進(jìn)氣唇口構(gòu)型對(duì)小型電驅(qū)式涵道風(fēng)扇性能影響研究

張文曉，遲劭卿*，蔣 皓，楊章毅

（1.西華大學(xué)航空航天學(xué)院,四川 成都 610039；2.西華大學(xué)智能空地融合載具與管控教育部工程研究中心,四川 成都 610039）

電驅(qū)涵道風(fēng)扇因其低油耗的特點(diǎn)，逐漸引起了學(xué)者們的關(guān)注[1]。涵道風(fēng)扇相較于常規(guī)旋翼或螺旋槳具有更高的氣動(dòng)效率，對(duì)風(fēng)扇轉(zhuǎn)子的包容性設(shè)計(jì)使得其安全性更好，也更加符合航空綠色、高效、安全的發(fā)展目標(biāo)[2]。電驅(qū)動(dòng)涵道風(fēng)扇是創(chuàng)新型航空動(dòng)力裝置，因此，開(kāi)展電驅(qū)動(dòng)涵道風(fēng)扇的設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究具有十分重要的工程實(shí)踐意義。

相較于單螺旋槳，涵道風(fēng)扇在涵道的環(huán)括作用下優(yōu)勢(shì)凸顯，同時(shí)涵道壁本身也能夠提供附加拉力，從而提高涵道風(fēng)扇的動(dòng)力系統(tǒng)效率[3]。Akturk等[4]提出“double ducted fan (DDF)”概念，并模擬驗(yàn)證了其能顯著降低沿邊飛行區(qū)的入口唇緣分離。近些年，對(duì)涵道風(fēng)扇的數(shù)值模擬的研究發(fā)展迅速。許和勇等[5]模擬分析了涵道螺旋槳和孤立螺旋槳的懸停狀態(tài)下的氣動(dòng)性能。其結(jié)果表明，涵道在入口前緣形成了較大的負(fù)壓區(qū)會(huì)產(chǎn)生附加拉力，與孤立螺旋槳相比，涵道螺旋槳能產(chǎn)生更高的升力及氣動(dòng)效率。賀興柱等[6]通過(guò)數(shù)值模擬并分析得到單旋翼涵道風(fēng)扇相較于孤立螺旋槳，可以在較小功耗下產(chǎn)生一個(gè)較大升力。鄧陽(yáng)平等[3]模擬并計(jì)算分析了影響涵道風(fēng)扇系統(tǒng)氣動(dòng)特性的因素。其結(jié)果表明，考慮黏性的影響能夠更精確地描述系統(tǒng)能量的損失。蘇雷等[7]采用遺傳算法對(duì)涵道入口半徑等參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，發(fā)現(xiàn)當(dāng)涵道入口曲率半徑較小，且其入口頂點(diǎn)靠近涵道外側(cè)時(shí)，涵道風(fēng)扇有較好的懸停效果。張陽(yáng)等[8]對(duì)分布式涵道風(fēng)扇—機(jī)翼構(gòu)型建模，并對(duì)分布式涵道風(fēng)扇的轉(zhuǎn)速、間距等因素進(jìn)行了模擬研究。其結(jié)果表明，分布式涵道風(fēng)扇因其噴流的耦合作用提高了風(fēng)扇總拉力及機(jī)翼的升力。葉坤等[9]采用動(dòng)量源法對(duì)風(fēng)扇進(jìn)行簡(jiǎn)化，并基于響應(yīng)面模型和神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型對(duì)涵道進(jìn)行了氣動(dòng)優(yōu)化計(jì)算，取得了較好的優(yōu)化效果。叢偉等[10]數(shù)值模擬分析了有無(wú)槳轂對(duì)涵道風(fēng)扇整體氣動(dòng)性能的影響。其結(jié)果表明，雙旋翼間的干擾使其拉力性能下降，旋翼轉(zhuǎn)速增加，涵道附加拉力能快速上升。

