杜思亮，唐正飛，趙文靜，陳薈，王英宇

(1.淮陰工學(xué)院機(jī)械與材料工程學(xué)院，淮安223003;

2.南京航空航天大學(xué)直升機(jī)旋翼動力學(xué)國家級重點實驗室，南京210016)

扇翼飛行器［1］一般是指由扇翼、機(jī)身、尾翼、起落裝置、操縱系統(tǒng)和動力裝置6部分組成的航空器，其中扇翼是飛行器升力和推力的來源。扇翼類似于固定翼的機(jī)翼概念，但與普通機(jī)翼有本質(zhì)區(qū)別。普通機(jī)翼僅能產(chǎn)生升力，而扇翼既能產(chǎn)生升力又能產(chǎn)生推力。本文所研究的扇翼指的是將橫流風(fēng)扇安裝在機(jī)翼前緣弧形槽內(nèi)，沿機(jī)翼展向布置，通過橫流風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)，加速來流，從而在橫流風(fēng)扇內(nèi)部產(chǎn)生渦流運動，在機(jī)翼上形成升力和分布式推進(jìn)力。

國外的一些研究機(jī)構(gòu)和學(xué)者對扇翼的氣動特性進(jìn)行了基本的理論分析和試驗研究，證明了扇翼的高升力系數(shù)、高功率載荷以及大迎角不失速等特性［2-6］。筆者課題組是中國較早研究扇翼的團(tuán)隊，也是扇翼飛行器演示驗證重大探索項目的實施團(tuán)隊，對扇翼飛行器的氣動［7-10］、結(jié)構(gòu)［11-13］和控制［14-15］等相關(guān)課題進(jìn)行了全面深入地探索。

上述研究均是對單個扇翼進(jìn)行的，參照串列式機(jī)翼飛機(jī)［16］和縱列式雙旋翼直升機(jī)［17］的特性，考慮扇翼飛行器的低速大載荷特性，再根據(jù)橫流風(fēng)扇能夠主動加速來流，并對來流進(jìn)行再加速和重新整流的特點，提出了一種使用2個扇翼并進(jìn)行前后布置的方案，以充分發(fā)展扇翼的氣動優(yōu)勢。使用前后扇翼布局的飛行器，稱之為縱列式雙扇翼飛行器。這種飛行器可以實現(xiàn)垂直或者超短距起降的大載荷飛行能力，滿足特定場景下對這種低速大載荷飛行器的需求。本文首先開展了對縱列式雙扇翼不同前后間距、不同高度差和不同安裝角下的氣動特性數(shù)值模擬計算。然后為了驗證數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，也為了證實縱列式雙扇翼確實相比單個扇翼更具氣動優(yōu)勢，設(shè)計制作了風(fēng)洞試驗的縱列式雙扇翼模型以及試驗臺架。最后對數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行了對比分析。

1 扇翼計算模型與計算方法

1.1 扇翼計算模型

縱列式雙扇翼布局如圖1所示，扇翼沿機(jī)翼展向橫截面的幾何尺寸沒有變化，故可將扇翼的三維模型簡化為二維模型。本文定義單個扇翼模型的總體尺寸參數(shù)(見圖2和表1)和葉片尺寸參數(shù)(見圖3和表2)。前后扇翼的尺寸參數(shù)一致。定義扇翼升力L方向與來流方向垂直，推力T方向與來流方向水平，翼型下表面與來流方向的夾角為迎角。

