文 | 三楼的泡芙

编辑 | 三楼的泡芙

与单转子风扇相比，双转子风扇（CRF）采用了一种更先进的设计，旨在减少尾流中的涡流，同时实现更高的每级压力上升。

这一创新的设计特点在于它包括两个旋转方向相反的转子，以最大程度地回收前转子产生的尾流涡流分量的动能，防止其损失到大气中，这一设计特点进一步提高了反向旋转风扇级的效率。

双转子风扇还具有其他显著的优点，包括降低整体重量、实现更高的单位长度功率输出以及减少叶片上的离心应力等。

CRF的定子设计无叶且紧凑，这使得它非常适合各种空间受限或需要高负载性能但无法使用传统工业风扇的应用领域。

01

空气动力学设计

轴流对转涵道风扇设计用于公路电动飞机，原型机的重量估计约为8公斤，推进系统需要在起飞时提供大约 100 N 的推力。

通过功率需求计算，我们发现使用较小数量的风扇比使用大风扇更有利于达到所需的推力，小直径风扇还可以简化其在车辆上的安装并增强推力矢量能力。

每个小风扇的设计总压升为 1000 Pa，推力为 10 N，这样的风扇有 10 个，将安装在原型机上，风扇的最大直径取决于车辆的设计限制，风扇级的轮毂直径由所使用的对转电机的直径决定。

设计考虑了四种载荷分布情况，预计总压上升在前后转子中的比例分布为50 – 50%、55 – 45%、 60 – 40% 和65 – 35%，所有情况下的其他设计参数均保持相同。

假设第二个转子接收来自前转子的相同绝对速度，流体纯轴向地进入和离开风扇级，第二个转子与前一个转子的旋转方向相反，设计点转速相同，均为 7500 rpm。

假设整个阶段的轴向速度是恒定的，出于设计目的，我们考虑两个转子跨中的流量系数为 1.25，在这种情况下，流量系数定义为φ = Ca / U，这里C a是轴向速度，U ( = π × d × N/60) 是圆周速度，轴向速度值由假定的跨中流量系数确定。

第二个转子的中线设计遵循与前转子类似的公式，为了获得沿跨度的流动参数，考虑了 13 个径向截面，使用可变功分配方法沿半径分配功，采用尖端加载设计配置，以便从叶片尖端区域执行更多工作。

叶片外倾角从轮毂到叶尖逐渐增大，理论设计中没有明确考虑流动三维性造成的损失，而是通过在气动功计算中引入功因子来考虑。

叶片的数量通过将扩散因子值限制为 0 来确定，6以避免叶片通道中的流动分离问题，尽管越来越多的叶片有助于叶片通道内的有效流动扩散，但它受到轮毂盘可用空间和空气动力效率的限制。

由于更大的表面摩擦损失，效率随着叶片数量的增加而降低，在选择叶片数量时也考虑了这些因素。

由于风扇管道的总长度限制，两个转子之间的轴向间距取为前转子弦长的 50%，假设两个转子的入射角从轮毂处的 + 2 度变化到尖端处的 - 2 度，平均半径为零它受到可用轮毂盘空间和空气动力效率的限制。

由于更大的表面摩擦损失，效率随着叶片数量的增加而降低，在选择叶片数量时也考虑了这些因素。

由于风扇管道的总长度限制，两个转子之间的轴向间距取为前转子弦长的 50%，假设两个转子的入射角从轮毂处的 + 2 度变化到尖端处的 - 2 度，平均半径为零 ，它受到可用轮毂盘空间和空气动力效率的限制。

由于更大的表面摩擦损失，效率随着叶片数量的增加而降低，在选择叶片数量时也考虑了这些因素。

两个转子均选用 C4 系列翼型，在内部，Matlab代码用于生成翼型轮廓，并计算出叶片每个部分的外倾角和交错角。

02

实验验证

为了验证本研究所使用的计算代码，对1号和2号转子的出口翼展方向总压升系数进行了验证，实验数据针对不同速度组合下的设计和峰值压力质量流量进行了验证。

在设计质量流量下，1号转子的总压升系数与跨度的50%相当匹配，但与实验结果相比，略微降低了约2-4%。

这个偏差在实验不确定性范围内，该范围通常为3-5%，对于2号转子，总压升系数似乎在跨度上有所变化，特别是在尖端区域附近，它显示出了较低的幅度与实验结果相比。

在峰值压力质量流量下，总压升系数沿跨度的变化与实验结果吻合较好，特别是对于2号转子，除了尖端区域附近，总压升系数在跨度上具有较好的一致性。

为了验证本研究所采用的计算代码，进行了与理论计算的对比，以验证其一致性，这次验证是针对60-40%负载情况进行的，其中风机级的设计跨中流量系数为1.25，同时轴向速度被保持为恒定值。

在第一转子的入口处，模拟结果显示轴向速度与理论设计相符，但由于边界层的增长，导致下游有效流道减少，流速发生加速。

特别是，由于护罩附近存在尖端泄漏涡流，有效的流动通道位于第一转子的下游，从而导致了轴向速度的增加，在沿跨度的每个流向位置处，轴向速度几乎保持恒定，与理论设计吻合。

