郭 偉 孫藝寧 鄧?yán)蚱?/p>

（1.西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院；2.四川輕化工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院）

0 引言

短距起飛/垂直降落（STOVL，Short Takeoff and Vertical Landing）戰(zhàn)斗機(jī)結(jié)合了固定翼和旋翼飛機(jī)的優(yōu)點(diǎn)[1]，因其在應(yīng)對(duì)復(fù)雜起降環(huán)境（甲板、戰(zhàn)場(chǎng)、山區(qū)等）時(shí)的優(yōu)越性與可空中懸停的優(yōu)點(diǎn)，一經(jīng)問(wèn)世就受到各航空大國(guó)的追捧[2-3]。對(duì)于STOVL戰(zhàn)斗機(jī)來(lái)說(shuō)，其內(nèi)部升力推進(jìn)技術(shù)非常復(fù)雜，目前世界上只有美、英、俄能夠進(jìn)行STOVL戰(zhàn)斗機(jī)的自主研發(fā)。國(guó)際上目前較為成熟的STOVL戰(zhàn)斗機(jī)所采用的推進(jìn)系統(tǒng)主要分以下三種：一體式推進(jìn)系統(tǒng)、組合式推進(jìn)系統(tǒng)以及帶升力風(fēng)扇的復(fù)合式推進(jìn)系統(tǒng)[4-8]。其中技術(shù)最為成熟可靠、性能優(yōu)異的STOVL戰(zhàn)斗機(jī)是帶升力風(fēng)扇的復(fù)合式推進(jìn)系統(tǒng)的美國(guó)的F-35B戰(zhàn)機(jī)，其采用升力風(fēng)扇、矢量噴管、兩側(cè)機(jī)翼上的調(diào)姿噴管來(lái)實(shí)現(xiàn)短距起飛/垂直降落，其中升力風(fēng)扇起著至關(guān)重要的作用。但一般的對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇由于要產(chǎn)生較大的垂直升力，就不可避免地要產(chǎn)生較大的陀螺力矩，對(duì)飛機(jī)的正常運(yùn)行產(chǎn)生影響。因此，我們采用雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)來(lái)抵消產(chǎn)生的陀螺力矩。但采用對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇提高了流動(dòng)的復(fù)雜度，提高了氣動(dòng)設(shè)計(jì)和實(shí)際應(yīng)用的難度[9-11]。升力風(fēng)扇中可能出現(xiàn)的主要典型流動(dòng)結(jié)構(gòu)包括尾緣分離、角區(qū)分離、泄漏渦等[12]。這些流動(dòng)結(jié)構(gòu)會(huì)對(duì)升力風(fēng)扇氣動(dòng)性能產(chǎn)生很大影響，但國(guó)內(nèi)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇的有關(guān)研究尚處于起步階段，對(duì)其內(nèi)部流場(chǎng)和氣動(dòng)性能的細(xì)節(jié)及具體機(jī)理并不明確。因此，開(kāi)展針對(duì)雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇內(nèi)部流場(chǎng)和氣動(dòng)性能的相關(guān)研究，對(duì)我國(guó)研發(fā)STOVL飛機(jī)具有重要意義。

國(guó)外對(duì)升力風(fēng)扇的研究起步較早，已經(jīng)進(jìn)行了大量的研究工作。美國(guó)通用電氣公司的Russell和Kochanski[13]對(duì)在XV-5A垂直起降試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行過(guò)懸停到亞音速飛行這一飛行區(qū)域的飛行驗(yàn)證的升力風(fēng)扇系統(tǒng)的測(cè)試與評(píng)估。較為詳細(xì)地描述了升力風(fēng)扇在XV-5A試驗(yàn)機(jī)上實(shí)驗(yàn)時(shí)遇到的問(wèn)題及如何有效解決以及規(guī)避掉這些問(wèn)題。美國(guó)瑞安航空公司的Peterson[14]講述了升力風(fēng)扇垂直起落飛機(jī)的未來(lái)發(fā)展概念。美國(guó)弗吉尼亞理工學(xué)院暨州立大學(xué)的Lee等[15]在2016年完成了對(duì)升力風(fēng)扇型飛機(jī)概念設(shè)計(jì)的氣體動(dòng)力學(xué)分析工作。

