涵道螺旋槳設計變量的影響及其流動機理

韓凱，白俊強，邱亞松，昌敏

西北工業大學 無人系統技術研究院， 西安 710072

涵道螺旋槳是一種將螺旋槳置于圓環形涵道內以提高推進效率的推進裝置，其具有推進效率高、結構布局緊湊、安全性高和噪聲水平低等方面的優勢，因此廣泛應用于分布式電推進飛行器、城市空中交通飛行器、垂直起降飛行器和水下推進系統。涵道螺旋槳主要由涵道、螺旋槳和短艙等基本部件組成，有的還包括涵道進出口處的消旋定子或舵面等。

美國自20世紀40年代開始就開始了對涵道螺旋槳技術的研究，也積累了較多的研究和設計經驗。Taylor和Black等使用試驗方法，較為系統地研究了涵道長度、涵道擴散角、涵道唇口形狀和來流速度等設計變量對涵道螺旋槳系統推力和效率的影響，此項研究的范圍較為廣泛，但少有從涵道與槳葉相互影響的角度研究，且限于研究目的和當時試驗技術的水平，文中對各參數對氣動效率的影響表述較多，而對流動特征和流動機理的討論較少。Graf使用試驗方法研究了圓形唇口、橢圓形唇口對涵道螺旋槳系統的氣動特性的影響；Pereira使用試驗方法研究了不同涵道出口擴張角對涵道螺旋槳系統的氣動特性的影響。Akturk和Camci運用計算和試驗的方法研究了槳尖間隙對涵道風扇飛行器氣動特性的影響，研究表明隨著間隙的增大效率會變低。Bento等利用定常和準定常的數值模擬方法研究了圓形涵道和方形涵道的氣動特性，研究表明，方形涵道的拐角處容易發生流動分離，產生強烈的渦流動，推進效率也會有所損失；另外美國馬里蘭大學和麻省理工學院等機構的學者也進行了相關研究。

國內也有一些學者對涵道螺旋槳設計變量的影響進行了研究。程鈺鋒等基于滑移網格模型求解三維非定常Navier-Stokes方程，研究了涵道螺旋槳總拉力、螺旋槳部件拉力和涵道部件拉力隨螺旋槳槳盤位置的變化規律，得到了一些有意義的結論；李曉華等使用數值模擬方法研究了槳尖間隙、唇口曲率半徑和涵道內壁面擴張角以及長徑比等幾何參數對涵道風扇氣動特性的影響，文中在對長徑比的研究中保持涵道唇口和涵道中段保持不變，只改變涵道擴張段的長度；姬樂強等基于激勵盤方法研究了唇口半徑、涵道擴張角、槳尖間隙及槳葉相對位置等設計參數對氣動特性的影響，并對設計參數進行了優化設計，但是由于激勵盤方法上的缺陷，無法研究涵道和螺旋槳之間的相互影響;蘇運德等采用了基于非結構網格的滑移網格技術，對懸停狀態下槳尖間隙和雙槳間距對涵道螺旋槳氣動性能的影響進行了研究；李建波和高正等對尾座式涵道風扇式無人飛行器在自由來流影響下的升阻特性進行了試驗研究，試驗狀態變量包括涵道高度、吹風速度、涵道前傾角和風扇槳距,試驗結果表明涵道在前飛狀態比懸停狀態產生更大的升力，但這一優勢卻被涵道的較大阻力所排斥，因而涵道風扇如果用作升力系統，僅適用于強調懸停和低速飛行的飛行器;郭佳豪等基于動量葉素理論，并通過CFD計算對設計進行修正，提出了一種涵道螺旋槳槳葉高效設計方法;Qing等基于Kriging代理模型對懸停狀態下的涵道和螺旋槳等多個部件的幾何形狀進行綜合優化。

上述總結中，國內外學者使用試驗和數值模擬方法，研究了涵道長度、涵道擴散角、唇口形狀、槳尖間隙、槳盤位置等多個設計變量對涵道風扇或涵道螺旋槳氣動特性的影響，而對于螺旋槳轉速和來流速度、徑弦比以及涵道唇口偏轉對涵道螺旋槳氣動特性的影響和流動機理研究較少，因而本文借助數值求解方法對這幾個設計變量進行初步探索研究，在研究中注重對涵道和螺旋槳部件之間的影響機理以及設計參數對涵道螺旋槳氣動特性影響程度的總結和闡述。在大力發展綠色航空的背景下，本文對涵道螺旋槳參數影響規律及流動機理的研究具有一定的參考意義。

