涵道螺旋桨设计变量的影响及其流动机理

韩凯，白俊强，邱亚松，昌敏

西北工业大学 无人系统技术研究院， 西安 710072

涵道螺旋桨是一种将螺旋桨置于圆环形涵道内以提高推进效率的推进装置，其具有推进效率高、结构布局紧凑、安全性高和噪声水平低等方面的优势，因此广泛应用于分布式电推进飞行器、城市空中交通飞行器、垂直起降飞行器和水下推进系统。涵道螺旋桨主要由涵道、螺旋桨和短舱等基本部件组成，有的还包括涵道进出口处的消旋定子或舵面等。

美国自20世纪40年代开始就开始了对涵道螺旋桨技术的研究，也积累了较多的研究和设计经验。Taylor和Black等使用试验方法，较为系统地研究了涵道长度、涵道扩散角、涵道唇口形状和来流速度等设计变量对涵道螺旋桨系统推力和效率的影响，此项研究的范围较为广泛，但少有从涵道与桨叶相互影响的角度研究，且限于研究目的和当时试验技术的水平，文中对各参数对气动效率的影响表述较多，而对流动特征和流动机理的讨论较少。Graf使用试验方法研究了圆形唇口、椭圆形唇口对涵道螺旋桨系统的气动特性的影响；Pereira使用试验方法研究了不同涵道出口扩张角对涵道螺旋桨系统的气动特性的影响。Akturk和Camci运用计算和试验的方法研究了桨尖间隙对涵道风扇飞行器气动特性的影响，研究表明随着间隙的增大效率会变低。Bento等利用定常和准定常的数值模拟方法研究了圆形涵道和方形涵道的气动特性，研究表明，方形涵道的拐角处容易发生流动分离，产生强烈的涡流动，推进效率也会有所损失；另外美国马里兰大学和麻省理工学院等机构的学者也进行了相关研究。

国内也有一些学者对涵道螺旋桨设计变量的影响进行了研究。程钰锋等基于滑移网格模型求解三维非定常Navier-Stokes方程，研究了涵道螺旋桨总拉力、螺旋桨部件拉力和涵道部件拉力随螺旋桨桨盘位置的变化规律，得到了一些有意义的结论；李晓华等使用数值模拟方法研究了桨尖间隙、唇口曲率半径和涵道内壁面扩张角以及长径比等几何参数对涵道风扇气动特性的影响，文中在对长径比的研究中保持涵道唇口和涵道中段保持不变，只改变涵道扩张段的长度；姬乐强等基于激励盘方法研究了唇口半径、涵道扩张角、桨尖间隙及桨叶相对位置等设计参数对气动特性的影响，并对设计参数进行了优化设计，但是由于激励盘方法上的缺陷，无法研究涵道和螺旋桨之间的相互影响;苏运德等采用了基于非结构网格的滑移网格技术，对悬停状态下桨尖间隙和双桨间距对涵道螺旋桨气动性能的影响进行了研究；李建波和高正等对尾座式涵道风扇式无人飞行器在自由来流影响下的升阻特性进行了试验研究，试验状态变量包括涵道高度、吹风速度、涵道前倾角和风扇桨距,试验结果表明涵道在前飞状态比悬停状态产生更大的升力，但这一优势却被涵道的较大阻力所排斥，因而涵道风扇如果用作升力系统，仅适用于强调悬停和低速飞行的飞行器;郭佳豪等基于动量叶素理论，并通过CFD计算对设计进行修正，提出了一种涵道螺旋桨桨叶高效设计方法;Qing等基于Kriging代理模型对悬停状态下的涵道和螺旋桨等多个部件的几何形状进行综合优化。

上述总结中，国内外学者使用试验和数值模拟方法，研究了涵道长度、涵道扩散角、唇口形状、桨尖间隙、桨盘位置等多个设计变量对涵道风扇或涵道螺旋桨气动特性的影响，而对于螺旋桨转速和来流速度、径弦比以及涵道唇口偏转对涵道螺旋桨气动特性的影响和流动机理研究较少，因而本文借助数值求解方法对这几个设计变量进行初步探索研究，在研究中注重对涵道和螺旋桨部件之间的影响机理以及设计参数对涵道螺旋桨气动特性影响程度的总结和阐述。在大力发展绿色航空的背景下，本文对涵道螺旋桨参数影响规律及流动机理的研究具有一定的参考意义。