目前，國(guó)內(nèi)對(duì)升力風(fēng)扇的探索與研究尚處于起步階段，關(guān)于升力風(fēng)扇性能與流動(dòng)特性的研究較少。中國(guó)航天科工集團(tuán)第三研究所31所的牛東科和霍普[16]介紹了升力風(fēng)扇基本工作原理，建立了基本分析模型，并對(duì)此模型進(jìn)行了深入的理論分析，初步得到了能夠表示核心部件和升力風(fēng)扇基本特性之間的內(nèi)在聯(lián)系規(guī)律。并在此模型的基礎(chǔ)上初步設(shè)計(jì)了一種升力風(fēng)扇。南京航空航天大學(xué)的符大偉和張海波[17]通過(guò)進(jìn)一步的動(dòng)態(tài)仿真，得到了相同工況下非設(shè)計(jì)點(diǎn)處對(duì)轉(zhuǎn)風(fēng)扇的升力和軸功率更大的結(jié)論。西北工業(yè)大學(xué)的高麗敏[18]等，回顧了F-35B所用對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇的發(fā)展歷史以及圍繞其展開(kāi)的科學(xué)研究，提出了對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇的研究中缺少實(shí)驗(yàn)研究和復(fù)雜流動(dòng)結(jié)構(gòu)機(jī)理不明等問(wèn)題。國(guó)內(nèi)針對(duì)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇的研究相對(duì)較少，可供參考的文獻(xiàn)與相關(guān)重要數(shù)據(jù)有限。因此，開(kāi)展“雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇性能和流動(dòng)結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬研究”具有重要意義。

本文以設(shè)計(jì)的某對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬的方式對(duì)該對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在設(shè)計(jì)、非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下進(jìn)行分析研究，探索研究了雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在不同轉(zhuǎn)速比及不同工況下的損失分布情況，流動(dòng)特性及隨轉(zhuǎn)速比變化的趨勢(shì)。為進(jìn)一步優(yōu)化對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)支撐和理論依據(jù)，也為我國(guó)獨(dú)立研發(fā)STOVL戰(zhàn)機(jī)打下堅(jiān)實(shí)的基礎(chǔ)。

1 數(shù)值模擬方法

本文研究對(duì)象為某雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇。針對(duì)研究對(duì)象轉(zhuǎn)子根尖扭轉(zhuǎn)角度較大的實(shí)際情況，在計(jì)算過(guò)程中采用貼體O型網(wǎng)格拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，間隙內(nèi)采用蝶形網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)約為300萬(wàn)，離開(kāi)葉片表面第一層網(wǎng)格的距離為2.5×10-6m，最小正交性角度為18.3°，最大長(zhǎng)寬比為1 505.0，最大延展比為2.409 7。計(jì)算所用的三維網(wǎng)格如圖1所示。

圖1 計(jì)算網(wǎng)格三維視圖Fig.1 Blade&endwall surface mesh of lift fan

數(shù)值計(jì)算過(guò)程中采用FINE/TURBO軟件包，應(yīng)用Jameson有限體積差分格式并結(jié)合Spalart-Allmaras湍流模型對(duì)相對(duì)坐標(biāo)系下的三維雷諾平均Navier-Stokes方程進(jìn)行求解，空間離散采用中心差分格式，時(shí)間項(xiàng)采用4階Runge-Kutta方法迭代求解，CFL數(shù)取3.0，同時(shí)采用隱式殘差光順?lè)椒ㄒ约岸嘀鼐W(wǎng)格技術(shù)以加速收斂過(guò)程。邊界條件進(jìn)行如下設(shè)定，即進(jìn)口給定總壓（101 325.0Pa）、總溫（288.15K）以及氣流角（軸向進(jìn)氣），出口給定靜壓，各個(gè)工況進(jìn)口邊界條件相同，出口邊界反壓不同，通過(guò)改變出口靜壓得到相同轉(zhuǎn)速下不同工況特性及流場(chǎng)參數(shù)分布，當(dāng)改變給定出口靜壓數(shù)值的計(jì)算結(jié)果不收斂時(shí)，認(rèn)定此時(shí)壓氣機(jī)進(jìn)入喘振工況，前一點(diǎn)即為近失速點(diǎn)。

2 結(jié)果與討論

2.1 對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇特性分析

圖2、圖3分別給出了對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在不同轉(zhuǎn)速比條件下的流量/效率特性曲線和流量/壓比特性曲線圖，從圖中可以看出雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇特性受到轉(zhuǎn)速比變化、效率及壓比特性的影響，但在不同轉(zhuǎn)速比下的整體特性曲線趨勢(shì)大致相同。隨著兩轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速差的增大，升力風(fēng)扇整體的效率與壓比明顯下降。在流量相同的條件下，7 000-9 000RPM與9 000-7 000RPM壓比特性變化不大，但低流量時(shí)效率特性差距較大。

