涵道螺旋桨内涡抑制环流动分离控制仿真研究

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诞生于 20世纪50至 60年代的涵道螺旋桨，由于具备了气动性能好 、尺寸型安全性好的优点，被广泛应用于垂直起降飞行器和无人机上。与孤立的开放式螺旋桨相比，相同功率下，相同直径的涵道螺旋桨能产生更大的拉力l。由于涵道壁面的约束作用，螺旋桨桨尖区域的绕流特性得到改善，减小了桨尖涡的产生，进而使得桨尖损失减小，因此理论上讲涵道螺旋桨桨尖间隙的设计原则是越小越好[21。为了获得较高桨盘载荷，螺旋桨桨尖旋转线速度都在 200m/s以上，所以使用中应当严格避免任何旋转桨尖与涵道内壁划蹭的出现。实际涵道螺旋桨的设计、加工中需要考虑驱动内燃机的振动、桨叶高速旋转的离心力、姿态调整时桨盘旋转陀螺效应对驱动轴的弯矩作用力以及大尺寸复合材料涵道内壁的加 精度等诸多影响因素，导致桨尖间隙尺寸控制受到较大限制，难以达到理想状态，导致桨尖涡流不可避免的发生，影响了涵道螺旋桨的气动特性。实验表明，涵道出口面积也是改善涵道静推力的重要影响因素。由于涵道出口的扩散所产生的逆压梯度，使得在柯恩达效应下涵道内壁附着的气流可能发生分离，导致螺旋桨滑流有效截面直径减小，减小了实际出口面积。所以涵道扩散口幅度受到限制，-般情况下，涵道出口面积为桨盘面积的(1-1.25)倍[31。目前国内外仅有少量对涵道螺旋桨桨尖涡流细节进行研究的文献公布。另外由于涵道的遮蔽作用，PIV试验手段难以对涵道包裹下的内流场细节进行研究。目前已有的针对涵道的研究均是基于对涵道截面轮廓几何的研究，通过对涵道内表面增加微小涡流抑制装置即涡抑制环的方式进行的研究工作，在国内外公开文献中尚属首例。通过数值模拟手段对涵道内流厨行深入研究，对桨尖间隙处产生的桨尖涡和扩散出口逆压梯度的共同作用下的涵道内壁附面流动分离机理进行研究，并研究不同形式的涡抑制环对涵道螺旋桨系统的增升效应。

2涵道螺旋桨模型及涡抑制环模型为保证涵道气动特性，降低桨尖间隙的设计加工要求，通过增设不同类型涡抑制环装置对涵道内壁附面流动的分离现象进行抑制。涵道内壁剖面是由人口、中段和出口三部分组成，如图 1所示。其中，中段结构为直线段，螺旋桨桨盘位于此段中部，人口及出口分别为与中段直线相切的圆弧组成。其中，入口唇口圆弧来稿日期：2012-04-08基金项目：部级装备预先研究专用技术项目计Jj(40401060104)作者简介：徐 彬，(1982-)，男，河南，在读博士研究生，主要研究方向：车辆空气动力学；项昌乐，(1963-)，男，安徽，博士生导师，主要研究方向：车辆传动及综合控制技术第 2期 徐 彬等：涵道螺旋桨内涡抑制环流动分离控制仿真研究 175半径为 50ram，中段直线段为 80mm，出口扩散口圆浑径350mm，涵道总长度为220mm。密封环是加在桨盘平面下游的涵道内壁中段上的凸起环状结构。该结构易于加工和安装，保证涵道气动特l生的同时，可大大降低了涵道体的加工精度要求和加工成本。

由于涵道产生的拉力主要来自于人口唇口处的拉力。随扩散口扩大，涵道m口流速降低，减鞋溜动能损失。研究内容所限，仅对固定的唇口及扩散出口情况下不同涡流抑制环的涵道进行研究。通过对各种密封环配置下涵道内流惩涵道拉力增加效果的研究 ，为实际工程设计和应用提供技术指导。如图 1所示 ，定义密封环位置参数为沿涵道内壁母线向桨盘下游方向的距离 L(mmj，密封环截面形状为半圆，定义其半径为特征尺寸a(mm)。

涵道入口图1涵道螺旋桨内壁面剖面视图Fig.1 Inside Profile View of Dueted Propeller1号涵道为原始涵道，即光滑内壁、无涡抑制环的涵道，内部螺旋桨桨盘半径为 275mm，涵道壁与桨尖问隙为 3mm，间隙 子为 1.1%。其他涵道均保持 1号涵道螺旋桨特征参数及桨尖间隙不变 ，仅增加不同涡抑制环。2、5号涵道内有-道涡抑制环；3、4号涵道内有两道涡抑制环，详细信息，如表 1所示。

表 1涡抑制环分布参数Tab.1 Structural Parameters of Vortex Restrain Ring涵道编号 位剀m第。m-) Ⅱ(Ⅱ1 )位置 L( )螺旋桨拉力即为桨盘拉力 TP，总拉力为涵道拉力 TD与螺旋桨拉力 TP之和。为了便于进行比较，对涵道增升效应的分析均采用无量纲 力因子进行衡量，即均为涵道拉力与总拉力的比值。定义为涵道扣力因子q：q- 二÷l， (1) 1D 十 P同理，有唇口拉力为 ，唇口拉力L大J子为： ，通过拉力L犬J子可以用来衡量在相同的螺旋桨拉力下，涵道及其各部分产生附加拉力的效果差异。由于拉力因子无理论公式可用 ，故采用数值流场仿真进行不同情况下的研究。

