基于CFD的對轉槳扇發動機性能確定技術研究

王定奇， 李秋鋒， 于洋， 黎森

(中國飛行試驗研究院發動機所， 西安 710089)

開式轉子發動機，也稱為對轉槳扇發動機，這一概念美國國家航空航天局(National Aeronautics and Space Administration，NASA)于20世紀70年代首先提出來[1]，是一種介于渦槳與渦扇之間的一種發動機。對轉槳扇發動機結合了渦槳發動機和渦扇發動機的優勢，相對于單排槳葉的渦槳發動機，對轉槳扇發動機可以在高空大馬赫數(Ma=0.8、10 km)保持相對較低的耗油率[2]；與同等技術的渦扇發動機相比，由于其超高的涵道比(通常為25～60)，槳扇發動機具有推進效率高，燃油消耗率低，使用費用低，循環效率高，起飛性能好的技術優勢；與渦槳發動機相比，其巡航速度更高，后排反轉槳葉減小了前排槳葉的渦流，流場畸變較小，后排轉子抵消了前排槳葉的力矩。但由于高速旋轉的槳葉造成的噪音和震動問題難以解決；且由于槳葉高轉速，無外涵道殼體保護，一旦葉片斷裂會機體產生嚴重的破壞，限制了槳扇發動機的應用。近年來各航空公司為了壓縮運營成本及降低污染物排放，美國通用電氣公司、Rolls-Royce公司等主要航空發動機制造商重新開始重視槳扇發動機[3-4]。美國通用電氣公司曾在MD-80飛機上，使用兩種發動機進行對比試飛，結果使用槳扇發動機時油耗下降了49%。裝配D-27槳扇發動機[5]的安-70，其以最大巡航速度飛行時，油耗比使用同等推力渦扇發動機要少20%～30%。

對于槳扇發動機的部件性能確定通常有風洞試驗和數值模擬兩種方法。美國曾開展587DX槳扇發動機風洞試驗，并形成了相關推阻力劃分體系[6]。在數值計算方面，Ferraro等[7]在Euler/Navier-Stokes(N-S)方程求解中嵌入動量理論作用盤模型，應用于螺旋槳的數值模擬，但計算中螺旋槳近似為作動盤，僅能得到平均計算結果，無法考慮葉片的外形，及其周圍流場細節。Stuermer[8]利用計算流體力學(computational fluid dynamics,CFD)開展了對轉槳扇非定常三維流場數值仿真，分析了轉子葉尖渦系結構變化、雙排葉片干擾流動及不同攻角下槳扇的氣動力。Node-Langlois等[9]建立了噪音預測模型，分析了單獨槳扇發動機和裝機后槳扇發動機噪音。近年來，學者們針對螺旋槳流場的數值分析開展了大量研究。Xu等[10]采用基于非結構重疊網格方法研究了螺旋槳與機身的氣動干擾；段中喆等[11]通過對螺旋槳滑流三維流場進行數值模擬，對比了不同工況下滑流區渦系結構；楊小川等[12]研發了TRIP3.0軟件平臺，運用動態拼接結構網格技術，模擬了螺旋槳非定?；鳌ａ槍劝l動機的分析，王逸維等[13]建立了三軸拉力式對轉槳扇發動機仿真模型，基于相似理論，評估了槳扇發動機的性能；張帥等[14]建立了一種用于總體方案論證階段的開始轉子發動機分析模型，能基于少量參數估算發動機推力與耗油率特性。

由于對轉槳扇發動機前/后排槳葉角、轉速均可調，較渦槳發動機控制參數更多，目前尚無成熟的型號提供參考，因此槳扇相關流場氣動分析研究較少。參考587DX槳扇發動機的相關氣動分析方法，建立三維槳扇模型，并利用CFD數值仿真，定量計算出裝機條件下槳扇發動機部件特性，為后續通過CFD方法建立槳扇發動機的螺旋槳部件的安裝性能及前后排槳葉的氣動耦合性能性提供參考。

