內(nèi)涵工況對(duì)風(fēng)扇增壓級(jí)雙涵匹配的影響

鄭覃，楊小賀，葉俊，馮錦璋

中國(guó)航發(fā)商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司，上海 200241

20世紀(jì)60年代以來(lái)，從國(guó)外典型民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇增壓級(jí)的發(fā)展歷程可以看出，風(fēng)扇的設(shè)計(jì)特點(diǎn)逐漸向大涵道比、高效率以及低葉尖切線速度演化，以滿足日趨嚴(yán)格的低耗油率、大推力、低噪聲水平等設(shè)計(jì)要求。

在大涵道比風(fēng)扇增壓級(jí)的雙涵性能匹配方面，許多人存在如下認(rèn)識(shí)：外涵工況對(duì)內(nèi)涵特性影響大，內(nèi)涵工況對(duì)外涵特性影響小。但真實(shí)情況是否與之相同，內(nèi)外涵氣動(dòng)特性到底存在怎樣的相互匹配規(guī)律和機(jī)理，這些雙涵匹配問(wèn)題都尚未有明確的結(jié)論。開(kāi)展詳細(xì)的雙涵匹配研究有利于全面、深入地理解風(fēng)扇增壓級(jí)部件的氣動(dòng)特性，為大涵道比風(fēng)扇增壓級(jí)的設(shè)計(jì)以及試驗(yàn)提供支撐。

目前公開(kāi)文獻(xiàn)中在風(fēng)扇增壓級(jí)雙涵匹配方面的研究較少。20世紀(jì)90年代，Dawes開(kāi)展了雙涵道風(fēng)扇模型的內(nèi)外涵聯(lián)算，發(fā)現(xiàn)內(nèi)外涵的分流環(huán)通過(guò)其壓力場(chǎng)對(duì)上游流動(dòng)產(chǎn)生很大影響。2005年，趙永輝在風(fēng)扇增壓級(jí)內(nèi)外涵道匹配的數(shù)值模擬研究中指出分流環(huán)、內(nèi)外涵中的葉片都會(huì)對(duì)上游風(fēng)扇流動(dòng)產(chǎn)生影響，其研究結(jié)果還表明了單獨(dú)進(jìn)行內(nèi)涵道的計(jì)算難以真實(shí)反映內(nèi)涵氣動(dòng)性能，進(jìn)行風(fēng)扇增壓級(jí)的內(nèi)外涵聯(lián)算是必要的。上述研究工作涉及了雙涵匹配的討論，但都未對(duì)雙涵性能的匹配規(guī)律和機(jī)理開(kāi)展詳細(xì)的研究。

隨著計(jì)算機(jī)性能的日益強(qiáng)大和數(shù)值模擬方法的逐漸成熟，數(shù)值計(jì)算可以深入地研究試驗(yàn)難以企及的流動(dòng)現(xiàn)象，更多的研究人員在開(kāi)展大涵道比風(fēng)扇增壓級(jí)的數(shù)值模擬研究時(shí)使用多排葉片雙涵道聯(lián)算，以便于更真實(shí)地模擬風(fēng)扇增壓級(jí)內(nèi)的流動(dòng)。相關(guān)的研究?jī)?nèi)容包括掠形風(fēng)扇優(yōu)化設(shè)計(jì)，風(fēng)扇轉(zhuǎn)子葉尖間隙的敏感性分析，風(fēng)扇增壓級(jí)端區(qū)流動(dòng)優(yōu)化的波浪內(nèi)壁、凹形輪轂設(shè)計(jì)，幾何縮尺影響分析，低雷諾數(shù)效應(yīng)對(duì)風(fēng)扇增壓級(jí)氣動(dòng)性能的影響研究。這些研究中，研究人員開(kāi)展風(fēng)扇增壓級(jí)的外涵性能曲線計(jì)算時(shí)，通常將內(nèi)涵工況固定在氣動(dòng)設(shè)計(jì)點(diǎn)或最高效率點(diǎn)；開(kāi)展內(nèi)涵性能曲線計(jì)算時(shí)，同樣將外涵工況固定在設(shè)計(jì)點(diǎn)或最高效率點(diǎn)。

在發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際使用過(guò)程中，工況極為復(fù)雜，如果不理解雙涵性能匹配問(wèn)題，就無(wú)法準(zhǔn)確判斷數(shù)值計(jì)算或試驗(yàn)測(cè)量獲取的內(nèi)外涵特性是否符合真實(shí)情況。因此，本文針對(duì)某型民機(jī)大涵道比風(fēng)扇增壓級(jí)，在不同轉(zhuǎn)速以及不同內(nèi)涵工況下開(kāi)展雙涵道聯(lián)算的數(shù)值研究，改變外涵出口靜壓獲取外涵特性線，掌握獲取特性線的過(guò)程中內(nèi)涵氣動(dòng)性能的變化規(guī)律，以及內(nèi)涵工況對(duì)外涵特性的影響規(guī)律，闡明內(nèi)涵工況對(duì)雙涵匹配的影響機(jī)理，也為后續(xù)風(fēng)扇增壓級(jí)部件試驗(yàn)提供依據(jù)和支撐，針對(duì)“雙涵道壓縮系統(tǒng)中錄取外涵性能曲線時(shí)如何確定相匹配的內(nèi)涵工況”的實(shí)際工程問(wèn)題給出建議。