1 数值模拟方法及验证

1.1 数值模拟方法

数值模拟技术通过求解流动控制方程对流场近似模拟，能够处理复杂的流动问题，既可以降低试验的成本，又可以通过对流场的可视化解读，有效解释流动机理。本文将借助于基于RANS和多重参考坐标系(Multiple Reference Frame, MRF)的准定常数值模拟方法开展研究。基于多重参考坐标系方法的本质是定常模拟，求解的是某一时刻的流动，但因其考虑了旋转速度效应，能在一定程度上模拟螺旋桨旋转的工况，因此视为准定常模拟。准定常方法既能保留主要的流场特征，计算效率又比非定常模拟高,因此是一种被广泛应用的计算方法。

MRF方法的主要思想是在螺旋桨的周围建立一个封闭的近似于圆柱体的区域，用于模拟螺旋桨的旋转运动，称之为旋转域。而在其他区域划分网格用于计算其他静止的部件的流场，称之为静止域，旋转域的网格和静止域的网格分开生成，旋转域和静止域之间有交界面进行通量传递，交界面只需要面搭接，这降低了网格生成难度。旋转域有其与旋转运动相匹配的旋转坐标系，静止域则是相对不变的静止坐标系，旋转域内在旋转坐标系下求解流动控制方程，静止域中在静止坐标系下求解流动控制方程，在两个坐标系之间经过相应的数学变换和多域之间的数据插值，实现包含旋转运动的多域流场的数值模拟。本文采用冻结转子方法，静止域和旋转域之间的相对位置固定，但是旋转域具有旋转角速度，因而可以把冻结转子方法看作非定常计算方法中的某一时刻。

精心分布的多块结构网格较非结构网格能更好地模拟流场。为了更好地捕捉流场细节，本文中所有构型中的旋转域和静止域均采用多块结构网格。静止域将按照传统生成结构网格的方式生成六面体网格，旋转域的网格由于具有明显的圆周阵列特点，因而采用的生成策略是先划分单个桨叶区域的网格，在保证两侧周期面上网格点与点相对应的前提下，旋转复制出其他部分的网格。如图1所示，虚线框内的网格是整个旋转域网格的1/4，先在此区域内生成结构网格，然后将此区域网格旋转复制3次，以生成整个旋转域的结构网格。当来流方向与螺旋桨旋转轴方向相同时，其桨盘载荷是中心对称的，可以使用1/4区域的网格计算，但是本文还研究了来流方向与螺旋桨旋转方向不一致即带迎角的工况，桨盘载荷不再是中心对称的，必须使用全模网格计算，为了保证网格统一性，因此本文使用全模网格进行计算。

图1 涵道螺旋桨网格Fig.1 Ducted propeller mesh

在某些计算域边界上施加某些客观或假设的物理和数学规律可以使得流动控制方程求解更容易获得唯一的结果。在计算域的入口设置入口边界条件，给定来流速度等条件，出口设置出口边界条件，给定相对压力等条件，在远场采用开放边界条件，对于涵道、短舱和桨叶等部件给定无滑移物面边界条件，在交界面处设定交界面边界条件，如图2 所示。

本文采用了剪切应力输运(Shear Stress Transport, SST)-两方程湍流模型进行全湍计算，SST-模型综合了-和-两个湍流模型的优点，对于附面层流动，SST-模型继承了-湍流模型能够准确、稳定的预测压力梯度主导的对数附面层的优点，而在附面层边界之外的流场，继承了-模型对自由来流参数不过度敏感的优点。该模型考虑了湍流切应力的影响，能够较好的预测逆压梯度主导的流场特征。因此，SST-模型适合计算附面层流动，也适合计算分离气流离开物面在空间的发展。国内外大量实践表明SST-模型能够相对准确预测航空航天领域分离流动的复杂现象。

图2 边界条件设置方法Fig.2 Boundary condition setup

1.2 数值模拟方法验证

为验证本文使用的基于MRF的求解方法的求解精度，本节使用NASA涵道螺旋桨的风洞模型进行验证，该涵道螺旋桨系统模型的几何尺寸和外形如图3所示。该涵道螺旋桨系统是一个三桨叶构型，其螺旋桨直径为381 mm，转速为8 000 r/min，桨叶使用的叶型为NACA6412，其在75%展向长度处叶型的扭转角为24°，其他几何信息在文献[37]中给出，其静止域和旋转域的网格均采用结构网格，部件划分与图1一致，边界条件设置与图2一致。