1 數值模擬方法及驗證

1.1 數值模擬方法

數值模擬技術通過求解流動控制方程對流場近似模擬，能夠處理復雜的流動問題，既可以降低試驗的成本，又可以通過對流場的可視化解讀，有效解釋流動機理。本文將借助于基于RANS和多重參考坐標系(Multiple Reference Frame, MRF)的準定常數值模擬方法開展研究?；诙嘀貐⒖甲鴺讼捣椒ǖ谋举|是定常模擬，求解的是某一時刻的流動，但因其考慮了旋轉速度效應，能在一定程度上模擬螺旋槳旋轉的工況，因此視為準定常模擬。準定常方法既能保留主要的流場特征，計算效率又比非定常模擬高,因此是一種被廣泛應用的計算方法。

MRF方法的主要思想是在螺旋槳的周圍建立一個封閉的近似于圓柱體的區域，用于模擬螺旋槳的旋轉運動，稱之為旋轉域。而在其他區域劃分網格用于計算其他靜止的部件的流場，稱之為靜止域，旋轉域的網格和靜止域的網格分開生成，旋轉域和靜止域之間有交界面進行通量傳遞，交界面只需要面搭接，這降低了網格生成難度。旋轉域有其與旋轉運動相匹配的旋轉坐標系，靜止域則是相對不變的靜止坐標系，旋轉域內在旋轉坐標系下求解流動控制方程，靜止域中在靜止坐標系下求解流動控制方程，在兩個坐標系之間經過相應的數學變換和多域之間的數據插值，實現包含旋轉運動的多域流場的數值模擬。本文采用凍結轉子方法，靜止域和旋轉域之間的相對位置固定，但是旋轉域具有旋轉角速度，因而可以把凍結轉子方法看作非定常計算方法中的某一時刻。

精心分布的多塊結構網格較非結構網格能更好地模擬流場。為了更好地捕捉流場細節，本文中所有構型中的旋轉域和靜止域均采用多塊結構網格。靜止域將按照傳統生成結構網格的方式生成六面體網格，旋轉域的網格由于具有明顯的圓周陣列特點，因而采用的生成策略是先劃分單個槳葉區域的網格，在保證兩側周期面上網格點與點相對應的前提下，旋轉復制出其他部分的網格。如圖1所示，虛線框內的網格是整個旋轉域網格的1/4，先在此區域內生成結構網格，然后將此區域網格旋轉復制3次，以生成整個旋轉域的結構網格。當來流方向與螺旋槳旋轉軸方向相同時，其槳盤載荷是中心對稱的，可以使用1/4區域的網格計算，但是本文還研究了來流方向與螺旋槳旋轉方向不一致即帶迎角的工況，槳盤載荷不再是中心對稱的，必須使用全模網格計算，為了保證網格統一性，因此本文使用全模網格進行計算。

圖1 涵道螺旋槳網格Fig.1 Ducted propeller mesh

在某些計算域邊界上施加某些客觀或假設的物理和數學規律可以使得流動控制方程求解更容易獲得唯一的結果。在計算域的入口設置入口邊界條件，給定來流速度等條件，出口設置出口邊界條件，給定相對壓力等條件，在遠場采用開放邊界條件，對于涵道、短艙和槳葉等部件給定無滑移物面邊界條件，在交界面處設定交界面邊界條件，如圖2 所示。

本文采用了剪切應力輸運(Shear Stress Transport, SST)-兩方程湍流模型進行全湍計算，SST-模型綜合了-和-兩個湍流模型的優點，對于附面層流動，SST-模型繼承了-湍流模型能夠準確、穩定的預測壓力梯度主導的對數附面層的優點，而在附面層邊界之外的流場，繼承了-模型對自由來流參數不過度敏感的優點。該模型考慮了湍流切應力的影響，能夠較好的預測逆壓梯度主導的流場特征。因此，SST-模型適合計算附面層流動，也適合計算分離氣流離開物面在空間的發展。國內外大量實踐表明SST-模型能夠相對準確預測航空航天領域分離流動的復雜現象。

圖2 邊界條件設置方法Fig.2 Boundary condition setup

1.2 數值模擬方法驗證

為驗證本文使用的基于MRF的求解方法的求解精度，本節使用NASA涵道螺旋槳的風洞模型進行驗證，該涵道螺旋槳系統模型的幾何尺寸和外形如圖3所示。該涵道螺旋槳系統是一個三槳葉構型，其螺旋槳直徑為381 mm，轉速為8 000 r/min，槳葉使用的葉型為NACA6412，其在75%展向長度處葉型的扭轉角為24°，其他幾何信息在文獻[37]中給出，其靜止域和旋轉域的網格均采用結構網格，部件劃分與圖1一致，邊界條件設置與圖2一致。

