基于靜葉特性的匹配環(huán)境下CDFS性能測量方法

馬昌友，侯敏杰，幸曉龍

(中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院航空發(fā)動(dòng)機(jī)高空模擬技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川江油621703)

1 引言

雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)在軍用航空領(lǐng)域和鄰近空間飛行方面具有廣泛的應(yīng)用前景，已成為新一代推進(jìn)裝置的重要發(fā)展方向，受到各航空強(qiáng)國的高度重視[1-2]。核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)(CDFS)是雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的一個(gè)關(guān)鍵部件。一方面，其與第一外涵、高壓壓氣機(jī)組成變循環(huán)核心壓氣機(jī)由高壓渦輪驅(qū)動(dòng)，具有轉(zhuǎn)子葉尖切線速度較高的特點(diǎn)；另一方面，為降低第二外涵與第一外涵的壓差、減少摻混損失，雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)總體匹配要求CDFS具有壓比低、效率高和穩(wěn)定裕度高的特點(diǎn)。兩方面原因相互矛盾，給CDFS氣動(dòng)設(shè)計(jì)帶來很大難度，為此美、英、法、日等國對帶CDFS的變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了持續(xù)、深入的研究[3-7]。國內(nèi)對變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的研究剛剛起步，有關(guān)CDFS的研究較少，且主要集中在以單外涵模式設(shè)計(jì)點(diǎn)進(jìn)行氣動(dòng)造型設(shè)計(jì)，并兼顧雙外涵模式下的性能，通過數(shù)值模擬或部件試驗(yàn)對CDFS性能和流場進(jìn)行優(yōu)化[8-10]。黃磊等[11]研究了CDFS設(shè)計(jì)技術(shù)，并通過CDFS部件試驗(yàn)驗(yàn)證了高切線速度、低壓比、高效轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)，葉頂激波系控制等關(guān)鍵技術(shù)。但其研究中將CDFS作為一個(gè)單級(jí)壓氣機(jī)，實(shí)際上CDFS出口為兩個(gè)涵道，且兩個(gè)涵道的氣動(dòng)狀態(tài)不同。賴安卿[12]認(rèn)為，CDFS在部件環(huán)境下的工作特性和其在與高壓壓氣機(jī)匹配環(huán)境下的工作特性存在差異，但未開展相關(guān)研究。張鑫[13]認(rèn)為，CDFS的氣動(dòng)設(shè)計(jì)難點(diǎn)不僅體現(xiàn)在如何兼顧C(jī)DFS在單外涵模式和雙外涵模式下的性能，還體現(xiàn)在CDFS與高壓壓氣機(jī)的匹配。劉寶杰[14]對CDFS與高壓壓氣機(jī)匹配在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下內(nèi)、外涵單獨(dú)節(jié)流進(jìn)行了數(shù)值模擬，論證了外涵單獨(dú)節(jié)流可以實(shí)現(xiàn)涵道比大范圍調(diào)節(jié)的能力，但未對其與高壓壓氣機(jī)匹配環(huán)境下的性能進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。與CDFS部件試驗(yàn)相比，CDFS與高壓壓氣機(jī)匹配試驗(yàn)時(shí)，由于兩個(gè)部件之間復(fù)雜流道和機(jī)匣結(jié)構(gòu)限制，很難準(zhǔn)確測量CDFS出口氣流參數(shù)。壓氣機(jī)的等熵效率通常采用溫升法或扭矩法進(jìn)行測量。文獻(xiàn)[15]認(rèn)為，當(dāng)壓氣機(jī)試驗(yàn)件的溫升小于50 K時(shí)，采用扭矩法測量絕熱效率更可靠。但測扭器測量的是整個(gè)試驗(yàn)件的扭矩，對于CDFS在與高壓壓氣機(jī)匹配環(huán)境下的性能測量只能采用溫升法，這意味著必須測量CDFS出口溫度。作為低壓比、小溫升壓縮部件，CDFS出口溫度測量誤差對等熵效率的精度影響較大。因此，匹配環(huán)境下CDFS出口氣流參數(shù)的準(zhǔn)確測量，是評價(jià)匹配環(huán)境下CDFS性能的關(guān)鍵。

