Flapes para termalização em planadores

Modelos de planadores r/c com “controle de curvatura do perfil” ou seja, com flaperons (ailerons que também fazem de flapes por mistura de comando), um ou dois flapes mais dois ailerons ou mesmo seis superfícies articuladas no bordo de fuga são comuns nas fórmulas de competição FAI (F3B, F3J, F3K, etc.) ou então nos modelos à escala de modernos planadores das classes FAI 1:1 “Racing” ou “Open”.

Esta sofisticação permite-nos, via emissores r/c programáveis, configurar o bordo de fuga para várias posições definidas em função do regime de voo pretendido: “velocidade”, “neutro”, “lançamento” ou, aquele que pretendo abordar neste artigo, “térmico”.

A opinião corrente é que esta configuração ao permitir ao modelo voar mais lentamente, dado o perfil ficar “mais sustentador”, então também aumenta a duração de voo e possibilita termalizar em ascendentes mais estreitas, conclusões apoiadas nos vários programas informáticos de análise de perfis e consequente estudo das várias polares dos perfis mais na moda. Será mesmo esta a verdade e toda a verdade dos factos?

Para responder a esta pergunta vou utilizar o programa Profili 2.19 Pro (www.profili2.com), programa que recomendo para quem tem algum interesse em aerodinâmica ou mesmo pretenda conceber/optimizar o seu próprio modelo e assim estudar as polares do perfil HQ/W 2/8 (2% de espessura relativa e 8% de curvatura), da família de perfis desenvolvida e optimizada para a utilização com flapes pelo Dr. Helmut Quabeck e hoje entre os mais populares perfis para F3B e F3J e nas suas variantes de maior espessura e curvatura também muito usado em modelos à escala.

Com as conclusões possíveis deste estudo das polares do perfil estabelecerei as limitações do mesmo estudo e possíveis ilações para o comportamento “real” dum modelo de planador, sem elaborar quaisquer análises quantitativas.

A chamada configuração “térmico” consiste então em baixar, conforme o perfil e o modelo, cerca de uns 3 a 5 mm (cerca de 5º) os flapes e o mesmo ou 1 mm menos (de modo a prevenir a entrada em vrille) os ailerons, aumentando a curvatura do perfil e também o seu ângulo de incidência. Este último ponto é ignorado frequentemente, mas dado que o ângulo de incidência é formado pelo eixo longitudinal do modelo com o segmento de recta que une o bordo de ataque com o bordo de fuga do perfil e dado que bordo de fuga foi para baixo, é fácil de perceber que o referido ângulo de incidência forçosamente também aumenta (ver Figura 1).

Em primeiro lugar, como pretendemos estudar o comportamento "térmico" do perfil parece-me sensato elaborar as diversas polares para um número de reynolds de 100.000 (Re=100k) dado que para uma corda de 25 cm isto corresponde a uma velocidade de voo de 21 km/h (5,8 m/s); também considero a corda do flape articulada a 23% da corda da asa (desde o bordo de fuga) como é hoje normal (i.e. flape c/ 5,75 cm de corda). As polares do perfil c/ o flape neutro (η=0º) (eta igual a zero graus) são a preto e c/ o flape térmico (η=5º) são a vermelho. Todos os valores lidos nas polares são aproximados.

Note bem que tudo a seguir descrito é válido apenas para o estudo do perfil (não de um modelo), com fluxo bi-dimensional e para uma asa de alongamento (envergadura) infinito. Do estudado podemos tirar algumas conclusões para modelos reais, tridimensionais e certamente não infinitos de envergadura, mas não podemos extrapolar valores absolutos ou mesmo tirar conclusões sem considerar as grandes limitações do estudo bi-dimensional.

Então analizando em 1º lugar a polar Cl(Cd) (ver Figura 2), Cl em função de Cd, e partindo da linha preta (flape neutro), para Cl=0 vemos que Cd=0,0145 ou seja, mesmo que o perfil não esteja a produzir sustentação (Cl=0 logo L=0) continuamos a ter resistência aerodinâmica. Continuando a aumentar os valores de Cl vemos que o valor mínimo de Cd (assinalado como Cdmin) dá-se para Cl=0,74 (ponto mais à esquerda para Cl positivo). Mas este ainda não é o "regime" ideal para se voar este perfil com flape neutro a esta velocidade, esse valor será o de Cl/CdMax (chamado melhor coeficiente de penetração, porque corresponde ao melhor rácio sustentação/resistência aerodinâmica, o que nos permite avançar mais descendo menos), obtido pela intersecção da recta com origem em Cl=Cd=0 e “encostada” à polar Cl(Cd). Neste ponto Cl=0,78 e Cd=0,014, logo Cl/CdMax=55,7 (idealmente “o perfil” avançava 55,7 unidades por cada unidade que descesse), ora Cl=0,78 corresponde (ver Figura 3) na polar Cl(α) (Cl em função de alfa ou ângulo de ataque) a α=4,750.

