于傳萍

（中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，遼寧 沈陽 110015）

0 引言

中介機(jī)匣是渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)重要部件之一，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上不僅要起到承力、通油、通氣作用，在氣動(dòng)設(shè)計(jì)上還要保證高、低壓部件流場匹配。由于結(jié)構(gòu)上的需求，中介機(jī)匣支板厚度都較大。特別是支板與上游靜子之間的相互影響對(duì)風(fēng)扇的氣動(dòng)穩(wěn)定性、振動(dòng)以及噪聲有較大的影響[4]。但有時(shí)為了保證發(fā)動(dòng)機(jī)的軸向長度，降低重量或換發(fā)配裝要求，需要縮短末級(jí)靜子和中介機(jī)匣支板之間的軸向距離，這會(huì)增加支板對(duì)上游流場的影響，增大了風(fēng)扇氣動(dòng)穩(wěn)定性的風(fēng)險(xiǎn)[5]。

以某風(fēng)扇增壓級(jí)末級(jí)靜子與支板軸向間距縮短設(shè)計(jì)為背景，研究了增壓級(jí)末級(jí)靜子和支板的耦合設(shè)計(jì)對(duì)流場產(chǎn)生的影響，分析耦合設(shè)計(jì)前后流場的流動(dòng)特性，并分析耦合前后對(duì)上游產(chǎn)生畸變場的情況。

1 研究對(duì)象和計(jì)算方法

某風(fēng)扇增壓級(jí)在設(shè)計(jì)過程中為提高內(nèi)涵喘振裕度，在原基準(zhǔn)方案的基礎(chǔ)上，采用了增加增壓級(jí)轉(zhuǎn)、靜子軸向弦長，降低展弦比的改進(jìn)措施，為保證改進(jìn)后部件軸向長度與原基準(zhǔn)方案不變，改進(jìn)后的方案縮小了增壓級(jí)末級(jí)靜子與中介支板軸向間距。假設(shè)b為末級(jí)靜子與支板間軸向間距，t為最后一排靜子弦長，軸向間距縮短量用b/t表示，則耦合前后b/t由1.85 下降到1.4。為降低支板對(duì)上游流場的影響，采用了增壓級(jí)末級(jí)靜子與支板耦合設(shè)計(jì)的方法，如圖1 所示。

圖1 耦合前后方案

從圖1 中可見，耦合前、后增壓級(jí)末級(jí)靜子子午面投影形狀從直前尾緣變?yōu)閺?fù)合掠形。末級(jí)靜子和支板的耦合是在子午面上將支板的前緣按照末級(jí)靜子尾緣的彎掠形式進(jìn)行調(diào)整，保證末級(jí)靜子尾緣同支板前緣彎掠形式基本一致。耦合前、后的設(shè)計(jì)方案均采用NUMECA 進(jìn)行三維數(shù)值模擬，網(wǎng)格的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)保持一致，網(wǎng)格為420 萬個(gè)。湍流模型選擇S-A 模型，邊界條件設(shè)置完全一致。

為了比較增壓級(jí)末級(jí)靜子與支板耦合設(shè)計(jì)的優(yōu)勢，本研究保持末級(jí)靜子與支板間最小軸向間距不變，僅將末級(jí)靜子子午向做掠形設(shè)計(jì)，而支板前緣保持不變的中間方案，見圖2。并將中間方案三維計(jì)算結(jié)果同耦合前、后方案進(jìn)行對(duì)比、分析。

圖2 中間方案

2 計(jì)算結(jié)果分析

為了證實(shí)增壓級(jí)末級(jí)靜子和支板耦合的優(yōu)勢，本文分別從內(nèi)涵特性對(duì)比、流場分析和靜子進(jìn)口不均度三個(gè)方面進(jìn)行了對(duì)比分析。

2.1 特性對(duì)比

將三種方案：耦合前方案、中間方案和耦合后方案設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速和非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速的內(nèi)涵特性進(jìn)行對(duì)比分析，見圖3。

