兼顧多模式的核心機(jī)驅(qū)動風(fēng)扇級氣動設(shè)計方法

楊曉飛，孫太璐，孟德君，尹海寶，王詠梅

中國航發(fā)沈陽發(fā)動機(jī)研究所，沈陽 110015

為了滿足新一代戰(zhàn)機(jī)對高機(jī)動性、遠(yuǎn)航程的需求，具有工作模式可變功能的變循環(huán)渦扇發(fā)動機(jī)成為主流研究方向，變循環(huán)發(fā)動機(jī)在單外涵模式產(chǎn)生高單位推力，實現(xiàn)飛機(jī)的超聲速巡航；在雙外涵模式，涵道比更高以降低耗油率，實現(xiàn)飛機(jī)的遠(yuǎn)航程。美國、歐洲的發(fā)動機(jī)公司都相繼開展了變循環(huán)發(fā)動機(jī)的研究工作，其中，美國Gen?eral Electric（GE）公司處于領(lǐng)導(dǎo)地位，先后開發(fā)YJ101、GE21、F120 和可控壓比發(fā)動機(jī)等，其中F120 經(jīng)過了飛行試驗驗證［1-2］。2019 年2 月，GE公司完成了AETP 項目XA100 驗證機(jī)詳細(xì)設(shè)計，并計劃2030 年左右裝備部隊［3］。

變循環(huán)發(fā)動機(jī)要突破諸多關(guān)鍵技術(shù)，核心機(jī)驅(qū)動風(fēng)扇級（Core-Driven Fan Stage，CDFS）為其中之一。CDFS 通過進(jìn)口導(dǎo)流葉片與其他可變構(gòu)件的調(diào)節(jié)，改變發(fā)動機(jī)涵道比，是影響變循環(huán)發(fā)動機(jī)的關(guān)鍵構(gòu)件之一［4-9］。CDFS 具有2 種工作模式，單外涵模式的流量大、壓比高，雙外涵模式的流量小、壓比低。由于CDFS 需要在不同模式下工作，因此，CDFS 氣動設(shè)計和級間匹配具有獨特的特點。一直以來，如何使CDFS 在不同模式下均具有良好氣動性能是研究方向之一。張鑫和劉寶杰［10-11］通過數(shù)值仿真研究了CDFS 的氣動設(shè)計特點和匹配特性；曹暉等［12］采用S2 流面計算與遺傳算法相結(jié)合方式開展了CDFS 氣動設(shè)計優(yōu)化，實現(xiàn)了2 個模式下的效率指標(biāo)。胡駿團(tuán)隊［13-14］開展了CDFS 氣動設(shè)計，分析了進(jìn)口導(dǎo)流葉片與進(jìn)口可變彎度導(dǎo)流葉片（Variable Inlet Guide Vanes，VIGV）對性能的影響；為了進(jìn)一步提升CDFS 效率，設(shè)計了采用Coanda 型線的可變彎度導(dǎo)流葉片，并研究了選擇導(dǎo)葉不同設(shè)計點對性能的影響。工業(yè)部門［15］開展了變循環(huán)發(fā)動機(jī)發(fā)展路徑的研究。李曉慶［16］針對變循環(huán)發(fā)動機(jī)壓縮系統(tǒng)多模式和多工況的工作特點，開展了CDFS 多狀態(tài)、多目標(biāo)兼顧設(shè)計；為了實現(xiàn)多狀態(tài)兼顧，開展了以中間狀態(tài)作為設(shè)計點的氣動設(shè)計，通過可調(diào)導(dǎo)葉開、關(guān)角度實現(xiàn)單外涵狀態(tài)和雙外涵狀態(tài)。由于打開可調(diào)導(dǎo)葉造成CDFS 喘振裕度明顯衰減，無法實現(xiàn)單外涵模式喘振裕度指標(biāo)要求，因此，不得不以單外涵模式作為設(shè)計點。