也有學(xué)者對(duì)涵道風(fēng)扇進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。李建波等[11]通過(guò)改變涵道高度、吹風(fēng)速度、涵道前傾角和風(fēng)扇槳距等參數(shù)在風(fēng)洞試驗(yàn)中探究了復(fù)雜流場(chǎng)中涵道的升力、阻力。其結(jié)果表明，在小型垂直起降無(wú)人機(jī)向前飛行時(shí)涵道風(fēng)扇系統(tǒng)的升力和阻力都隨飛行速度增大，且增加的升力和全部阻力（涵道前后部分唇口繞流不對(duì)稱增加的阻力和涵道體的迎風(fēng)阻力）幾乎都由涵道產(chǎn)生。

目前對(duì)涵道風(fēng)扇的研究有很多，有的從涵道風(fēng)扇氣動(dòng)角度出發(fā)，有的則是對(duì)涵道風(fēng)扇進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，但現(xiàn)階段對(duì)于分布式推進(jìn)的涵道外形的實(shí)驗(yàn)研究相對(duì)較少。Bento 等[12]將螺旋槳簡(jiǎn)化為一個(gè)近似無(wú)厚度的激勵(lì)盤進(jìn)行仿真，分析了將螺旋槳涵道從圓形修改為方形產(chǎn)生的影響，發(fā)現(xiàn)方形涵道在角區(qū)易于分離，并會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)渦流。孫蓬勃等[13]對(duì)不同形狀涵道風(fēng)扇的推進(jìn)特性進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，認(rèn)為純圓形機(jī)匣推進(jìn)特性最佳，純方形最差，且非圓機(jī)匣會(huì)影響風(fēng)扇進(jìn)口面積和槳尖渦的大小，進(jìn)而影響涵道推進(jìn)效率。石磊等[14]模擬驗(yàn)證了4 種不同形狀進(jìn)氣唇口對(duì)二元進(jìn)氣道的性能影響。其結(jié)果表明，減小唇口面積會(huì)帶來(lái)一定的流量損失，但可以有效地降低起動(dòng)馬赫數(shù)，提高總壓恢復(fù)系數(shù)。李曉華等[15]以某涵道風(fēng)扇為原型，在流場(chǎng)中模擬研究了不同唇口外形（原型、橢圓形、圓形）、擴(kuò)張角和涵道高度對(duì)涵道風(fēng)扇氣動(dòng)特性的影響，得到涵道唇口曲率半徑過(guò)小則氣動(dòng)效率降低的結(jié)論。龔天宇等[16]在研究?jī)?nèi)外流耦合效應(yīng)對(duì)分布式涵道風(fēng)扇的氣動(dòng)性能影響時(shí)，發(fā)現(xiàn)不同飛行狀態(tài)中轉(zhuǎn)子葉片和唇口壁面都會(huì)對(duì)風(fēng)扇推力有顯著影響。姬樂(lè)強(qiáng)等[17]應(yīng)用CFD 和動(dòng)量源方法對(duì)唇口半徑、涵道擴(kuò)散角等主要設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，使風(fēng)扇組合體總拉力得到了有效提高。

由上述可知，當(dāng)前對(duì)涵道風(fēng)扇的相關(guān)研究有很多，且隨著數(shù)值模擬技術(shù)的迅猛發(fā)展，學(xué)者可通過(guò)數(shù)值模擬研究涵道風(fēng)扇的氣動(dòng)特性。部分學(xué)者對(duì)涵道風(fēng)扇唇口形狀進(jìn)行了優(yōu)化分析，并通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算加以驗(yàn)證，分析了不同涵道唇口形狀對(duì)涵道氣動(dòng)性能的影響，但鮮有學(xué)者對(duì)不同涵道進(jìn)氣唇口開(kāi)展相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究。本文基于當(dāng)前研究現(xiàn)狀，設(shè)計(jì)了4 種不同形狀的涵道進(jìn)氣唇口構(gòu)型，并開(kāi)展了相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究，通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證不同唇口構(gòu)型涵道風(fēng)扇之間的氣動(dòng)差異，并對(duì)此進(jìn)行簡(jiǎn)要的分析。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