圖1 縱列式雙扇翼布局Fig.1 Tandem fan wing layout

圖2 扇翼截面幾何尺寸定義Fig.2 Geometry definition of fan wing section

表1 扇翼幾何尺寸參數(shù)Table 1 Geometric parameters of fan wing

1.2 扇翼計算方法

圖3 橫流風(fēng)扇葉片幾何尺寸定義Fig.3 Geometry definition of cross flow fan blade

表2 橫流風(fēng)扇葉片參數(shù)Table 2 Cross flow fan blade parameters

本文扇翼橫流風(fēng)扇的最大轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，計算得出橫流風(fēng)扇葉尖旋轉(zhuǎn)速度小于0.3Ma，故在數(shù)值計算中，可不考慮氣流的可壓縮性。扇翼與周圍氣流的作用形式為:一部分來流被扇翼中的橫流風(fēng)扇吸入并形成渦流運動，另一部分來流被橫流風(fēng)扇加速并從翼型后緣斜面射出。因此扇翼周圍的整個流場處于非定常狀態(tài)，需要考慮雷諾數(shù)影響，設(shè)定雷諾數(shù)為5.927×105。在 FLUENT求解器中，本文使用 Navier-Stokes方程為主控方程，選用的湍流模型為RNG(Renormalization-Group)，壓力與速度耦合采用的是SIMPLE(Semi-Implicit Method for Pressure-Linked Equations)算法，對流項采用2階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，整個流場以混合網(wǎng)格的有限體積法進(jìn)行計算，翼型壁面采用無滑移邊界條件，網(wǎng)格劃分方法與文獻(xiàn)［13］一致，分別建立縱列式雙扇翼不同前后間距、不同高度差和不同安裝角的數(shù)值計算模型。

1.3 算例驗證

為了驗證本文采用數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，采用文獻(xiàn)［11］扇翼風(fēng)洞試驗結(jié)果進(jìn)行算例驗證。對比驗證來流速度為10 m/s、迎角為0°、橫流風(fēng)扇轉(zhuǎn)速n為400～1200r/min時，單個扇翼升力系數(shù)和推力系數(shù)值。圖4為不同轉(zhuǎn)速下的扇翼升力系數(shù)CL和推力系數(shù)CT的試驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果對比。從圖中可以看出，隨著橫流風(fēng)扇轉(zhuǎn)速增加，數(shù)值升力系數(shù)和推力系數(shù)也在逐漸增加，數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果趨勢吻合較好，最大誤差在10%以內(nèi)。因此本文的數(shù)值模擬方法可以用來分析扇翼的氣動特性。

圖4 升力系數(shù)與推力系數(shù)隨橫流風(fēng)扇轉(zhuǎn)速變化Fig.4 Change of lift coefficient and thrust coefficient with cross flow fan speed

圖6 縱列式雙扇翼氣動力隨前后扇翼間距變化Fig.6 Change of aerodynamic force of tandem fan wing with distance between front and rear fan wings

2 計算結(jié)果與分析

2.1 氣動特性與前后扇翼間距的關(guān)系

不同間距下的縱列式雙扇翼模型定義示意圖如圖5所示，分別計算前后扇翼間距d為500、600、700、800、900 和 1000 mm 6 個狀態(tài)下的氣動力，其中前后扇翼的高度差為0，安裝角為0°。

圖6為前后扇翼升力和推力隨前后扇翼間距的變化曲線。由圖6(a)可以看出，間距小于700 mm時，前后扇翼的升力均隨著間距的增大而增大;大于700 mm后，間距的變化對前后扇翼升力的影響較弱，升力趨于穩(wěn)定。此外，從圖6(a)中還可以看出，前扇翼的升力始終大于后扇翼，而后扇翼的升力相較單個扇翼升力增加較少，隨著間距的增大，又逐漸有所提高?？赡苡捎陂g距較小時還沒有單個扇翼的升力大。整體而言，縱列式雙扇翼的前后平均氣動增升效果要好于單個扇翼，增升了約27%。由圖6(b)可以看出，縱列式雙扇翼在大間距時產(chǎn)生的推力相較單個扇翼的增加值很小，僅在間距最小時有優(yōu)勢，增加了約51%。

圖5 縱列式雙扇翼前后扇翼間距定義示意圖Fig.5 Schematic of definition of distance between front and rear fan wings of tandem fan wing

為了進(jìn)一步說明縱列式雙扇翼氣動增升的原理，繪制了圖7不同前后扇翼間距的流速流線圖。從圖中可以看出，由于前后扇翼氣流的相互影響，扇翼內(nèi)部的低壓渦強(qiáng)度和位置也不相同。由圖7(a)～(f)可以看出，當(dāng)間距較小時，經(jīng)前扇翼加速后的氣流大部分流入后扇翼中，經(jīng)后扇翼橫流風(fēng)扇進(jìn)一步加速，從后扇翼流出的氣流流速總是比前扇翼大。間距大于等于700mm時，后扇翼對前扇翼來流的加速作用減小，大部分氣流沒有被后扇翼加速，進(jìn)入后扇翼的氣流流量減小，故后排扇翼的升力始終小于前排扇翼。