圖3 NASA涵道螺旋槳驗證計算模型Fig.3 Verification calculation model for NASA ducted propeller

本文驗證了前進比=0.595、迎角=0°的推進狀態下螺旋槳推力和轉矩的計算精度，自由來流速度為30.23 m/s，其他狀態參數與試驗條件保持一致。旋轉域網格量為520萬左右，靜止域網格量為560萬。

根據文獻[37]提供的數據，迎角=0°狀態的螺旋槳推力和轉矩的計算結果與試驗結果對比如表1所示，相對誤差均在可接受范圍內，其誤差可能主要是模型外形的誤差導致的，可以得出本文使用的計算方法具有較高可信度的結論。

表1 J=0.595、α=0°狀態試驗值與計算值對比

為了探究網格數量對計算結果的影響，本小節對基礎構型進行驗證，選取了3種不同密度的網格，如表2所示。

表2 3種網格密度對比Table 2 Comparison of three mesh densities

對上述3種不同網格密度的構型采用相同的計算方法和相同的邊界條件進行計算，對比推力和轉矩特性如表3所示。定義網格單元尺度為網格量的負2/3次方，推力和轉矩隨網格單元尺度變化的線性度較好，證明本文CFD求解方法對于該構型網格的收斂性較好。低密度網格計算結果誤差相對較大，而高密度網格計算耗時較長，為了兼顧計算精度和計算效率，本文采用中等密度網格量進行計算。

表3 3種網格密度計算結果對比Table 3 Comparison of results of three mesh densities

2 基礎構型、工況和坐標系定義

使用圖4所示的基礎構型研究設計變量對氣動特性的影響。其坐標系定義方法為，正方向為自由來流方向；指向飛機的右方為軸正方向；利用右手定則，垂直于平面指向上為的正方向，短艙前緣頂點為坐標原點。出于降低問題分析復雜度的目的，本文對模型進行了合理的簡化。圖4(a)展示了涵道=0 m的上下截面，此截面在后文中用來分析涵道部件的氣動特性。圖4(b)和圖4(c)展示了軸向速度監測點的布置情況，根據涵道螺旋槳坐標系的設置，分別對=0.4 m位置處坐標從0.1～0.6 m段內的軸向速度進行了提取，也對從坐標(0,0,0.4) m到坐標(1,0,0.4) m線段內的軸向速度進行了提取。

圖4 基礎構型、坐標系與軸向速度監測點Fig.4 Basic configuration model, coordinate system and speed monitoring points

一副設計良好的螺旋槳其來流速度、旋轉速度和槳葉扭轉角是相互匹配的。本文以城市空中交通飛行器的巡航工況為研究背景，為了保證較高的安全性和經濟性，此類飛行器的巡航速度通常在馬赫數=0.1～0.2，考慮本文槳葉的幾何特性和空氣動力學特性，經過總體設計評估，確定本文涵道螺旋槳系統的典型計算狀態如表4所示，在第4、5節中均以此狀態作為基礎計算狀態。

表4 涵道螺旋槳系統計算參數Table 4 Calculation parameters for ducted propeller

3 螺旋槳轉速和來流速度的影響

本節研究基礎構型在相同來流速度情形下不同螺旋槳轉速的氣動特性以及相同轉速下不同來流速度的氣動特性,工況如表5所示。

討論螺旋槳旋轉速度和來流速度對氣動特性影響之前，先討論涵道推力產生的來源。對涵道螺旋槳在0°迎角狀態下的物理量在一個周期內時均化處理，其流動特性可以視為中心對稱，因而可以用涵道某個截面翼型的受力情況代替整個涵道的受力情況。圖5比較了在一定迎角下前飛機翼的翼型和0°迎角下前飛的涵道螺旋槳的涵道截面翼型的受力情況。

圖5以升力和阻力在運動方向上的分量之和分析涵道的推力，涵道產生推力的主要原因是涵道唇口處在螺旋槳的抽吸誘導下的上洗氣流中。為了便于分析，假設兩個翼型的型面和翼型表面各處的壓力系數和受力情況相同，兩者不同之處在于運動方向不同。因而涵道翼型的升力方向相對于運動方向向前偏轉了一個角度，升力矢量在來流方向上的分力與阻力在來流方向的分力的合力若指向涵道前進方向，即是涵道產生的推力，而在一定迎角下前飛的機翼的翼型，在飛機運動方向上產生的始終是阻力。從表面壓力系數分布來看，涵道截面翼型前緣低壓吸力峰在運動方向上的分力大于單獨翼型前緣低壓吸力峰在運動方向上的分力。