本文針對一種帶靜葉的CDFS與高壓壓氣機(jī)匹配氣動(dòng)布局的特點(diǎn)，為了獲取CDFS性能，在總結(jié)兩種基于葉型探針的常規(guī)測試方案及其缺陷的基礎(chǔ)上，提出了一種新的測試方案。即基于部件環(huán)境下CDFS靜葉的氣動(dòng)特性，根據(jù)匹配環(huán)境下CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)，通過插值向后推算間接得到CDFS出口氣流平均參數(shù)，進(jìn)而求得CDFS性能。最后通過對比CDFS在匹配環(huán)境下和部件環(huán)境下的性能，論證了該測試方案測量匹配環(huán)境下CDFS性能和出口氣流平均參數(shù)的有效性。

2 試驗(yàn)方法

2.1 試驗(yàn)件

研究對象為CDFS與高壓壓氣機(jī)匹配試驗(yàn)件，其氣動(dòng)布局見圖1。圖中，ci、si、co、bi、hi、ho分別表示CDFS進(jìn)口、CDFS靜葉進(jìn)口、CDFS出口、外涵支板進(jìn)口、高壓壓氣機(jī)進(jìn)口、高壓壓氣機(jī)出口。高壓壓氣機(jī)直接同軸串裝在CDFS出口，保留CDFS和高壓壓氣機(jī)各自的氣動(dòng)布局，并設(shè)計(jì)外涵流道。由于CDFS壓比較低，為降低對試驗(yàn)動(dòng)力功率的需求和試驗(yàn)件軸向力，高轉(zhuǎn)速試驗(yàn)時(shí)需對試驗(yàn)器進(jìn)口進(jìn)行節(jié)流，這造成CDFS出口外涵低壓氣流無法直接排入大氣。因此試驗(yàn)中采用大流量抽氣系統(tǒng)進(jìn)行外涵排氣，并通過調(diào)壓閥和低壓損阿牛巴流量計(jì)進(jìn)行外涵流量(或涵道比)控制與測量[16]。

2.2 CDFS性能測試方案

為了獲取CDFS與高壓壓氣機(jī)匹配時(shí)的總性能以及匹配環(huán)境下兩者各自的性能，分別在CDFS進(jìn)口、CDFS靜葉進(jìn)口、CDFS出口、外涵支板進(jìn)口、高壓壓氣機(jī)進(jìn)口和高壓壓氣機(jī)出口布置了測試探針。CDFS進(jìn)口和高壓壓氣機(jī)出口氣流參數(shù)測試方案與一般壓氣機(jī)試驗(yàn)的基本相同，均采用梳狀探針等插入式探針進(jìn)行測量[17]，CDFS靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)則通過布置在靜葉上的葉型探針進(jìn)行測量。對于外涵支板進(jìn)口、高壓壓氣機(jī)進(jìn)口，由于CDFS和高壓壓氣機(jī)兩個(gè)壓縮部件之間的軸向距離較為緊湊，再加上分流環(huán)和弧線過渡機(jī)匣組成復(fù)雜的局部結(jié)構(gòu)，插入式探針無法安裝，為了評定匹配環(huán)境下CDFS性能，一般采用以下兩種測試方案：

第一種是測試截面后移法。即取高壓壓氣機(jī)進(jìn)口截面和外涵進(jìn)口截面作為CDFS出口測量截面，通過在外涵支板和高壓壓氣機(jī)進(jìn)口導(dǎo)葉上布置葉型探針，測得內(nèi)、外涵進(jìn)口氣流參數(shù)并質(zhì)量流量加權(quán)平均，間接表征CDFS出口截面氣流參數(shù)。該方案可同時(shí)獲取高壓壓氣機(jī)進(jìn)口氣流參數(shù)和高壓壓氣機(jī)性能，但對于CDFS性能測試的準(zhǔn)確性存在兩個(gè)問題：①匹配試驗(yàn)時(shí)，高壓壓氣機(jī)在相對換算轉(zhuǎn)速(nˉ)0.70時(shí)其導(dǎo)葉角度需關(guān)閉30°以上，這使得其上的葉型探針與來流偏角在低轉(zhuǎn)速時(shí)遠(yuǎn)超葉型探針的不敏感角度范圍(一般約為15°)[18]，造成低轉(zhuǎn)速時(shí)高壓壓氣機(jī)進(jìn)口氣流參數(shù)測量精度偏低；②從CDFS出口到外涵道之間為弧型過渡機(jī)匣，外涵流量較大時(shí)局部存在氣流分離，造成獲得的CDFS性能實(shí)際上包含了部件間復(fù)雜流道引起的氣動(dòng)損失。

