彭學(xué)敏 賀象

摘 要：由于槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)兼?zhèn)錅u扇的較高巡航馬赫數(shù)和渦槳的低耗油率的特點(diǎn)，是未來(lái)極具潛力的綠色航空動(dòng)力。關(guān)于其動(dòng)力部件對(duì)轉(zhuǎn)槳扇，國(guó)外已積累了大量成果，但國(guó)內(nèi)幾乎為空白?；诖耍疚囊阅惩七M(jìn)式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇為研究對(duì)象，采用NUMECA計(jì)算軟件，通過(guò)數(shù)值方法開展了推進(jìn)式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇與短艙一體化數(shù)值研究，分析了短艙的槳葉前進(jìn)口流道和槳葉根部流道部分對(duì)槳扇性能的影響。結(jié)果表明，槳葉進(jìn)口前流道直接影響對(duì)轉(zhuǎn)槳扇整個(gè)葉高的進(jìn)口條件，從而改變槳扇性能，其中，先抬高后降低的流道使槳葉前的馬赫數(shù)最低，效率提高，作功能力增強(qiáng);槳葉根部流道的斜率增大影響槳葉根部附近的流場(chǎng)，主要使后排槳葉葉背高馬赫數(shù)區(qū)減小，效率提高，從而提升槳扇整體性能。

關(guān)鍵詞：推進(jìn)式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇;短艙;一體化;數(shù)值研究

槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)兼?zhèn)漭^高巡航馬赫數(shù)和高推進(jìn)效率的優(yōu)勢(shì)，20世紀(jì)70年代石油危機(jī)的爆發(fā)使槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)獲得了較大發(fā)展，如1976年由NASA Lewis中心和美國(guó)Hamilton Standard公司開始了對(duì)高速螺旋槳的實(shí)驗(yàn)研究以及氣動(dòng)、噪聲和氣動(dòng)彈性的理論研究，研究表明，單轉(zhuǎn)子槳扇在巡航馬赫數(shù)0.8時(shí)，其安裝推進(jìn)效率可達(dá)到77%-80%;對(duì)轉(zhuǎn)槳扇的推進(jìn)效率可進(jìn)一步提高5%-10%[1-3]。很多國(guó)際著名發(fā)動(dòng)機(jī)公司也開展了槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)平臺(tái)研制，羅-羅公司的RB509對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)，前蘇聯(lián)庫(kù)茲涅佐夫設(shè)計(jì)局研制的三轉(zhuǎn)子涵道槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)NK-93。但在80年代槳扇的設(shè)計(jì)和實(shí)驗(yàn)中遇到了大量的技術(shù)問(wèn)題，包括振動(dòng)、噪聲等，加上90年代石油價(jià)格的跌落，使得槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的研制趨于停滯。到目前，只有烏克蘭的D27對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)和歐洲多國(guó)聯(lián)合研制的TP400單轉(zhuǎn)子槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)投入使用。近年來(lái)隨著油價(jià)攀升，槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的獨(dú)特經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢(shì)使其再次成為未來(lái)極具潛力的綠色航空動(dòng)力[4]。

基于此，本文以某推進(jìn)式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇為研究對(duì)象，采用NUMECA軟件，開展了推進(jìn)式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇與短艙一體化設(shè)計(jì)數(shù)值研究，分析了短艙流道形式對(duì)對(duì)轉(zhuǎn)槳扇性能的影響。

1 研究對(duì)象

推進(jìn)式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇安裝于發(fā)動(dòng)機(jī)后部，輪轂直接與短艙相連。短艙流道一般可分為三段：1）從近進(jìn)氣道唇口到槳扇之前;2）隨兩排槳扇轉(zhuǎn)子一起對(duì)轉(zhuǎn)的整流罩;3）從槳扇出口到噴口中心錐尖[5]，如圖1。