表5 研究螺旋槳轉速和來流速度影響中設置的工況

圖5 兩種構型的受力分析Fig.5 Force analysis of two configurations

3.1 螺旋槳轉速對推力特性的影響

對螺旋槳推力大小影響最大的因素主要來自于兩個方面，一方面是槳葉前方來流的動壓和葉素當地迎角；另一方面則是受到涵道唇口流動的影響，例如涵道唇口失速后紊亂的氣流會影響槳葉推力。在本文研究的4 000～12 000 r/min范圍內，隨著轉速增加，槳葉的推力呈現單調遞增的趨勢。

影響涵道推力的原因與螺旋槳類似，如圖6所示，在唇口不發生流動分離的轉速下，隨著轉速增加，誘導的入涵氣流角增大，涵道唇口內壁面動壓增加，壓力系數減小，涵道的推力是增加的，在10 000 r/min附近達到最高。隨著轉速進一步增加，會在唇口附近發生嚴重的流動分離，使涵道部件推力降低。

圖6 不同轉速下Y=0 m涵道對稱面處速度云圖和流線Fig.6 Velocity contour and streamline at symmetry plane Y=0 m of duct at different rotation speeds

圖7展示了不同轉速下涵道螺旋槳的推力特性。隨著轉速的增加，涵道部件推力占總推力的比例呈現先增加后減小的趨勢，在6 000 r/min附近達到最高。在轉速小于6 000 r/min時，轉速越大，相當于來流速度越小，對于孤立螺旋槳而言槳后滑流的收縮率會越小，而帶有涵道的構型后方滑流會沿著涵道內壁面流動，使其收縮率減小相對較少，因此涵道對滑流收縮率的影響越大，即涵道效應越強，涵道推力占比更大。在轉速較高的工況下，對前方抽吸作用較強，前方氣流捕獲面積

圖7 不同轉速下涵道螺旋槳各部件的推力Fig.7 Thrust of each component of ducted propeller at different rotation speeds

較大，使入涵氣流角較大，涵道部件推力的增加進入非線性區，甚至超過了涵道唇口失速迎角，使得氣流在唇口處發生流動分離。而螺旋槳的推力隨轉速增加仍然以線性增長速率增加，因而涵道部件的推力占比減小。

3.2 來流速度對推力特性的影響

表6展示了不同來流速度下涵道螺旋槳各部件的推力，圖8分別展示了不同來流速度下涵道螺旋槳和孤立螺旋槳前槳面壓力云圖和流線，通過對比孤立螺旋槳和涵道螺旋槳的流動特征可以分別研究來流速度和涵道部件對槳葉氣動特性的影響，其影響主要體現在流經槳葉的動壓和當地葉素的迎角的不同。圖8中壓力表示當地壓力與參考壓力之差。由圖8可知，由于涵道唇口對氣流的加速作用，涵道螺旋槳構型中的槳葉流動分離現象得到緩解。

表6 不同來流速度下涵道螺旋槳各部件的推力

圖8 不同來流速度下孤立螺旋槳和涵道螺旋槳前槳面的壓力云圖和流線Fig.8 Pressure contour and streamline of the front surface of isolated propeller and ducted propeller at different freestream speeds

由表6所示，當=17.01 m/s時，涵道螺旋槳的槳葉推力和總推力都是最大的。=1.02 m/s 時槳葉推力小于=17.01 m/s，主要是兩個方面的原因，第一是槳葉本身在此來流速度下會產生流動分離現象，如圖8所示；第二是因為此時流動捕獲面積較大，唇口處的入涵氣流角過大，導致涵道唇口發生流動分離，如圖9所示，分離的氣流影響了槳尖推力的產生。

=17.01 m/s時，其推力增加的主要原因是槳葉流動分離和涵道唇口的流動分離得到緩解。而隨著速度進一步增加到34.03 m/s，動壓雖然增加，但是葉素當地迎角會進一步減小，實際的推力也進一步減小，說明此時的迎角減小的效應將會發揮主要作用。隨著來流速度增大到51.04 m/s，流動分離現象完全消失，前槳面的負壓形態基本保持一致，只會在具體數值上表現出一定的差異。當來流速度繼續增大在102.09 m/s后，此時拉力系數和功率系數均為負值，螺旋槳處于風車狀態，由于此狀態已不是涵道螺旋槳的巡航狀態，因此不是本節的討論重點。