第二種是測試截面前移法。即取CDFS靜葉進(jìn)口截面作為CDFS出口測量截面，依靠CDFS靜葉布置葉型探針測取CDFS轉(zhuǎn)子后氣流參數(shù)，間接表征CDFS出口截面氣流參數(shù)。該方案較為簡單，對CDFS靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)測量精度較高，但所測得的CDFS性能不包含CDFS靜葉的氣動(dòng)損失。

從上述兩種方案可看出，CDFS與高壓壓氣機(jī)匹配試驗(yàn)時(shí)很難準(zhǔn)確測量其性能，不能有效對其進(jìn)行評價(jià)。考慮到CDFS與高壓壓氣機(jī)匹配，CDFS靜葉受下游高壓壓氣機(jī)勢流效應(yīng)的影響較小，可忽略CDFS靜葉氣動(dòng)特性在部件環(huán)境和匹配環(huán)境下的差異。為此，本文提出了第三種測試方案，即基于第二種測試方案得到的CDFS靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)，建立靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)描述方法，結(jié)合CDFS部件試驗(yàn)時(shí)所獲得的靜葉氣動(dòng)特性，通過插值間接求出匹配環(huán)境下CDFS出口氣流參數(shù)，進(jìn)而得到CDFS性能。

3 CDFS靜葉氣動(dòng)特性

3.1 氣動(dòng)特性描述

CDFS靜葉特性采用總壓恢復(fù)系數(shù)σ和總溫升比τ進(jìn)行描述，進(jìn)而將CDFS靜葉的進(jìn)、出口的氣流平均總壓p和平均總溫T進(jìn)行關(guān)聯(lián)。根據(jù)圖1所示有：

CDFS靜葉特性與其進(jìn)口氣流狀態(tài)相關(guān)。由于所研究的CDFS采用等中徑流道流程，可忽略CDFS轉(zhuǎn)子出口氣流的徑向分量(即不考慮俯仰角)，則可采用靜葉進(jìn)口氣流馬赫數(shù)Ma和周向氣流角表征CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)。靜葉進(jìn)口氣流馬赫數(shù)可通過該截面的壁面靜壓pw和葉型探針測得的總壓psi獲得：

由于級(jí)間通道狹窄，難以通過方向探針測量靜葉進(jìn)口周向氣流角。但由速度三角形可知，當(dāng)靜葉進(jìn)口氣流馬赫數(shù)和軸向氣流馬赫數(shù)Max確定后，氣流角β也就確定。對于軸向氣流馬赫數(shù)，其與靜葉進(jìn)口物理流量Wsi相關(guān)：

式中：K為流量系數(shù)，Ax為靜葉進(jìn)口軸向面積。

受CDFS轉(zhuǎn)速和導(dǎo)葉角度調(diào)節(jié)的影響，靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)會(huì)發(fā)生變化。為此，將靜葉進(jìn)口物理流量換算到標(biāo)準(zhǔn)大氣狀態(tài)下：

由式(5)可知，當(dāng)CDFS靜葉進(jìn)口流量系數(shù)和軸向面積一定時(shí)，靜葉進(jìn)口軸向氣流馬赫數(shù)可用其進(jìn)口換算流量Gsi進(jìn)行等價(jià)表征。

綜上所述，CDFS靜葉的氣流參數(shù)可用其進(jìn)口的換算流量和氣流馬赫數(shù)描述。因此，靜葉的總壓恢復(fù)系數(shù)和總溫升比可表示為其進(jìn)口的換算流量和氣流馬赫數(shù)的函數(shù)，其好處是CDFS靜葉氣動(dòng)特性只與其進(jìn)口氣流參數(shù)相關(guān)，而不用與CDFS的轉(zhuǎn)速、導(dǎo)葉角度、背壓等狀態(tài)控制參數(shù)關(guān)聯(lián)。

為統(tǒng)一量綱，文中將靜葉進(jìn)口換算流量以CDFS設(shè)計(jì)壓比點(diǎn)對應(yīng)的靜葉進(jìn)口換算流量進(jìn)行無量綱化處理，得到相對換算流量G′。

