王定奇， 李秋鋒， 于洋， 黎森

(中國(guó)飛行試驗(yàn)研究院發(fā)動(dòng)機(jī)所， 西安 710089)

開(kāi)式轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)，也稱(chēng)為對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)，這一概念美國(guó)國(guó)家航空航天局(National Aeronautics and Space Administration，NASA)于20世紀(jì)70年代首先提出來(lái)[1]，是一種介于渦槳與渦扇之間的一種發(fā)動(dòng)機(jī)。對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)合了渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)和渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)勢(shì)，相對(duì)于單排槳葉的渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)，對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)可以在高空大馬赫數(shù)(Ma=0.8、10 km)保持相對(duì)較低的耗油率[2]；與同等技術(shù)的渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)相比，由于其超高的涵道比(通常為25～60)，槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)具有推進(jìn)效率高，燃油消耗率低，使用費(fèi)用低，循環(huán)效率高，起飛性能好的技術(shù)優(yōu)勢(shì)；與渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)相比，其巡航速度更高，后排反轉(zhuǎn)槳葉減小了前排槳葉的渦流，流場(chǎng)畸變較小，后排轉(zhuǎn)子抵消了前排槳葉的力矩。但由于高速旋轉(zhuǎn)的槳葉造成的噪音和震動(dòng)問(wèn)題難以解決；且由于槳葉高轉(zhuǎn)速，無(wú)外涵道殼體保護(hù)，一旦葉片斷裂會(huì)機(jī)體產(chǎn)生嚴(yán)重的破壞，限制了槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用。近年來(lái)各航空公司為了壓縮運(yùn)營(yíng)成本及降低污染物排放，美國(guó)通用電氣公司、Rolls-Royce公司等主要航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造商重新開(kāi)始重視槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)[3-4]。美國(guó)通用電氣公司曾在MD-80飛機(jī)上，使用兩種發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行對(duì)比試飛，結(jié)果使用槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)油耗下降了49%。裝配D-27槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)[5]的安-70，其以最大巡航速度飛行時(shí)，油耗比使用同等推力渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)要少20%～30%。

對(duì)于槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的部件性能確定通常有風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬兩種方法。美國(guó)曾開(kāi)展587DX槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)洞試驗(yàn)，并形成了相關(guān)推阻力劃分體系[6]。在數(shù)值計(jì)算方面，F(xiàn)erraro等[7]在Euler/Navier-Stokes(N-S)方程求解中嵌入動(dòng)量理論作用盤(pán)模型，應(yīng)用于螺旋槳的數(shù)值模擬，但計(jì)算中螺旋槳近似為作動(dòng)盤(pán)，僅能得到平均計(jì)算結(jié)果，無(wú)法考慮葉片的外形，及其周?chē)鲌?chǎng)細(xì)節(jié)。Stuermer[8]利用計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)開(kāi)展了對(duì)轉(zhuǎn)槳扇非定常三維流場(chǎng)數(shù)值仿真，分析了轉(zhuǎn)子葉尖渦系結(jié)構(gòu)變化、雙排葉片干擾流動(dòng)及不同攻角下槳扇的氣動(dòng)力。Node-Langlois等[9]建立了噪音預(yù)測(cè)模型，分析了單獨(dú)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)和裝機(jī)后槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)噪音。近年來(lái)，學(xué)者們針對(duì)螺旋槳流場(chǎng)的數(shù)值分析開(kāi)展了大量研究。Xu等[10]采用基于非結(jié)構(gòu)重疊網(wǎng)格方法研究了螺旋槳與機(jī)身的氣動(dòng)干擾；段中喆等[11]通過(guò)對(duì)螺旋槳滑流三維流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)比了不同工況下滑流區(qū)渦系結(jié)構(gòu)；楊小川等[12]研發(fā)了TRIP3.0軟件平臺(tái)，運(yùn)用動(dòng)態(tài)拼接結(jié)構(gòu)網(wǎng)格技術(shù)，模擬了螺旋槳非定常滑流。針對(duì)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的分析，王逸維等[13]建立了三軸拉力式對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型，基于相似理論，評(píng)估了槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的性能；張帥等[14]建立了一種用于總體方案論證階段的開(kāi)始轉(zhuǎn)子發(fā)動(dòng)機(jī)分析模型，能基于少量參數(shù)估算發(fā)動(dòng)機(jī)推力與耗油率特性。