常規(guī)壓氣機(jī)通常只有一條共同工作線，并選擇最大流量、壓比作為設(shè)計點，為了滿足喘振裕度，甚至?xí)岣咴O(shè)計壓比，比如美國E3 高壓壓氣機(jī)提高9%壓比的設(shè)計［17］。CDFS 具有2 種工作模式、2 條工作線，面向“線”設(shè)計指標(biāo)的傳統(tǒng)設(shè)計思想難以滿足需求。為了進(jìn)一步兼顧2 種工作模式下的CDFS 效率和喘振裕度，提出一種降流量、壓比的設(shè)計方法，分析該方法對流場和CDFS 氣動性能的影響。

1 設(shè)計點選擇

變循環(huán)發(fā)動機(jī)要求CDFS 在相同轉(zhuǎn)速下具有寬范圍的流量、壓比調(diào)節(jié)能力，流量調(diào)節(jié)范圍甚至超過25%。同時，CDFS 在發(fā)動機(jī)變工作模式過程中應(yīng)避免喘振、振動等現(xiàn)象，保證發(fā)動機(jī)穩(wěn)定工作，因此，CDFS 由常規(guī)壓氣機(jī)面向“線”的設(shè)計轉(zhuǎn)變?yōu)槊嫦颉懊妗钡脑O(shè)計，如圖1 所示?；诔Ｒ?guī)設(shè)計方法，CDFS 選擇最大流量、壓比點作為設(shè)計點，為了實現(xiàn)雙外涵模式的流量、壓比指標(biāo)，需要關(guān)閉VIGV 角度。偏離設(shè)計點意味著性能下降，必然導(dǎo)致雙外涵模式的效率降低、喘振裕度下降。

圖1 CDFS 工作域與常規(guī)壓氣機(jī)對比Fig.1 Comparison between operating range of CDFS and conventional compressor

某CDFS 試驗測試的設(shè)計轉(zhuǎn)速下工作點流量、壓比、效率隨VIGV 角度變化關(guān)系如圖2 所示，圖中以VIGV 設(shè)計角度為基準(zhǔn)零度，以關(guān)閉為正、打開為負(fù)；流量、壓比相對變化量為與零角度的比值，效率相對變化量為與零角度的差值。由圖2 可得，流量、壓比隨角度的變化呈線性分布，VIGV 角度每關(guān)閉1°，流量、壓比相比設(shè)計值減小約0.7%；效率變化量隨VIGV 角度呈拋物線形式，在［0°，10°］范圍內(nèi)，VIGV 角度調(diào)節(jié)對CDFS效率幾乎無影響；超過該范圍后，效率逐漸降低，且偏離該范圍越遠(yuǎn)，效率下降越嚴(yán)重。在［?10°，0°］范 圍 內(nèi)，VIGV 每 調(diào) 節(jié)1°，CDFS 效 率 變 化0.3%，在［20°，30°］范圍內(nèi)，此值上升至0.7%。

圖2 流量、壓比、效率隨VIGV 角度的變化Fig.2 Change of mass flow rate， pressure ratio and effi?ciency with VIGV angle

VIGV 角度變化導(dǎo)致CDFS 效率變化的原因，除CDFS 轉(zhuǎn)子、靜子工作狀態(tài)變化外，主要來自VIGV 總壓恢復(fù)系數(shù)變化。VIGV 大范圍角度調(diào)節(jié)導(dǎo)致尾跡附面層增厚、間隙泄漏增加，總壓恢復(fù)系數(shù)降低，如圖3 所示；由于雙外涵模式CDFS 壓比較低，負(fù)荷系數(shù)較小，CDFS 效率受VIGV 總壓恢復(fù)系數(shù)影響顯著；初步估算表明，當(dāng)雙外涵模式CDFS 壓比為1.25 時，VIGV 總壓恢復(fù)系數(shù)每提升0.1%，CDFS 效率提升0.8%。