圖3 內(nèi)涵特性

從圖3 可以看出：在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速，整個(gè)轉(zhuǎn)速范圍中間方案的流量、壓比和效率特性均不如耦合前后的方案。而耦合后方案的喘振裕度比耦合前方案增加了2.4 個(gè)百分點(diǎn)，最高效率兩者基本一致。由此可知，耦合設(shè)計(jì)可以在軸間距縮小后，保證效率不變，喘振裕度提高。但從與中間方案特性的對(duì)比可以推斷：喘振裕度的提高受到兩方面影響:（1）增壓級(jí)末級(jí)靜子與支板軸向間距的影響；（2）末級(jí)靜子與支板是否耦合設(shè)計(jì)的影響。其中，末級(jí)靜子與支板的耦合設(shè)計(jì)對(duì)喘振裕度的影響大于末級(jí)靜子與支板軸向間距的影響。需注意的是，在非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速三個(gè)方案特性差異不大，流量、喘振裕度和效率基本相當(dāng)。

2.2 流場分析

對(duì)耦合前、后支板的流場進(jìn)行分析，分別取沿葉高20%、50%和80%截面等馬赫數(shù)分布圖進(jìn)行分析，見圖4～圖6。左側(cè)為耦合前方案各截面等馬赫數(shù)分布，右側(cè)為耦合后方案各截面等馬赫數(shù)分布。

圖4 20%葉高截面等馬赫數(shù)

圖5 50%葉高截面等馬赫數(shù)

圖6 80%葉高截面等馬赫數(shù)

20%葉高截面，支板進(jìn)口馬赫數(shù)增大，但未出現(xiàn)分離，馬赫數(shù)分布相似。

50%葉高截面，耦合后支板進(jìn)口馬赫數(shù)有所下降，由于攻角偏負(fù)，產(chǎn)生的激波強(qiáng)度也減弱，葉背分離區(qū)也相應(yīng)的減小。

80%葉高截面，支板進(jìn)口馬赫數(shù)從耦合前的0.398 增加到0.492。

增壓級(jí)末級(jí)靜子耦合前后總壓恢復(fù)系數(shù)沿葉高的分布（圖7），主流區(qū)20% ～ 90%葉高區(qū)間，耦合后總壓恢復(fù)系數(shù)略低于耦合前方案，但在根尖區(qū)域耦合后方案的總壓恢復(fù)系數(shù)明顯大于耦合前方案。

圖7 增壓級(jí)末級(jí)靜子展向的總壓恢復(fù)系數(shù)分布

耦合前后支板總壓恢復(fù)系數(shù)沿葉高的分布（圖8），20%葉高以下支板的總壓恢復(fù)系數(shù)耦合后較小；20% ～ 50%葉高總壓恢復(fù)系數(shù)耦合后較大；50%葉高以上總壓恢復(fù)系數(shù)略低與耦合前。雖然支板主流區(qū)總壓恢復(fù)系數(shù)耦合前后增大減小基本可以相互抵消，但尖處的總壓恢復(fù)系數(shù)有所降低。從內(nèi)涵特性的結(jié)果可以看出耦合設(shè)計(jì)對(duì)于整個(gè)流場品質(zhì)有所改善，減小了流場損失。

圖8 支板沿展向總壓恢復(fù)系數(shù)分布

耦合前后不同流量下增壓級(jí)末級(jí)靜子與支板聯(lián)算的總壓恢復(fù)系數(shù)（圖9）。隨著流量的增加，總壓恢復(fù)系數(shù)逐漸降低。耦合后方案總壓恢復(fù)系數(shù)低于耦合前方案。

圖9 耦合前后總壓恢復(fù)系數(shù)

綜上所述，增壓級(jí)末級(jí)靜子根尖總壓恢復(fù)系數(shù)的提高，以及支板主流區(qū)和末級(jí)靜子的主流區(qū)總壓恢復(fù)系數(shù)的降低，綜合導(dǎo)致了末級(jí)靜子和支板聯(lián)算的總壓恢復(fù)系數(shù)降低。這更說明，耦合后方案內(nèi)涵喘振裕度的提高不是由于末級(jí)靜子前緣掠形所引起的，而是耦合后支板對(duì)上游流場影響減小所引起的。

2.3 末級(jí)靜子進(jìn)口不均度對(duì)比

為了比較不同方案增壓級(jí)末級(jí)靜子進(jìn)口靜壓不均勻度，引入靜壓不均勻度概念-不均勻度指數(shù)PsV，其定義為:

計(jì)算增壓級(jí)末級(jí)靜子進(jìn)口展向80%、50%、20%高度的三個(gè)截面的不均度指數(shù)PsV，見表1。耦合后方案，末級(jí)靜子各截面不均度指數(shù)均下降，下降了3～8倍。這說明，耦合后末級(jí)靜子進(jìn)口靜壓分布更加均勻。