Se pretender aumentar Cl ainda mais, a resistência (Cd) vai aumentar até que a Cl=0,83 a polar de η=0º intersecta a polar de η=5º (polar com flape “térmico”). Estarei a voar o perfil com α=5,5º com flape neutro mas estarei a voar com α=3,5º com flape térmico (ver polares Cl(α) para o valor Cl=0,83 nas duas curvas respectivas). Ou seja para o mesmo valor de Cl preciso de voar com menor ângulo de ataque se estou a voar com flape térmico, o que faz todo o sentido.

Desde esse ponto (de Cl e de α) os valores de Cd passam a ser menores (mais à esquerda) na polar a vermelho e como tal será mais eficiente voar com os flapes térmicos. Se continuarmos para valores de Cl crescentes existe um ponto, também determinado pela intersecção da recta oblíqua de origem em Cl=Cd=0 e “apoiada” no ponto mais à esquerda da polar vermelha que determina o valor de Cl/Cd máximo para η=5º, ou seja o melhor coeficiente de penetração do perfil com flape térmico. Neste caso particular Cl/CdMax=0,93/0,015=62, um valor melhor que o equivalente com flape neutro.

Claro que se conseguissemos apenas “voar” perfis nestas condições teóricas tinhamos super planadores a fazer 1/62 (cada metro que descessemos voavamos 62 metros), acima do melhor que os melhores planadores reais conseguem fazer...! Faltam todos os tipos de resistências, nomeadamente a induzida pelos turbilhões da ponta da asa, etc, etc.

As poucas medições reais da performance de modelos de planadores indicam que os valores de Cl/CdMax andam na ordem dos 15 a 18 e infelizmente a única maneira de melhorar significativamente este valor é pelo aumento da envergadura, ou seja, aumento do alongamento alar, da corda média e do número de Reynolds do perfil. Claro que as implicações em termos de tamanho, peso e custo de modelos com seis, nove ou mais metros de envergadura ficam à vossa imaginação...

Bem, mas o que nos interessa neste caso, voar “térmico”, não é propriamente voar mais longe, o tal Cl/CdMax que nos permite avançar mais descendo menos, mas descer o mínimo possível por unidade de tempo, ou o que é o mesmo, pretendemos com uma determinada altitude inicial voar o máximo de tempo possível, ou então, estando numa térmica o subir o máximo possível.

Para este caso interessa-nos estudar o comportamento do perfil na polar Cl elevado a 1,5/Cd em função de α (ou a raiz quadrada de Cl elevado ao cubo, a dividir por Cd em função do ângulo de ataque). A este valor dá-se o nome de factor de potência (Power Factor - PF) porque corresponde numa aeronave motorizada à potência mínima necessária para manter voo nivelado (sem descer). Como os nossos planadores não tem motor para fornecer energia o único recurso é perderem energia potencial ou seja.... descerem! No caso dos planadores então o valor máximo de Cl^1.5/Cd dá-nos a condição para a menor razão de descida possível, chamado de afundamento mínimo.

Analizando a polar Cl^1,5/Cd(α) para o perfil HQ/W (ver figura 4) nas mesmas condições salta logo à vista que a curva a vermelho (flape térmico) está acima da curva a preto até α=4,8º. Não esquecer que para os mesmos valores de Cl se estou a usar flapes térmicos preciso algo como menos 2º de ângulo de ataque do que estiver a voar com flape neutro!

Bem, mas o valor máximo de PF é de cerca de 60 na curva a vermelho (na curva a preto o valor máximo fica nos 50) e esta condição dá-se para α=4º. Vendo agora na polar Cl(α) na curva a vermelho vejo que estou a voar a Cl=0,95 e vendo agora na polar Cl(Cd) verifico que estarei a voar um pouco acima de Cl/CdMax.

Ou seja, existe uma velocidade/ângulo de ataque ideal para a penetração máxima (Cl/CdMax) e existe outra velocidade menor/ângulo de ataque maior que me dá Cl^1,5/Cd mais elevado ou seja Cl^1,5/CdMax. Como já sabemos pela experiência, se pretendemos voar o máximo tempo possível devemos voar muito devagar e perto da perda, claro que não percorremos grande distância...

Então o ideal para voar em duração é mesmo voar com os flapes a 5º o tempo todo? Provavelmente não. Só se estiver a voar em ar perfeitamente "neutro", sem ascendentes nem descendentes (tipo início ou fim do dia). Mas para voar em térmica devo baixar os flapes? Talvez... Bem, mas então que raio de respostas são estas?!

Convem nunca esquecer a tal natureza teórica e bi-dimensional das polares referidas, voar com grandes Cl ou grandes ângulos de ataque a velocidades pequenas implica enorme resistência induzida (a tal dos turbilhões na ponta da asa) e os ganhos teóricos de voar a tais regimes vão por aí abaixo. Pior ainda, voar a velocidades tão baixas em térmica não é muito confortável, os comandos perdem eficiência, especialmente os ailerons e arriscamo-nos seriamente a entrar em perda ou vrille ao menor descuido com a velocidade de voo. Mais a mais, se a térmica for muito estreita tenho que utilizar grande pranchamento ou seja voltar apertado e neste caso tenho que aumentar mesmo a velocidade ou entro em perda pelos g’s que estou a puxar...