表7展示了不同自由來流速度下推力特性對比，自由來流速度相差了幾十倍，但是流量卻僅相差2～3倍左右，因而可以推斷其前方流動捕獲面積相差比較大。由于其在不同來流速度下轉矩相差不大，因而在研究范圍內，隨著自由來流速度的增加，推進效率會先增加后下降。

圖9 不同來流速度下Y=0 m截面位置處速度云圖和流線對比Fig.9 Comparison of pressure contour and streamline of ducted propeller at Y=0 m section at different freestream speeds

表7 涵道螺旋槳α=0°下不同來流速度推力特性對比

圖10展示了不同來流速度下涵道壓力系數對比，橫坐標是壓力，縱坐標是涵道的坐標，該圖可以方便地解讀出推力的變化趨勢和駐點位置的變化。當自由來流速度較大時，負壓峰值減小，來流動壓轉化為駐點高壓，使得駐點壓力更高，且駐點更靠近幾何前緣，使得涵道的推力減小。來流速度增加，涵道頭部負壓峰值經歷了先增大后減小的過程，峰值位置也逐漸向內壁面轉移，峰值增大是因為失速情況逐漸緩解，而峰值減小是因為速度增大使得前方氣流捕獲面積減小，唇口的入涵氣流角減小導致的。

圖10 不同來流速度涵道Y=0 m下截面處壓力系數對比Fig.10 Comparison of cross section pressure coefficients of ducts at Y=0 m at different freestream speeds

圖11展示了不同來流速度下槳葉推力系數沿展向的分布，當來流速度為=1.02 m/s時，受到槳葉前槳面失速和涵道唇口失速的雙重影響，整個槳面的推力系數偏小，而當自由來流速度增加到=17.01 m/s時，槳葉失速情況得到改善，其主要受到涵道唇口失速的影響，因而在槳尖的推力系數迅速減小，但是推力系數開始減小的位置相對于=1.02 m/s時更靠外。

圖11 不同來流速度下槳葉推力系數沿展向的分布Fig.11 Distribution of propeller thrust coefficient along span direction at different freestream speeds

文獻[38]認為在給定螺旋槳槳距和轉速的情況下，隨著前進比的增加，螺旋槳的拉力系數由靜止狀態的最大值逐漸減小，這個結論是基于小前進比下槳葉不發生流動分離的假設，本文基于此結論的基礎上研究認為如果在小前進比狀態下槳葉發生流動分離，拉力系數隨前進比的變化趨勢為先增大后減小。如圖12所示。

圖12 不同條件下推力系數隨前進比變化趨勢Fig.12 Tend of variation of thrust coefficient with forward ratio under different conditions

4 涵道徑弦比對推力特性的影響

本節研究了涵道徑弦比(Aspect Ratio, AR)對涵道螺旋槳軸流狀態下氣動特性的影響，并分析涵道和槳葉之間相互影響的流動機理，徑弦比定義為螺旋槳根部弦線中點所在弦向平面位置與涵道內壁面相交圓的直徑與涵道剖面翼型的弦長之比。5個構型側視剖面示意圖如圖13所示。

以NACA0012翼型作為涵道剖面基礎翼型，選取了4個典型的徑弦比參數，分別是AR=0.5，AR=1，AR=2，AR=3，并以孤立螺旋槳構型(AR=∞)作為對照。研究計算工況使用表4展示的工況。

表8展示了不同徑弦比各個部件的推力對比，通過對推力特性的解讀，涵道對涵道螺旋槳系統的影響規律及原因可以總結為

1) 帶有涵道的構型中，涵道徑弦比越大，涵道螺旋槳的總推力越大，只有當徑弦比大于某個值時，涵道螺旋槳的總推力才會大于孤立螺旋槳。理論上，同等直徑下經過優化設計后涵道螺旋槳的涵道推力可達螺旋槳推力的100%。雖然涵道的存在會對槳葉的推力產生負面影響，但是涵道本也會提供一部分推力，也會增加短艙部件的推力。

圖13 不同涵道徑弦比側視剖面示意圖Fig.13 Side profile of duct with different aspect ratios

表8 不同徑弦比涵道螺旋槳各部件的推力

2) 在研究范圍內，孤立螺旋槳的槳葉推力始終大于帶有涵道的槳葉的推力，涵道徑弦比越大，槳葉推力及槳葉占總推力的比例也越大。

3) 涵道使系統的推進效率得到提升。推進效率的提高主要有兩個的原因，AR>1的構型中槳葉的轉矩小于孤立螺旋槳，而總推力相對于孤立螺旋槳較高。螺旋槳轉矩較低的原因是槳前速度較高，葉素當地迎角越小。