图3 NASA涵道螺旋桨验证计算模型Fig.3 Verification calculation model for NASA ducted propeller

本文验证了前进比=0.595、迎角=0°的推进状态下螺旋桨推力和转矩的计算精度，自由来流速度为30.23 m/s，其他状态参数与试验条件保持一致。旋转域网格量为520万左右，静止域网格量为560万。

根据文献[37]提供的数据，迎角=0°状态的螺旋桨推力和转矩的计算结果与试验结果对比如表1所示，相对误差均在可接受范围内，其误差可能主要是模型外形的误差导致的，可以得出本文使用的计算方法具有较高可信度的结论。

表1 J=0.595、α=0°状态试验值与计算值对比

为了探究网格数量对计算结果的影响，本小节对基础构型进行验证，选取了3种不同密度的网格，如表2所示。

表2 3种网格密度对比Table 2 Comparison of three mesh densities

对上述3种不同网格密度的构型采用相同的计算方法和相同的边界条件进行计算，对比推力和转矩特性如表3所示。定义网格单元尺度为网格量的负2/3次方，推力和转矩随网格单元尺度变化的线性度较好，证明本文CFD求解方法对于该构型网格的收敛性较好。低密度网格计算结果误差相对较大，而高密度网格计算耗时较长，为了兼顾计算精度和计算效率，本文采用中等密度网格量进行计算。

表3 3种网格密度计算结果对比Table 3 Comparison of results of three mesh densities

2 基础构型、工况和坐标系定义

使用图4所示的基础构型研究设计变量对气动特性的影响。其坐标系定义方法为，正方向为自由来流方向；指向飞机的右方为轴正方向；利用右手定则，垂直于平面指向上为的正方向，短舱前缘顶点为坐标原点。出于降低问题分析复杂度的目的，本文对模型进行了合理的简化。图4(a)展示了涵道=0 m的上下截面，此截面在后文中用来分析涵道部件的气动特性。图4(b)和图4(c)展示了轴向速度监测点的布置情况，根据涵道螺旋桨坐标系的设置，分别对=0.4 m位置处坐标从0.1～0.6 m段内的轴向速度进行了提取，也对从坐标(0,0,0.4) m到坐标(1,0,0.4) m线段内的轴向速度进行了提取。

图4 基础构型、坐标系与轴向速度监测点Fig.4 Basic configuration model, coordinate system and speed monitoring points

一副设计良好的螺旋桨其来流速度、旋转速度和桨叶扭转角是相互匹配的。本文以城市空中交通飞行器的巡航工况为研究背景，为了保证较高的安全性和经济性，此类飞行器的巡航速度通常在马赫数=0.1～0.2，考虑本文桨叶的几何特性和空气动力学特性，经过总体设计评估，确定本文涵道螺旋桨系统的典型计算状态如表4所示，在第4、5节中均以此状态作为基础计算状态。

表4 涵道螺旋桨系统计算参数Table 4 Calculation parameters for ducted propeller

3 螺旋桨转速和来流速度的影响

本节研究基础构型在相同来流速度情形下不同螺旋桨转速的气动特性以及相同转速下不同来流速度的气动特性,工况如表5所示。

讨论螺旋桨旋转速度和来流速度对气动特性影响之前，先讨论涵道推力产生的来源。对涵道螺旋桨在0°迎角状态下的物理量在一个周期内时均化处理，其流动特性可以视为中心对称，因而可以用涵道某个截面翼型的受力情况代替整个涵道的受力情况。图5比较了在一定迎角下前飞机翼的翼型和0°迎角下前飞的涵道螺旋桨的涵道截面翼型的受力情况。

图5以升力和阻力在运动方向上的分量之和分析涵道的推力，涵道产生推力的主要原因是涵道唇口处在螺旋桨的抽吸诱导下的上洗气流中。为了便于分析，假设两个翼型的型面和翼型表面各处的压力系数和受力情况相同，两者不同之处在于运动方向不同。因而涵道翼型的升力方向相对于运动方向向前偏转了一个角度，升力矢量在来流方向上的分力与阻力在来流方向的分力的合力若指向涵道前进方向，即是涵道产生的推力，而在一定迎角下前飞的机翼的翼型，在飞机运动方向上产生的始终是阻力。从表面压力系数分布来看，涵道截面翼型前缘低压吸力峰在运动方向上的分力大于单独翼型前缘低压吸力峰在运动方向上的分力。

