張文曉，遲劭卿*，蔣 皓，楊章毅

（1.西華大學航空航天學院,四川 成都 610039；2.西華大學智能空地融合載具與管控教育部工程研究中心,四川 成都 610039）

電驅(qū)涵道風扇因其低油耗的特點，逐漸引起了學者們的關注[1]。涵道風扇相較于常規(guī)旋翼或螺旋槳具有更高的氣動效率，對風扇轉(zhuǎn)子的包容性設計使得其安全性更好，也更加符合航空綠色、高效、安全的發(fā)展目標[2]。電驅(qū)動涵道風扇是創(chuàng)新型航空動力裝置，因此，開展電驅(qū)動涵道風扇的設計與試驗研究具有十分重要的工程實踐意義。

相較于單螺旋槳，涵道風扇在涵道的環(huán)括作用下優(yōu)勢凸顯，同時涵道壁本身也能夠提供附加拉力，從而提高涵道風扇的動力系統(tǒng)效率[3]。Akturk等[4]提出“double ducted fan (DDF)”概念，并模擬驗證了其能顯著降低沿邊飛行區(qū)的入口唇緣分離。近些年，對涵道風扇的數(shù)值模擬的研究發(fā)展迅速。許和勇等[5]模擬分析了涵道螺旋槳和孤立螺旋槳的懸停狀態(tài)下的氣動性能。其結果表明，涵道在入口前緣形成了較大的負壓區(qū)會產(chǎn)生附加拉力，與孤立螺旋槳相比，涵道螺旋槳能產(chǎn)生更高的升力及氣動效率。賀興柱等[6]通過數(shù)值模擬并分析得到單旋翼涵道風扇相較于孤立螺旋槳，可以在較小功耗下產(chǎn)生一個較大升力。鄧陽平等[3]模擬并計算分析了影響涵道風扇系統(tǒng)氣動特性的因素。其結果表明，考慮黏性的影響能夠更精確地描述系統(tǒng)能量的損失。蘇雷等[7]采用遺傳算法對涵道入口半徑等參數(shù)進行了優(yōu)化，發(fā)現(xiàn)當涵道入口曲率半徑較小，且其入口頂點靠近涵道外側(cè)時，涵道風扇有較好的懸停效果。張陽等[8]對分布式涵道風扇—機翼構型建模，并對分布式涵道風扇的轉(zhuǎn)速、間距等因素進行了模擬研究。其結果表明，分布式涵道風扇因其噴流的耦合作用提高了風扇總拉力及機翼的升力。葉坤等[9]采用動量源法對風扇進行簡化，并基于響應面模型和神經(jīng)網(wǎng)絡模型對涵道進行了氣動優(yōu)化計算，取得了較好的優(yōu)化效果。叢偉等[10]數(shù)值模擬分析了有無槳轂對涵道風扇整體氣動性能的影響。其結果表明，雙旋翼間的干擾使其拉力性能下降，旋翼轉(zhuǎn)速增加，涵道附加拉力能快速上升。

也有學者對涵道風扇進行了實驗研究。李建波等[11]通過改變涵道高度、吹風速度、涵道前傾角和風扇槳距等參數(shù)在風洞試驗中探究了復雜流場中涵道的升力、阻力。其結果表明，在小型垂直起降無人機向前飛行時涵道風扇系統(tǒng)的升力和阻力都隨飛行速度增大，且增加的升力和全部阻力（涵道前后部分唇口繞流不對稱增加的阻力和涵道體的迎風阻力）幾乎都由涵道產(chǎn)生。