短艙直接與對(duì)轉(zhuǎn)槳扇的輪轂直接相連，推進(jìn)式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇的氣動(dòng)設(shè)計(jì)不能拋開短艙的影響。本文就該問(wèn)題展開研究，對(duì)對(duì)轉(zhuǎn)槳扇和短艙進(jìn)行一體化設(shè)計(jì)，對(duì)比分析了圖1中短艙的第1段和第2段流道形式對(duì)對(duì)轉(zhuǎn)槳扇性能的影響。關(guān)于第1段流道的對(duì)比方案見圖2，其中，case1為等輪轂比流道;case2通過(guò)直線段上抬到槳扇進(jìn)口;case3通過(guò)圓弧段上抬到槳扇進(jìn)口，case2和case3流道的起點(diǎn)、終點(diǎn)一致;case4的流道先通過(guò)圓弧段上抬，再通過(guò)圓弧段下壓到槳葉前;case1至case4的第2段流道均保持一致。關(guān)于第2段流道的對(duì)比方案見圖3，變化趨勢(shì)為從case1到case3的流道下壓斜率逐漸增大，case1至case3的第1段流道均保持一致。為保證可比性，各組槳葉葉型的幾何相對(duì)參數(shù)沿展高分布保持一致。

2 數(shù)值計(jì)算

本文采用NUMECA進(jìn)行對(duì)轉(zhuǎn)槳扇三維數(shù)值計(jì)算，網(wǎng)格設(shè)置選用的Autogrid模塊中專門針對(duì)對(duì)轉(zhuǎn)槳扇的網(wǎng)格模型，計(jì)算域選取方法為：前后槳葉計(jì)算域都是轉(zhuǎn)子坐標(biāo)系，進(jìn)出口邊界延長(zhǎng)10倍槳尖半徑，遠(yuǎn)場(chǎng)半徑6倍槳尖半徑。對(duì)轉(zhuǎn)槳扇的網(wǎng)格分為圖4中四塊，網(wǎng)格數(shù)對(duì)應(yīng)表1所列，網(wǎng)格總數(shù)為204萬(wàn)。

Fine Turbo中邊界條件如下：前后槳分兩個(gè)計(jì)算域，給定旋轉(zhuǎn)速度，交界面為摻混面模型;采用周期邊界條件，前后槳均只計(jì)算單個(gè)通道;進(jìn)口、出口和遠(yuǎn)場(chǎng)設(shè)置遠(yuǎn)場(chǎng)邊界條件，給定靜壓、速度、和靜溫;槳盤輪轂為旋轉(zhuǎn)壁面，槳盤上下游輪轂壁面設(shè)置為滑移邊條;采用SA湍流模型，雙精度計(jì)算。為保證可比性，網(wǎng)格和計(jì)算設(shè)置保持一致。

3 結(jié)果分析

3.1 短艙第1段流道的影響研究

對(duì)比方案1的計(jì)算特性見圖5，文中結(jié)果均進(jìn)行非參化。與case1等輪轂比相比，case2和case3的流道上抬，使對(duì)轉(zhuǎn)槳扇的總推進(jìn)效率、功率、拉力降低，其中，通過(guò)圓弧段形式的case3參數(shù)略高;而采用先上抬后下壓形式的case4，總推進(jìn)效率明顯提高，功率、拉力均高于case1。還可看出，在相對(duì)前進(jìn)比小于1.06時(shí)，case1-case4后排槳葉性能差異不大，而且總性能差異主要源于前排槳葉的差異;當(dāng)相對(duì)前進(jìn)比高于1.06時(shí)，前、后排槳的性能都差異較大，總性能差異也更大。

圖6對(duì)比了各方案對(duì)轉(zhuǎn)槳扇設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時(shí)前排槳葉進(jìn)口的馬赫數(shù)沿徑向分布，圖中結(jié)果顯示，相比case1，case2和case3的流道上抬使前排槳葉進(jìn)口近根部馬赫數(shù)提高，其中，采用直線上抬的case2馬赫數(shù)高于采用圓弧段上抬的case3;而采用先抬后壓流道的case4的前排槳葉進(jìn)口近根部馬赫數(shù)最低。圖7對(duì)比了前排槳葉進(jìn)口的靜壓沿徑向的分布，可看出，case1-case4的流道不同，進(jìn)口整個(gè)葉高的靜壓場(chǎng)也有明顯的差異，其中case2和case4。另外，圖8中對(duì)比了case1至case4的5%葉高處的馬赫數(shù)云圖，對(duì)比發(fā)現(xiàn)，case2和case3根部進(jìn)口馬赫數(shù)高于case1，因此，通道的堵塞問(wèn)題也變嚴(yán)重，且case2的通道內(nèi)已形成一道激波;而case4進(jìn)口馬赫數(shù)最低，根部堵塞基本消除。綜合來(lái)看，槳葉進(jìn)口前的流道直接改變槳葉根部進(jìn)口馬赫數(shù)和整個(gè)葉高范圍內(nèi)的靜壓場(chǎng)，其中，采用先抬后壓短艙流道的case4時(shí)槳扇性能最佳，因其進(jìn)口馬赫數(shù)的降低改善根部堵塞狀態(tài)，影響整個(gè)槳葉的流動(dòng)，整體效率抬高，槳葉的作功能力增強(qiáng)。