表5 研究螺旋桨转速和来流速度影响中设置的工况

图5 两种构型的受力分析Fig.5 Force analysis of two configurations

3.1 螺旋桨转速对推力特性的影响

对螺旋桨推力大小影响最大的因素主要来自于两个方面，一方面是桨叶前方来流的动压和叶素当地迎角；另一方面则是受到涵道唇口流动的影响，例如涵道唇口失速后紊乱的气流会影响桨叶推力。在本文研究的4 000～12 000 r/min范围内，随着转速增加，桨叶的推力呈现单调递增的趋势。

影响涵道推力的原因与螺旋桨类似，如图6所示，在唇口不发生流动分离的转速下，随着转速增加，诱导的入涵气流角增大，涵道唇口内壁面动压增加，压力系数减小，涵道的推力是增加的，在10 000 r/min附近达到最高。随着转速进一步增加，会在唇口附近发生严重的流动分离，使涵道部件推力降低。

图6 不同转速下Y=0 m涵道对称面处速度云图和流线Fig.6 Velocity contour and streamline at symmetry plane Y=0 m of duct at different rotation speeds

图7展示了不同转速下涵道螺旋桨的推力特性。随着转速的增加，涵道部件推力占总推力的比例呈现先增加后减小的趋势，在6 000 r/min附近达到最高。在转速小于6 000 r/min时，转速越大，相当于来流速度越小，对于孤立螺旋桨而言桨后滑流的收缩率会越小，而带有涵道的构型后方滑流会沿着涵道内壁面流动，使其收缩率减小相对较少，因此涵道对滑流收缩率的影响越大，即涵道效应越强，涵道推力占比更大。在转速较高的工况下，对前方抽吸作用较强，前方气流捕获面积

图7 不同转速下涵道螺旋桨各部件的推力Fig.7 Thrust of each component of ducted propeller at different rotation speeds

较大，使入涵气流角较大，涵道部件推力的增加进入非线性区，甚至超过了涵道唇口失速迎角，使得气流在唇口处发生流动分离。而螺旋桨的推力随转速增加仍然以线性增长速率增加，因而涵道部件的推力占比减小。

3.2 来流速度对推力特性的影响

表6展示了不同来流速度下涵道螺旋桨各部件的推力，图8分别展示了不同来流速度下涵道螺旋桨和孤立螺旋桨前桨面压力云图和流线，通过对比孤立螺旋桨和涵道螺旋桨的流动特征可以分别研究来流速度和涵道部件对桨叶气动特性的影响，其影响主要体现在流经桨叶的动压和当地叶素的迎角的不同。图8中压力表示当地压力与参考压力之差。由图8可知，由于涵道唇口对气流的加速作用，涵道螺旋桨构型中的桨叶流动分离现象得到缓解。

表6 不同来流速度下涵道螺旋桨各部件的推力

图8 不同来流速度下孤立螺旋桨和涵道螺旋桨前桨面的压力云图和流线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，当=17.01 m/s时，涵道螺旋桨的桨叶推力和总推力都是最大的。=1.02 m/s 时桨叶推力小于=17.01 m/s，主要是两个方面的原因，第一是桨叶本身在此来流速度下会产生流动分离现象，如图8所示；第二是因为此时流动捕获面积较大，唇口处的入涵气流角过大，导致涵道唇口发生流动分离，如图9所示，分离的气流影响了桨尖推力的产生。

=17.01 m/s时，其推力增加的主要原因是桨叶流动分离和涵道唇口的流动分离得到缓解。而随着速度进一步增加到34.03 m/s，动压虽然增加，但是叶素当地迎角会进一步减小，实际的推力也进一步减小，说明此时的迎角减小的效应将会发挥主要作用。随着来流速度增大到51.04 m/s，流动分离现象完全消失，前桨面的负压形态基本保持一致，只会在具体数值上表现出一定的差异。当来流速度继续增大在102.09 m/s后，此时拉力系数和功率系数均为负值，螺旋桨处于风车状态，由于此状态已不是涵道螺旋桨的巡航状态，因此不是本节的讨论重点。

表7展示了不同自由来流速度下推力特性对比，自由来流速度相差了几十倍，但是流量却仅相差2～3倍左右，因而可以推断其前方流动捕获面积相差比较大。由于其在不同来流速度下转矩相差不大，因而在研究范围内，随着自由来流速度的增加，推进效率会先增加后下降。