目前對涵道風扇的研究有很多，有的從涵道風扇氣動角度出發(fā)，有的則是對涵道風扇進行參數(shù)優(yōu)化，但現(xiàn)階段對于分布式推進的涵道外形的實驗研究相對較少。Bento 等[12]將螺旋槳簡化為一個近似無厚度的激勵盤進行仿真，分析了將螺旋槳涵道從圓形修改為方形產(chǎn)生的影響，發(fā)現(xiàn)方形涵道在角區(qū)易于分離，并會產(chǎn)生強渦流。孫蓬勃等[13]對不同形狀涵道風扇的推進特性進行了數(shù)值模擬分析，認為純圓形機匣推進特性最佳，純方形最差，且非圓機匣會影響風扇進口面積和槳尖渦的大小，進而影響涵道推進效率。石磊等[14]模擬驗證了4 種不同形狀進氣唇口對二元進氣道的性能影響。其結果表明，減小唇口面積會帶來一定的流量損失，但可以有效地降低起動馬赫數(shù)，提高總壓恢復系數(shù)。李曉華等[15]以某涵道風扇為原型，在流場中模擬研究了不同唇口外形（原型、橢圓形、圓形）、擴張角和涵道高度對涵道風扇氣動特性的影響，得到涵道唇口曲率半徑過小則氣動效率降低的結論。龔天宇等[16]在研究內(nèi)外流耦合效應對分布式涵道風扇的氣動性能影響時，發(fā)現(xiàn)不同飛行狀態(tài)中轉(zhuǎn)子葉片和唇口壁面都會對風扇推力有顯著影響。姬樂強等[17]應用CFD 和動量源方法對唇口半徑、涵道擴散角等主要設計參數(shù)進行了優(yōu)化設計，使風扇組合體總拉力得到了有效提高。

由上述可知，當前對涵道風扇的相關研究有很多，且隨著數(shù)值模擬技術的迅猛發(fā)展，學者可通過數(shù)值模擬研究涵道風扇的氣動特性。部分學者對涵道風扇唇口形狀進行了優(yōu)化分析，并通過數(shù)值模擬計算加以驗證，分析了不同涵道唇口形狀對涵道氣動性能的影響，但鮮有學者對不同涵道進氣唇口開展相關實驗研究。本文基于當前研究現(xiàn)狀，設計了4 種不同形狀的涵道進氣唇口構型，并開展了相關實驗研究，通過實驗驗證不同唇口構型涵道風扇之間的氣動差異，并對此進行簡要的分析。

1 實驗設備

1.1 實驗風洞裝置

風洞的整體外觀如圖1 所示。風洞的氣動外廓尺寸為9.1 m×3.2 m×22.42 m（寬×高×長，下同）；實驗段尺寸為1.2 m×1.2 m×2.5 m；穩(wěn)定段尺寸為3.2 m×3.2 m×2.4 m。風洞的風速范圍為0.5～60 m/s；紊流度為ε≤4.01‰。

圖1 風洞整體外觀圖Fig.1 Physical view of wind tunnel

1.2 動力測試平臺

動力測試平臺是靈翼飛航科技有限公司提供的WF-CO-70KGF 共軸雙槳測試平臺，具有高精度的推拉力測量。拉力測量的量程為0～686 N，分辨率為9.8 N，傳感器精度為0.1%+0.1%FS（full scale）。圖2 為動力測試平臺。圖3 為風洞內(nèi)實驗圖。在對涵道風扇測試時發(fā)現(xiàn)靜推力在空曠區(qū)域和在開口風洞中所測試的結果有偏差。為明確誤差大小，分別測試了外擴狀、喇叭狀2 種唇口在開闊區(qū)域（無風洞背景干擾影響）下的靜推力。

圖2 動力測試平臺Fig.2 Dynamic test platform

圖3 風洞內(nèi)實驗圖Fig.3 Experimental image inside the wind tunnel

1.3 實驗方案

1.3.1 實驗模型

圖4 為4 種不同進氣唇口構型的涵道風扇，由CATIA 建模，涵道風扇內(nèi)壁直徑為125.5 mm，4 個涵道其他部分一致，區(qū)別僅在于唇口構型不同。模型加工時轉(zhuǎn)子及其他部分由鋁合金加工，喇叭狀的進氣唇口為鋁合金材質(zhì)，其余唇口材質(zhì)均為3D 樹脂。

圖4 4 種進氣唇口模型圖Fig.4 Four kinds of intake lip models

1）喇叭狀進氣唇口：在圓周方向均勻向外擴展，且向外擴展較大，唇口前緣處最大內(nèi)壁半徑為R=149.94 mm。

2）內(nèi)斂式進氣唇口：在圓周方向均勻向外擴展，且向外擴展較小，唇口前緣處最大內(nèi)壁半徑為R=130.515 mm。

3）外擴狀進氣唇口：一半采取內(nèi)斂式進氣唇口，唇口前緣處最大內(nèi)壁半徑為R=130.515 mm；另一半圓滑過渡為喇叭狀進氣唇口，唇口最小距中心為d=121.142 mm。

4）圓轉(zhuǎn)方式進氣唇口：一半采取內(nèi)斂式進氣唇口，唇口前緣處最大內(nèi)壁半徑為R=130.515 mm；另一半圓滑過渡為平緩方形唇口，唇口最小距中心為d=126.136 mm。