圖3 VIGV 角度調(diào)節(jié)對S3 流面總壓影響Fig.3 Effect of VIGV angle adjustment on total pressure of S3 stream surface

根據(jù)上述流量、壓比、效率的變化規(guī)律，有必要將VIGV 角度由圖2 中的范圍A 向范圍B 調(diào)整，單外涵模式流量通過打開VIGV 角度實現(xiàn)，減小雙外涵模式VIGV 關(guān)角度數(shù)值，提升雙外涵模式CDFS 效率，降低發(fā)動機(jī)耗油率。為此，本文開展了降流量、壓比設(shè)計方法研究，探索設(shè)計可行域，研究降流量、壓比流場和造型參數(shù)變化規(guī)律，為CDFS 氣動設(shè)計提供新思路。CDFS 在2 種模式下的設(shè)計指標(biāo)見表1，不同方案的氣動設(shè)計參數(shù)見表2，方案A 為基準(zhǔn)方案，以單外涵模式流量、壓比為設(shè)計點；B、C 為降流量、壓比方案。方案A、B、C 設(shè)計流量、壓比均在CDFS 工作線上。

表1 設(shè)計指標(biāo)Table 1 Design specifications

表2 設(shè)計參數(shù)對比Table 2 Comparison of design parameters

2 CDFS 氣動設(shè)計

2.1 氣動設(shè)計原則

為了減小其他因素對設(shè)計結(jié)果的影響，只分析設(shè)計點不同帶來的性能差異，氣動設(shè)計過程堅持以下原則：

1） CDFS 根尖流路不變，保證相同的進(jìn)出口面積及轉(zhuǎn)靜子內(nèi)的流路收縮。

2） 前緣掠型不變，適當(dāng)調(diào)整轉(zhuǎn)子、靜子前尾緣子午投影，保證不同方案之間的轉(zhuǎn)靜子展弦比、稠度相等。

3） 流場輸入?yún)?shù)只修改轉(zhuǎn)子壓比，造型參數(shù)只修改攻角、落后角，其余流場與造型輸入?yún)?shù)保持不變。

需要說明的是，涉及的轉(zhuǎn)子和靜子氣流角、葉型角、安裝角均為與軸向的夾角。以VIGV 設(shè)計狀態(tài)為基準(zhǔn)，若旋轉(zhuǎn)VIGV 折板使轉(zhuǎn)子進(jìn)口相對氣流角減小則定義為VIGV 關(guān)角度；相反，則為開角度，如圖4 所示。

圖4 角度示意圖Fig.4 Schematic diagram of angles

2.2 流場設(shè)計

本設(shè)計的CDFS 由VIGV 和一級轉(zhuǎn)子、靜子構(gòu)成，轉(zhuǎn)子進(jìn)口為跨聲速流動，采用S2 反問題方法進(jìn)行流場計算。本節(jié)分析不同方案流場參數(shù)分布變化趨勢。由于方案C 和方案B 的設(shè)計理念相同，因此，不再分析方案C 設(shè)計結(jié)果，只對比方案A 和方案B 的關(guān)鍵流場參數(shù)變化趨勢。