1.1 實(shí)驗(yàn)風(fēng)洞裝置

風(fēng)洞的整體外觀如圖1 所示。風(fēng)洞的氣動(dòng)外廓尺寸為9.1 m×3.2 m×22.42 m（寬×高×長(zhǎng)，下同）；實(shí)驗(yàn)段尺寸為1.2 m×1.2 m×2.5 m；穩(wěn)定段尺寸為3.2 m×3.2 m×2.4 m。風(fēng)洞的風(fēng)速范圍為0.5～60 m/s；紊流度為ε≤4.01‰。

圖1 風(fēng)洞整體外觀圖Fig.1 Physical view of wind tunnel

1.2 動(dòng)力測(cè)試平臺(tái)

動(dòng)力測(cè)試平臺(tái)是靈翼飛航科技有限公司提供的WF-CO-70KGF 共軸雙槳測(cè)試平臺(tái)，具有高精度的推拉力測(cè)量。拉力測(cè)量的量程為0～686 N，分辨率為9.8 N，傳感器精度為0.1%+0.1%FS（full scale）。圖2 為動(dòng)力測(cè)試平臺(tái)。圖3 為風(fēng)洞內(nèi)實(shí)驗(yàn)圖。在對(duì)涵道風(fēng)扇測(cè)試時(shí)發(fā)現(xiàn)靜推力在空曠區(qū)域和在開(kāi)口風(fēng)洞中所測(cè)試的結(jié)果有偏差。為明確誤差大小，分別測(cè)試了外擴(kuò)狀、喇叭狀2 種唇口在開(kāi)闊區(qū)域（無(wú)風(fēng)洞背景干擾影響）下的靜推力。

圖2 動(dòng)力測(cè)試平臺(tái)Fig.2 Dynamic test platform

圖3 風(fēng)洞內(nèi)實(shí)驗(yàn)圖Fig.3 Experimental image inside the wind tunnel

1.3 實(shí)驗(yàn)方案

1.3.1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

圖4 為4 種不同進(jìn)氣唇口構(gòu)型的涵道風(fēng)扇，由CATIA 建模，涵道風(fēng)扇內(nèi)壁直徑為125.5 mm，4 個(gè)涵道其他部分一致，區(qū)別僅在于唇口構(gòu)型不同。模型加工時(shí)轉(zhuǎn)子及其他部分由鋁合金加工，喇叭狀的進(jìn)氣唇口為鋁合金材質(zhì)，其余唇口材質(zhì)均為3D 樹脂。

圖4 4 種進(jìn)氣唇口模型圖Fig.4 Four kinds of intake lip models

1）喇叭狀進(jìn)氣唇口：在圓周方向均勻向外擴(kuò)展，且向外擴(kuò)展較大，唇口前緣處最大內(nèi)壁半徑為R=149.94 mm。

2）內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口：在圓周方向均勻向外擴(kuò)展，且向外擴(kuò)展較小，唇口前緣處最大內(nèi)壁半徑為R=130.515 mm。

3）外擴(kuò)狀進(jìn)氣唇口：一半采取內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口，唇口前緣處最大內(nèi)壁半徑為R=130.515 mm；另一半圓滑過(guò)渡為喇叭狀進(jìn)氣唇口，唇口最小距中心為d=121.142 mm。

4）圓轉(zhuǎn)方式進(jìn)氣唇口：一半采取內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口，唇口前緣處最大內(nèi)壁半徑為R=130.515 mm；另一半圓滑過(guò)渡為平緩方形唇口，唇口最小距中心為d=126.136 mm。

圖5 為涵道發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)物圖，為TP100L 系列定制款，其最大電流為234 A，最大電壓為115 V，最大功率為27 kW，最大轉(zhuǎn)速為15 500 r/min。

圖5 涵道發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)物圖Fig.5 Physical picture of the engine