1 槳扇發動機受力分析

所研究的某型槳扇發動機采用“采用后置推進式螺旋槳”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(順航向逆時針旋轉)，后排槳扇也為6個槳葉(順航向順時針旋轉)。

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

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。

將整個控制體劃分為內流控制體和外流控制體。外流控制體為0-∞截面，通過短艙、吊掛和槳葉表面氣流；內流控制體分為0-1截面的進氣控制體，0-∞的排氣系統控制體，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。

由于內部流管附加阻力和內部流管凈推力，可以在發動機關鍵截面處加裝測量耙，通過燃氣發生器法[15]計算確定，故此兩項無需研究。主要研究目標為確定槳扇的部件特性，通過數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 推進式槳扇發動機受力分析示意圖Fig.1 Schematic diagram of engine stress analysis

2 計算模型及網格生成

2.1 模型分析

通過CATIA(computer-graphics aided three-dimensional interactive application)建立三維實體模型，在UG(Unigraphics)中對槳扇進行光順和模型的優化，導出可用于網格分析的模型。參考SAE AIR 4065A中的587DX槳扇發動機(圖2)相關參數，設計前后排對轉，帶后掠形式的推進式槳扇發動機。

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

2.2 模型驗證及網格劃分

槳扇的轉速為1 200～1 600 r/min，飛行條件中，螺旋槳前進比范圍在0.6～2.8，對應的雷諾數達到106量級。首先進行網格無關性驗證，單排槳扇內網格分別設置為2×106、3×106、4×106，計算中設置馬赫數Ma為0.6、高度Hp為8 km、轉速n=1 400 r/min工況點下，3×106網格與4×106網格計算槳扇拉力相差為0.5%。由于中國目前還沒有成熟的槳扇發動機，因此槳扇的建模方法參考同等尺寸及轉速范圍內的螺旋槳建模方法[16-19]，開展螺旋槳特性的計算。

從表1可以看出，在發動機小狀態下仿真計算誤差為4.16%，而大狀態下計算誤差為2.71%，結算結果滿足工程精度要求，驗證了仿真模型計算的準確度。

葉片表面邊界層網格高度初始值為0.3 mm，近壁面y+控制約為1，增長率設置1.3，邊界層網格共15層。計算域流場交界面Interface網格如圖3所示，槳扇表面網格如圖4所示。網格量為3×106，總模型網格為12×106。

采用非結構四面體網格對前/后排槳扇網格劃分，槳扇流場整體網格如圖5所示。由于槳扇做旋轉運動，故需將整個計算域分為3個區域，采用動態拼接網格技術：包含槳扇旋轉域，外流場靜止域。采用塊分界面上的網格面直接相連的方式，通過交界面進行流場信息的傳遞。采用以上方法網格生成難度降低，且節點分布靈活，用UG建立槳扇模型整體計算域，區域a、b為前后排槳葉計算域，其幾何尺寸為：半徑R=2 m，長度L=0.5 m；計算域c為半模計算域：長300 m，寬50 m，高 60 m。模型計算域如圖6所示。

表1 功率系數對比Table 1 Comparison of Power factor

圖3 交界面處網格分布Fig.3 Grid distribution of interface

圖4 槳扇表面網格分布Fig.4 Grid distribution of the blade

圖5 計算域網格Fig.5 Grid of computational zone

在流場求解中，采用有限體積法對控制方程進行空間離散黏性項采用中心差分格式離散，無粘項采用二階Rose迎風偏置通量差分方法離散。時間推進采用隱式近似因子分解法，且采用多重網格加速收斂算法。湍流模型選擇壁面加強型RNGk-ε(k為湍動能，ε為耗散率)湍流模型。