1 數(shù)值計(jì)算建模

1.1 研究對(duì)象

本文的研究對(duì)象為某型民機(jī)大涵道比風(fēng)扇增壓級(jí)，風(fēng)扇和增壓級(jí)的葉片采用全三維復(fù)合彎掠設(shè)計(jì)。風(fēng)扇葉片中上部后掠以降低激波損失、提高氣動(dòng)效率，葉片尖部前掠以提高氣動(dòng)穩(wěn)定性。風(fēng)扇增壓級(jí)模型包括1排風(fēng)扇、1排外涵出口導(dǎo)葉以及帶進(jìn)口導(dǎo)葉的4級(jí)增壓級(jí)，如圖1所示。本文使用商用軟件NUMECA對(duì)風(fēng)扇增壓級(jí)開(kāi)展定常數(shù)值模擬研究。

圖1 風(fēng)扇增壓級(jí)模型示意圖Fig.1 Schematic of fan booster model

1.2 網(wǎng)格劃分

本文使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成組件AutoGrid v5對(duì)風(fēng)扇增壓級(jí)的11排葉片進(jìn)行網(wǎng)格劃分，三維網(wǎng)格如圖2所示。各排葉片都采用O4H型網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。分流環(huán)采用C型網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，如圖3所示。

風(fēng)扇、外涵以及內(nèi)涵的徑向網(wǎng)格點(diǎn)數(shù)分別為185、113和81，風(fēng)扇葉片的葉尖間隙為1 mm，增壓級(jí)動(dòng)葉葉尖間隙為0.5 mm，風(fēng)扇和增壓級(jí)葉片的間隙徑向網(wǎng)格點(diǎn)數(shù)為17。最終風(fēng)扇增壓級(jí)的總網(wǎng)格數(shù)為937萬(wàn)。

本文數(shù)值計(jì)算使用的Spalart-Allmaras湍流模型具有良好的收斂性。壁面第1層網(wǎng)格高度取值為5×10m，保證值不大于10，從而使該模型可以更好地求解近壁面流動(dòng)。

圖2 風(fēng)扇增壓級(jí)網(wǎng)格示意圖Fig.2 Schematic of fan booster mesh

圖3 分流環(huán)網(wǎng)格示意圖Fig.3 Schematic of mesh near splitter

1.3 計(jì)算設(shè)置

數(shù)值計(jì)算應(yīng)用有限體積法求解相對(duì)坐標(biāo)系下的三維雷諾平均Navier-Stokes 方程，采用2階中心差分格式進(jìn)行空間離散，采用4 階Runge-Kutta 方法迭代求解時(shí)間項(xiàng)，以真實(shí)空氣作為計(jì)算工質(zhì)。邊界條件設(shè)置如下：

1) 進(jìn)口給定軸向進(jìn)氣方向以及標(biāo)準(zhǔn)大氣工況下的總溫和總壓，內(nèi)外涵分別給定出口平均靜壓，根據(jù)徑向平衡算出其他各點(diǎn)靜壓。

2) 固壁為絕熱、無(wú)滑移邊界條件。

3) 轉(zhuǎn)靜交界面采用混合平面法處理。

殘差是迭代過(guò)程中各個(gè)基本方程是否趨于收斂的重要評(píng)估參數(shù)，其大小直接反映了收斂精度。通常認(rèn)為殘差降低到1×10以下時(shí)是完全收斂，但實(shí)際數(shù)值計(jì)算中難以保證各工況下的殘差都低于該值。

本文數(shù)值計(jì)算的收斂判定準(zhǔn)則如下：當(dāng)殘差低于1×10且保持下降或穩(wěn)定的趨勢(shì)(如圖4(a) 所示)，同時(shí)進(jìn)出口流量、總壓比和效率隨迭代步數(shù)的變化曲線趨于水平，都維持在某個(gè)值附近波動(dòng)變化，且波動(dòng)幅度不超過(guò)0.05%，如圖4(b) 所示。

正常計(jì)算過(guò)程中，固定內(nèi)涵出口靜壓為內(nèi)涵的工作點(diǎn)靜壓，改變外涵出口靜壓開(kāi)展多工況數(shù)值計(jì)算，分別將穩(wěn)定收斂的外涵流量最小和最大的工況作為外涵近喘點(diǎn)和外涵近堵點(diǎn)，獲取風(fēng)扇增壓級(jí)的外涵特性曲線。同樣地，固定外涵出口靜壓為外涵的工作點(diǎn)靜壓，改變內(nèi)涵出口靜壓開(kāi)展多工況數(shù)值計(jì)算，分別將穩(wěn)定收斂的內(nèi)涵流量最小和最大的工況作為內(nèi)涵近喘點(diǎn)和內(nèi)涵近堵點(diǎn)，獲取風(fēng)扇增壓級(jí)的內(nèi)涵特性曲線。

圖4 收斂曲線Fig.4 Convergence curves

1.4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

首先考察風(fēng)扇增壓級(jí)不同網(wǎng)格數(shù)對(duì)外涵、內(nèi)涵的總壓比和效率的影響，如圖5所示。由圖可知，隨著網(wǎng)格數(shù)增加，外涵、內(nèi)涵的總壓比和效率都趨于穩(wěn)定，驗(yàn)證了網(wǎng)格獨(dú)立性。兼顧計(jì)算準(zhǔn)確性和計(jì)算時(shí)間，最終確定風(fēng)扇增壓級(jí)的總網(wǎng)格數(shù)為937萬(wàn)。

采用相同的計(jì)算設(shè)置，針對(duì)帶進(jìn)口導(dǎo)葉的4級(jí)增壓級(jí)，在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速和部分轉(zhuǎn)速下開(kāi)展定常數(shù)值計(jì)算，并與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。圖中S0表示增壓級(jí)進(jìn)口導(dǎo)葉，S1～S4表示增壓級(jí)第1～4級(jí)靜葉。

