 6所示。
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图6 风洞试验中的环帆伞 |
3 环帆伞操纵方式设置
3.1 伞绳拉偏
风洞试验中,环帆伞的伞绳一共16根,分为4组;试验通过调整其中1组伞绳的长度实现对环帆伞的操纵,从而改变环帆伞的阻力特性。数值仿真采用等效的方式达到对伞绳的操控作用,具体操作为:设置16根伞绳,分为4组,将其中1组伞绳设置为试验组,其余3组为对照组, 对试验组的伞绳初始长度进行设置, 使其不同于其余3组伞绳长度, 试验组伞绳的长度设置为风洞试验中对伞绳进行拉偏操作后的长度。
根据伞绳缩短长度的不同,试验和仿真将各进行6组试验,a组试验组伞绳与对照组伞绳长度相同,b, c, d, e, f组试验组伞绳长度与对照组分别相差0.2, 0.4, 0.6, 0.8, 1.0 m。具体设置如表 2所示。
伞绳拉偏工况
3.2 伞绳收口
风洞试验中收口试验主要采用图 7所示双环单路控制技术[23]:在环帆伞最外侧帆片上围绕2组伞绳,2组收口伞绳呈半圆状环路,通过1根操纵伞绳与控制器相连,当控制器对操纵伞绳进行操纵时,2个环以类似于袋拉绳系统的方式收缩伞衣,使环帆伞达到收口的目的。
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图7 收口绳操纵双环单路控制示意图 |
数值仿真采用图 8所示中心回路控制技术[27]进行等效处理: 环帆伞的最外侧帆片有1组伞绳称为收口绳, 收口绳在伞衣中心处交汇并通过1根操纵伞绳与控制器连接, 通过控制器操纵操纵伞绳缩放拉动收口绳对环帆伞的最外侧帆片进行操控达到操控环帆伞收口的作用。
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图8 收口绳操纵中心回路控制示意图 |
在仿真中, 经过多次测试发现, 由于初始模型的伞衣张开幅度较大, 最底层帆片的间距大于环帆伞实际成型时的间距, 如果在初始模型的基础上建立双回路收口伞绳, 会导致实际收口伞绳的长度远大于环帆伞成型后最底层帆片间距, 收口绳并未张紧,未达到控制环帆伞收口的目的。故在经过多次测试后, 选取未添加收口绳的环帆伞进行预成型计算, 待到环帆伞完全成型后, 将模型导出, 此时环帆伞最底层帆片间距与实际试验中的环帆伞最底层间距相同, 在此基础上, 设置中心回路控制伞绳进行操控操作, 达到与风洞试验中的收口操作等效的目的。
操纵伞绳长度即为图 7~8中收口绳交汇点到控制器的长度, 操纵伞绳的长度越短, 表明收口程度越大。根据操纵伞绳长度的不同,试验和仿真将分为4组进行,其操纵伞绳分别长度分别为3.0, 2.5, 2.0, 1.5 m。具体设置如表 3所示。
伞绳收口工况
4 结果及讨论
降落伞在空气中运动产生的阻力大小和运动速度、空气密度、物体形状、尺寸等因素有关,可用(6)式表示[24]。
式中:CD为阻力系数;A为特征面积,一般有2种选取方式:一种是选取降落伞的名义面积A0作为特征面积, 另一种是选取伞衣的最大投影面积At作为特征面积。在特殊情况下(如收口伞衣的“灯泡”状态)不宜选用特征面积, 而是采用阻力系数与特征面积的乘积阻力特征(CDA)来描述降落伞运动过程中受到空气阻碍的程度。
在本文中,环帆伞伞绳拉偏试验和仿真采用阻力系数描述气动性能, 在环帆伞收口试验和仿真中进行过收口操作, 不宜选用特征面积, 因此收口试验和仿真采用阻力特征描述环帆伞的受阻碍程度。
4.1 环帆伞拉偏试验与仿真结果分析
选取如图 9所示的部分试验结果和仿真结果进行对比分析。
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图9 环帆伞拉偏试验与仿真对比 |
如图 9所示, 可以看到随着伞绳进行拉偏操作, 环帆伞有明显的变形现象, 且随着试验组伞绳缩短程度加大, 变形幅度增大。图 9中风洞试验与数值仿真的环帆伞外形基本吻合, 验证了数值仿真等效方法的有效性。
如图 10~11所示, 环帆伞稳定成型后, 由于伞绳长度发生变化, 气流经过环帆伞时产生了非对称力, 使得环帆伞相对于伞绳交汇的中心点逐渐发生偏移, 产生滑翔行为。
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图10 b组环帆伞变化情况 |
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图11 b组环帆伞速度云图 |
从图 12中可以看出, 环帆伞的滑翔比在一定范围内随着伞绳缩短的长度增加而逐渐增大, 且增大幅度较为明显。相较于未对环帆伞进行拉偏操作的a组而言,滑翔比最大提升幅度为80%以上, 表明伞绳拉偏操作也会对环帆伞的滑翔特性产生较为显著的影响。对比风洞试验和数值结果可知, 两者曲线趋势基本一致。
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图12 拉偏操作试验与仿真滑翔比 |
如图 13所示, 随着伞绳长度的缩短, 环帆伞的投影面积减小, 阻力系数也减小, 表明拉偏对环帆伞的阻力特征有较为明显的影响。对比试验组和仿真组数据可知, 阻力系数曲线趋势基本一致, 各组间的阻力系数误差在10%以内。
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图13 拉偏操作试验与仿真阻力系数 |
值得一提的是, 风洞试验与数值仿真方法并不完全等效。风洞试验中控制器对环帆伞伞绳进行实时操控, 而数值仿真中的等效方法是在仿真开始前对环帆伞伞绳进行长度调整, 且在风洞试验及实际应用中存在外界环境因素的干扰, 也会使得试验与仿真结果产生一定的差异。但阻力系数对比图拟合较好, 且曲线变化趋势基本一致, 误差在可接受范围内, 验证了数值仿真的准确性。
4.2 环帆伞伞绳收口试验与仿真结果分析
收口操作控制在仿真开始0.5 s后进行, 成型稳定后的风洞试验和数值仿真结果如图 14所示。
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图14 环帆伞收口试验与仿真对比图 |
如图 14所示, 风洞试验和数值仿真的2种操控方式都对环帆伞外形变化产生了较为显著的影响, 都能控制环帆伞最底层的帆片进行收口操作, 且风洞试验与数值仿真中, 环帆伞的外形变化基本一致, 验证了操控方式的有效性。
如图 15所示, 收口操作后, 环帆伞的形状发生了较为明显的变化, 环帆伞的投影面积在0.5~0.6 s时间段内明显减小, 在0.6 s时减小至最小值, 随后在0.6~1.0 s期间逐渐增大, 1.0~1.5 s期间逐渐趋于稳定, 在一定范围内动态变化。