4) 隨著徑弦比的增加，涵道部件的推力先增大后緩慢減小。圖14展示了AR=0.5和AR=2兩個構型在=0 m處壓力系數的對比，可以看出，AR=0.5和AR=2兩個構型在槳前唇口處表現出了不同氣流流動形態，AR=0.5構型的唇口內壁面從前緣到槳前，氣流一直處于加速狀態，壓力系數不斷降低，而在AR=2構型中壓力系數在靠近前緣的位置達到峰值，在內壁面到槳前一直處于逆壓狀態。

5) 隨著涵道徑弦比的增大吸入的流量是減小趨勢，如表9所示，氣流加速的效應減弱。

圖14 AR=0.5和AR=2構型涵道上截面壓力系數對比Fig.14 Comparison of cross section pressure coefficient at Y=0 m between AR=0.5 and AR=2 configuration

表9 α=0°下不同涵道徑弦比氣動性能對比

6) 涵道徑弦比越大，短艙的推力越小，在孤立螺旋槳中短艙為負推力。如圖15所示。涵道使入流氣流加速，在短艙的頭部產生較明顯的負壓區域，使短艙產生正推力，隨著徑弦比增加，加速效應減弱，使短艙的推力減小。

圖15 短艙對稱面壓力系數對比Fig.15 Comparison of pressure coefficient on nacelle symmetry plane

5 涵道唇口偏轉的影響

5.1 唇口偏轉對推力特性的影響

唇口的形狀對涵道系統的氣動特性有著重要的影響。文獻[21-22]研究了唇口的形狀對氣動特性的影響。本節對唇口偏轉角度進行變參分析，以獲得比較直觀的認知。

圖16所示的是以AR=2構型為基礎構型改變涵道唇口頭部偏轉角度后的剖面形狀，以=0.14弦長處為旋轉中心，將前緣型面旋轉-20°、-10°、20°和40°，規定向內偏轉為負，向外偏轉為正。研究計算工況使用表4展示的工況。

圖16 改變涵道唇口形狀剖面示意圖Fig.16 Changing deflection angles of duct lip

表10展示了唇口偏轉不同角度的各部件推力結果。如圖17所示，=-20°的構型前緣唇口向內偏轉的形狀阻礙了氣流的正常流入涵道內部，發生了流動分離，不僅影響了涵道的推力，分離的氣流也影響了槳葉推力的產生。而向外偏轉的=20°和=40°構型則可以很好地順應氣流的流動趨勢，氣流沿涵道唇口內壁面流入涵道，一直處于加速的狀態。

表10 不同唇口偏轉角度下涵道螺旋槳各部件的推力

圖17 偏轉不同角度涵道前緣附近軸向速度云圖Fig.17 Axial velocity contour near leading edge of duct with different deflection angles

5.2 唇口偏轉對大迎角特性的影響

不同唇口偏轉角度對涵道螺旋槳的大迎角氣動力特性有明顯的影響。圖18展示了在0°～20°迎角范圍內各個構型總推力、涵道推力、槳葉推力隨迎角變化的趨勢。由于=-20°構型在入口處氣流分離較嚴重，本節不再討論這種構型。

在本文的研究范圍內，=-10°構型的總推力隨著迎角增大而逐漸減小，而另外3個構型的總推力隨著迎角增大而增大，總推力增幅的排序為=20°構型>=40°構型>=0°構型，說明隨著向外偏轉角度的增加，大迎角下總推力增幅先增加后減小。螺旋槳的推力方面，=0°、=20°、=40°這3種構型的螺旋槳推力隨迎角變化基本一致，有小幅的增加，但是=-10°則出現了不穩定的現象，這與涵道入口處的氣流分離有關。本文研究范圍內，隨著迎角的增大，大迎角下涵道推力增加量有較大的區別，唇口向外偏轉可以增加涵道的推力，=40°構型大迎角涵道推力比=20°構型小的原因是由于唇口向外偏轉角度過大，在大迎角時氣流無法順利流經涵道上半部分的外壁面，發生流動分離，減小了涵道部件的推力，因而可以推斷，隨著外偏角度的增大，其大迎角特性會進一步惡化?？偼屏Φ淖兓厔菖c涵道推力的變化趨勢基本一致。說明隨著迎角增加，涵道推力的變化對總推力的變化有重要的作用。

圖18 不同部件的推力隨迎角變化的特性對比Fig.18 Variation of thrust characteristic of each component of ducted propeller with angle of attack

圖19展示了=-10°、=0°和=20°這3種構型在10°迎角下的涵道=0 m對稱面處上截面翼型的壓力系數沿方向的對比，=20°構型中到達負壓峰值的順壓梯度明顯緩和了很多，這對提高其大迎角的失速特性具有積極影響。=20°構型的槳后涵道內壁面的壓力系數要比=0°構型略微高一點，這對提升其推力也有正面影響。