由圖6(a)可知，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速和部分轉(zhuǎn)速下增壓級(jí)總壓比-流量特性的計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。由圖6(b)可知，氣動(dòng)設(shè)計(jì)工況下，增壓級(jí)各排靜葉進(jìn)口總壓徑向分布的數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果吻合較好。上述結(jié)果驗(yàn)證了本文所采用的數(shù)值計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。

圖5 網(wǎng)格數(shù)對(duì)總壓比和效率的影響Fig.5 Influence of grid number on total pressure ratio and efficiency

圖6 數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison of numerical and experimental results

2 風(fēng)扇增壓級(jí)計(jì)算

2.1 變內(nèi)涵工況方案

在不同內(nèi)涵工況方案中，固定內(nèi)涵出口靜壓為不同靜壓，通過(guò)改變外涵出口靜壓開(kāi)展多工況數(shù)值計(jì)算，分別將穩(wěn)定收斂的外涵流量最小和最大的工況作為外涵近喘點(diǎn)和外涵近堵點(diǎn)，獲取風(fēng)扇增壓級(jí)的外涵特性曲線以及其他氣動(dòng)性能參數(shù)。

本文在100%相對(duì)換算轉(zhuǎn)速的設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，分別固定內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)、工作點(diǎn)以及近堵點(diǎn)，改變外涵出口靜壓獲取風(fēng)扇增壓級(jí)特性曲線，隨后，在60%以及85%相對(duì)換算轉(zhuǎn)速的非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下重復(fù)上述過(guò)程，著重考察在各轉(zhuǎn)速下內(nèi)涵氣動(dòng)性能的變化規(guī)律以及內(nèi)涵工況對(duì)外涵特性的影響規(guī)律，闡明內(nèi)外涵匹配機(jī)理。

各轉(zhuǎn)速下的近喘點(diǎn)和近堵點(diǎn)都是指特性線上流量最小和最大的工況，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的工作點(diǎn)是指特性線與空中共同工作線的交點(diǎn)，60%以及85%轉(zhuǎn)速下的工作點(diǎn)是指特性線與地面共同工作線的交點(diǎn)。

2.2 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下內(nèi)外涵特性和流場(chǎng)分析

本文外涵穩(wěn)定裕度的定義為

(1)

圖7和圖8分別給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，固定不同內(nèi)涵工況，改變外涵出口靜壓獲取的風(fēng)扇增壓級(jí)外涵和內(nèi)涵特性曲線。圖中NS、OP和NC分別表示近喘點(diǎn)、工作點(diǎn)和近堵點(diǎn)。

圖7給出了風(fēng)扇增壓級(jí)的外涵特性線。圖7(a) 中，工況B和工況D分別表示內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)的外涵近喘點(diǎn)和外涵近堵點(diǎn)，工況A表示內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)時(shí)外涵出口靜壓與工況B保持相同的工況，工況E和工況C分別表示內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)時(shí)的外涵近喘點(diǎn)和外涵近堵點(diǎn)。由圖7(a)和圖7(b)可知，在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，隨著內(nèi)涵工況從近堵點(diǎn)移向近喘點(diǎn)，外涵近堵點(diǎn)的總壓比和效率都逐漸上升，當(dāng)內(nèi)涵工況為近堵點(diǎn)和工作點(diǎn)時(shí)，外涵特性線相近，但是當(dāng)內(nèi)涵工況處于近喘點(diǎn)時(shí)，相較于內(nèi)涵工作點(diǎn)，外涵特性線有顯著的變化：無(wú)量綱穩(wěn)定裕度從1降低至0.63，外涵近堵點(diǎn)的總壓比和效率明顯增大，流量相近。

圖7 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下外涵特性線Fig.7 Characteristic curves of bypass at design rotational speed

圖8給出了風(fēng)扇增壓級(jí)的內(nèi)涵特性線。由圖可知獲取外涵特性過(guò)程中內(nèi)涵氣動(dòng)特性的變化規(guī)律：在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，無(wú)論內(nèi)涵處于近喘點(diǎn)、工作點(diǎn)和近堵點(diǎn)中的哪個(gè)工況，外涵逼喘使內(nèi)涵流量、總壓比和效率呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)。具體的原因?qū)⒃诤竺骐p涵匹配機(jī)理研究中詳細(xì)展開(kāi)。

考慮到內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)和近堵點(diǎn)時(shí)，外涵特性差異較小，所以下面主要針對(duì)內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)和近喘點(diǎn)時(shí)的風(fēng)扇增壓級(jí)流場(chǎng)，開(kāi)展詳細(xì)的對(duì)比分析。首先對(duì)比外涵特性線的工況A(內(nèi)涵：工作點(diǎn))和工況B(內(nèi)涵：近喘點(diǎn))的流場(chǎng)，旨在闡明工況A和工況B的外涵氣動(dòng)性能存在差異以及工況B外涵進(jìn)喘的原因。

圖8 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下內(nèi)涵特性線Fig.8 Characteristic curves of core at design rotational speed

圖9給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況A和工況B的風(fēng)扇葉片吸力面極限流線圖。圖中LE和TE分別表示前緣和尾緣。由圖可知，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)使風(fēng)扇葉片吸力面的激波位置向進(jìn)口方向移動(dòng)。

圖9 工況A和工況B的風(fēng)扇葉片吸力面極限流線Fig.9 Limiting streamlines on suction surface of fan blades at Point A and Point B