3数值计算方法数值模拟通过在N-S方程中加入时问平均的、与本地流动参数相关的动量源项来模拟螺旋桨桨叶对流体的作用，在轴对称圆柱坐标系中采用Realizable K-s湍流模型，涵道内壁近壁区采用标准壁面甬数进行计算 ，采用有限体积法离散主控方程，采用SIMPLE算法通过商用流体软件FLUENT进行求解计算。离散格式采用二阶迎风格式从而保证了数值稳定 眭和截断误差精度 。

4机理分析原始涵道中由于桨盘间隙的存在，故螺旋桨桨叶在上下表面压差作用下产生了桨尖涡，通过对流场的计算得到桨尖涡形态，如图 3所示。为便于显示流线，隐藏了涵道体。图中可以看到桨尖涡效应不仅存在于桨尖处，由于螺旋桨的高速旋转，桨尖后带出的涡在整个桨盘旋转平面与涵道壁面的交汇处持续产生影响。这就造成螺旋桨拉力减小，即桨尖损失。

图2 1号涵道桨尖涡流线图Fig.2 Streamlind of tip votex in No.1 duet仅通过 l号涵道与 5号涵道的轴流截面流线图进行比较，如图 3所示，图 3(a)为 1号涵道，图3(b)为 5号涵道。由图中可以看到在 1号涵道中桨尖涡沿涵道内壁随着轴向气流向下运动，相当于轴向气流在涵道内壁直线段产生了气流分离，而出口附近气流流道扩张，这就导致流速降低，静压增加，在扩散口的逆压梯度的作用下，桨尖涡干扰下的轴流空气难以在涵道内壁再次附着，这就加剧了扩散口上气流分离现象，形成了倒流，直接导致涵道尾流收缩，有效出口面积减校而在5号涵道内，桨尖涡轴向运动受到了凸起的涡抑制环的阻隔，降低了涡的强度。在涡抑制环迎风面上涡的速度被抑制，流速降低，到涡抑制环背风面后主流再次附着于涵道内壁，因为涡效应被阻隔，冉次附着的流体在靠近壁面区域的能量较高，足以克服扩散口段的逆压梯度所导致的气流分离 ，所以在扩散口明显可以看到气流分离被基本完全抑制，气流沿壁面流动，流道逐渐变大，滑流面积得到有效增加。由此可以看到涡抑制环在涵道中对桨尖涡起到明显的抑制作用，有效延缓了扩散口处的气流分离，对改善涵道拉力特陛有显著的效果。

(a)1号涵道(b)5号涵道图3 1号涵道与5号涵道截面桨尖涡轴向流动对比Fig3 Comparison of Tip Votex Axial Flow in No.1 and No5 Duetl76 机械 设 计与 制造No.2Feb.2Ol35计算结果及分析在相同螺旋桨拉力工况下，如表 2所示。涵道不同部位所产生沿轴线方向拉力系数的列表。其中，增升效应是对比原始的 1号涵道涵道拉力因子而言的。数值仿真结论表明相同的桨尖间隙下，带有涡抑制环的涵道与原始涵道相比涵道拉力因子均有所提高，最多可达到 11.09%。

表 2拉力因子结果Tab.2 Result of Duct Lift Factors由结果可以看到 3、4号涵道相对于 2号涵道虽然增加了第二涡抑制环 ，但是其效果反劣于 2号涵道，说明第二涡抑制环不能起到进-步抑制涡流的作用。而5号涵道中涡抑制环位置更接近桨盘，处于涵道壁面的中段直线段范围内，主流通过涡抑制环后再次附着内壁，经过-段距离进入扩散口阶段。所以桨尖涡和逆压梯度的相互影响被更有效的隔离，抑制了流动的分离。涵道数值试验显示，相比于原始的无涡抑制环的涵道，经过改进后涵道拉力均有不同程度的改善。各种涵道截面静压力系数分布曲线，其中横坐标为涵道表面沿轴流方向坐标，纵坐标为涵道壁面静压力系数值，如图4所示。

图 4各涵道截面压力分布曲线Fig.4 Pressure Distribution in Different Ducts可见气流进入涵道过程中气压逐渐降低，涵道壁面所受到最大负压处于人口的唇口部位。由于涵道产生的拉力是压力作用在轴向投影有效面积上的，所以在内壁直线段的壁面处压力改变不能带来涵道拉力的明显改变，涵道拉力差异主要源自唇口处压力场改变。从压强分布来看，涡抑制环能够有效改善涵道内壁气压分布，使气压分布有利于涵道唇口拉力的增加，同时引起出口扩散口处负拉力的增加幅度微小，总体增大了涵道拉力。由于扩散口气流附面层分离后，静压难以继续提高 。这就造成 l号涵道扩散口段的静压分布相对更为均匀，也降低了涵道内整体负压的水平。

6结论采用数值模拟的方式，研究了涵道内壁中凸型涡抑制环对涵道内桨尖涡和逆压梯度作用下的气流分离的抑制作用♂果表明：(1)涡抑制环能够减弱桨尖涡对下游气流的影响，改善涵道内流条件。(2)增加涡抑制环的数量不能改善流动控制效果。(3)涡抑制环布置于涵道内壁直线段时，能够起到隔离桨尖涡与扩散口内逆压梯度的作用，起到较好的流动分离抑制作用。(4)涡抑制环能有效提高涵道螺旋桨中涵道拉力因子，进而提高系统总体拉力系数。