扇翼產(chǎn)生的推力來源于橫流風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)對氣流的加速作用。當(dāng)間距較小時，從前扇翼流出的氣流都進(jìn)入了后扇翼，橫流風(fēng)扇單位時間加速氣流的流量增大，根據(jù)牛頓第三定律，橫流風(fēng)扇葉片受到的反作用力越大，間距較小時的后扇翼推力越大。間距增加為700 mm時，前扇翼的推力最后扇翼對前扇翼后緣斜面氣流的影響，而后緣斜面氣流流速的快慢，直接影響扇翼推力的大小。

圖7 縱列式雙扇翼前后扇翼間距變化時的速度云圖和流線圖Fig.7 Velocity contours and streamlines when distance between front and rear fan wings of tandem fan wing changes

2.2 氣動特性與前后扇翼高度的關(guān)系

不同高度下的縱列式雙扇翼模型定義如圖8所示，定義縱列式雙扇翼的前扇翼可移動，分別計算前后扇翼高度差h與2R的關(guān)系為h/(2R)=－1、－0.5、0、0.5、1 五個狀態(tài)下的氣動力，其中前后扇翼的間距固定為d=800 mm，安裝角為0°。

圖8 縱列式雙扇翼前后扇翼高度差定義示意圖Fig.8 Schematic of definition of height difference between front and rear fan wings of tandem fan wing

圖9 為前后扇翼升力和推力隨前后扇翼高度的變化曲線。可以發(fā)現(xiàn)，前扇翼相對高于后扇翼時，對整體氣動增升有優(yōu)勢，前扇翼的增升效果明顯，而對后扇翼的升力影響不大。其中h/(2R)=0時的氣動增升效果最明顯。前后扇翼高度差的變化對整體的推力影響不是很大，前后扇翼推力呈現(xiàn)此消彼長的趨勢。圖10為不同前后扇翼高度的流速流線圖，可以看出h/(2R)＞0時，經(jīng)前扇翼加速的氣流從其后緣斜面，正好流入后扇翼旋轉(zhuǎn)的橫流風(fēng)扇中，流線比較平滑。h/(2R)=0.5時的前扇翼升力較小，這是由于后扇翼對前扇翼下表面氣流流速的加速作用，導(dǎo)致前扇翼上下表面的壓強(qiáng)差減小，故而升力減小。

2.3 氣動特性與前后扇翼安裝角的關(guān)系

不同前后扇翼安裝角下的縱列式雙扇翼模型定義如圖11所示，前后扇翼的間距d=800 mm，前后扇翼的高度差h/(2R)=0。首先，分別計算后扇翼安裝角 αb為 －20°、－10°、0°、10°和 20°狀態(tài)下的氣動力，其中前扇翼安裝角不變αf=0°;然后，計算前扇翼安裝角 αf為 －20°、－10°、0°、10°和20°狀態(tài)下的氣動力，其中后扇翼安裝角不變αb=0°;再計算前后扇翼安裝角隨動，即αf=αb時狀態(tài)下的氣動力;最后，計算前后扇翼安裝角差動，即αf=－αb時狀態(tài)下的氣動力。

2.3.1 前扇翼安裝角不變

圖9 縱列式雙扇翼氣動力隨前后扇翼高度變化Fig.9 Change of aerodynamic force of tandem fan wing with height of front and rear fan wings

圖10 縱列式雙扇翼前后扇翼高度變化時的速度云圖和流線圖Fig.10 Velocity contours and streamlines when height of front and rear fan wings of tandem fan wing changes

圖11 縱列式雙扇翼前后扇翼安裝角定義示意圖Fig.11 Schematic of definition of installation angle between front and rear wings of tandem fan wing