Ainda no plano teórico, se analizarmos outra polar, a de Cm(α) (ver figura 5), ou seja o coeficiente do momento aerodinâmico em função do ângulo de ataque (todos os perfis "normais" tem a tendência a picar se deixados sozinhos, por isso é que precisamos dum estabilizador horizontal, mesmo para voar nivelado, sem cabrar nem picar), então no ponto em que as duas polares Cl(α) se cruzam para Cl=0,83, com igual Cl/Cd voando com ou sem flapes, o valor de Cm para o perfil com o flape neutro a α=5,5º é de -0,05 mas para o perfil com o flape térmico a α=3,5º é de -0,087, ou seja, perto do dobro.

Isto implica que vou ter o equivalente ao estabilizador horizontal na posição bordo de ataque mais para baixo, o modelo mais "cabrado" ou “nariz para cima" para voar com flapes térmicos com duas consequências adversas: primeiro como terei valores mais negativos de ângulo de ataque do estabilizador (estabilizador a "puxar" mais para baixo) terei consequentes aumentos da resistência aerodinâmica do estabilizador (maior sustentação, seja “para baixo ou para cima” implica sempre maior resistência aerodinâmica), com aumento correspondente na resistência aerodinâmica total do modelo e em segundo lugar também terei de aumentar a sustentação da asa para compensar a sustentação negativa quase em dobro do estabilizador acrescida e novamente se a asa precisa de sustentar mais então a nossa velha inimiga resistência aerodinâmica crescerá ainda mais! Mais uma maneira de explicar porque os flapes "térmicos" não são tão boa opção na realidade como a teoria bi-dimensional do túnel aerodinâmico ou computadorizado indica.

Esclareça-se que normalmente não é precisa a tal compensação significativa de profundidade ao baixar o bordo de fuga por dois factores (ver Figura 1): primeiro porque devido ao aumento do ângulo de incidência quando se baixa o bordo de fuga também estou a aumentar o chamado diedro ou “V” longitudinal, o ângulo formado pela asa (segmento do bordo de ataque ao bordo de fuga) com a superficíe horizontal da cauda (igualmente do bordo de ataque ao bordo de fuga), assim geometricamente posso afirmar que “automaticamente” estou a “cabrar” o modelo quando baixo os flapes, neste caso específico o diedro longitudinal duplica; segundo porque existe outro factor que é o “escoamento para baixo do perfil” (representado na figura 1 pela linha a vermelho). Estes palavrões querem dizer que qualquer perfil ao criar sustentação “deflecte” para baixo o fluxo do ar de um certo ângulo e se aumentar a curvatura ou o ângulo de ataque (o Cl do perfil, em suma) então esta deflecção do fluxo também aumenta, o que corresponde a um aumento em valor absoluto do ângulo de ataque da superfície horizontal de cauda, o ângulo IAHF é maior que IAH, (note-se que este ângulo de ataque é de valor negativo, a sup. horiz. de cauda está a “sustentar para baixo”), ora se estou a aumentar (em absoluto) o ângulo de ataque da sup. horiz. de cauda então também estou aerodinâmicamente a “cabrar” o modelo quando baixo os flapes.

Assim, o "normal" para perfis "fininhos" como este HQ com apenas 2% de curvatura será voar no Cl/Cd max a velocidade média e com flape neutro, à procura da ascendente (ou a fugir das descendentes!) e depois de estar na térmica e se esta for "estreita" então devo baixar os flapes para posição térmica, de modo a poder baixar a velocidade, reduzir o meu raio de volta e manter-me dentro da ascendente. Talvez fosse mesmo útil programar uma posição de flape térmico intermédia (η=2,5º) que fosse utilizada para térmicas normais e reservar os flapes a 5º para as térmicas realmente muito estreitas? Respostas cabais a estas perguntas só com medições em túnel aerodinâmico com os modelos específicos, onde se poderiam estudar as complexas interacções asa/estabilizador horizontal e escoamento tri-dimensional da asa em questão nas diversas configurações do bordo de fuga, velocidade, ângulo de ataque, planta da asa, etc, etc. Claro que também é possível fazer uma aproximação apenas por cálculo numérico, mas a complexidade necessária do tratamento matemático é bastante elevada. Pelo menos para mim...

Certamente podemos experimentar com os nossos modelos e um LoLo (dispositivo de registo de altitude em função do tempo) em condições reais e aproximadamente neutras (sem ascendentes ou descentes) quais as razões reais de descida em várias configurações de flapes. No clube a que pertenço (LIPA) temos um brinquedo destes... que ainda não utilizámos!

Espero que percebam que respostas fáceis em assuntos de aerodinâmica não existem e que quanto mais se estuda qualquer assunto mais díficil é dar uma resposta definitiva!

Este artigo concorre ao Concurso de Artigos Técnicos