圖19 不同構型涵道Y=0 m上截面位置在10°迎角下壓力系數對比Fig.19 Comparison of up cross section pressure coefficients of duct at Y=0 m among different configurations at α=10°

6 涵道與槳葉之間相互影響的機理分析

通過上述對旋轉速度、來流速度、徑弦比和唇口偏轉角度的影響研究以及對流場的分析解讀，本節對涵道和槳葉之間的相互影響總結如下：

1) 涵道對槳前氣流有加速和整流作用。涵道唇口的曲面會使流經槳前氣流的加速程度大于孤立螺旋槳，這可以緩解較小來流速度和較大轉速下槳葉的流動分離，也會使流經涵道的流量增加，徑弦比越小，槳前加速越明顯。如圖20所示,在小迎角下，涵道的整流作用使得氣流沿著涵道內壁面流向槳葉，因而槳葉感受到的迎角效應較弱;在大迎角下，涵道唇口處的流動分離將會對槳葉推力產生不利影響。

圖20 不同徑弦比槳前X=0.23 m處速度云圖對比Fig.20 Comparison of velocity contour at X=0.23 m with different aspect ratios

2) 涵道的存在抑制了槳尖渦的生成和強度。如圖21和圖22所示(圖中:為渦量)，由于槳尖和涵道的間隙較小，槳尖渦的生成受到物理限制，因而可以降低槳尖渦的強度，提高槳尖推力，使涵道螺旋槳的效率增加；從能量角度來說，抑制槳尖渦生成和發展可以有效減小無效能量的耗散；從設計參數角度考慮，抑制了槳尖渦的發展相當于延長了槳葉的有效長度，間接減小了槳盤載荷，而降低槳盤載荷可以提高推進效率。

圖21 兩構型槳尖速度云圖和流線Fig.21 Comparison of velocity contour and streamlines of propeller tip between two configurations

圖22 兩種構型在X=1 m處Q值云圖Fig.22 Comparison of Q contour between two configurations at X=1 m

3) 涵道的存在改變了槳葉后方滑流軸向的流動特征，在一定范圍內，使孤立螺旋槳的收縮加速再擴張減速的流動特征變為擴張減速的特征，如圖23所示。對于孤立螺旋槳來說，后方滑流沒有受到涵道的誘導和限制，在螺旋槳做功的影響下，會在一定范圍內收縮加速，然后變為擴張減速；涵道使槳后氣流的流動更加均勻，這是因為受到康恩達效應的影響，氣流會沿著涵道螺旋槳擴張段的形狀流動，滑流面積增大，槳后的氣流在一定范圍內保持擴張減速的流態，隨著轉速的增加，螺旋槳對氣流做功能力增強，槳后氣流收縮加速的作用會在一定區域內逐漸顯著。從圖24的槳后=0.4 m處軸向速度沿槳葉展向分布來看，涵道螺旋槳構型展向分布更加飽滿，最大值幾乎位于槳尖處。而孤立螺旋槳軸向最大速度的展向位置相對靠內，孤立螺旋槳的槳尖渦降低了槳尖處的載荷。

圖23 兩種構型在Z=0.4 m處軸向速度Fig.23 Comparison of axial velocity in Z direction between two configurations at Z=0.4 m

圖24 兩種構型在X=0.4 m處軸向速度Fig.24 Comparison of axial velocity in X direction between two configurations at X=0.4 m

4) 涵道的存在使槳葉的展向推力分布發生了較大的變化，內翼段載荷相差較小，中外翼段推力載荷較小，翼尖載荷較大，最大載荷位置從83.33% 變為91.67%，如圖25所示。涵道使槳葉推力的損失主要集中在展向位置為20%～90%的中外翼段，主要是在這個展向范圍內槳前速度增加，如圖20和圖24所示，葉素當地迎角減小，從圖8可以看出，從34.03 m/s工況下前槳面壓力系數云圖可以看出，孤立螺旋槳構型前槳面中外翼段前緣處的低壓的區域和數值都要比涵道螺旋槳構型大，從而引起推力損失；由于孤立螺旋槳槳根區域的當地迎角較大，發生了流動分離，因而在槳根區域涵道螺旋槳的載荷較大；而在翼尖附近涵道螺旋槳的槳葉載荷較大，主要是因為槳葉和涵道之間的間隙較小，受到涵道的物理限制，對槳尖渦生成和發展的有抑制作用。