由于對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)前/后排槳葉角、轉(zhuǎn)速均可調(diào)，較渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)控制參數(shù)更多，目前尚無(wú)成熟的型號(hào)提供參考，因此槳扇相關(guān)流場(chǎng)氣動(dòng)分析研究較少。參考587DX槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的相關(guān)氣動(dòng)分析方法，建立三維槳扇模型，并利用CFD數(shù)值仿真，定量計(jì)算出裝機(jī)條件下槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)部件特性，為后續(xù)通過(guò)CFD方法建立槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的螺旋槳部件的安裝性能及前后排槳葉的氣動(dòng)耦合性能性提供參考。

1 槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)受力分析

所研究的某型槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)采用“采用后置推進(jìn)式螺旋槳”形式，兩排列直徑為3.8 m的后掠式葉片。前排槳扇為6葉槳(順航向逆時(shí)針旋轉(zhuǎn))，后排槳扇也為6個(gè)槳葉(順航向順時(shí)針旋轉(zhuǎn))。

參考Propeller/PropfanIn-FlightThrustDetermination(SAE-AIR 4065A—2012)可以建立動(dòng)力裝置總凈推力F′net的計(jì)算表達(dá)式，分別取上下游無(wú)窮遠(yuǎn)截面，取向右為受力正方向，則控制體(圖1)受力表達(dá)式為

F′net=W10(V0+w)+W10V∞-W10V0-W0V0

(1)

其中：Wi為控制體流量，i=0,1,2,…,∞；Vi為速度,i=0,1,2,…,∞；w為槳扇后方氣流速度增量。

將整個(gè)控制體劃分為內(nèi)流控制體和外流控制體。外流控制體為0-∞截面，通過(guò)短艙、吊掛和槳葉表面氣流；內(nèi)流控制體分為0-1截面的進(jìn)氣控制體，0-∞的排氣系統(tǒng)控制體，可得

F′net=W10w+φpost+φplug-W0V0-FG9

(2)

或者

F′net=TS-Dnac-Dstr+FG9-φpre

(3)

式(3)中：TS為槳葉拉力；Dnac為短艙阻力；Dstr為吊掛阻力；FG9為排氣推力；φpre附加前體力；φplug后體中心錐阻力。

由于內(nèi)部流管附加阻力和內(nèi)部流管凈推力，可以在發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)鍵截面處加裝測(cè)量耙，通過(guò)燃?xì)獍l(fā)生器法[15]計(jì)算確定，故此兩項(xiàng)無(wú)需研究。主要研究目標(biāo)為確定槳扇的部件特性，通過(guò)數(shù)值積分獲取槳葉表面的壓差力和摩擦力，從而得到槳葉的拉力及功率特性。

P0為大氣靜壓；PS為槳扇后方靜壓圖1 推進(jìn)式槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)受力分析示意圖Fig.1 Schematic diagram of engine stress analysis

2 計(jì)算模型及網(wǎng)格生成

2.1 模型分析

通過(guò)CATIA(computer-graphics aided three-dimensional interactive application)建立三維實(shí)體模型，在UG(Unigraphics)中對(duì)槳扇進(jìn)行光順和模型的優(yōu)化，導(dǎo)出可用于網(wǎng)格分析的模型。參考SAE AIR 4065A中的587DX槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)(圖2)相關(guān)參數(shù)，設(shè)計(jì)前后排對(duì)轉(zhuǎn)，帶后掠形式的推進(jìn)式槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)。

圖2 587DX三維模型Fig.2 Three dimensional model of 587DX

2.2 模型驗(yàn)證及網(wǎng)格劃分

槳扇的轉(zhuǎn)速為1 200～1 600 r/min，飛行條件中，螺旋槳前進(jìn)比范圍在0.6～2.8，對(duì)應(yīng)的雷諾數(shù)達(dá)到106量級(jí)。首先進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，單排槳扇內(nèi)網(wǎng)格分別設(shè)置為2×106、3×106、4×106，計(jì)算中設(shè)置馬赫數(shù)Ma為0.6、高度Hp為8 km、轉(zhuǎn)速n=1 400 r/min工況點(diǎn)下，3×106網(wǎng)格與4×106網(wǎng)格計(jì)算槳扇拉力相差為0.5%。由于中國(guó)目前還沒(méi)有成熟的槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)，因此槳扇的建模方法參考同等尺寸及轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的螺旋槳建模方法[16-19]，開(kāi)展螺旋槳特性的計(jì)算。

從表1可以看出，在發(fā)動(dòng)機(jī)小狀態(tài)下仿真計(jì)算誤差為4.16%，而大狀態(tài)下計(jì)算誤差為2.71%，結(jié)算結(jié)果滿足工程精度要求，驗(yàn)證了仿真模型計(jì)算的準(zhǔn)確度。