圖2 不同轉(zhuǎn)速比對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇流量/效率特性曲線圖Fig.2 Operating characteristic of counter-rotating lift fan in efficiency at different flow rate

圖3 不同轉(zhuǎn)速比對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇流量/壓比特性曲線圖Fig.3 Operating characteristic of counter-rotating lift fan in pressure ratio at different flow rate

2.2 對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇各葉排氣流角分布

圖4～圖9分別給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比下（9 000-9 000轉(zhuǎn)速比）堵塞點(diǎn)、近峰值效率點(diǎn)及近失速工況等工況下轉(zhuǎn)子與靜子的進(jìn)口氣流角分布。經(jīng)過(guò)分析可知，沿展向自葉根至葉尖，第一級(jí)轉(zhuǎn)子葉片出口相對(duì)氣流角由負(fù)氣流角向正氣流角轉(zhuǎn)變；第二級(jí)轉(zhuǎn)子葉片進(jìn)口氣流角由正氣流角向負(fù)氣流角轉(zhuǎn)變。分析變化原因，因?yàn)樵擄L(fēng)扇葉片采用長(zhǎng)葉片，葉片安裝角沿展向的變化較大，導(dǎo)致了出口幾何角由正向負(fù)或由負(fù)向正的轉(zhuǎn)變。采用設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速對(duì)轉(zhuǎn)時(shí)，靜子出口幾何角擬使得氣流角沿軸向分布。第一級(jí)、第二級(jí)靜子葉片出口氣流角在0°附近，與設(shè)計(jì)值保持一致。對(duì)比圖4～圖9可以看出在沿展向變化的過(guò)程中，轉(zhuǎn)子中氣流角變化幅值先逐漸增大再逐漸減小，靜子變化幅度先快速增大再維持基本不變?cè)倏焖贉p小。

圖4 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比近堵塞工況轉(zhuǎn)子進(jìn)口氣流角分布Fig.4 Inflow angle distribution of rotors at design rotate speed ratio near blocking condition

圖5 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比近堵塞工況靜子進(jìn)口氣流角分布Fig.5 Inflow angle distribution of stators at design rotate speed ratio near blocking condition

圖6 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比近峰值效率工況轉(zhuǎn)子進(jìn)口氣流角分布Fig.6 Inflow angle distribution of rotors at design rotate speed near peak efficiency condition

圖7 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比近峰值效率工況靜子進(jìn)口氣流角分布Fig.7 Inflow angle distribution of stators at design rotate speed near peak efficiency condition

圖8 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比近失速工況轉(zhuǎn)子進(jìn)口氣流角分布Fig.8 Inflow angle distribution of rotors at design rotate speed near stall condition

圖9 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比近失速工況靜子進(jìn)口氣流角分布Fig.9 Inflow angle distribution of stators at design rotate speed near stall condition

圖10 9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比喘振邊界工況轉(zhuǎn)子進(jìn)口氣流角分布Fig.10 Inflow angle distribution of rotors at 9 000-7 000 RPM rotate speed near stall condition

圖11 9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比喘振邊界工況靜子進(jìn)口氣流角分布Fig.11 Inflow angle distribution of stators at 9 000-7 000RPM rotate speed near stall condition

圖12 7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比喘振邊界工況轉(zhuǎn)子進(jìn)口氣流角分布Fig.12 Inflow angle distribution of rotors at 7 000-9 000 RPM rotate speed near stall condition

圖13 7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比喘振邊界工況靜子進(jìn)口氣流角分布Fig.13 Inflow angle distribution of stators at 7 000-9 000 RPM rotate speed near stall condition

圖14 9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比峰值效率工況轉(zhuǎn)子進(jìn)口氣流角分布Fig.14 Inflow angle distribution of rotors at 9 000-7 000RPM design rotate speed near peak efficiency condition

圖15 9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比峰值效率工況靜子進(jìn)口氣流角分布Fig.15 Inflow angle distribution of stators at 9000-7000 RPM design rotate speed near peak efficiency condition

圖16 7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比峰值效率工況轉(zhuǎn)子進(jìn)口氣流角分布Fig.16 Inflow angle distribution of rotors at 7 000-9 000 RPM design rotate speed near peak efficiency condition