1.3.2 實(shí)驗(yàn)工況

本文在風(fēng)洞的動(dòng)力實(shí)驗(yàn)臺(tái)上對(duì)不同唇口構(gòu)型分別做了系統(tǒng)性的推力實(shí)驗(yàn)，在0、14.2、30.7、41.8、49.3 m/s 5 個(gè)來(lái)流風(fēng)速工況以及0、30%、60%、90%、100% 5 個(gè)油門開(kāi)度工況下分別測(cè)得了風(fēng)阻、靜推力及動(dòng)推力，并分別計(jì)算出其凈推力。然后為排除風(fēng)洞背景的干擾，分別對(duì)外擴(kuò)狀進(jìn)氣唇口、喇叭狀進(jìn)氣唇口在開(kāi)闊區(qū)域和開(kāi)口風(fēng)洞中的靜推力值進(jìn)行了對(duì)比分析。最后從得到的推力中對(duì)比分析唇口對(duì)涵道風(fēng)扇性能的影響因素。其中，主要參數(shù)含義如下。

1）風(fēng)阻：涵道風(fēng)扇油門開(kāi)度為0%時(shí)，不同來(lái)流風(fēng)速下所測(cè)得的涵道阻力。

2）靜推力：0 m/s 來(lái)流風(fēng)速時(shí)，在動(dòng)力測(cè)試平臺(tái)上直接測(cè)得的涵道風(fēng)扇推力。

3）動(dòng)推力：不同來(lái)流風(fēng)速下，在動(dòng)力測(cè)試平臺(tái)上直接測(cè)得的涵道風(fēng)扇推力。

4）凈推力：不同來(lái)流風(fēng)速下，排除風(fēng)阻影響時(shí)的涵道風(fēng)扇推力，即凈推力等于動(dòng)推力減去風(fēng)阻。

1.4 數(shù)值模擬

1.4.1 模型簡(jiǎn)化

在進(jìn)行仿真分析計(jì)算時(shí)，由于主要關(guān)注不同唇口構(gòu)型對(duì)涵道風(fēng)扇性能的整體影響，故對(duì)涵道模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，保留進(jìn)氣錐和涵道壁，簡(jiǎn)化掉電機(jī)和轉(zhuǎn)子，如圖6 所示（此處以內(nèi)斂式進(jìn)氣道唇口為例，其他類型的進(jìn)氣唇口簡(jiǎn)化方式與之相同）。

圖6 喇叭狀進(jìn)氣唇口簡(jiǎn)化前后模型圖Fig.6 Model of horn shaped intake lip before and after simplification

1.4.2 流域劃分

在數(shù)值模擬時(shí)，為避免邊界對(duì)涵道風(fēng)扇周圍的流場(chǎng)產(chǎn)生干擾，并考慮到計(jì)算的時(shí)間限制及計(jì)算域的范圍限制，本文以轉(zhuǎn)子直徑R為基準(zhǔn)做一圓柱流體外域，流域進(jìn)口距涵道唇口為15R，流域出口距涵唇口為30R，外域直徑為15R。在此計(jì)算域內(nèi)能充分避免邊界對(duì)涵道風(fēng)扇周圍的流場(chǎng)產(chǎn)生干擾并有效提高整體計(jì)算效率。

1.4.3 網(wǎng)格劃分

為保證數(shù)值模擬計(jì)算的準(zhǔn)確性，同時(shí)盡可能減少網(wǎng)格數(shù)量，本文采取非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格計(jì)算，以內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口為例，網(wǎng)格總數(shù)量為77 萬(wàn)（其他唇口構(gòu)型的網(wǎng)格數(shù)量大致與其相同），其中涵道處網(wǎng)格和外流域網(wǎng)格處網(wǎng)格分別如圖7、8 所示。

圖7 涵道處網(wǎng)格Fig.7 Grid at duct fan

圖8 外流域網(wǎng)格Fig.8 Grid at External Flow Field

1.4.4 邊界條件

流域進(jìn)口為50 m/s 的速度進(jìn)口，流域出口為101.325 kPa 的壓力出口。涵道表面及外流域壁面定義為無(wú)滑移壁面條件，即在固體邊界上流體的速度等于固體表面的速度。湍流方程為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。