图9 不同来流速度下Y=0 m截面位置处速度云图和流线对比Fig.9 Comparison of pressure contour and streamline of ducted propeller at Y=0 m section at different freestream speeds

表7 涵道螺旋桨α=0°下不同来流速度推力特性对比

图10展示了不同来流速度下涵道压力系数对比，横坐标是压力，纵坐标是涵道的坐标，该图可以方便地解读出推力的变化趋势和驻点位置的变化。当自由来流速度较大时，负压峰值减小，来流动压转化为驻点高压，使得驻点压力更高，且驻点更靠近几何前缘，使得涵道的推力减小。来流速度增加，涵道头部负压峰值经历了先增大后减小的过程，峰值位置也逐渐向内壁面转移，峰值增大是因为失速情况逐渐缓解，而峰值减小是因为速度增大使得前方气流捕获面积减小，唇口的入涵气流角减小导致的。

图10 不同来流速度涵道Y=0 m下截面处压力系数对比Fig.10 Comparison of cross section pressure coefficients of ducts at Y=0 m at different freestream speeds

图11展示了不同来流速度下桨叶推力系数沿展向的分布，当来流速度为=1.02 m/s时，受到桨叶前桨面失速和涵道唇口失速的双重影响，整个桨面的推力系数偏小，而当自由来流速度增加到=17.01 m/s时，桨叶失速情况得到改善，其主要受到涵道唇口失速的影响，因而在桨尖的推力系数迅速减小，但是推力系数开始减小的位置相对于=1.02 m/s时更靠外。

图11 不同来流速度下桨叶推力系数沿展向的分布Fig.11 Distribution of propeller thrust coefficient along span direction at different freestream speeds

文献[38]认为在给定螺旋桨桨距和转速的情况下，随着前进比的增加，螺旋桨的拉力系数由静止状态的最大值逐渐减小，这个结论是基于小前进比下桨叶不发生流动分离的假设，本文基于此结论的基础上研究认为如果在小前进比状态下桨叶发生流动分离，拉力系数随前进比的变化趋势为先增大后减小。如图12所示。

图12 不同条件下推力系数随前进比变化趋势Fig.12 Tend of variation of thrust coefficient with forward ratio under different conditions

4 涵道径弦比对推力特性的影响

本节研究了涵道径弦比(Aspect Ratio, AR)对涵道螺旋桨轴流状态下气动特性的影响，并分析涵道和桨叶之间相互影响的流动机理，径弦比定义为螺旋桨根部弦线中点所在弦向平面位置与涵道内壁面相交圆的直径与涵道剖面翼型的弦长之比。5个构型侧视剖面示意图如图13所示。

以NACA0012翼型作为涵道剖面基础翼型，选取了4个典型的径弦比参数，分别是AR=0.5，AR=1，AR=2，AR=3，并以孤立螺旋桨构型(AR=∞)作为对照。研究计算工况使用表4展示的工况。

表8展示了不同径弦比各个部件的推力对比，通过对推力特性的解读，涵道对涵道螺旋桨系统的影响规律及原因可以总结为

1) 带有涵道的构型中，涵道径弦比越大，涵道螺旋桨的总推力越大，只有当径弦比大于某个值时，涵道螺旋桨的总推力才会大于孤立螺旋桨。理论上，同等直径下经过优化设计后涵道螺旋桨的涵道推力可达螺旋桨推力的100%。虽然涵道的存在会对桨叶的推力产生负面影响，但是涵道本也会提供一部分推力，也会增加短舱部件的推力。

图13 不同涵道径弦比侧视剖面示意图Fig.13 Side profile of duct with different aspect ratios

表8 不同径弦比涵道螺旋桨各部件的推力

2) 在研究范围内，孤立螺旋桨的桨叶推力始终大于带有涵道的桨叶的推力，涵道径弦比越大，桨叶推力及桨叶占总推力的比例也越大。

3) 涵道使系统的推进效率得到提升。推进效率的提高主要有两个的原因，AR>1的构型中桨叶的转矩小于孤立螺旋桨，而总推力相对于孤立螺旋桨较高。螺旋桨转矩较低的原因是桨前速度较高，叶素当地迎角越小。