圖10給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況A和工況B的外涵出口導(dǎo)葉吸力面極限流線圖。由圖可知，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)使外涵出口導(dǎo)葉吸力面的根部角區(qū)分離的徑向覆蓋范圍擴(kuò)大，根部流場(chǎng)惡化，葉尖角區(qū)分離流動(dòng)范圍變化不明顯。

圖10 工況A和工況B的外涵出口導(dǎo)葉吸力面極限流線Fig.10 Limiting streamlines on suction surface of bypass outlet guide vanes at Point A and Point B

圖11給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況A和工況B的風(fēng)扇95%葉高等熵馬赫數(shù)()分布。由圖可知，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)(工況A)移向近喘點(diǎn)(工況B)使風(fēng)扇葉片吸力面的激波向進(jìn)口方向移動(dòng)了約8%軸向弦長(zhǎng)的距離，而且激波前馬赫數(shù)有一定上升，會(huì)導(dǎo)致激波損失增大，一定程度上給出了工況B的外涵效率較工況A低的原因。

圖11 工況A和工況B風(fēng)扇95%葉高等熵馬赫數(shù)分布Fig.11 Isentropic Mach number distribution at 95% span of fan blade at Point A and Point B

圖12給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況A和工況B的風(fēng)扇95%葉高相對(duì)馬赫數(shù)()分布。由圖可知，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)使激波移向進(jìn)口方向，而且激波后的流動(dòng)分離區(qū)域有一定擴(kuò)大，與圖9和圖11中的現(xiàn)象一致。

圖12 工況A和工況B的風(fēng)扇95%葉高相對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.12 Contours of relative Mach number at 95% span of fan blade at Point A and Point B

圖13給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況A和工況B的外涵出口導(dǎo)葉在不同軸向截面絕對(duì)馬赫數(shù)()分布。圖中SS表示葉片吸力面，各軸向面位置即為葉根50%～100%相對(duì)弦長(zhǎng)位置。由圖可知，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)使外涵出口導(dǎo)葉根部的低速區(qū)域范圍擴(kuò)大，流場(chǎng)惡化，引起葉片失速，進(jìn)一步影響了外涵特性線的穩(wěn)定邊界，使外涵穩(wěn)定裕度降低(如圖7所示)。

圖13 工況A和工況B的外涵出口導(dǎo)葉不同軸向截面絕對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.13 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point A and Point B

圖14給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況E(內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)，外涵工況為近喘點(diǎn))的外涵出口導(dǎo)葉吸力面極限流線以及不同軸向截面的絕對(duì)馬赫數(shù)分布。由圖14(a)可知，外涵出口導(dǎo)葉吸力面的上下2個(gè)角區(qū)都已嚴(yán)重分離，分離流動(dòng)相互交匯，形成局部分離渦。由圖14(b)可知，內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)時(shí)，外涵出口導(dǎo)葉失速由葉片中部的低速區(qū)引起，根部并沒(méi)有明顯的低速區(qū)。因此，這也從另一個(gè)方面印證了內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)時(shí)，外涵穩(wěn)定裕度降低的原因在于外涵出口導(dǎo)葉根部低速區(qū)擴(kuò)大引起的葉片失速。

接下來(lái)對(duì)比外涵特性線的工況C(內(nèi)涵：工作點(diǎn))和工況D(內(nèi)涵：近喘點(diǎn))的流場(chǎng)，這2個(gè)工況的外涵都工作于近堵點(diǎn)，對(duì)比分析旨在闡明工況C

圖14 工況E的外涵出口導(dǎo)葉吸力面極限流線和不同軸向截面絕對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.14 Limiting streamlines on suction surface of bypass outlet guide vanes and slices of absolute Mach number contours on different axial positions at Point E

和工況D的外涵氣動(dòng)性能存在明顯差異的原因。

圖15給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況C和工況D的風(fēng)扇葉片吸力面極限流線圖。由圖可知，當(dāng)內(nèi)涵工況在近喘點(diǎn)時(shí)，相較于內(nèi)涵工作點(diǎn)，風(fēng)扇葉片吸力面幾乎不存在明顯的流動(dòng)分離。

圖15 工況C和工況D的風(fēng)扇葉片吸力面極限流線Fig.15 Limiting streamlines on suction surface of fan blades at Point C and Point D

圖16給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況C和工況D的外涵出口導(dǎo)葉吸力面極限流線圖。由圖可知，當(dāng)內(nèi)涵工況在近喘點(diǎn)時(shí)，相較于內(nèi)涵工作點(diǎn)，外涵出口導(dǎo)葉吸力面的角區(qū)分離程度更大。

圖16 工況C和工況D的外涵出口導(dǎo)葉吸力面極限流線Fig.16 Limiting streamlines on suction surface of bypass outlet guide vanes at Point C and Point D

圖17給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況C和工況D的風(fēng)扇95%葉高等熵馬赫數(shù)分布。由圖可知，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)(工況C)移向近喘點(diǎn)(工況D)使風(fēng)扇葉片的激波向進(jìn)口方向移動(dòng)，葉片尾緣處的等熵馬赫數(shù)明顯降低，即風(fēng)扇壓比明顯增大，這是因?yàn)閮?nèi)涵工況移向近喘點(diǎn)的過(guò)程中，內(nèi)涵出口靜壓增大傳遞至風(fēng)扇出口，導(dǎo)致風(fēng)扇工況向喘點(diǎn)移動(dòng)。此外，內(nèi)涵工況移向近喘點(diǎn)還使吸力面激波前馬赫數(shù)下降，引起激波損失減小，一定程度上說(shuō)明了工況D的外涵效率高于工況C的原因。