圖6 模型計算域Fig.6 Model of computational zone

3 計算結果及分析

3.1 槳扇特性參數確定

在槳扇轉速1 400 r/min，高度4 km條件下，槳扇的部件特性隨來流前進比、槳葉角度的變化如圖7、圖8所示?？梢钥闯觯ο禂礐T和功率系數CP都是隨著前進比J的增大而降低，其變化規律與渦槳發動機的槳葉變化規律一致，但由于槳扇發動機的前后排槳葉旋轉方向相反，使氣流在通過后排槳葉時壓力增大，且氣流方向與后排槳葉相反，葉盆對氣流的作用力更強。相同槳葉角下，前排槳葉(PropFan1)拉力系數隨著前進比的降低幅度大于后排槳葉(PropFan2)；相同前進比條件下隨著槳葉角的增大拉力系數增大，在槳葉角30°變化到35°，槳扇的拉力變化范圍可達37.8%，功率變化可達28.4%。

圖7 拉力系數隨前進比變化曲線Fig.7 The curve for thrust coefficient followed the velocity

圖8 功率系數隨前進比變化曲線Fig.8 The curve for power coefficient followed the velocity

3.2 滑流給機翼表面流場影響

圖9為槳葉角(θ=35°)狀態下，轉速1 400 r/min，來流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，因而使槳扇產生沿飛行方向的拉力。隨著飛行馬赫數的增大，前排葉片葉背處整體壓力增大，且壓力低壓區域(槳葉表面藍色部分)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域(槳葉表面紅色部分)隨著Ma增大而減小，且向葉尖移動，此時葉片前后壓差減小，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 不同槳葉角對螺旋槳部件特性的影響

圖10為槳葉角35°，來流Ma=0.4狀態下，不同發動機轉速情況下對應的截面流場分布，可以看出隨著轉速的增大在葉尖區域的Ma增大；且槳葉對于氣流的做功能力明顯增強，槳扇后方的高壓氣流區域范圍更大，表明槳扇轉速增大，飛行拉力隨之增大。由于葉根處半徑小，線速度低，葉根后擾流強度大，Ma較小。

圖10 發動機截面Ma分布Fig.10 Distribution of Ma for section of engine

圖11為槳葉角35°，Ma=0.4不同轉速(NPR)下槳葉的拉力系數和功率系數變化曲線，可以看出，當轉速小于1 600 r/min時，隨著轉速的增大拉力系數、功率系數基本保持線性增大；在轉速1 600 r/min下，前后排槳葉的拉力系數最大相差33%，功率系數相差17%。當轉速達到1 800 r/min后，拉力系數增加幅度減小，而功率系數開始降低。通過分析主要是由于當來流Ma和槳葉角不變時，轉速增大，使得氣流的和速度增大，氣流通過前后排葉片氣流偏轉角度大，在高轉速下氣流分離較嚴重。

4 結論

結合SAE AIR 4065A中槳扇發動機的氣動特征，自行設計了一對轉槳扇發動機的三維模型，并基于該模型進行了槳扇發動機的槳葉部件特性的CFD計算，研究了不同工況下槳葉特性的變化規律，得到如下結論。

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

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

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

(3)對轉槳扇的前后排槳葉氣動耦合特性明顯，且由于前后排槳葉旋轉方向不同，在高轉速情況下，會發生氣流較大的分離，槳葉的最大效率為82.6%。

(4)槳扇的槳葉角對于發動機的總推力影響非常大，是關鍵的性能調節參數。在相同的飛行Ma、轉速和高度條件下，槳葉角30°～35°的變化范圍，槳扇的拉力變化范圍可達37.8%，功率變化可達28.4%。

(5)參考SAE AIR 4065A中槳扇發動機的推/阻力劃分體系，結合CFD獲得槳葉的部件特性，為后續槳扇發動機飛行中部件特性的獲取提供參考。

由于對轉槳扇發動機，采用前后排槳葉對轉設計，轉速較高，槳葉角度，轉速都可調，因此槳扇發動機的推力相對于渦槳發動機受到更多變量影響。本文限于篇幅，計算中限定前后排槳葉角相同、轉速均相同，后續可以在本文的研究基礎上進行更多維度的轉速及槳葉角組合，進行前后排槳葉氣動優化的計算；以及結合槳扇發動機內流的狀態，進行槳葉與進排氣系統的氣動耦合分析。