4) 随着径弦比的增加，涵道部件的推力先增大后缓慢减小。图14展示了AR=0.5和AR=2两个构型在=0 m处压力系数的对比，可以看出，AR=0.5和AR=2两个构型在桨前唇口处表现出了不同气流流动形态，AR=0.5构型的唇口内壁面从前缘到桨前，气流一直处于加速状态，压力系数不断降低，而在AR=2构型中压力系数在靠近前缘的位置达到峰值，在内壁面到桨前一直处于逆压状态。

5) 随着涵道径弦比的增大吸入的流量是减小趋势，如表9所示，气流加速的效应减弱。

图14 AR=0.5和AR=2构型涵道上截面压力系数对比Fig.14 Comparison of cross section pressure coefficient at Y=0 m between AR=0.5 and AR=2 configuration

表9 α=0°下不同涵道径弦比气动性能对比

6) 涵道径弦比越大，短舱的推力越小，在孤立螺旋桨中短舱为负推力。如图15所示。涵道使入流气流加速，在短舱的头部产生较明显的负压区域，使短舱产生正推力，随着径弦比增加，加速效应减弱，使短舱的推力减小。

图15 短舱对称面压力系数对比Fig.15 Comparison of pressure coefficient on nacelle symmetry plane

5 涵道唇口偏转的影响

5.1 唇口偏转对推力特性的影响

唇口的形状对涵道系统的气动特性有着重要的影响。文献[21-22]研究了唇口的形状对气动特性的影响。本节对唇口偏转角度进行变参分析，以获得比较直观的认知。

图16所示的是以AR=2构型为基础构型改变涵道唇口头部偏转角度后的剖面形状，以=0.14弦长处为旋转中心，将前缘型面旋转-20°、-10°、20°和40°，规定向内偏转为负，向外偏转为正。研究计算工况使用表4展示的工况。

图16 改变涵道唇口形状剖面示意图Fig.16 Changing deflection angles of duct lip

表10展示了唇口偏转不同角度的各部件推力结果。如图17所示，=-20°的构型前缘唇口向内偏转的形状阻碍了气流的正常流入涵道内部，发生了流动分离，不仅影响了涵道的推力，分离的气流也影响了桨叶推力的产生。而向外偏转的=20°和=40°构型则可以很好地顺应气流的流动趋势，气流沿涵道唇口内壁面流入涵道，一直处于加速的状态。

表10 不同唇口偏转角度下涵道螺旋桨各部件的推力

图17 偏转不同角度涵道前缘附近轴向速度云图Fig.17 Axial velocity contour near leading edge of duct with different deflection angles

5.2 唇口偏转对大迎角特性的影响

不同唇口偏转角度对涵道螺旋桨的大迎角气动力特性有明显的影响。图18展示了在0°～20°迎角范围内各个构型总推力、涵道推力、桨叶推力随迎角变化的趋势。由于=-20°构型在入口处气流分离较严重，本节不再讨论这种构型。

在本文的研究范围内，=-10°构型的总推力随着迎角增大而逐渐减小，而另外3个构型的总推力随着迎角增大而增大，总推力增幅的排序为=20°构型>=40°构型>=0°构型，说明随着向外偏转角度的增加，大迎角下总推力增幅先增加后减小。螺旋桨的推力方面，=0°、=20°、=40°这3种构型的螺旋桨推力随迎角变化基本一致，有小幅的增加，但是=-10°则出现了不稳定的现象，这与涵道入口处的气流分离有关。本文研究范围内，随着迎角的增大，大迎角下涵道推力增加量有较大的区别，唇口向外偏转可以增加涵道的推力，=40°构型大迎角涵道推力比=20°构型小的原因是由于唇口向外偏转角度过大，在大迎角时气流无法顺利流经涵道上半部分的外壁面，发生流动分离，减小了涵道部件的推力，因而可以推断，随着外偏角度的增大，其大迎角特性会进一步恶化。总推力的变化趋势与涵道推力的变化趋势基本一致。说明随着迎角增加，涵道推力的变化对总推力的变化有重要的作用。

图18 不同部件的推力随迎角变化的特性对比Fig.18 Variation of thrust characteristic of each component of ducted propeller with angle of attack

图19展示了=-10°、=0°和=20°这3种构型在10°迎角下的涵道=0 m对称面处上截面翼型的压力系数沿方向的对比，=20°构型中到达负压峰值的顺压梯度明显缓和了很多，这对提高其大迎角的失速特性具有积极影响。=20°构型的桨后涵道内壁面的压力系数要比=0°构型略微高一点，这对提升其推力也有正面影响。