圖17 工況C和工況D風(fēng)扇95%葉高等熵馬赫數(shù)分布Fig.17 Isentropic Mach number distribution at 95% span of fan blade at Point C and Point D

圖18給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況C和工況D的風(fēng)扇95%葉高相對(duì)馬赫數(shù)分布。由圖可知，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)使“λ”型激波結(jié)構(gòu)的右支，即通道激波，移向進(jìn)口方向，且激波后的流動(dòng)分離有一定減弱，與圖15和圖17中的現(xiàn)象一致。內(nèi)涵工況移向近喘點(diǎn)引起激波結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯變化的原因在于：內(nèi)涵出口靜壓升高，向前傳遞至風(fēng)扇后引起風(fēng)扇壓比增大。

圖18 工況C和工況D的風(fēng)扇95%葉高相對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.18 Contours of relative Mach number at 95% span of fan blade at Point C and Point D

2.3 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下氣動(dòng)參數(shù)徑向分布

本節(jié)主要考察外涵逼喘的過(guò)程中，風(fēng)扇和增壓級(jí)進(jìn)口導(dǎo)葉S0進(jìn)出口關(guān)鍵氣動(dòng)參數(shù)徑向分布的變化規(guī)律。結(jié)果顯示，無(wú)論內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)還是近喘點(diǎn)，外涵逼喘對(duì)氣動(dòng)參數(shù)徑向分布的影響規(guī)律相近。因此，此處僅給出內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)的氣動(dòng)參數(shù)徑向分布，也為后續(xù)分析雙涵匹配機(jī)理鋪墊。

圖19給出了內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)的風(fēng)扇進(jìn)口和出口氣動(dòng)參數(shù)徑向分布，圖中NS表示外涵近喘點(diǎn)，OP示外涵工作點(diǎn)，IN表示風(fēng)扇進(jìn)口，OUT表示風(fēng)扇出口，無(wú)量綱靜壓和無(wú)量綱總壓分別定義為當(dāng)?shù)仂o壓和當(dāng)?shù)乜倝号c風(fēng)扇進(jìn)口總壓的比值。由圖可知，外涵逼喘使風(fēng)扇氣動(dòng)參數(shù)徑向分布發(fā)生如下相同變化：全葉高范圍內(nèi)進(jìn)口靜壓、出口靜壓、出口總壓增大(出口總壓在近根部0～2%葉高范圍內(nèi)略微減小)，進(jìn)口子午速度和出口子午速度減小，近葉根區(qū)域出口徑向速度明顯減小。

圖19 風(fēng)扇氣動(dòng)參數(shù)徑向分布(內(nèi)涵：近喘點(diǎn))Fig.19 Radial distributions of aerodynamic parameters of fan(core: near surge point)

對(duì)于增壓級(jí)進(jìn)口導(dǎo)葉S0而言，進(jìn)口和出口的氣動(dòng)參數(shù)徑向分布如圖20所示。由圖可知，無(wú)論內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)還是工作點(diǎn)，外涵逼喘使增壓級(jí)進(jìn)口導(dǎo)葉S0氣動(dòng)參數(shù)徑向分布發(fā)生如下相同變化：近葉尖區(qū)域(約80%以上葉高范圍)的進(jìn)口靜壓減小，進(jìn)口子午速度增大，80%以下葉高范圍內(nèi)的進(jìn)口靜壓增大，進(jìn)口子午速度減小，全葉高范圍內(nèi)的出口靜壓、進(jìn)口總壓、出口總壓增大，在氣流徑向摻混的作用下，出口子午速度徑向分布的差異較進(jìn)口的分布而言更小。

綜上可知，內(nèi)涵固定在不同的工況時(shí)，外涵逼喘(外涵出口靜壓增大)都會(huì)使風(fēng)扇出口靜壓和出口總壓增大，導(dǎo)致風(fēng)扇的工作狀態(tài)移向近喘點(diǎn)，進(jìn)口和出口的子午速度明顯下降；由于風(fēng)扇中上部出口的靜壓增幅相對(duì)風(fēng)扇根部出口而言更明顯，局部徑向壓力梯度增大，氣流抵抗離心作用的能力增強(qiáng)，所以氣流徑向速度減小。同時(shí)，對(duì)于增壓級(jí)進(jìn)口導(dǎo)葉S0而言，全葉高范圍內(nèi)的進(jìn)口總壓增大，因此增壓級(jí)的工作狀態(tài)會(huì)逐漸移向近堵點(diǎn)。

圖20 增壓級(jí)進(jìn)口導(dǎo)葉氣動(dòng)參數(shù)徑向分布(內(nèi)涵：近喘點(diǎn))Fig.20 Radial distributions of aerodynamic parameters in booster inlet guide vanes(core: near surge point)

2.4 部分轉(zhuǎn)速下內(nèi)外涵特性和流場(chǎng)分析

圖21給出了85%和60%兩個(gè)部分轉(zhuǎn)速下風(fēng)扇增壓級(jí)的外涵特性線。圖21(a)中，工況G表示內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)的外涵近喘點(diǎn)，工況F表示內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)時(shí)，外涵出口靜壓與工況G保持相同的工況，工況H表示內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)時(shí)的外涵近喘點(diǎn)。