圖17 7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比峰值效率工況靜子進(jìn)口氣流角分布Fig.17 Inflow angle distribution of rotors at 7 000-9 000RPM design rotate speed near peak efficiency condition

圖10～圖17分別給出了在不同轉(zhuǎn)速比下近失速工況及近峰值效率工況處各葉片排周向平均進(jìn)口氣流角分布圖。分析發(fā)現(xiàn)，即使轉(zhuǎn)速比改變，兩排轉(zhuǎn)子仍分別在正氣流角與負(fù)氣流角工作，但隨著葉高的增加而逐漸發(fā)生由正氣流角向負(fù)氣流角或由負(fù)氣流角向正氣流角的轉(zhuǎn)變，變化速度均先加快后減慢。采用7000-9000RPM轉(zhuǎn)速比時(shí)的氣流角與采用設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比時(shí)相似，采用9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比時(shí)氣流角分布較為規(guī)律，葉片氣流角的整體改變不大。比較圖10～圖17可知，第二級(jí)靜子的進(jìn)口氣流角分布波動(dòng)幅度比第一級(jí)靜子處的進(jìn)口氣流角的波動(dòng)幅度更為明顯，而兩級(jí)轉(zhuǎn)子處的進(jìn)口氣流角分布較為均勻。

綜上所述，當(dāng)兩排轉(zhuǎn)子葉片其中一個(gè)的轉(zhuǎn)速發(fā)生改變而引起對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇轉(zhuǎn)速比發(fā)生改變時(shí)，對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇各葉片排進(jìn)口處氣流角變化規(guī)律基本相同，且平均氣流角變化幅值也不會(huì)發(fā)生逐級(jí)放大的現(xiàn)象，與常規(guī)風(fēng)扇相同。

2.3 對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇流動(dòng)分析研究

2.3.1 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比下對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇流動(dòng)特性研究

圖18 近峰值效率點(diǎn)處相對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.18 Relative Mach number contours at different spanwise near peak efficiency condition

圖18給出了在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比下雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在近峰值效率點(diǎn)下5%、50%、95%葉展S1流面的相對(duì)馬赫數(shù)分布圖。從圖中可以看出，在5%葉展處，兩級(jí)轉(zhuǎn)子的流場(chǎng)分布較好，但兩靜子的流場(chǎng)在靜子葉片尾緣處出現(xiàn)明顯的分離區(qū)。深入分析分離區(qū)產(chǎn)生的原因可知，是由于該風(fēng)扇葉根反力度較低，在靜子通道內(nèi)集中了大量的擴(kuò)壓負(fù)荷而產(chǎn)生的分離。在50%葉展處，相對(duì)馬赫數(shù)分布較為合理，未出現(xiàn)明顯的流動(dòng)分離區(qū)。在95%葉展截面上，在第一級(jí)轉(zhuǎn)子上未出現(xiàn)明顯的泄漏渦，在第二級(jí)轉(zhuǎn)子通道內(nèi)卻產(chǎn)生了局部低速區(qū)，分析原因主要是泄漏渦經(jīng)過(guò)所引起的，但并未出現(xiàn)明顯的高損失區(qū)。兩轉(zhuǎn)子所表現(xiàn)出不同流動(dòng)特性對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇環(huán)壁的附面層隨著流動(dòng)的發(fā)展而逐漸增厚所引起的。與之相對(duì)應(yīng)的靜子，第一級(jí)靜子流動(dòng)僅在葉片尾緣存在微弱的分離區(qū)，整體流動(dòng)分布較好，而第二級(jí)靜子葉片吸力面分離區(qū)明顯增加，分析原因同樣是由環(huán)壁附面層厚度增加引起的。但從整個(gè)工況的角度來(lái)看，整個(gè)流道內(nèi)流動(dòng)情況良好，馬赫數(shù)等值線分布合理，無(wú)誘發(fā)高損失的流動(dòng)現(xiàn)象產(chǎn)生。

圖19 近失速工況處相對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.19 Relative Mach number contours at different spanwise near stall condition