圖5 為涵道發(fā)動機的實物圖，為TP100L 系列定制款，其最大電流為234 A，最大電壓為115 V，最大功率為27 kW，最大轉(zhuǎn)速為15 500 r/min。

圖5 涵道發(fā)動機實物圖Fig.5 Physical picture of the engine

1.3.2 實驗工況

本文在風洞的動力實驗臺上對不同唇口構型分別做了系統(tǒng)性的推力實驗，在0、14.2、30.7、41.8、49.3 m/s 5 個來流風速工況以及0、30%、60%、90%、100% 5 個油門開度工況下分別測得了風阻、靜推力及動推力，并分別計算出其凈推力。然后為排除風洞背景的干擾，分別對外擴狀進氣唇口、喇叭狀進氣唇口在開闊區(qū)域和開口風洞中的靜推力值進行了對比分析。最后從得到的推力中對比分析唇口對涵道風扇性能的影響因素。其中，主要參數(shù)含義如下。

1）風阻：涵道風扇油門開度為0%時，不同來流風速下所測得的涵道阻力。

2）靜推力：0 m/s 來流風速時，在動力測試平臺上直接測得的涵道風扇推力。

3）動推力：不同來流風速下，在動力測試平臺上直接測得的涵道風扇推力。

4）凈推力：不同來流風速下，排除風阻影響時的涵道風扇推力，即凈推力等于動推力減去風阻。

1.4 數(shù)值模擬

1.4.1 模型簡化

在進行仿真分析計算時，由于主要關注不同唇口構型對涵道風扇性能的整體影響，故對涵道模型進行簡化，保留進氣錐和涵道壁，簡化掉電機和轉(zhuǎn)子，如圖6 所示（此處以內(nèi)斂式進氣道唇口為例，其他類型的進氣唇口簡化方式與之相同）。

圖6 喇叭狀進氣唇口簡化前后模型圖Fig.6 Model of horn shaped intake lip before and after simplification

1.4.2 流域劃分

在數(shù)值模擬時，為避免邊界對涵道風扇周圍的流場產(chǎn)生干擾，并考慮到計算的時間限制及計算域的范圍限制，本文以轉(zhuǎn)子直徑R為基準做一圓柱流體外域，流域進口距涵道唇口為15R，流域出口距涵唇口為30R，外域直徑為15R。在此計算域內(nèi)能充分避免邊界對涵道風扇周圍的流場產(chǎn)生干擾并有效提高整體計算效率。

1.4.3 網(wǎng)格劃分

為保證數(shù)值模擬計算的準確性，同時盡可能減少網(wǎng)格數(shù)量，本文采取非結構網(wǎng)格計算，以內(nèi)斂式進氣唇口為例，網(wǎng)格總數(shù)量為77 萬（其他唇口構型的網(wǎng)格數(shù)量大致與其相同），其中涵道處網(wǎng)格和外流域網(wǎng)格處網(wǎng)格分別如圖7、8 所示。

圖7 涵道處網(wǎng)格Fig.7 Grid at duct fan

圖8 外流域網(wǎng)格Fig.8 Grid at External Flow Field

1.4.4 邊界條件

流域進口為50 m/s 的速度進口，流域出口為101.325 kPa 的壓力出口。涵道表面及外流域壁面定義為無滑移壁面條件，即在固體邊界上流體的速度等于固體表面的速度。湍流方程為標準k-ε模型。

2 結果分析

2.1 仿真結果分析

從圖9、10 的壓力云圖結果可知，喇叭狀進氣唇口和內(nèi)斂式進氣唇口附近壓力分布較均勻，而外擴式進氣唇口和圓轉(zhuǎn)方式進氣唇口附近壓力分布明顯不均勻。從流線圖可以明顯看到：各進氣唇口下的進氣錐后側(cè)產(chǎn)生明顯的馬蹄渦，這符合圓柱繞流的基本規(guī)律；在喇叭狀進氣唇口壁面處產(chǎn)生了明顯的漩渦，且其壁面上速度較小，而其他類型進氣唇口的唇口涵道外壁未出現(xiàn)漩渦，這可能是由于喇叭狀進氣唇口向外擴展較大（唇口處半徑較大）而導致氣流分離，影響涵道風扇的氣動性能，使涵道風扇表面的氣動性能變差。

圖9 各進氣唇口壓力云圖及流線圖Fig.9 Pressure nephogram and streamline diagram of each intake lip