由圖21(a)和圖21(b)可知，在85%轉(zhuǎn)速下，隨著內(nèi)涵工況從近堵點(diǎn)向近喘點(diǎn)變化，外涵的無(wú)量綱穩(wěn)定裕度逐漸從0.79降低至0.68，外涵近喘點(diǎn)附近的總壓比和效率有一定減小，當(dāng)內(nèi)涵工況為近堵點(diǎn)和工作點(diǎn)時(shí)，外涵近堵點(diǎn)附近的特性變化較小，但是當(dāng)內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)，相較于內(nèi)涵工作點(diǎn)，外涵近堵點(diǎn)的流量顯著降低5.79%。

由圖21(c)和圖21(d)可知，在60%轉(zhuǎn)速下，隨著內(nèi)涵工況從近堵點(diǎn)向近喘點(diǎn)變化，外涵的無(wú)量綱穩(wěn)定裕度逐漸從0.47降低至0.42。外涵特性線上，除了近堵點(diǎn)以外，其他各工況的總壓比和效率有一定減小。當(dāng)內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)，相較于內(nèi)涵工作點(diǎn)，外涵特性近堵點(diǎn)的流量顯著降低4.59%。

綜上可知，部分轉(zhuǎn)速下，內(nèi)涵工況移向近喘點(diǎn)時(shí)，外涵穩(wěn)定裕度降低，但降低幅度不如設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下明顯，外涵近堵流量明顯降低，與設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下的情況不同，具體原因在3.1節(jié)分析。

結(jié)合圖7可知，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速和部分轉(zhuǎn)速下，內(nèi)涵工況對(duì)外涵特性的影響規(guī)律如下：內(nèi)涵工況從近堵點(diǎn)向近喘點(diǎn)變化的過(guò)程中，外涵特性線近似呈“逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)”的變化規(guī)律。

圖21 部分轉(zhuǎn)速下外涵特性線Fig.21 Characteristic curves of bypass at part rotational speeds

圖22給出了85%和60%兩個(gè)部分轉(zhuǎn)速下風(fēng)扇增壓級(jí)的內(nèi)涵特性線。結(jié)合圖8可知，在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速和部分轉(zhuǎn)速下，獲取外涵特性過(guò)程中內(nèi)涵氣動(dòng)特性的變化規(guī)律相近：無(wú)論內(nèi)涵處于近喘點(diǎn)、工作點(diǎn)和近堵點(diǎn)中的哪個(gè)工況，外涵逼喘使內(nèi)涵流量、總壓比和效率呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)。而且隨著轉(zhuǎn)速升高，流量增大得越明顯。由此可知，外涵逼喘不會(huì)導(dǎo)致內(nèi)涵流量下降而進(jìn)喘。

圖22 部分轉(zhuǎn)速下內(nèi)涵特性線Fig.22 Characteristic curves of core at part rotational speeds

在85%轉(zhuǎn)速下，詳細(xì)對(duì)比工況F(內(nèi)涵工況：工作點(diǎn))和工況G(內(nèi)涵工況：近喘點(diǎn))的外涵出口導(dǎo)葉在不同軸向截面絕對(duì)馬赫數(shù)分布，如圖23所示。圖中各軸向截面位置即為葉根50%～100%相對(duì)弦長(zhǎng)位置。由圖可知，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)的過(guò)程，同樣也使外涵出口導(dǎo)葉根部的低速區(qū)域范圍擴(kuò)大，流場(chǎng)惡化，引起葉片失速，從而影響了外涵特性線的穩(wěn)定邊界，使外涵穩(wěn)定裕度降低(如圖21所示)。

圖24給出了85%轉(zhuǎn)速下，工況H(內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)，外涵工況為近喘點(diǎn))的外涵出口導(dǎo)葉不同軸向截面的絕對(duì)馬赫數(shù)分布。由圖可知，內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)時(shí)，外涵出口導(dǎo)葉失速也是由葉片根部的低速區(qū)引起，最終導(dǎo)致外涵近喘。這也說(shuō)明了在85%轉(zhuǎn)速下，內(nèi)涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)會(huì)導(dǎo)致外涵穩(wěn)定裕度下降，但降幅不如設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下明顯的原因在于：無(wú)論內(nèi)涵工況是工作點(diǎn)還是近喘點(diǎn)，都是由外涵出口導(dǎo)葉根部低速區(qū)引起的葉片失速導(dǎo)致外涵近喘。

圖23 工況F和工況G的外涵出口導(dǎo)葉不同軸向截面絕對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.23 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point F and Point G

圖24 工況H的外涵出口導(dǎo)葉不同軸向截面絕對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.24 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point H

3 雙涵匹配機(jī)理分析

3.1 風(fēng)扇氣動(dòng)特性

圖25給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下分別固定內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)、工作點(diǎn)和近堵點(diǎn)時(shí)(對(duì)應(yīng)圖中NS、OP和NC)，改變外涵出口靜壓獲取的風(fēng)扇特性曲線，圖中RF表示風(fēng)扇。由圖可知，無(wú)論內(nèi)涵處于哪個(gè)工況，隨著外涵逼喘，風(fēng)扇的工作狀態(tài)逐漸移向近喘點(diǎn)，風(fēng)扇流量都呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì)。內(nèi)涵工況從近堵點(diǎn)向近喘點(diǎn)演變時(shí)，風(fēng)扇在相同流量工況下的總壓比降低，效率-流量特性線基本保持重合。

需要重點(diǎn)注意的是，當(dāng)內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)，風(fēng)扇近堵流量明顯低于內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)時(shí)的風(fēng)扇近堵流量，這意味著風(fēng)扇和外涵的堵塞程度降低，在外涵工況移向近堵點(diǎn)(出口靜壓降低)的過(guò)程中，風(fēng)扇工作狀態(tài)移向近堵點(diǎn)，風(fēng)扇出口總壓以及增壓級(jí)進(jìn)口導(dǎo)葉S0的進(jìn)口總壓隨之降低，增壓級(jí)出口靜壓保持不變，所以增壓級(jí)的工作狀態(tài)會(huì)移向近喘點(diǎn)，內(nèi)涵流量下降。簡(jiǎn)言之，外涵逼堵會(huì)使內(nèi)涵進(jìn)喘，導(dǎo)致外涵工況無(wú)法繼續(xù)移向近堵點(diǎn)。