图19 不同构型涵道Y=0 m上截面位置在10°迎角下压力系数对比Fig.19 Comparison of up cross section pressure coefficients of duct at Y=0 m among different configurations at α=10°

6 涵道与桨叶之间相互影响的机理分析

通过上述对旋转速度、来流速度、径弦比和唇口偏转角度的影响研究以及对流场的分析解读，本节对涵道和桨叶之间的相互影响总结如下：

1) 涵道对桨前气流有加速和整流作用。涵道唇口的曲面会使流经桨前气流的加速程度大于孤立螺旋桨，这可以缓解较小来流速度和较大转速下桨叶的流动分离，也会使流经涵道的流量增加，径弦比越小，桨前加速越明显。如图20所示,在小迎角下，涵道的整流作用使得气流沿着涵道内壁面流向桨叶，因而桨叶感受到的迎角效应较弱;在大迎角下，涵道唇口处的流动分离将会对桨叶推力产生不利影响。

图20 不同径弦比桨前X=0.23 m处速度云图对比Fig.20 Comparison of velocity contour at X=0.23 m with different aspect ratios

2) 涵道的存在抑制了桨尖涡的生成和强度。如图21和图22所示(图中:为涡量)，由于桨尖和涵道的间隙较小，桨尖涡的生成受到物理限制，因而可以降低桨尖涡的强度，提高桨尖推力，使涵道螺旋桨的效率增加；从能量角度来说，抑制桨尖涡生成和发展可以有效减小无效能量的耗散；从设计参数角度考虑，抑制了桨尖涡的发展相当于延长了桨叶的有效长度，间接减小了桨盘载荷，而降低桨盘载荷可以提高推进效率。

图21 两构型桨尖速度云图和流线Fig.21 Comparison of velocity contour and streamlines of propeller tip between two configurations

图22 两种构型在X=1 m处Q值云图Fig.22 Comparison of Q contour between two configurations at X=1 m

3) 涵道的存在改变了桨叶后方滑流轴向的流动特征，在一定范围内，使孤立螺旋桨的收缩加速再扩张减速的流动特征变为扩张减速的特征，如图23所示。对于孤立螺旋桨来说，后方滑流没有受到涵道的诱导和限制，在螺旋桨做功的影响下，会在一定范围内收缩加速，然后变为扩张减速；涵道使桨后气流的流动更加均匀，这是因为受到康恩达效应的影响，气流会沿着涵道螺旋桨扩张段的形状流动，滑流面积增大，桨后的气流在一定范围内保持扩张减速的流态，随着转速的增加，螺旋桨对气流做功能力增强，桨后气流收缩加速的作用会在一定区域内逐渐显著。从图24的桨后=0.4 m处轴向速度沿桨叶展向分布来看，涵道螺旋桨构型展向分布更加饱满，最大值几乎位于桨尖处。而孤立螺旋桨轴向最大速度的展向位置相对靠内，孤立螺旋桨的桨尖涡降低了桨尖处的载荷。

图23 两种构型在Z=0.4 m处轴向速度Fig.23 Comparison of axial velocity in Z direction between two configurations at Z=0.4 m

图24 两种构型在X=0.4 m处轴向速度Fig.24 Comparison of axial velocity in X direction between two configurations at X=0.4 m

4) 涵道的存在使桨叶的展向推力分布发生了较大的变化，内翼段载荷相差较小，中外翼段推力载荷较小，翼尖载荷较大，最大载荷位置从83.33% 变为91.67%，如图25所示。涵道使桨叶推力的损失主要集中在展向位置为20%～90%的中外翼段，主要是在这个展向范围内桨前速度增加，如图20和图24所示，叶素当地迎角减小，从图8可以看出，从34.03 m/s工况下前桨面压力系数云图可以看出，孤立螺旋桨构型前桨面中外翼段前缘处的低压的区域和数值都要比涵道螺旋桨构型大，从而引起推力损失；由于孤立螺旋桨桨根区域的当地迎角较大，发生了流动分离，因而在桨根区域涵道螺旋桨的载荷较大；而在翼尖附近涵道螺旋桨的桨叶载荷较大，主要是因为桨叶和涵道之间的间隙较小，受到涵道的物理限制，对桨尖涡生成和发展的有抑制作用。