葉片表面邊界層網(wǎng)格高度初始值為0.3 mm，近壁面y+控制約為1，增長(zhǎng)率設(shè)置1.3，邊界層網(wǎng)格共15層。計(jì)算域流場(chǎng)交界面Interface網(wǎng)格如圖3所示，槳扇表面網(wǎng)格如圖4所示。網(wǎng)格量為3×106，總模型網(wǎng)格為12×106。

采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格對(duì)前/后排槳扇網(wǎng)格劃分，槳扇流場(chǎng)整體網(wǎng)格如圖5所示。由于槳扇做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，故需將整個(gè)計(jì)算域分為3個(gè)區(qū)域，采用動(dòng)態(tài)拼接網(wǎng)格技術(shù)：包含槳扇旋轉(zhuǎn)域，外流場(chǎng)靜止域。采用塊分界面上的網(wǎng)格面直接相連的方式，通過(guò)交界面進(jìn)行流場(chǎng)信息的傳遞。采用以上方法網(wǎng)格生成難度降低，且節(jié)點(diǎn)分布靈活，用UG建立槳扇模型整體計(jì)算域，區(qū)域a、b為前后排槳葉計(jì)算域，其幾何尺寸為：半徑R=2 m，長(zhǎng)度L=0.5 m；計(jì)算域c為半模計(jì)算域：長(zhǎng)300 m，寬50 m，高 60 m。模型計(jì)算域如圖6所示。

表1 功率系數(shù)對(duì)比Table 1 Comparison of Power factor

圖3 交界面處網(wǎng)格分布Fig.3 Grid distribution of interface

圖4 槳扇表面網(wǎng)格分布Fig.4 Grid distribution of the blade

圖5 計(jì)算域網(wǎng)格Fig.5 Grid of computational zone

在流場(chǎng)求解中，采用有限體積法對(duì)控制方程進(jìn)行空間離散黏性項(xiàng)采用中心差分格式離散，無(wú)粘項(xiàng)采用二階Rose迎風(fēng)偏置通量差分方法離散。時(shí)間推進(jìn)采用隱式近似因子分解法，且采用多重網(wǎng)格加速收斂算法。湍流模型選擇壁面加強(qiáng)型RNGk-ε(k為湍動(dòng)能，ε為耗散率)湍流模型。

圖6 模型計(jì)算域Fig.6 Model of computational zone

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 槳扇特性參數(shù)確定

在槳扇轉(zhuǎn)速1 400 r/min，高度4 km條件下，槳扇的部件特性隨來(lái)流前進(jìn)比、槳葉角度的變化如圖7、圖8所示?？梢钥闯?，拉力系數(shù)CT和功率系數(shù)CP都是隨著前進(jìn)比J的增大而降低，其變化規(guī)律與渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)的槳葉變化規(guī)律一致，但由于槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的前后排槳葉旋轉(zhuǎn)方向相反，使氣流在通過(guò)后排槳葉時(shí)壓力增大，且氣流方向與后排槳葉相反，葉盆對(duì)氣流的作用力更強(qiáng)。相同槳葉角下，前排槳葉(PropFan1)拉力系數(shù)隨著前進(jìn)比的降低幅度大于后排槳葉(PropFan2)；相同前進(jìn)比條件下隨著槳葉角的增大拉力系數(shù)增大，在槳葉角30°變化到35°，槳扇的拉力變化范圍可達(dá)37.8%，功率變化可達(dá)28.4%。

圖7 拉力系數(shù)隨前進(jìn)比變化曲線Fig.7 The curve for thrust coefficient followed the velocity

圖8 功率系數(shù)隨前進(jìn)比變化曲線Fig.8 The curve for power coefficient followed the velocity

3.2 滑流給機(jī)翼表面流場(chǎng)影響

圖9為槳葉角(θ=35°)狀態(tài)下，轉(zhuǎn)速1 400 r/min，來(lái)流Ma由0.3增大至0.6后，槳扇表面壓力云圖?？梢钥闯?槳扇葉背處壓力小于葉盆處壓力，因而使槳扇產(chǎn)生沿飛行方向的拉力。隨著飛行馬赫數(shù)的增大，前排葉片葉背處整體壓力增大，且壓力低壓區(qū)域(槳葉表面藍(lán)色部分)在葉片0.75R葉高以上增大的更加明顯(R為槳扇半徑)；槳扇葉盆處的高壓區(qū)域(槳葉表面紅色部分)隨著Ma增大而減小，且向葉尖移動(dòng)，此時(shí)葉片前后壓差減小，使得槳扇的拉力降低。

圖9 不同Ma下葉片表面壓力分布(θ=35°)Fig.9 The pressure distribution of blade under the Ma(θ=35°)