另外，對(duì)比圖8和圖25可知，在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，工況C(內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)時(shí)的外涵近堵點(diǎn))較工況D(內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)的外涵近堵點(diǎn))而言，內(nèi)涵流量和風(fēng)扇進(jìn)口流量都更大，兩個(gè)工況的內(nèi)涵流量變化量與風(fēng)扇流量變化量的比值為0.978，這很好地解釋了工況C和工況D的外涵近堵流量相當(dāng)?shù)默F(xiàn)象，如圖7所示。因此，不同內(nèi)涵工況下，外涵近堵流量的差異，取決于風(fēng)扇本身的氣動(dòng)特性。

考察內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)、工作點(diǎn)和近堵點(diǎn)時(shí)外涵逼喘引起的風(fēng)扇流量變化。由圖25可知，內(nèi)涵工況依次為近喘點(diǎn)、工作點(diǎn)和近堵點(diǎn)時(shí)，外涵從工作點(diǎn)向近喘點(diǎn)的逼喘過(guò)程中，風(fēng)扇流量分別下降了7.50%、12.34%和11.47%，風(fēng)扇總壓比分別提高了3.23%、4.41%和4.52%。可以發(fā)現(xiàn)不同內(nèi)涵工況下，外涵逼喘導(dǎo)致風(fēng)扇流量的降低幅度都非常大，風(fēng)扇總壓比的增大幅度相近。

圖25 風(fēng)扇特性線Fig.25 Characteristic curves of fan

3.2 風(fēng)扇內(nèi)涵壓比和流量相關(guān)性

由圖8和圖22的結(jié)果可知，外涵逼喘時(shí)，內(nèi)涵始終呈現(xiàn)流量、總壓比和效率都逐漸增大的變化規(guī)律。

圖26和圖27分別給出了100%轉(zhuǎn)速下的風(fēng)扇內(nèi)涵(RF core)和增壓級(jí)(Booster)特性，其中增壓級(jí)特性線中的流量是以增壓級(jí)進(jìn)口導(dǎo)葉S0前的總壓和總溫進(jìn)行換算得到的，而非風(fēng)扇進(jìn)口的總壓和總溫。需要注意的是，內(nèi)涵由風(fēng)扇內(nèi)涵和增壓級(jí)共同組成，三者的物理流量是相同的。

由圖26可知，無(wú)論內(nèi)涵處于哪個(gè)工況，外涵逼喘時(shí)，風(fēng)扇內(nèi)涵的總壓比、流量、效率都呈增大的趨勢(shì)，風(fēng)扇內(nèi)涵總壓比的增大也意味著增壓級(jí)的進(jìn)口總壓增大，導(dǎo)致增壓級(jí)的工作狀態(tài)向近堵點(diǎn)移動(dòng)，所以內(nèi)涵流量逐漸增大。因此，風(fēng)扇內(nèi)涵總壓比與內(nèi)涵流量始終呈正相關(guān)的變化關(guān)系。由圖26可知，當(dāng)內(nèi)涵工況為近喘點(diǎn)時(shí)，外涵逼喘使增壓級(jí)總壓比減小、效率增大；當(dāng)內(nèi)涵工況為工作點(diǎn)和近堵點(diǎn)時(shí)，外涵逼喘使增壓級(jí)總壓比減小、效率減小。由此可見(jiàn)，內(nèi)涵的總壓比、效率變化趨勢(shì)，與風(fēng)扇內(nèi)涵相同，與增壓級(jí)并未保持一致。

圖26 風(fēng)扇內(nèi)涵特性線Fig.26 Characteristic curves of fan core

圖27 增壓級(jí)特性線Fig.27 Characteristic curves of booster

圖28 不同轉(zhuǎn)速和內(nèi)涵工況下風(fēng)扇內(nèi)涵總壓比變化量和內(nèi)涵流量變化量的關(guān)系曲線Fig.28 Relationship curves of fan core total pressure ratio variation and core mass flow variation at different rotational speeds and core working conditions

3.3 分流環(huán)前緣流動(dòng)

由圖19可知，外涵逼喘使風(fēng)扇根部的出口靜壓較風(fēng)扇中部而言增加更少，因此抵抗根部氣流因離心力產(chǎn)生徑向遷移的徑向壓差提高，氣流的徑向速度減小，同時(shí)外涵逼喘引起風(fēng)扇的工作狀態(tài)移向近喘點(diǎn)，風(fēng)扇流量降低，所以風(fēng)扇出口軸向速度減小。相較而言，徑向速度減小的相對(duì)百分比大于軸向速度減小的相對(duì)百分比。因此，對(duì)于分流環(huán)而言，前緣感受到的氣流攻角減小，駐點(diǎn)位置向上移動(dòng)，分流環(huán)前的氣流向下偏折，更多葉高范圍的氣流流向內(nèi)涵，產(chǎn)生這些現(xiàn)象的本質(zhì)是風(fēng)扇出口靜壓及其徑向分布的變化引起的內(nèi)外涵流量再分配。