图26对比了无螺旋桨作用下AR=2的单独涵道截面压力系数和在螺旋桨影响下AR=2的涵道部件的截面压力系数。从图中可以看出，螺旋桨对涵道的影响主要表现在螺旋桨前方的抽吸作用和后方的滑流作用改变涵道内壁面的压力，抽吸作用使流经涵道的气流诱导出一定入涵气流角，而经过加速的气流在桨后内壁面的压力系数也比单独涵道的压力系数低，从而影响涵道本身的升力和推力特性。

图25 两种构型展向推力系数对比Fig.25 Comparison of propeller thrust coefficient distribution along span direction between two configurations

图26 单独涵道和螺旋桨影响下涵道Y=0 m处截面压力系数对比Fig.26 Comparison of section pressure coefficients between isolated duct and duct under propeller’s influence at Y=0 m

当转速较高或是来流速度较小时，入涵气流角会较大，超过了涵道唇口的失速速度后会对涵道的推力产生一定的影响。以产生升力为主的涵道螺旋桨的工况特点是自由来流速度低，桨盘载荷较大，前方气流捕获面积较大，需要对唇口进行修型扩张，尽可能延缓唇口的失速情形，而以推进为主的涵道螺旋桨对于唇口的设计则需要考虑巡航态的综合性能。

7 结 论

本文基于RANS方程和MRF准定常求解方法对多个构型的推进式涵道螺旋桨进行了气动特性研究，探究了不同设计变量对涵道螺旋桨气动特性的影响和流动机理。得出了如下结论：

1) 螺旋桨旋转速度和来流速度对涵道唇口内外壁面流动特性和桨叶气动特性有重要的影响，主要决定唇口的动压、唇口的入涵气流角和进入涵道的气流流量以及桨叶叶素当地的动压和迎角。在涵道形状和桨叶形状保持一致的状态下，螺旋桨转速增加，涵道部件推力占总推力的比例先增加后减小，在6 000 r/min附近达到最大值，涵道部件的推力在10 000 r/min附近达到最大值，螺旋桨的推力一直增加。当来流速度较慢时，前方的气流捕获面积大于涵道入口的面积，流经涵道的气流的驻点在外壁面，如果入涵气流角超过了翼型的失速迎角，涵道唇口会产生流动分离，当来流速度增加时，涵道内壁面的动压增加，驻点内移，因此涵道部件的推力呈现先增加后减小的趋势；对于桨叶来说，气流速度较慢使桨面发生流动分离，使桨叶推力减小，因此桨叶的推力随来流速度的增加也是先增大后减小的趋势。另外，涵道唇口的分离气流对后方的桨叶的推力也会产生不利影响。

2) 在研究范围内，涵道径弦比越大，涵道螺旋桨系统的总推力越大，桨叶的推力越大，桨叶占总推力的比例也会越大；单独螺旋桨的桨叶推力始终大于带有涵道的桨叶推力；涵道部件的存在使推进系统的推进效率提升。

3) 在本文的研究工况下，唇口往内偏转将对涵道推力和桨叶推力产生不利影响，表现为唇口失速，涵道和桨叶的推力减小。唇口向外偏转会对推力特性产生积极影响，主要体现在两个方面，一方面是在较大迎角时推力较大，另一方面是其头部负压峰值比较靠后，在唇口处一致处于加速状态，前缘的顺压梯度较为缓和，大迎角的失速特性较好。涵道的壁面可以分为内壁面和外壁面，内壁面形状主要影响内流，外壁面形状主要影响外流，气流沿内外壁面的加速和压力恢复情况会影响涵道本身的推力和升力，流经涵道唇口及内壁面的内流的流动品质、气流加速、失速情况还会影响桨叶的推力特性。

4) 系统总结了涵道和桨叶部件之间相互影响的流动机理。其中涵道对桨叶影响有：涵道唇口对桨前气流有加速和整流作用；涵道的存在削减了桨尖涡的强度；涵道的存在显著改变了桨叶后方滑流轴向加速的流动特征，使孤立螺旋桨的收缩加速再扩张减速的流动特征变为只有扩张减速的流动特征；涵道使桨叶的展向推力分布发生了较大的变化，在整体推力减小的同时，内翼段载荷几乎不变，中外翼段推力载荷变小，翼尖载荷变大；桨叶对涵道的影响主要表现在螺旋桨前方的抽吸作用和后方的滑流作用改变涵道内壁面的压力，影响涵道本身的升推力特性。