圖10 各進氣唇口壓力云圖及z=0.07 截面（唇口附近）處壓力云圖Fig.10 Pressure nephogram of each intake lip and pressure nephogram at section z=0.07 (near the lip)

2.2 實驗結果分析

2.2.1 風阻實驗結果

圖11 為不同風速下4 種進氣唇口的風阻（反向推力）。由圖可知：4 種構型的進氣唇口風阻值均隨風速的增加而增大，且在31 m/s 風速之前4 種構型的進氣唇口風阻值相差不大；在31 m/s 風速之后，隨著風速增大，風阻值增大的斜率增加，且喇叭狀進氣唇口的風阻值增加趨勢遠大于其他3 種構型的唇口，在49.3 m/s 風速時，喇叭狀進氣唇口的風阻相比內(nèi)斂式進氣唇口的增加了14.85%。涵道風扇的風阻值越大，其氣動性能越差，結合模型（其他3 種構型唇口有一半一樣）可知，喇叭狀進氣唇口的風阻較大是由于其唇口向外擴展較大（唇口處半徑較大）而導致的，且這種差距在較大風速（31 m/s 以上）時更明顯。這與上述數(shù)值模擬得到的喇叭狀進氣唇口在較大風速時氣動性能變差的結果相對應。

圖11 不同風速下四種進氣唇口的風阻Fig.11 Wind resistance of four intake lips at different wind speeds

2.2.2 靜推力實驗結果

圖12 為不同油門下各進氣唇口的靜推力結果圖。由圖可知，油門加大時，4 種唇口涵道風扇的靜推力值都隨之增大，且在90%油門開度以內(nèi)基本呈線性關系，在油門開度超過90%時，靜推力的斜率逐漸下降。其中，喇叭狀進氣唇口的靜推力值增加最多，在100%油門開度時可達24.349 kg，內(nèi)斂式進氣唇口的涵道的靜推力值增加最少，在100%油門開度時可達20.023 kg，且隨著油門開度加大，不同唇口之間的靜推力值逐漸拉大。據(jù)此分析，在較低油門開度（60%以下）時，涵道唇口對靜推力變化不明顯，隨著油門開度加大，涵道唇口對靜推力的影響逐漸凸顯出來，在100%油門開度時，喇叭狀、外擴式進氣唇口的靜推力相比內(nèi)斂式進氣唇口分別增加了21.61%、11.08%。在較高油門開度（60%油門開度以上）時，唇口構型對涵道靜推力的影響更加明顯。

圖12 不同油門下各進氣唇口的靜推力Fig.12 Static thrust of each intake lip under different throttles

2.2.3 動推力實驗結果

圖13 及圖14 分別為60%、100%油門開度下的動推力圖。由圖可知，4 種唇口的涵道風扇動推力值隨風速增加而減小，隨油門開度的增大而增加，且均在風速為31 m/s 后曲線斜率增大。其中，在風速為31 m/s 之前，喇叭狀進氣唇口在相同風速下的涵道動推力值最大，外擴式進氣唇口次之，內(nèi)斂式進氣唇口最小。在100%油門開度、49.3 m/s的風速時喇叭狀進氣唇口涵道風扇的動推力可達8.63 kg，外擴式進氣唇口涵道風扇的動推力可達8.916 kg。在100%油門開度、14.2 m/s 風速時，喇叭狀、外擴式進氣唇口的動推力相比內(nèi)斂式進氣唇口分別增加了18.00%、12.31%。隨著風速增大，喇叭狀進氣唇口的動推力與外擴式進氣唇口的動推力之間差值減少，整體上喇叭狀進氣唇口的動推力與外擴式唇口的動推力值相差不大，而與內(nèi)斂式進氣唇口、圓轉(zhuǎn)方式進氣唇口之間的動推力值相差較大，表明喇叭狀進氣唇口、外擴式進氣唇口較于其他2 種類型唇口的涵道動推力更高。

圖14 100%油門開度不同風速下各進氣唇口的動推力Fig.14 Dynamic thrust of each intake lip at different wind speeds on 100% throttle