3.3 不同槳葉角對(duì)螺旋槳部件特性的影響

圖10為槳葉角35°，來(lái)流Ma=0.4狀態(tài)下，不同發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速情況下對(duì)應(yīng)的截面流場(chǎng)分布，可以看出隨著轉(zhuǎn)速的增大在葉尖區(qū)域的Ma增大；且槳葉對(duì)于氣流的做功能力明顯增強(qiáng)，槳扇后方的高壓氣流區(qū)域范圍更大，表明槳扇轉(zhuǎn)速增大，飛行拉力隨之增大。由于葉根處半徑小，線速度低，葉根后擾流強(qiáng)度大，Ma較小。

圖10 發(fā)動(dòng)機(jī)截面Ma分布Fig.10 Distribution of Ma for section of engine

圖11為槳葉角35°，Ma=0.4不同轉(zhuǎn)速(NPR)下槳葉的拉力系數(shù)和功率系數(shù)變化曲線，可以看出，當(dāng)轉(zhuǎn)速小于1 600 r/min時(shí)，隨著轉(zhuǎn)速的增大拉力系數(shù)、功率系數(shù)基本保持線性增大；在轉(zhuǎn)速1 600 r/min下，前后排槳葉的拉力系數(shù)最大相差33%，功率系數(shù)相差17%。當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到1 800 r/min后，拉力系數(shù)增加幅度減小，而功率系數(shù)開(kāi)始降低。通過(guò)分析主要是由于當(dāng)來(lái)流Ma和槳葉角不變時(shí)，轉(zhuǎn)速增大，使得氣流的和速度增大，氣流通過(guò)前后排葉片氣流偏轉(zhuǎn)角度大，在高轉(zhuǎn)速下氣流分離較嚴(yán)重。

4 結(jié)論

結(jié)合SAE AIR 4065A中槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的氣動(dòng)特征，自行設(shè)計(jì)了一對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的三維模型，并基于該模型進(jìn)行了槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的槳葉部件特性的CFD計(jì)算，研究了不同工況下槳葉特性的變化規(guī)律，得到如下結(jié)論。

(1)對(duì)轉(zhuǎn)槳扇的前排葉片的拉力系數(shù)、功率系數(shù)均小于后排槳葉，主要是由于氣流通過(guò)前排槳葉后受到葉片做功，使氣流在通過(guò)后排槳葉時(shí)壓力增大，且氣流方向與后排槳葉相反，葉盆對(duì)氣流的作用力更強(qiáng)。

圖11 不同NPR下的槳扇特性參數(shù)變化曲線Fig.11 Variation curve of propfan characteristic parameters under different NPR

(2)隨著轉(zhuǎn)速的增大，拉力系數(shù)功率系數(shù)隨之增大，在轉(zhuǎn)速1 600 r/min下，前后排槳葉的拉力系數(shù)最大相差33%，功率系數(shù)相差17.6%。

(3)對(duì)轉(zhuǎn)槳扇的前后排槳葉氣動(dòng)耦合特性明顯，且由于前后排槳葉旋轉(zhuǎn)方向不同，在高轉(zhuǎn)速情況下，會(huì)發(fā)生氣流較大的分離，槳葉的最大效率為82.6%。

(4)槳扇的槳葉角對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)的總推力影響非常大，是關(guān)鍵的性能調(diào)節(jié)參數(shù)。在相同的飛行Ma、轉(zhuǎn)速和高度條件下，槳葉角30°～35°的變化范圍，槳扇的拉力變化范圍可達(dá)37.8%，功率變化可達(dá)28.4%。

(5)參考SAE AIR 4065A中槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推/阻力劃分體系，結(jié)合CFD獲得槳葉的部件特性，為后續(xù)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)飛行中部件特性的獲取提供參考。

由于對(duì)轉(zhuǎn)槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)，采用前后排槳葉對(duì)轉(zhuǎn)設(shè)計(jì)，轉(zhuǎn)速較高，槳葉角度，轉(zhuǎn)速都可調(diào)，因此槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)的推力相對(duì)于渦槳發(fā)動(dòng)機(jī)受到更多變量影響。本文限于篇幅，計(jì)算中限定前后排槳葉角相同、轉(zhuǎn)速均相同，后續(xù)可以在本文的研究基礎(chǔ)上進(jìn)行更多維度的轉(zhuǎn)速及槳葉角組合，進(jìn)行前后排槳葉氣動(dòng)優(yōu)化的計(jì)算；以及結(jié)合槳扇發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流的狀態(tài)，進(jìn)行槳葉與進(jìn)排氣系統(tǒng)的氣動(dòng)耦合分析。