3.2 氣動(dòng)特性分析

圖2示出了CDFS在不同轉(zhuǎn)速和導(dǎo)葉角度下靜葉進(jìn)口氣流馬赫數(shù)隨換算流量的變化趨勢，以及CDFS靜葉在匹配環(huán)境下的進(jìn)口氣流狀態(tài)域(通過一個(gè)最小的凸多邊形包圍CDFS靜葉所有進(jìn)口氣流狀態(tài))。可看出，隨著轉(zhuǎn)速的提高，CDFS轉(zhuǎn)子周向速度增大，靜葉進(jìn)口氣流馬赫數(shù)呈現(xiàn)逐漸增大趨勢。在等轉(zhuǎn)速錄取過程中，由于CDFS轉(zhuǎn)子周向速度保持不變，隨著靜葉進(jìn)口流量逐漸降低，其進(jìn)口氣流馬赫數(shù)并未發(fā)生顯著變化。當(dāng)導(dǎo)葉角度關(guān)閉較多(如相對換算轉(zhuǎn)速0.95)，CDFS導(dǎo)葉角度從-4°變化到-28°時(shí)，其轉(zhuǎn)子進(jìn)口節(jié)流程度加大，氣流密度明顯降低，從而使得CDFS靜葉進(jìn)口氣流馬赫數(shù)呈現(xiàn)增大趨勢，甚至超過設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時(shí)的氣流馬赫數(shù)。由此可見，采用CDFS導(dǎo)葉角度和轉(zhuǎn)速來描述CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)不合適，這也正是本文采用換算流量和氣流馬赫數(shù)來描述的原因。

圖3為CDFS靜葉總壓恢復(fù)系數(shù)和總溫升比云圖?？梢?，隨著CDFS靜葉進(jìn)口換算流量的降低和氣流馬赫數(shù)的提高，靜葉總壓恢復(fù)系數(shù)呈現(xiàn)較為明顯的下降趨勢。這主要是由于轉(zhuǎn)子落后角增大使得靜葉進(jìn)口氣流攻角增大，靜葉發(fā)生氣流分離。與總壓恢復(fù)系數(shù)變化趨勢不同，CDFS靜葉的總溫升比在局部存在最大值，在其他大部分狀態(tài)下變化較小。在高轉(zhuǎn)速近堵點(diǎn)位置(即靜葉進(jìn)口相對換算轉(zhuǎn)速0.95的區(qū)域)，與其他狀態(tài)域相比，總壓恢復(fù)系數(shù)和總溫升比隨其進(jìn)口氣流狀態(tài)變化云圖的光滑性較差。這是由于靜葉來流速度較大，氣流參數(shù)特別是壁面靜壓波動(dòng)較大使得測量結(jié)果不穩(wěn)定所致。另外，該區(qū)域的總溫升比基本上小于1，顯然不符合常規(guī)理論認(rèn)知。這主要是由于該區(qū)域處于高轉(zhuǎn)速近堵點(diǎn)，靜葉溫升本身較低，再加上靜葉進(jìn)、出口氣流參數(shù)測試探針類型、布局方案及數(shù)據(jù)處理方法存在差異所致。

4 匹配環(huán)境下CDFS出口氣流參數(shù)計(jì)算方法

本文根據(jù)匹配環(huán)境下CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)，結(jié)合CDFS部件試驗(yàn)時(shí)獲得的靜葉氣動(dòng)特性，通過局部三點(diǎn)或多點(diǎn)二元線性插值間接獲得CDFS靜葉出口氣流參數(shù)，進(jìn)而求得匹配環(huán)境下CDFS不帶部件間流動(dòng)損失的總壓比和等熵效率。插值計(jì)算的關(guān)鍵在于，CDFS靜葉在匹配環(huán)境下的進(jìn)口氣流狀態(tài)點(diǎn)要位于其在部件環(huán)境下的進(jìn)口氣流狀態(tài)域中，即應(yīng)具備內(nèi)插值條件。圖4給出了匹配環(huán)境下CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)點(diǎn)與部件環(huán)境下CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)域之間的關(guān)系。由圖可知，匹配環(huán)境下部分狀態(tài)點(diǎn)不在部件環(huán)境下狀態(tài)域內(nèi)，并主要集中在低轉(zhuǎn)速近失速點(diǎn)區(qū)域，原因是CDFS在部件環(huán)境和匹配環(huán)境下工作狀態(tài)存在差異。

為了滿足內(nèi)插值條件，本文在CDFS靜葉特性數(shù)據(jù)中集中增加靜態(tài)特性點(diǎn)，即CDFS不工作時(shí)的靜葉靜態(tài)特性(G′=0、Ma=0、σ =1、τ=1)，使部件環(huán)境下的CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)域向左下方擴(kuò)展，覆蓋全部CDFS靜葉在匹配環(huán)境下的進(jìn)口氣流狀態(tài)點(diǎn)。顯然，這種方法的插值精度較低，CDFS性能計(jì)算誤差偏大。