2 結(jié)果分析

2.1 仿真結(jié)果分析

從圖9、10 的壓力云圖結(jié)果可知，喇叭狀進(jìn)氣唇口和內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口附近壓力分布較均勻，而外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口和圓轉(zhuǎn)方式進(jìn)氣唇口附近壓力分布明顯不均勻。從流線圖可以明顯看到：各進(jìn)氣唇口下的進(jìn)氣錐后側(cè)產(chǎn)生明顯的馬蹄渦，這符合圓柱繞流的基本規(guī)律；在喇叭狀進(jìn)氣唇口壁面處產(chǎn)生了明顯的漩渦，且其壁面上速度較小，而其他類型進(jìn)氣唇口的唇口涵道外壁未出現(xiàn)漩渦，這可能是由于喇叭狀進(jìn)氣唇口向外擴(kuò)展較大（唇口處半徑較大）而導(dǎo)致氣流分離，影響涵道風(fēng)扇的氣動(dòng)性能，使涵道風(fēng)扇表面的氣動(dòng)性能變差。

圖9 各進(jìn)氣唇口壓力云圖及流線圖Fig.9 Pressure nephogram and streamline diagram of each intake lip

圖10 各進(jìn)氣唇口壓力云圖及z=0.07 截面（唇口附近）處壓力云圖Fig.10 Pressure nephogram of each intake lip and pressure nephogram at section z=0.07 (near the lip)

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 風(fēng)阻實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖11 為不同風(fēng)速下4 種進(jìn)氣唇口的風(fēng)阻（反向推力）。由圖可知：4 種構(gòu)型的進(jìn)氣唇口風(fēng)阻值均隨風(fēng)速的增加而增大，且在31 m/s 風(fēng)速之前4 種構(gòu)型的進(jìn)氣唇口風(fēng)阻值相差不大；在31 m/s 風(fēng)速之后，隨著風(fēng)速增大，風(fēng)阻值增大的斜率增加，且喇叭狀進(jìn)氣唇口的風(fēng)阻值增加趨勢(shì)遠(yuǎn)大于其他3 種構(gòu)型的唇口，在49.3 m/s 風(fēng)速時(shí)，喇叭狀進(jìn)氣唇口的風(fēng)阻相比內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口的增加了14.85%。涵道風(fēng)扇的風(fēng)阻值越大，其氣動(dòng)性能越差，結(jié)合模型（其他3 種構(gòu)型唇口有一半一樣）可知，喇叭狀進(jìn)氣唇口的風(fēng)阻較大是由于其唇口向外擴(kuò)展較大（唇口處半徑較大）而導(dǎo)致的，且這種差距在較大風(fēng)速（31 m/s 以上）時(shí)更明顯。這與上述數(shù)值模擬得到的喇叭狀進(jìn)氣唇口在較大風(fēng)速時(shí)氣動(dòng)性能變差的結(jié)果相對(duì)應(yīng)。

圖11 不同風(fēng)速下四種進(jìn)氣唇口的風(fēng)阻Fig.11 Wind resistance of four intake lips at different wind speeds

2.2.2 靜推力實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖12 為不同油門下各進(jìn)氣唇口的靜推力結(jié)果圖。由圖可知，油門加大時(shí)，4 種唇口涵道風(fēng)扇的靜推力值都隨之增大，且在90%油門開(kāi)度以內(nèi)基本呈線性關(guān)系，在油門開(kāi)度超過(guò)90%時(shí)，靜推力的斜率逐漸下降。其中，喇叭狀進(jìn)氣唇口的靜推力值增加最多，在100%油門開(kāi)度時(shí)可達(dá)24.349 kg，內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口的涵道的靜推力值增加最少，在100%油門開(kāi)度時(shí)可達(dá)20.023 kg，且隨著油門開(kāi)度加大，不同唇口之間的靜推力值逐漸拉大。據(jù)此分析，在較低油門開(kāi)度（60%以下）時(shí)，涵道唇口對(duì)靜推力變化不明顯，隨著油門開(kāi)度加大，涵道唇口對(duì)靜推力的影響逐漸凸顯出來(lái)，在100%油門開(kāi)度時(shí)，喇叭狀、外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口的靜推力相比內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口分別增加了21.61%、11.08%。在較高油門開(kāi)度（60%油門開(kāi)度以上）時(shí)，唇口構(gòu)型對(duì)涵道靜推力的影響更加明顯。