圖12 為前扇翼安裝角固定時，前后扇翼的升力和推力變化。從圖12(a)可以看出，隨著后扇翼安裝角的增大，前扇翼和后扇翼的升力都增大。后扇翼對前扇翼的升力影響較大，相對前扇翼升力增加了20%左右(αb=20°)，后扇翼的升力增加值在αb≥0°時變化不大。由前后扇翼升力的平均值，可以看出平均升力一直在增大，整體氣動增升效果較好。從圖12(b)可以看出，推力的平均值變化趨勢也不是很大，前后扇翼的推力呈現(xiàn)此消彼長的態(tài)勢。圖13為前扇翼安裝角固定時前后扇翼的速度云圖和流線圖。從圖中可以看出，當(dāng)αb＜0°時，前扇翼的后緣斜面氣流經(jīng)后扇翼下表面以S型路徑流動;αb＞0°時，基本沿著后緣斜面氣流方向，說明此時后扇翼對前扇翼的整流效果好。

2.3.2 后扇翼安裝角不變

圖14為后扇翼安裝角固定時，前后扇翼的升力和推力變化。從圖14(a)可以看出，當(dāng)前扇翼安裝角αf＞0°時，前扇翼和后扇翼的升力都趨于穩(wěn)定，αf= －20°～ －10°，后扇翼升力要小于前扇翼升力。圖15為后扇翼安裝角固定時前后扇翼的速度云圖和流線圖。從圖中可以看出，此時經(jīng)前扇翼的加速氣流正好流入后扇翼中，后扇翼對前扇翼的氣流有吸入作用，增大了前扇翼后緣機(jī)翼表面的氣流流速，使得相對壓強(qiáng)降低，總體表現(xiàn)為前扇翼升力增大。通過前后扇翼升力的平均值，可以看出平均升力的變化不大，前扇翼安裝角 的變化對整體氣動增升效果的改善不明顯。從圖14(b)可以看出，推力平均值變化趨勢隨著前安裝角的增大而減小，由圖15可以看出，隨著安裝角增大，前扇翼后方的氣流流線方向受后扇翼氣流的擾動，流入后扇翼的氣流流量減小，后扇翼的推力一直減小。

圖12 前扇翼安裝角固定時前后扇翼的升力和推力曲線(αf=0)Fig.12 Curves of lift and thrust of front and rear fan wings when installation angle of front fan wing is fixed(αf=0)

圖13 前扇翼安裝角固定時前后扇翼的速度云圖和流線圖Fig.13 Velocity contours and streamlines of front and rear fan wings when installation angle of front fan wing is fixed

圖14 后扇翼安裝角固定時前后扇翼的升力和推力曲線(αb=0)Fig.14 Curves of lift and thrust of front and rear fan wings when installation angle of rear fan wing is fixed(αb=0)

圖15 后扇翼安裝角固定時前后扇翼的速度云圖和流線圖Fig.15 Velocity contours and streamlines of front and rear fan wings when installation angle of rear fan wing is fixed

2.3.3 前后扇翼安裝角隨動

圖16為前后扇翼安裝角同時同向變化時，前后扇翼的升力和推力變化。從圖16(a)可以看出，當(dāng)αf=αb＜0°時，氣動增升效果隨著安裝角的增加而增大;當(dāng)αf=αb＞0°時，增升效果隨安裝角的變化不是特別明顯。由圖16(b)可以看出，前后扇翼的平均推力基本不變，說明前后扇翼安裝角變化對推力的影響不大。圖17為前后扇翼安裝角隨動時前后扇翼的速度云圖和流線圖。從圖中可以看出，在前后扇翼安裝角較大時，沒有發(fā)生流線分離，說明縱列式雙扇翼也具有大迎角不失速的氣動特性。

圖16 前后扇翼安裝角隨動時前后扇翼的升力和推力曲線Fig.16 Curves of lift and thrust of front and rear fan wings when front and rear fan wings have the same installation angle

2.3.4 前后扇翼安裝角差動

圖18為以前扇翼為基準(zhǔn)，前后扇翼安裝角同時不同向變化時，前后扇翼的升力和推力變化。由圖18(a)可知，當(dāng) －20°＜ αf＜ －10°時，后扇翼升力有小于前扇翼，通過前后扇翼升力的平均值，可以看出平均升力的變化在逐漸減小。由圖18(b)可知，扇翼推力的變化依然是此消彼長的情況，平均推力值的變化不大。圖19為前后扇翼安裝角差動時前后扇翼速度云圖和流線圖。從圖中可以看出，當(dāng)αf=－αb＜0°時，后扇翼能夠獲得經(jīng)前扇翼加速過的氣流，此時前后扇翼的升力和推力變化不是特別大;當(dāng)αf=－αb＞0°時，經(jīng)前扇翼加速后的氣流不能很好地被后扇翼利用，升力和推力隨安裝角的變化波動較大。