圖19給出了在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比下雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在近失速工況下5%、50%、95%葉展S1流面的相對(duì)馬赫數(shù)分布圖。在5%葉展處第二級(jí)靜子葉片吸力面尾緣處出現(xiàn)較大低速區(qū)，出現(xiàn)較為嚴(yán)重的流動(dòng)分離。相較于近峰值效率點(diǎn)，兩排轉(zhuǎn)子葉片的吸力面尾緣處的低馬赫數(shù)區(qū)域略有增加，附面層分離位置稍向前移動(dòng)。分析5%葉展截面馬赫數(shù)分布情況發(fā)現(xiàn)，在近失速工況下，在第二級(jí)靜子吸力面尾緣部分出現(xiàn)嚴(yán)重的分離流動(dòng)現(xiàn)象，產(chǎn)生面積較大的低速區(qū)，低馬赫數(shù)區(qū)在整個(gè)截面流道上的占比近50%。從兩級(jí)轉(zhuǎn)子的葉片尖部截面的相對(duì)馬赫數(shù)分布情況可以看出，低速區(qū)的面積是逐級(jí)增大的。

圖20給出了在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比下雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在近堵塞點(diǎn)處5%、50%、95%葉展S1流面的相對(duì)馬赫數(shù)分布圖。除第二級(jí)靜子尾緣部分產(chǎn)生輕微的流動(dòng)分離現(xiàn)象，其余葉排的流動(dòng)情況較好。

圖20 近堵塞點(diǎn)處相對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.20 Relative Mach number contours at different spanwise near blocking condition

圖21給出了雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比下在近峰值效率點(diǎn)處5%、50%以及95%葉展S1流面的總壓分布圖。葉根部分的總壓分布較為清晰明顯，但總壓較低；葉中部分的總壓分布較高；葉尖部分的總壓分布變化不清晰。經(jīng)過(guò)分析可知，由于葉片兩端損失較大，而使得葉中部分的整體總壓較高。

圖21 近失速工況處總壓分布Fig.21 Total pressure contours at different spanwise near stall condition

2.3.2 非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下喘振點(diǎn)流動(dòng)特性研究

圖22給出了在9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比下以及在7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比下雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在近失速工況下5%及95%葉展處S1流面的相對(duì)馬赫數(shù)分布圖。圖23給出了在9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比下以及在7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比下雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在近失速工況下5%及95%葉展處S1流面的總壓分布圖。

圖22 近失速工況處相對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.22 Relative Mach number contours at different spanwise near stall condition

通過(guò)與設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比下的相對(duì)馬赫數(shù)分布圖與總壓分布圖的對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)兩級(jí)轉(zhuǎn)子采用不同的轉(zhuǎn)速時(shí)，流場(chǎng)的流動(dòng)分離等現(xiàn)象的變化更為明顯。經(jīng)過(guò)分析，可以看出，在5%葉展通道內(nèi)，在9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比下，第一級(jí)靜子及第二級(jí)轉(zhuǎn)子均產(chǎn)生了比較明顯的流動(dòng)分離現(xiàn)象。在7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比下第二級(jí)靜子葉片尾緣部分的流動(dòng)分離起始點(diǎn)明顯前移，而其余葉片的流動(dòng)分離尚不明顯。

圖23 近失速工況處總壓分布Fig.23 Total pressure contours at different spanwise near stall condition

通過(guò)對(duì)比可知，在5%葉展通道內(nèi)，葉根部分因轉(zhuǎn)速改變受到的影響較小，而葉尖部分受到的影響較為顯著；在95%葉展通道內(nèi)，第二級(jí)靜子后產(chǎn)生嚴(yán)重的流動(dòng)分離現(xiàn)象，形成面積較大的低速區(qū)。第二級(jí)轉(zhuǎn)子的相對(duì)馬赫數(shù)線與總壓線分布不規(guī)律，在轉(zhuǎn)子葉片上存在著明顯葉尖泄漏渦。

通過(guò)分析可知，當(dāng)升力風(fēng)扇兩轉(zhuǎn)子以不同速度轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，會(huì)產(chǎn)生流動(dòng)分離等現(xiàn)象而引起流動(dòng)損失，葉根部分受到不同轉(zhuǎn)速比的影響較小，而葉尖部分的影響較為顯著。同時(shí)，在流量相同的情況下，對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比下的流場(chǎng)分布情況要優(yōu)于在7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比下的流場(chǎng)。葉片上出現(xiàn)的流動(dòng)分離、葉尖泄漏渦等現(xiàn)象使流動(dòng)損失顯著增加。

2.3.3 非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下最高效率點(diǎn)流動(dòng)特性分析

圖24給出了在9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比以及7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比下雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在近峰值效率點(diǎn)處，5%以及95%葉展S1流面的相對(duì)馬赫數(shù)分布。