5 結(jié)果分析

圖5給出了相對換算轉(zhuǎn)速0.70、0.85及1.00(設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速)時(shí)根據(jù)前文提出的三種測試方案得到的匹配環(huán)境下CDFS性能結(jié)果對比。圖中，三個(gè)轉(zhuǎn)速所對應(yīng)的匹配涵道比分別是0.400、0.280、0.143，流量和壓比分別以CDFS設(shè)計(jì)點(diǎn)的流量和壓比進(jìn)行了無量綱處理，同時(shí)給出了相應(yīng)狀態(tài)的CDFS部件試驗(yàn)性能結(jié)果。

如前文所述，由于部件間復(fù)雜流道引起的氣動(dòng)損失，及高壓壓氣機(jī)進(jìn)口導(dǎo)葉上的葉型探針在中低轉(zhuǎn)速下測量精度較差，測試方案一獲得的匹配環(huán)境下CDFS壓比和效率明顯偏低，且低轉(zhuǎn)速下尤其明顯。如相對換算轉(zhuǎn)速0.70時(shí)，效率隨流量變化趨勢與其他測試方案的結(jié)果相反。測試方案二由于直接采用CDFS靜葉的進(jìn)口氣流參數(shù)作為其出口氣流參數(shù)，獲得的匹配環(huán)境下CDFS壓比和效率明顯偏大，且低轉(zhuǎn)速下更明顯。這主要是由于CDFS溫升小、壓比低，CDFS靜葉損失在CDFS性能中占比較大。而該測試方案由于不考慮CDFS靜葉的氣動(dòng)損失，必然使得CDFS性能計(jì)算結(jié)果偏高。隨著轉(zhuǎn)速的提高，一方面CDFS轉(zhuǎn)子對氣流做功能力增強(qiáng)，CDFS壓比增大；另一方面匹配涵道比下降，外涵流速相對降低，外涵氣流損失減小。而高壓壓氣機(jī)進(jìn)口導(dǎo)葉逐漸打開，葉型探針測量精度提高，使得這兩種測試方案所獲得的匹配環(huán)境下CDFS性能，在高轉(zhuǎn)速下逐漸接近CDFS在部件環(huán)境下的性能。

與這兩種方案相比，測試方案三獲得的匹配環(huán)境下CDFS性能，在大部分狀態(tài)點(diǎn)與CDFS部件環(huán)境下性能吻合程度較高，效率絕對誤差小于1%，壓比相對誤差也小于1%。但低轉(zhuǎn)速下靠近喘點(diǎn)位置和高轉(zhuǎn)速下靠近堵點(diǎn)位置，兩者性能吻合程度略差。從圖5(a)可知，相對換算轉(zhuǎn)速0.70近喘點(diǎn)處的壓比和效率與相應(yīng)的部件性能偏差較大。這是因?yàn)檫@些狀態(tài)點(diǎn)相應(yīng)的CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)，并不在圖4所描述的部件環(huán)境下CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)域中，靜葉特性計(jì)算誤差較大，致使匹配環(huán)境下的CDFS效率和壓比誤差也較大。從圖5(c)可知，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速靠近堵點(diǎn)側(cè)的壓比和效率顯著小于相應(yīng)的部件性能。一方面是因?yàn)楦咿D(zhuǎn)速下的CDFS靜葉特性受其進(jìn)口氣流狀態(tài)變化云圖的光滑性較差的影響，導(dǎo)致本文采用局部插值時(shí)產(chǎn)生了較大的誤差；另一方面是因?yàn)镃DFS在匹配環(huán)境和部件環(huán)境下的工作狀態(tài)本身存在差異所致。

圖6給出了CDFS轉(zhuǎn)子壁面靜壓升在匹配環(huán)境與部件環(huán)境下的對比，圖中轉(zhuǎn)子壁面靜壓升以CDFS設(shè)計(jì)點(diǎn)壓比進(jìn)行了無量綱處理?？煽闯觯珻DFS在兩種環(huán)境下的轉(zhuǎn)子靜壓升，在中、低轉(zhuǎn)速下基本吻合，但在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下差異較大，從而使得兩種環(huán)境下CDFS性能在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下差異較大。

以上分析表明，測試方案三雖然沒考慮下游流場對靜葉的影響，但保留了CDFS轉(zhuǎn)子在兩種環(huán)境下的工作特性差異，測試結(jié)果可用于評定匹配環(huán)境下CDFS性能，其測試精度依賴于單獨(dú)部件環(huán)境下CDFS靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)域的完整性和特性數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。