2.2.4 凈推力實驗結果

圖15 及圖16 分別為60%、100%油門開度下的凈推力圖。由圖可知，4 種唇口涵道的凈推力在同一油門下隨風速增加而減小，隨油門的增大而增加。其中，喇叭狀進氣唇口在相同風速下涵道的凈推力值最大，外擴式進氣唇口次之，圓轉(zhuǎn)方式進氣唇口較小，內(nèi)斂式進氣唇口最小。在100%油門開度、49.3 m/s 風速時，喇叭狀進氣唇口涵道風扇的凈推力值可達18.3 kg，外擴式進氣唇口涵道風扇的凈推力達17.1 kg，內(nèi)斂式進氣唇口涵道風扇的推力值僅為15.3 kg。在100%油門開度、14.2 m/s 風速時，喇叭狀、外擴狀進氣唇口的凈推力相比內(nèi)斂式進氣唇口分別增加了17.58%、12.77%?？芍?，喇叭狀進氣唇口、外擴式進氣唇口與其他2 種構型唇口間凈推力值相差較大，這與上述動推力得到的結果基本一致。表明喇叭狀進氣唇口、外擴式進氣唇口較于其他2 種類型唇口的涵道凈推力更高。而且喇叭狀進氣唇口的凈推力值增加明顯，充分證明了涵道唇口半徑對涵道風扇推力的影響，唇口半徑增大，涵道進氣量增大，使得涵道風扇的凈推力值增加。

圖15 60%油門開度不同風速下各進氣唇口的凈推力Fig.15 Net thrust of each inlet lip at different wind speeds of 60% throttle

圖16 100%油門開度不同風速下各進氣唇口的凈推力Fig.16 Net thrust of each inlet lip at different wind speeds of 100% throttle

2.3 風洞內(nèi)外測量對比實驗結果

圖17、圖18 分別為外擴狀進氣唇口、喇叭狀進氣唇口風洞內(nèi)外測量結果對比圖。由圖可知，在風洞外測量的靜推力值均比在風洞內(nèi)測量的值大，且喇叭狀進氣唇口的差值更為明顯，在風洞外測量的最大靜推力可達29.676 kg，而風洞內(nèi)測量的靜推力僅為24.350 kg，相差5.3 kg，這主要是由于在風洞中進行測量時由于風洞壁的影響會降低涵道的進氣量導致的。喇叭狀進氣唇口構型的靜推力值明顯比外擴狀進氣唇口的大，這是由于喇叭狀進氣唇口的唇口半徑比外擴狀的更大，從而導致其涵道的進氣量更大。

圖17 外擴狀進氣唇口風洞內(nèi)外測量結果Fig.17 Measurement results of the expandable intake lip inside and outside the wind tunnel

圖18 喇叭狀進氣口風洞內(nèi)外測量結果Fig.18 Measurement results of the Horn shaped intake lip inside and outside the wind tunnel

3 結論

本文通過數(shù)值模擬及實驗手段對4 種不同唇口構型的涵道風扇進行了研究。通過數(shù)值模擬手段對不同唇口構型的流場分布進行了分析，并通過搭建凈力測試平臺對結果進行了驗證，最后在回流風洞中研究了不同唇口構型對小型電驅(qū)涵道風扇氣動性能的影響，得出如下結論。

1）涵道風扇的推力（靜推力、動推力及凈推力）隨電機油門的增大而增大，隨來流風速的增加而降低。涵道風扇的風阻隨著風速的增加而增大。

2）增大涵道唇口半徑可以有效提高涵道風扇的推力。喇叭狀、外擴式進氣唇口構型涵道風扇的推力都較大。在100%油門開度時，相比于內(nèi)斂式進氣唇口，喇叭狀、外擴式進氣唇口構型的靜推力分別提高21.61%、11.08%；在14.2 m/s 風速時，喇叭狀、外擴式進氣唇口構型的動推力分別提高18.00%、12.31%，凈推力分別提高17.58%、12.77%。喇叭狀進氣唇口的推力值均比外擴狀進氣唇口的值大，表明涵道唇口半徑增大可以有效提高涵道風扇的推力。

3）增大唇口半徑會提高涵道風扇推力，但過大的唇口半徑在較大風速（31 m/s 以上）時會影響涵道風扇的氣動性能。數(shù)值結果與實驗結果表明，過大的唇口半徑會導致在較大風速時涵道風扇的風阻增加，在49.3 m/s 風速時，喇叭狀進氣唇口的風阻相比內(nèi)斂式進氣唇口的增加了14.85%。在流場上表現(xiàn)為進氣唇口的外壁面有明顯的渦旋渦結構，即涵道風扇唇口外壁側(cè)氣流分離嚴重，影響了涵道風扇的氣動性能。