圖24 近峰值效率點(diǎn)處相對(duì)馬赫數(shù)分布Fig.24 Relative Mach number contours at different spanwise near peak efficiency condition

通過(guò)與在近失速工況處的相對(duì)馬赫數(shù)分布情況比較可知，雖然在近峰值效率點(diǎn)處的流動(dòng)分離現(xiàn)象有所緩解，但在7 000-9 000RPM轉(zhuǎn)速比下的流動(dòng)分離現(xiàn)象依舊較為嚴(yán)重。同時(shí)可以看出，在9 000-7 000RPM轉(zhuǎn)速比下，對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在近峰值效率點(diǎn)處發(fā)生失速現(xiàn)象。

2.4 對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇熵值的分布

圖25、圖26、圖27給出了在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇熵值的分布，通過(guò)對(duì)熵值分布云圖的分析比較我們可以較為直觀地得出升力風(fēng)扇內(nèi)部的流動(dòng)損失情況?？梢钥闯?，對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速比下運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，在堵塞工況下的流動(dòng)損失主要分布在第二級(jí)靜子的葉根及葉尖部分，以及第二級(jí)轉(zhuǎn)子的葉尖部分，且第二級(jí)靜子部分的損失明顯增大；在近峰值效率點(diǎn)處的流動(dòng)損失主要分布在第二級(jí)轉(zhuǎn)子葉片的葉尖部分以及第二級(jí)靜子葉尖部分；在近失速工況下的流動(dòng)損失的分布大體與在近峰值效率點(diǎn)處的流動(dòng)損失相類似，但相比較而言，在近失速工況下的流動(dòng)損失情況更為顯著一些。

圖25 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下近堵塞工況熵值分布Fig.25 Entropy contours at design speed ratio near blocking condition

圖26 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下近峰值效率點(diǎn)熵值分布Fig.26 Entropy contours at design speed ratio near peak efficiency condition

圖27 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下近失速工況熵值分布Fig.27 Entropy contours at design speed ratio near stall condition

綜上所述，在對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中，內(nèi)部的流動(dòng)損失主要分布在第二級(jí)轉(zhuǎn)子葉片的葉尖部分以及第二級(jí)靜子葉片上。該結(jié)論印證了先前所進(jìn)行的內(nèi)部流場(chǎng)分析情況。

3 結(jié)論

針對(duì)某雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇，采用數(shù)值模擬的方法研究了設(shè)計(jì)與非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速在不同工況下的雙級(jí)對(duì)轉(zhuǎn)升力風(fēng)扇內(nèi)部流場(chǎng)參數(shù)的分布情況以及特性參數(shù)，通過(guò)對(duì)比分析得到了相應(yīng)的結(jié)果。結(jié)果表明：

1）通過(guò)對(duì)在不同轉(zhuǎn)速比以及不同工況條件下各葉排氣流角的分析，可以知道升力風(fēng)扇內(nèi)部的對(duì)轉(zhuǎn)式布局增加了流場(chǎng)的復(fù)雜度，且前面級(jí)氣流角的變化沿流動(dòng)方向被逐級(jí)放大。

2）在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，在近峰值效率點(diǎn)處整個(gè)流道內(nèi)部流動(dòng)情況較好。但由于受到第一級(jí)轉(zhuǎn)子出口流場(chǎng)的影響，在第二級(jí)轉(zhuǎn)子葉尖部分形成顯著的葉尖泄漏流，第二級(jí)靜子上出現(xiàn)大面積的流動(dòng)分離，產(chǎn)生大量損失。

3）在非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，兩轉(zhuǎn)子采用不同轉(zhuǎn)速比進(jìn)行運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，流動(dòng)損失隨之增加，效率特性的變化大于壓比特性；隨著轉(zhuǎn)速差的增大，內(nèi)部的流動(dòng)損失也逐漸增大，效率特性和壓比特性有不同程度的降低。

4）在轉(zhuǎn)速差相同的情況（即7 000-9 000RPM與9 000-7 000RPM）下，采用7 000-9 000RPM時(shí)相較于9 000-7 000RPM，第二級(jí)轉(zhuǎn)子葉片形成明顯的葉尖泄漏渦，第二級(jí)靜子葉片在近失速工況下的吸力面的分離點(diǎn)明顯前移，低速區(qū)面積增大，占比超過(guò)整個(gè)流道面積的50%。流動(dòng)損失主要分布在第二級(jí)轉(zhuǎn)子的葉尖部分和第二級(jí)靜子葉片上。