方案A 與方案B 轉(zhuǎn)子壓比分布、級反力度分布如圖5 所示，壓比采用兩端高、中間低設(shè)計，使CDFS 靜子出口葉根至葉尖總壓相等。方案B 相比方案A 設(shè)計轉(zhuǎn)速相等、壓比降低，轉(zhuǎn)子葉片對氣流做功減小，氣流扭速降低，級反力度增加。方案A 與方案B 轉(zhuǎn)子進(jìn)口相對馬赫數(shù)、靜子進(jìn)口絕對馬赫數(shù)分布如圖6 所示，方案B 設(shè)計流量減小，轉(zhuǎn)子進(jìn)口相對馬赫數(shù)、靜子進(jìn)口絕對馬赫數(shù)略有降低，量值在0.03 左右。為了降低轉(zhuǎn)子葉尖進(jìn)口相對馬赫數(shù)，CDFS 轉(zhuǎn)子進(jìn)口采用高預(yù)旋角設(shè)計，這導(dǎo)致靜子進(jìn)口絕對馬赫數(shù)呈“C”型分布。方案A 與方案B 轉(zhuǎn)子相對氣流角、靜子絕對氣流角分布如圖7 所示，兩方案轉(zhuǎn)子進(jìn)口預(yù)旋角相等，方案B 設(shè)計流量、壓比降低，進(jìn)口軸向速度和扭速降低，根據(jù)速度三角形可得，方案B 轉(zhuǎn)子進(jìn)口、出口相對氣流角增大，靜子進(jìn)口絕對氣流角減小。由于設(shè)計轉(zhuǎn)速不變，設(shè)計壓比降低，方案B 轉(zhuǎn)子、靜子擴(kuò)散因子均降低，如圖8 所示；相應(yīng)地，方案B轉(zhuǎn)子、靜子氣流轉(zhuǎn)角降低約2°，如圖9 所示。

圖5 CDFS 轉(zhuǎn)子壓比、級反力度分布Fig.5 Distribution of rotor total pressure ratio and reac?tion of CDFS

圖6 轉(zhuǎn)子進(jìn)口相對馬赫數(shù)、靜子進(jìn)口絕對馬赫數(shù)分布Fig.6 Distribution of rotor inlet relative Mach number and stator inlet absolute Mach number

圖7 轉(zhuǎn)子進(jìn)出口相對氣流角及靜子進(jìn)出口絕對氣流角分布Fig.7 Inlet and outlet relative flow angle distribution of rotor and absolute flow angle distribution of stator

圖8 轉(zhuǎn)子、靜子擴(kuò)散因子分布Fig.8 Distribution of rotor and stator diffusion factors

圖9 轉(zhuǎn)子、靜子氣流轉(zhuǎn)角分布Fig.9 Distribution of rotor and stator airflow turning angles

綜上而言，等設(shè)計轉(zhuǎn)速的降流量、壓比設(shè)計與常規(guī)設(shè)計相比，轉(zhuǎn)子、靜子氣動負(fù)荷降低，氣流轉(zhuǎn)角減小，在一定程度上降低了CDFS 的做功能力。

2.3 葉片造型

由2.2 節(jié)流場對比分析可知，降流量、壓比設(shè)計相比常規(guī)設(shè)計，轉(zhuǎn)子進(jìn)出口相對氣流角增加，靜子進(jìn)口絕對氣流角減小。若轉(zhuǎn)子、靜子設(shè)計攻角和落后角保持不變，則轉(zhuǎn)子葉型安裝角增加，靜子葉型安裝角減小，相應(yīng)的轉(zhuǎn)子流通能力降低，靜子反之，如圖10 所示。圖中，“C”表示絕對速度，“W”表示相對速度，下標(biāo)“1”“2”分別表示進(jìn)口和出口參數(shù)，下標(biāo)“a”表示軸向，上標(biāo)“′”代表采用常規(guī)方法設(shè)計的速度參數(shù)。

圖10 不同設(shè)計方法轉(zhuǎn)子速度三角形及葉型示意圖Fig.10 Schematic diagram of rotor velocity triangle and profile with different design methods

流通能力的改變影響轉(zhuǎn)子、靜子的分級特性，內(nèi)在機(jī)理是每個葉型的設(shè)計攻角與該葉型可用攻角范圍相對位置的變化。為了消弱此種影響，需要對攻角進(jìn)行重新設(shè)計。方案A 與方案B轉(zhuǎn)靜子設(shè)計攻角對比如圖11 所示，方案B 的轉(zhuǎn)子設(shè)計攻角增加，以減小葉型安裝角，提升轉(zhuǎn)子流通能力；反之，靜子設(shè)計攻角減小，以增大葉型安裝角，降低流通能力。根據(jù)氣流轉(zhuǎn)角和攻角調(diào)整適當(dāng)修正設(shè)計落后角，以實現(xiàn)預(yù)期的流場。