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图15 g组环帆伞主视图和俯视图 |
记录对比有无收口操作的环帆伞速度云图,如图 16所示。可以看到有收口操作的环帆伞在进行收口操作后, 环帆伞伞衣底边向内收缩, 此时环帆伞最底部帆片半径小于环帆伞的最大半径, 导致气流在流入环帆伞时有短暂聚集, 产生明显的涡流聚集现象, 且涡流呈球状, 与周围气流有着较为明显的层次区分, 而未进行收口操作的环帆伞底层气流较为均匀, 没有此现象。
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图16 有无收口操作环帆伞速度云图对比 |
如图 17所示,对比未对环帆伞进行拉偏操作的a组滑翔比数据(见图 12伞绳缩短长度为0时),滑翔比提升最大幅度仅为10%,表明对环帆伞进行收口操作,并未能有效地增加环帆伞的滑翔比,对环帆伞滑翔特性的影响较小。
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图17 收口操作试验与仿真滑翔比 |
如图 18所示, 随着操纵伞绳长度的缩短, 收口效果更加明显, 阻力特征减小。图 18中风洞试验和数值仿真的阻力特征最大组误差在20%以内。
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图18 收口操作试验与仿真阻力特征 |
2种等效收口操纵方式的本质都是通过改变环帆伞的最大投影面积来改变环帆伞的阻力特征, 且2种方式对环帆伞阻力特征的影响变化趋势基本一致, 误差在可接受范围内。但两者的滑翔比曲线变化趋势有一定的差异, 由于仿真采用的中心回路操纵方式中收口绳与操纵绳为多组伞绳对称交汇, 而试验采用的双环单路操纵方式中仅收口绳和控制伞绳之间的环路相连, 具有一定的非对称性。因此, 当外界环境因素产生沿非对称方向干扰时, 会对环帆伞的滑翔趋势产生一定影响, 2种操纵方式的滑翔比会存在一定差异。但对比未经过操控操作的a组环帆伞的滑翔比, 2种方式对滑翔比的提升幅度均较小。
5 结论
本文采用数值模拟与风洞试验结合的手段研究了2种不同的操纵方式对环帆伞气动特性的影响。试验和仿真结果表明:
1) 通过伞绳拉偏操作能够有效地影响到环帆伞的阻力系数, 且在一定范围内, 阻力系数随着拉偏伞绳的缩短而明显减小。同时与未进行操纵操作的环帆伞相比, 滑翔比最大提升幅度可达80%以上, 具备一定的操纵环帆伞滑翔的潜力。
2) 通过操纵伞绳进行收口操作能够有效地改变环帆伞的阻力特征, 随着环帆伞收口幅度增大, 环帆伞的阻力特征明显减小, 收口操作对环帆伞滑翔特性的影响较小, 与未进行操纵操作的环帆伞相比, 滑翔比最大提升幅度仅为10%左右。
3) 风洞试验和数值仿真结果的对比显示, 阻力系数和阻力特征曲线的变化趋势基本一致, 且两者的相对误差在20%以内, 验证了仿真方法的有效性和可行性。
需要说明的是, 本文数值仿真采用的操纵手段为近似等效手段, 与风洞试验中采用控制器对伞绳进行动态操纵的手段并不完全一致, 因此存在一定的误差。后续研究将对操控方式进行优化和改进, 以进一步减小误差。
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All Tables
All Figures
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图1 环帆伞伞衣平面结构图 |
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图2 环帆伞模型 |
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图3 加强带位置分布 |
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图4 流体域网格模型 |
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图5 风洞试验装置图 |
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图6 风洞试验中的环帆伞 |
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图7 收口绳操纵双环单路控制示意图 |
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图8 收口绳操纵中心回路控制示意图 |
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图9 环帆伞拉偏试验与仿真对比 |
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图10 b组环帆伞变化情况 |
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图11 b组环帆伞速度云图 |
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图12 拉偏操作试验与仿真滑翔比 |
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图13 拉偏操作试验与仿真阻力系数 |
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图14 环帆伞收口试验与仿真对比图 |
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图15 g组环帆伞主视图和俯视图 |
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图16 有无收口操作环帆伞速度云图对比 |
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图17 收口操作试验与仿真滑翔比 |
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图18 收口操作试验与仿真阻力特征 |
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