圖17 前后扇翼安裝角隨動時前后扇翼的速度云圖和流線圖Fig.17 Velocity contours and streamlines of front and rear fan wings when front and rear fan wings have the same installation angle

圖18 前后扇翼安裝角差動時前后扇翼的升力和推力曲線Fig.18 Curves of lift and thrust of front and rear fan wings when front and rear fan wings have opposite installation angle

圖19 前后扇翼安裝角差動時前后扇翼的速度云圖和流線圖Fig.19 Velocity contours and streamlines of front and rear fan wings when front and rear fan wings have opposite installation angle

3 試驗驗證

3.1 試驗臺和風(fēng)洞

為了驗證本文數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，制作了縱列式雙扇翼的風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ停⒃谀暇┖娇蘸教齑髮W(xué)的低速開口回流式風(fēng)洞(見圖20)進(jìn)行了初步的試驗驗證。試驗風(fēng)洞的基本參數(shù)如表3所示，單個扇翼試驗?zāi)Ｐ腿鐖D21所示，風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ统叽缗c數(shù)值計算模型的尺寸一致。用于測量縱列式雙扇翼的試驗臺架置于風(fēng)洞相對位置如圖22所示。

圖20 低速開口回流式風(fēng)洞Fig.20 Low-speed open reverse-flow wind tunnel

表3 試驗風(fēng)洞參數(shù)Table 3 Parameters of test wind tunnel

圖21 單個扇翼試驗?zāi)Ｐ虵ig.21 Test model of single fan wing

圖22 縱列式雙扇翼試驗?zāi)Ｐ驮陲L(fēng)洞位置Fig.22 Location map of tandem wing fan test model in wind tunnel

3.2 試驗結(jié)果與計算結(jié)果對比

圖23 ～圖25分別為前扇翼安裝角不變、后扇翼安裝角不變和前后扇翼安裝角隨動這3組狀態(tài)時前后扇翼升力和推力隨安裝角變化的數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，部分結(jié)果雖有偏差，但總體變化趨勢是一致的。圖中大部分計算結(jié)果與試驗結(jié)果的相對誤差小于10%，說明本文數(shù)值模擬方法是可信的，可以將該方法應(yīng)用于縱列式雙扇翼氣動特性更多狀態(tài)點分析中。

圖23 前扇翼安裝角不變時數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比(αf=0)Fig.23 Comparison between numerical calculation results and test results when installation angle of front fan wing is fixed(αf=0)

圖24 后扇翼安裝角不變時數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比(αb=0)Fig.24 Comparison between numerical calculation results and test results when installation angle of rear fan wing is fixed(αb=0)

圖25 前后扇翼安裝角隨動時數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比Fig.25 Comparison between numerical calculation results and test results when front and rear fan wings have the same installation angle

4 結(jié)論

1)縱列式雙扇翼前后扇翼間距大于600 mm和前扇翼相對高于后扇翼時，對整體的氣動增升有優(yōu)勢，而對推力增加量的影響較小。

2)前扇翼安裝角為0°，后扇翼安裝角變化對縱列雙扇翼升力的增加影響較大，后扇翼安裝角越大，增加的升力值越大，而推力逐漸減小;后扇翼安裝角為0°，前扇翼安裝角變化對縱列式雙扇翼的升力值影響較小，前扇翼安裝角越大，升力值幾乎沒有增加，而推力減小。

3)前后扇翼安裝角同時同向變化時對升力的影響較大，對推力的影響不明顯，安裝角越大，升力值越大，推力的平均值變化不大;前后扇翼安裝角同時不同向變化時，對升力和推力的影響不明顯，安裝角越大，升力值不增反減，推力的平均值變化不大。

本文縱列式雙扇翼的最佳安裝間距為700～900 mm，最佳前后扇翼高度差為0，最佳前扇翼安裝角為0°，最佳后扇翼安裝角為20°時，可以獲得最佳的氣動優(yōu)勢。

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