表1 末級(jí)靜子進(jìn)口不均度指數(shù)（PsV）

對(duì)末級(jí)靜子進(jìn)口靜壓無量綱處理為P/P0，其中P0為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓力。3 個(gè)截面80%、50%、20%的靜壓分布對(duì)比，見圖10～圖12。

圖10 末級(jí)靜子進(jìn)口80%葉高不均度分布

圖11 末級(jí)靜子進(jìn)口50%葉高不均度分布

圖12 末級(jí)靜子進(jìn)口20%葉高不均度分布

從末級(jí)靜子進(jìn)口的靜壓分布圖中可以看出耦合后方案每個(gè)截面靜壓變化曲線上波峰和波谷相差較小，80%和20%截面靜壓分布曲線的波峰和波谷位置耦合前后完全一致；葉高50%截面靜壓變化曲線耦合前后不一致，耦合前波峰在中間位置，耦合后則在周向的20%和80%處。這表明，耦合后增壓級(jí)末級(jí)靜子進(jìn)口靜壓更加趨于均勻。

耦合前后末級(jí)靜子進(jìn)口不均度隨出口靜壓變化的曲線（圖13）。圖中實(shí)心圖案為80%葉高的不均度變化曲線，半實(shí)心圖案為50%葉高的不均度變化曲線，空心圖案為20%葉高的不均度變化曲線。隨著中介機(jī)匣出口靜壓的不斷增大，耦合前后3 個(gè)截面的不均度均下降；耦合后方案80%和50%高度截面的不均度小于耦合前方案；20%葉高處的不均度則是耦合后方案在低反壓條件下小于耦合前方案，隨著靜壓的升高與耦合前方案相一致。這可能與葉根的掠形設(shè)計(jì)有關(guān)或是機(jī)匣流路設(shè)計(jì)有關(guān)。

由上可知，末級(jí)靜子同支板的軸向間距縮小，耦合設(shè)計(jì)可以減小支板對(duì)上游靜子進(jìn)口流場的影響，減小末級(jí)靜子進(jìn)口不均度，降低末級(jí)靜子進(jìn)口壓力畸變程度。

圖13 末級(jí)靜子不均度隨出口靜壓變化曲線

3 結(jié)論

通過研究增壓級(jí)末級(jí)靜子與支板耦合前后的內(nèi)涵特性、流場和末級(jí)靜子進(jìn)口不均度，得到以下結(jié)論：

（1）耦合設(shè)計(jì)可以在軸向間距縮小后，保證效率不變，喘振裕度提高；非設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速耦合前后特性相當(dāng)。

（2）內(nèi)涵的喘振裕度受增壓級(jí)末級(jí)靜子與支板的周向間距和末級(jí)靜子與支板耦合設(shè)計(jì)的影響。其中，耦合設(shè)計(jì)對(duì)內(nèi)涵喘振裕度的影響更大。

（3）分析各截面等馬赫數(shù)分布，耦合后方案可以改善增壓級(jí)末級(jí)靜子流場，減弱激波強(qiáng)度，減小分離區(qū)。

（4）耦合后靜子根尖總壓恢復(fù)系數(shù)提高，支板尖部總壓恢復(fù)系數(shù)下降，靜子和支板聯(lián)算的總壓恢復(fù)系數(shù)耦合后方案低于耦合前。這說明耦合后方案內(nèi)涵喘振裕度的提高不是由于末級(jí)靜子前緣掠形所引起的，而是耦合設(shè)計(jì)的支板對(duì)上游流場影響減小。

（5）耦合后末級(jí)靜子進(jìn)口20%、50%和80%高度截面不均度下降3～8 倍。末級(jí)靜子進(jìn)口20%和80%高度截面靜壓分布曲線波峰和波谷分布趨勢一致，50%高度截面靜壓分布耦合前后不同，波峰的位置發(fā)生改變，這主要是由于耦合后靜子的掠形所造成的。

（6）隨著出口背壓的增加，耦合前后三個(gè)截面的不均度均下降；末級(jí)靜子出口在80%和50%截面耦合后不均度均小于耦合前；耦合后方案80%和50%高度截面的不均度小于耦合前方案；20%葉高處的不均度則是耦合后方案在低反壓條件下小于耦合前方案，隨著靜壓的升高與耦合前方案相一致。這可能與葉根的掠形設(shè)計(jì)有關(guān)或是機(jī)匣流路設(shè)計(jì)有關(guān)。