6 結(jié)論

提出了一種匹配環(huán)境下CDFS出口氣流參數(shù)的有效測量方案，通過與其他兩種測試方案的測試結(jié)果進(jìn)行對比分析，得出以下結(jié)論：

(1)與部件環(huán)境下CDFS性能結(jié)果相比，該測試方案獲得的匹配環(huán)境下CDFS性能在中、低轉(zhuǎn)速大部分狀態(tài)下基本吻合，且效率誤差和壓比相對誤差均不大于1%；在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時(shí)略有差別，這是由于CDFS在兩種環(huán)境下工作狀態(tài)差異所致，但不影響該測試方案的適用性。

(2)該測試方案可用于評定匹配環(huán)境下CDFS性能，但其測試精度較依賴于CDFS部件試驗(yàn)時(shí)靜葉進(jìn)口氣流狀態(tài)域的完整性和特性數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。

(3)用內(nèi)、外涵進(jìn)口的氣流參數(shù)質(zhì)量平均或CDFS靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)表征CDFS出口氣流參數(shù)，所獲得的匹配環(huán)境下CDFS性能與部件環(huán)境下CDFS性能差異較大，不適用于匹配環(huán)境下的CDFS性能評定，但計(jì)算簡單，可在匹配試驗(yàn)過程中用于CDFS工作狀態(tài)監(jiān)視。

(4)該測試方案也可應(yīng)用于組合壓氣機(jī)性能測試，及發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)環(huán)境下的壓氣機(jī)性能測試。

[1]方昌德.變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，2004，17(3)：1—5.

[2]方昌德.變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)及其關(guān)鍵技術(shù)[J].國際航空，2004，(7)：49—51.

[3]Vdoviak J W，Knott P R，Ebacker J J.Aerodynamic/acous?tic performance of YJ101 double bypass VCE with coannu?lar plug nozzle[R].NASA CR-159869，1981.

[4]Fishbach L H，Stitt L E，Stone J R，et al.NASA research in supersonic propulsion-A decade of progress[R].AIAA 82-1048，1982.

[5]Rallabhandi S K，Mavris D N.Simultaneous airframe and propulsion cycle optimization for supersonic aircraft design[R].AIAA 2008-143，2008.

[6]French M W，Allen G L.NASA VCE test bed engine aero?dynamic performance characteristics and test results[R].AIAA 81-1594，1981.

[7]Brown R.Integration of a variable cycle engine concept in a supersonic cruise aircraft[R].AIAA 79-1049，1979.

[8]賴安卿，胡 駿，屠寶鋒.核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)氣動(dòng)設(shè)計(jì)方案[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2014，29(9)：2229—2238.

[9]張 鑫，劉寶杰.核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)的氣動(dòng)設(shè)計(jì)特點(diǎn)分析[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2010，25(2)：434—442.

[10]張 鑫，劉寶杰.核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)匹配特性分析[J].航空學(xué)報(bào)，2015，36(9)：2850—2858.

[11]黃 磊，周拜豪，李清華，等.高切線速度低壓比單級(jí)風(fēng)扇設(shè)計(jì)技術(shù)及試驗(yàn)驗(yàn)證[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，2016，29(6)：17—20.

[12]賴安卿.核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)氣動(dòng)布局研究[D].南京：南京航空航天大學(xué)，2013.

[13]張 鑫，劉寶杰.緊湊布局核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)設(shè)計(jì)參數(shù)影響分析[J].推進(jìn)技術(shù)，2011，32(1)：47—53.

[14]劉寶杰，賈少鋒，于賢君.變循環(huán)核心壓氣機(jī)可調(diào)特性的數(shù)值研究[J].工程熱物理學(xué)報(bào)，2016，37(9)：1850—1855.

[15]任銘林，向宏輝.有關(guān)軸流壓氣機(jī)效率問題的探討[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，2009，22(4)：9—14.

[16]張茂森，吳 濤，張衛(wèi)東，等.阿牛巴流量計(jì)在氫氧火箭發(fā)動(dòng)機(jī)大流量氣流試驗(yàn)中的應(yīng)用[J].火箭推進(jìn)，2013，39(6)：65—71.

[17]張 健，任銘林.靜葉角度調(diào)節(jié)對壓氣機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2000，15(4)：27—30．

[18]幸曉龍，任銘林，顧 楊，等.多級(jí)軸流壓氣機(jī)級(jí)間參數(shù)測量的試驗(yàn)研究[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2004，19(4)：479—483．