3.2 短艙第2段流道的影響研究

對(duì)比方案2的計(jì)算特性見圖9，文中結(jié)果均進(jìn)行非參化。可看出，隨著case1至case3流道斜率的增加，槳扇的總推進(jìn)效率逐漸提高，在低轉(zhuǎn)速的增幅更大;相對(duì)而言，后排槳葉的性能對(duì)流道的斜率更敏感，其推進(jìn)效率的增幅明顯。功率系數(shù)隨著流道下壓斜率的增加逐漸降低，拉力系數(shù)變化不大。

圖10中設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的各方案5%葉高處馬赫數(shù)云圖，隨著根部流道斜率的增加，氣流減速更多，葉背高馬赫數(shù)區(qū)逐漸減小，根部的激波強(qiáng)度降低，在case3中激波基本消除，損失逐漸降低，效率逐漸提高。綜合來(lái)看，槳葉根部流道的變化主要影響槳葉根部流動(dòng)，后排槳葉對(duì)其變化更為敏感，槳葉根部斜率增大明顯改善后排槳葉的流場(chǎng)，對(duì)轉(zhuǎn)槳扇性能提升。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文采用NUMECA進(jìn)行推進(jìn)式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇與短艙一體化設(shè)計(jì)數(shù)值研究，主要研究了短艙對(duì)應(yīng)的第1段和第2段流道對(duì)對(duì)轉(zhuǎn)槳扇性能的影響，從特性、展向參數(shù)、弦向參數(shù)、馬赫數(shù)云圖等方面，分析了短艙流道變化引起的性能和流場(chǎng)變化。結(jié)果表明，短艙對(duì)應(yīng)的第1段流道（即槳葉進(jìn)口前流道）的形式直接影響對(duì)整個(gè)葉高范圍內(nèi)的進(jìn)口條件，對(duì)轉(zhuǎn)槳扇槳扇性能的影響很明顯，其中，case4采用的先抬高后降低的流道，對(duì)應(yīng)的前排槳葉根部進(jìn)口馬赫數(shù)最低，與case1相比，使槳葉通道內(nèi)的流動(dòng)得到改善，基本消除根部通道內(nèi)的堵塞問(wèn)題，效率明顯提高，槳葉的作功能力增強(qiáng);短艙對(duì)應(yīng)的第2段流道（即槳葉根部流道）的斜率增大主要影響槳葉根部流動(dòng)，其中，對(duì)前排槳葉的影響相對(duì)較小，后排槳葉對(duì)其表現(xiàn)得更為敏感，其性能變化幅度更大，主要是由于隨著流道下壓的斜率增加，使氣流更快減速，減小了后排槳葉葉背的高馬赫數(shù)區(qū)，削弱了激波強(qiáng)度，效率隨之增大，槳扇整體性能提升。

參考文獻(xiàn)：

[1] Mikkleson D. C.， Mitchell G. A.， Bober L. J.. Summary of Recent NASA Propeller Research[R]. NASA TM-83733， 1984.

[2] Bober L. J.， Mitchell G. A.. Summary of Advanced Methods for Prediction High Speed Propeller Performance[C]. AIAA Paper， AIAA-80-0225， 1980.

[3] Godston J.， Reynolds C. N.. Propulsion System Integration Configurations for Future Prop-Fan Powered Aircraft[J]. Journal of Aircraft， 1985， 22（12）： 1027-1033.

[5] 嚴(yán)成忠，綠色動(dòng)力：開式轉(zhuǎn)子航空發(fā)動(dòng)機(jī)，航空科學(xué)技術(shù)，2013年1月，6-12.

作者簡(jiǎn)介：

彭學(xué)敏（1988-） 女，漢族，湖南郴州人，碩士，工程師，現(xiàn)就職于中國(guó)航發(fā)湖南動(dòng)力機(jī)械研究所，研究方向：壓氣機(jī)及槳扇氣動(dòng)設(shè)計(jì)。