圖29給出了100%轉(zhuǎn)速下外涵工況為工作點(diǎn)時(shí)子午面內(nèi)分流環(huán)附近相對(duì)馬赫數(shù)云圖，圖中分流環(huán)前緣附近的局部低速區(qū)為駐點(diǎn)位置，駐點(diǎn)位置前的流線即為外涵與內(nèi)涵的分隔線，分隔線以上的氣流流向外涵，分隔線以下的氣流流向內(nèi)涵。由圖可知，外涵工況從工作點(diǎn)移向近喘點(diǎn)的逼喘過(guò)程中，分流環(huán)前緣駐點(diǎn)位置上移，分隔線與軸向夾角減小，有更多葉高范圍的氣流流向內(nèi)涵，風(fēng)扇增壓級(jí)涵道比減小。

圖29 分流環(huán)附近相對(duì)馬赫數(shù)云圖(內(nèi)涵：工作點(diǎn))Fig.29 Contours of relative Mach number near splitter(core: operation point)

外涵逼喘時(shí)，盡管風(fēng)扇工作狀態(tài)移向近喘點(diǎn)導(dǎo)致風(fēng)扇進(jìn)口流量下降，但在內(nèi)外涵流量再分配機(jī)制的作用下，更多葉高范圍的流量流入內(nèi)涵，最終內(nèi)涵流量增大。

事實(shí)上，對(duì)內(nèi)涵流量真正起決定性影響的是風(fēng)扇內(nèi)涵總壓比，它直接改變了增壓級(jí)的工作狀態(tài)，確定了流量變化趨勢(shì)，內(nèi)外涵流量再分配機(jī)制是實(shí)現(xiàn)內(nèi)涵流量改變的途徑。

3.4 匹配機(jī)理總結(jié)

綜合上述分析可知，在不同轉(zhuǎn)速和內(nèi)涵工況下，改變外涵出口靜壓獲取風(fēng)扇增壓級(jí)特性的過(guò)程中，內(nèi)外涵匹配機(jī)理，本質(zhì)上是由風(fēng)扇的總壓比-流量特性以及內(nèi)外涵流量再分配機(jī)制共同決定的。

無(wú)論內(nèi)涵固定在哪個(gè)工況，外涵工況移向近喘點(diǎn)的過(guò)程中，風(fēng)扇工作狀態(tài)移向近喘點(diǎn)，風(fēng)扇內(nèi)涵總壓比增大，意味著增壓級(jí)的進(jìn)口總壓增大，其工作狀態(tài)向近堵點(diǎn)移動(dòng)，最終導(dǎo)致內(nèi)涵流量增大，而且轉(zhuǎn)速越高，風(fēng)扇內(nèi)涵總壓比變化越大，引起的內(nèi)涵流量變化也越大。在外涵逼喘的過(guò)程中，盡管風(fēng)扇進(jìn)口流量下降，但風(fēng)扇出口靜壓及其徑向分布的變化造成內(nèi)外涵流量再分配，使更多葉高范圍的氣流流向內(nèi)涵，實(shí)現(xiàn)了內(nèi)涵流量增大的變化。

考慮到內(nèi)涵工況對(duì)外涵特性具有較明顯的影響，尤其是內(nèi)涵工況在近喘點(diǎn)附近時(shí)，外涵工況移向近堵點(diǎn)會(huì)導(dǎo)致內(nèi)涵進(jìn)喘，所以在風(fēng)扇增壓級(jí)試驗(yàn)中，建議在多個(gè)內(nèi)涵工況下錄取外涵性能曲線，但內(nèi)涵不能固定在近喘點(diǎn)附近的工況，否則無(wú)法錄取外涵近堵點(diǎn)附近的性能曲線。

4 結(jié) 論

本文以某型民機(jī)大涵道比風(fēng)扇增壓級(jí)為研究對(duì)象，在不同轉(zhuǎn)速以及不同內(nèi)涵工況下，采用數(shù)值計(jì)算的方法開(kāi)展內(nèi)外涵匹配研究，得到了以下結(jié)論：

1) 內(nèi)涵工況對(duì)外涵特性的影響規(guī)律：內(nèi)涵工況從近堵點(diǎn)向近喘點(diǎn)變化的過(guò)程中，外涵特性線近似呈“逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)”的變化規(guī)律，外涵穩(wěn)定裕度降低，風(fēng)扇近堵流量減小。

2) 內(nèi)涵工況移向近喘點(diǎn)會(huì)影響外涵流場(chǎng)，使外涵出口導(dǎo)葉的根部流場(chǎng)更容易失速，導(dǎo)致外涵穩(wěn)定裕度降低，且在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下比部分轉(zhuǎn)速下穩(wěn)定裕度降低更多。

3) 當(dāng)內(nèi)涵工況固定為近喘點(diǎn)時(shí)，在外涵工況移向近堵點(diǎn)的過(guò)程中，內(nèi)涵流量會(huì)減小，即外涵逼堵會(huì)引起內(nèi)涵進(jìn)喘，導(dǎo)致外涵工況無(wú)法繼續(xù)移向近堵點(diǎn)。

4) 外涵逼喘的過(guò)程中，風(fēng)扇內(nèi)涵特性的變化基本決定了內(nèi)涵特性的變化規(guī)律：內(nèi)涵流量、總壓比和效率呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)，且隨著轉(zhuǎn)速升高，風(fēng)扇內(nèi)涵總壓比增大更多，使內(nèi)涵流量也增大更明顯。

5) 風(fēng)扇增壓級(jí)的雙涵匹配機(jī)理，本質(zhì)上由風(fēng)扇的總壓比-流量特性以及內(nèi)外涵流量再分配機(jī)制共同決定。