圖12 不同油門下各進(jìn)氣唇口的靜推力Fig.12 Static thrust of each intake lip under different throttles

2.2.3 動(dòng)推力實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖13 及圖14 分別為60%、100%油門開(kāi)度下的動(dòng)推力圖。由圖可知，4 種唇口的涵道風(fēng)扇動(dòng)推力值隨風(fēng)速增加而減小，隨油門開(kāi)度的增大而增加，且均在風(fēng)速為31 m/s 后曲線斜率增大。其中，在風(fēng)速為31 m/s 之前，喇叭狀進(jìn)氣唇口在相同風(fēng)速下的涵道動(dòng)推力值最大，外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口次之，內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口最小。在100%油門開(kāi)度、49.3 m/s的風(fēng)速時(shí)喇叭狀進(jìn)氣唇口涵道風(fēng)扇的動(dòng)推力可達(dá)8.63 kg，外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口涵道風(fēng)扇的動(dòng)推力可達(dá)8.916 kg。在100%油門開(kāi)度、14.2 m/s 風(fēng)速時(shí)，喇叭狀、外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口的動(dòng)推力相比內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口分別增加了18.00%、12.31%。隨著風(fēng)速增大，喇叭狀進(jìn)氣唇口的動(dòng)推力與外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口的動(dòng)推力之間差值減少，整體上喇叭狀進(jìn)氣唇口的動(dòng)推力與外擴(kuò)式唇口的動(dòng)推力值相差不大，而與內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口、圓轉(zhuǎn)方式進(jìn)氣唇口之間的動(dòng)推力值相差較大，表明喇叭狀進(jìn)氣唇口、外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口較于其他2 種類型唇口的涵道動(dòng)推力更高。

圖14 100%油門開(kāi)度不同風(fēng)速下各進(jìn)氣唇口的動(dòng)推力Fig.14 Dynamic thrust of each intake lip at different wind speeds on 100% throttle

2.2.4 凈推力實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖15 及圖16 分別為60%、100%油門開(kāi)度下的凈推力圖。由圖可知，4 種唇口涵道的凈推力在同一油門下隨風(fēng)速增加而減小，隨油門的增大而增加。其中，喇叭狀進(jìn)氣唇口在相同風(fēng)速下涵道的凈推力值最大，外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口次之，圓轉(zhuǎn)方式進(jìn)氣唇口較小，內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口最小。在100%油門開(kāi)度、49.3 m/s 風(fēng)速時(shí)，喇叭狀進(jìn)氣唇口涵道風(fēng)扇的凈推力值可達(dá)18.3 kg，外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口涵道風(fēng)扇的凈推力達(dá)17.1 kg，內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口涵道風(fēng)扇的推力值僅為15.3 kg。在100%油門開(kāi)度、14.2 m/s 風(fēng)速時(shí)，喇叭狀、外擴(kuò)狀進(jìn)氣唇口的凈推力相比內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口分別增加了17.58%、12.77%。可知，喇叭狀進(jìn)氣唇口、外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口與其他2 種構(gòu)型唇口間凈推力值相差較大，這與上述動(dòng)推力得到的結(jié)果基本一致。表明喇叭狀進(jìn)氣唇口、外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口較于其他2 種類型唇口的涵道凈推力更高。而且喇叭狀進(jìn)氣唇口的凈推力值增加明顯，充分證明了涵道唇口半徑對(duì)涵道風(fēng)扇推力的影響，唇口半徑增大，涵道進(jìn)氣量增大，使得涵道風(fēng)扇的凈推力值增加。

圖15 60%油門開(kāi)度不同風(fēng)速下各進(jìn)氣唇口的凈推力Fig.15 Net thrust of each inlet lip at different wind speeds of 60% throttle

圖16 100%油門開(kāi)度不同風(fēng)速下各進(jìn)氣唇口的凈推力Fig.16 Net thrust of each inlet lip at different wind speeds of 100% throttle