由于叶尖泄漏流、流动分离以及边界层生长等三维流动特性的影响，模拟结果与理论值在后转子的入口处存在一些不完全一致之处，模拟结果还反映了转子叶片的尖端加载配置。

03

负载变化对对转风机性能的影响

为了深入了解叶片通道内的流动物理特性，研究人员观察了不同位置（分别位于叶片高度的20%、50%和85%处）的轴向速度等值线，以研究前转子和后转子的流动情况。

在所有不同的负载情况下，前转子吸力面后缘附近（在H1、M1和S1区域）都存在低动量流体，即使在改变转子的轮廓厚度和叶片数量时，也很难实现完全的附着流动。

尽管前转子的高度相对较小，入口质量流量也较小，但其承受着相当大的负载，因此，前转子必须以非常高的速度旋转。

低动量流体区域在前转子后缘附近持续存在，特别是在设计中，叶片转角较高的情况下（H1区域），轮毂附近的尾流相对较厚。

随着向叶片尖端移动，尾流厚度减小，在尖端附近，来自吸力表面的动量不足流体会流入前转子的尖端泄漏涡流（S1区域）。

在后转子的情况下，它以相反的方向旋转，从图中的轴向速度等值线图可以明显看出，在其旋转方向上吸收来自前转子的尾流，这适用于60-40%的负载分布情况（T1区域），后转子抑制了流动分离并减小了前转子的偏角。

然而，在工作于第一旋翼尾流区域的后旋翼中，由于气流入射角的变化，流动更容易从吸力面（H2、M2、S2区域）分离。

与前转子不同的是，后转子的尖端泄漏流远离其吸力表面，而前转子中的涡流仍然附着在其吸力表面上，尤其是在V1区域，在叶片尖端附近，来自两个转子的泄漏流相互作用，导致后转子叶片通道中的流动加速，形成了一个加速区域（A2区域）。

04

比较分析

随着前转子的负载增加，后缘的尾流变得更加厚实，这增加的尾流厚度会在轴向间隙中引发额外的流动阻塞。

在65-35%的负载分布情况下，流动在通道中加速得比预期更快，最终以较大的入射角进入后转子，随着前转子负载的增加，后转子最终会以偏离设计值的入射角运行，导致后转子吸力面上的低动量流体区域扩大。

这种现象严重限制了由前转子引起的总压升的百分比增加，由于尖端泄漏涡流的存在，两个转子在尖端附近都失去了效率，从55-45%负载分布情况下的翼展方向叶片载荷分布图中可以清楚地看出这种效应。

通过观察前转子和后转子之后的展向总压升（MCA）图，可以发现叶尖泄漏低动量流体流动对总总压损失有显著的影响。

在所有负载情况下，后转子相对于前转子而言，贡献了更多的损失，尽管边界层在轮毂处增长也会影响总压损失，但其影响相对较小。

轮毂处边界层效应与负载分布无关，在所有情况下都会导致几乎相同的总压损失，随着前转子负载的增加，叶尖泄漏涡流的影响变得更加显著。

通过展向总压升（MCA）图，确定了在不同跨度百分比位置上，受尖端泄漏涡流影响而导致的压升骤降的位置。

比较这些图表，可以清晰地观察到，随着前转子负载的增加，叶尖泄漏的低动量流体涵盖了前转子和后转子叶片高度的更大部分。

在负载分布为50-50%的情况下，前转子在跨度的75%位置处受到影响，而后转子在跨度的72%位置处受到影响，但在负载分布为65-35%的情况下，这些位置分别从前转子的66%跨度和后转子的58%跨度开始受到影响，对于所有负载分布情况，随着流动到达后转子时，尖端泄漏涡流会变得更加显著。

叶尖泄漏涡流从前转子开始，源于前转子前缘附近，随着流动向下游移动，涡流的强度增大，随着前转子负载的增加，尖端泄漏涡流开始更早，对于负载分布为60-40%和65-35%的情况，涡流效应更加明显，导致更高的涡流引起的损失。

研究还尝试根据轴向弦长，定量估算前转子吸力表面上叶尖泄漏流的起始位置，在所有载荷情况下，叶尖泄漏流的起始位置都是通过观察轴向速度等值线图中位于叶尖正上方的位置来确定的。

负载分布的变化显著影响了前后转子之间轴向间距的流动特性，轴向间隙中的流动加速导致了总压力损失（MCA）的发生，其大小是通过轴向间隙中的总压（MCA）降来计算的。

边界层的增长、前转子的尾流和尖端泄漏涡流引发了流动的加速，在负载分布为50-50%的情况下，轴向间隙中的总压力损失最小，而在负载分布为65-35%的情况下损失最大。

轴向间隙中的总压力损失相对于叶尖泄漏涡流引起的总压力损失较小，在选择CRF气动性能的最佳负载分布时，应更多地考虑叶尖泄漏损失因素。

载荷分布显着改变了对转风扇级的空气动力性能，虽然等负载分布效果不佳，但尖端泄漏和流动分离损失限制了前转子中可实现的最大负载。