圖26對比了無螺旋槳作用下AR=2的單獨涵道截面壓力系數和在螺旋槳影響下AR=2的涵道部件的截面壓力系數。從圖中可以看出，螺旋槳對涵道的影響主要表現在螺旋槳前方的抽吸作用和后方的滑流作用改變涵道內壁面的壓力，抽吸作用使流經涵道的氣流誘導出一定入涵氣流角，而經過加速的氣流在槳后內壁面的壓力系數也比單獨涵道的壓力系數低，從而影響涵道本身的升力和推力特性。

圖25 兩種構型展向推力系數對比Fig.25 Comparison of propeller thrust coefficient distribution along span direction between two configurations

圖26 單獨涵道和螺旋槳影響下涵道Y=0 m處截面壓力系數對比Fig.26 Comparison of section pressure coefficients between isolated duct and duct under propeller’s influence at Y=0 m

當轉速較高或是來流速度較小時，入涵氣流角會較大，超過了涵道唇口的失速速度后會對涵道的推力產生一定的影響。以產生升力為主的涵道螺旋槳的工況特點是自由來流速度低，槳盤載荷較大，前方氣流捕獲面積較大，需要對唇口進行修型擴張，盡可能延緩唇口的失速情形，而以推進為主的涵道螺旋槳對于唇口的設計則需要考慮巡航態的綜合性能。

7 結 論

本文基于RANS方程和MRF準定常求解方法對多個構型的推進式涵道螺旋槳進行了氣動特性研究，探究了不同設計變量對涵道螺旋槳氣動特性的影響和流動機理。得出了如下結論：

1) 螺旋槳旋轉速度和來流速度對涵道唇口內外壁面流動特性和槳葉氣動特性有重要的影響，主要決定唇口的動壓、唇口的入涵氣流角和進入涵道的氣流流量以及槳葉葉素當地的動壓和迎角。在涵道形狀和槳葉形狀保持一致的狀態下，螺旋槳轉速增加，涵道部件推力占總推力的比例先增加后減小，在6 000 r/min附近達到最大值，涵道部件的推力在10 000 r/min附近達到最大值，螺旋槳的推力一直增加。當來流速度較慢時，前方的氣流捕獲面積大于涵道入口的面積，流經涵道的氣流的駐點在外壁面，如果入涵氣流角超過了翼型的失速迎角，涵道唇口會產生流動分離，當來流速度增加時，涵道內壁面的動壓增加，駐點內移，因此涵道部件的推力呈現先增加后減小的趨勢；對于槳葉來說，氣流速度較慢使槳面發生流動分離，使槳葉推力減小，因此槳葉的推力隨來流速度的增加也是先增大后減小的趨勢。另外，涵道唇口的分離氣流對后方的槳葉的推力也會產生不利影響。

2) 在研究范圍內，涵道徑弦比越大，涵道螺旋槳系統的總推力越大，槳葉的推力越大，槳葉占總推力的比例也會越大；單獨螺旋槳的槳葉推力始終大于帶有涵道的槳葉推力；涵道部件的存在使推進系統的推進效率提升。

3) 在本文的研究工況下，唇口往內偏轉將對涵道推力和槳葉推力產生不利影響，表現為唇口失速，涵道和槳葉的推力減小。唇口向外偏轉會對推力特性產生積極影響，主要體現在兩個方面，一方面是在較大迎角時推力較大，另一方面是其頭部負壓峰值比較靠后，在唇口處一致處于加速狀態，前緣的順壓梯度較為緩和，大迎角的失速特性較好。涵道的壁面可以分為內壁面和外壁面，內壁面形狀主要影響內流，外壁面形狀主要影響外流，氣流沿內外壁面的加速和壓力恢復情況會影響涵道本身的推力和升力，流經涵道唇口及內壁面的內流的流動品質、氣流加速、失速情況還會影響槳葉的推力特性。

4) 系統總結了涵道和槳葉部件之間相互影響的流動機理。其中涵道對槳葉影響有：涵道唇口對槳前氣流有加速和整流作用；涵道的存在削減了槳尖渦的強度；涵道的存在顯著改變了槳葉后方滑流軸向加速的流動特征，使孤立螺旋槳的收縮加速再擴張減速的流動特征變為只有擴張減速的流動特征；涵道使槳葉的展向推力分布發生了較大的變化，在整體推力減小的同時，內翼段載荷幾乎不變，中外翼段推力載荷變小，翼尖載荷變大；槳葉對涵道的影響主要表現在螺旋槳前方的抽吸作用和后方的滑流作用改變涵道內壁面的壓力，影響涵道本身的升推力特性。