2.3 風(fēng)洞內(nèi)外測(cè)量對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖17、圖18 分別為外擴(kuò)狀進(jìn)氣唇口、喇叭狀進(jìn)氣唇口風(fēng)洞內(nèi)外測(cè)量結(jié)果對(duì)比圖。由圖可知，在風(fēng)洞外測(cè)量的靜推力值均比在風(fēng)洞內(nèi)測(cè)量的值大，且喇叭狀進(jìn)氣唇口的差值更為明顯，在風(fēng)洞外測(cè)量的最大靜推力可達(dá)29.676 kg，而風(fēng)洞內(nèi)測(cè)量的靜推力僅為24.350 kg，相差5.3 kg，這主要是由于在風(fēng)洞中進(jìn)行測(cè)量時(shí)由于風(fēng)洞壁的影響會(huì)降低涵道的進(jìn)氣量導(dǎo)致的。喇叭狀進(jìn)氣唇口構(gòu)型的靜推力值明顯比外擴(kuò)狀進(jìn)氣唇口的大，這是由于喇叭狀進(jìn)氣唇口的唇口半徑比外擴(kuò)狀的更大，從而導(dǎo)致其涵道的進(jìn)氣量更大。

圖17 外擴(kuò)狀進(jìn)氣唇口風(fēng)洞內(nèi)外測(cè)量結(jié)果Fig.17 Measurement results of the expandable intake lip inside and outside the wind tunnel

圖18 喇叭狀進(jìn)氣口風(fēng)洞內(nèi)外測(cè)量結(jié)果Fig.18 Measurement results of the Horn shaped intake lip inside and outside the wind tunnel

3 結(jié)論

本文通過(guò)數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)手段對(duì)4 種不同唇口構(gòu)型的涵道風(fēng)扇進(jìn)行了研究。通過(guò)數(shù)值模擬手段對(duì)不同唇口構(gòu)型的流場(chǎng)分布進(jìn)行了分析，并通過(guò)搭建凈力測(cè)試平臺(tái)對(duì)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，最后在回流風(fēng)洞中研究了不同唇口構(gòu)型對(duì)小型電驅(qū)涵道風(fēng)扇氣動(dòng)性能的影響，得出如下結(jié)論。

1）涵道風(fēng)扇的推力（靜推力、動(dòng)推力及凈推力）隨電機(jī)油門的增大而增大，隨來(lái)流風(fēng)速的增加而降低。涵道風(fēng)扇的風(fēng)阻隨著風(fēng)速的增加而增大。

2）增大涵道唇口半徑可以有效提高涵道風(fēng)扇的推力。喇叭狀、外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口構(gòu)型涵道風(fēng)扇的推力都較大。在100%油門開(kāi)度時(shí)，相比于內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口，喇叭狀、外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口構(gòu)型的靜推力分別提高21.61%、11.08%；在14.2 m/s 風(fēng)速時(shí)，喇叭狀、外擴(kuò)式進(jìn)氣唇口構(gòu)型的動(dòng)推力分別提高18.00%、12.31%，凈推力分別提高17.58%、12.77%。喇叭狀進(jìn)氣唇口的推力值均比外擴(kuò)狀進(jìn)氣唇口的值大，表明涵道唇口半徑增大可以有效提高涵道風(fēng)扇的推力。

3）增大唇口半徑會(huì)提高涵道風(fēng)扇推力，但過(guò)大的唇口半徑在較大風(fēng)速（31 m/s 以上）時(shí)會(huì)影響涵道風(fēng)扇的氣動(dòng)性能。數(shù)值結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，過(guò)大的唇口半徑會(huì)導(dǎo)致在較大風(fēng)速時(shí)涵道風(fēng)扇的風(fēng)阻增加，在49.3 m/s 風(fēng)速時(shí)，喇叭狀進(jìn)氣唇口的風(fēng)阻相比內(nèi)斂式進(jìn)氣唇口的增加了14.85%。在流場(chǎng)上表現(xiàn)為進(jìn)氣唇口的外壁面有明顯的渦旋渦結(jié)構(gòu)，即涵道風(fēng)扇唇口外壁側(cè)氣流分離嚴(yán)重，影響了涵道風(fēng)扇的氣動(dòng)性能。