圖11 轉(zhuǎn)子、靜子設(shè)計攻角對比Fig.11 Distribution of rotor and stator design incident angles

3 性能對比及流場分析

采用三維程序?qū)? 個CDFS 設(shè)計方案開展數(shù)值仿真。網(wǎng)格拓?fù)湫问綖镠OH 型，第1 層網(wǎng)格距壁面距離為0.005 mm，考慮轉(zhuǎn)子葉片和可調(diào)靜子葉尖間隙，3 排葉片網(wǎng)格總數(shù)為290 萬，網(wǎng)格正交性＞20°，長寬比不大于2 000，延展比不大于4.0。求解定常雷諾平均Navier-Stokes 方程，選擇中心差分格式、Spalart-Allmaras 湍流模型，計算網(wǎng)格如圖12 所示。

圖12 計算網(wǎng)格Fig.12 Computing mesh

不同工作模式VIGV 角度值見表3，由于進(jìn)口級高轉(zhuǎn)速流通能力的限制，降低流量、壓比設(shè)計相比常規(guī)設(shè)計為滿足單外涵模式流量指標(biāo)所需的開角度值要大于低油耗模式所減小的VIGV關(guān)角度值，這導(dǎo)致降流量、壓比設(shè)計VIGV 角度調(diào)節(jié)范圍增加，方案B、方案C 角度調(diào)節(jié)范圍比方案A 的增加2°。結(jié)合圖2 中的效率變化曲線，此角度調(diào)節(jié)范圍增加是可接受的。

表3 不同方案VIGV 角度值Table 3 VIGV angles of different schemes

3 個方案的等轉(zhuǎn)速特性圖如圖13 所示，通過角度調(diào)整，實現(xiàn)3 個方案工作點流量、壓比基本一致。相比方案A，方案B、方案C 在雙涵外涵模式的效率、喘振裕度收益量值與單外涵模式的效率、喘振裕度損失量值對比如圖14 所示，方案B單外涵模式效率、喘振裕度依次降低0.5%、2.2%，雙外涵模式依次提升1.4%、4.7%；方案C 單外涵模式效率、喘振裕度依次降低0.7%、5.0%，雙外涵模式依次提升2.1%、5.1%。適度的降流量、壓比設(shè)計對雙外涵模式效率、喘振裕度的收益要高于單外涵模式的損失。隨著降流量、壓比設(shè)計程度的增加，雖然效率收益始終提升，但雙外涵模式喘振裕度收益增長緩慢，甚至與單外涵模式的裕度損失逐漸持平，降流量、壓比設(shè)計葉型彎角降低對壓升能力的影響超過效率收益的影響。

圖13 不同工作模式CDFS 特性對比Fig.13 Comparison of CDFS characteristic in different modes

圖14 方案B 和方案C 相比方案A 在不同工作模式下喘振裕度和效率變化Fig.14 Variations of surge margin and efficiency of Scheme B and Scheme C compared with Scheme A under different working modes

方案B 相對方案A 各排葉片效率（或總壓恢復(fù)系數(shù)）變化量如圖15 所示，降流量、壓比設(shè)計使VIGV 和靜子總壓恢復(fù)系數(shù)上升，轉(zhuǎn)子效率下降。在2 種工作模式下，方案B 轉(zhuǎn)子效率降低的原因是，其與方案A 進(jìn)口流量相等，但VIGV 角度相對打開，使得轉(zhuǎn)子進(jìn)口相對馬赫數(shù)比方案A 更高；總壓恢復(fù)系數(shù)上升的原因是，降流量、壓比設(shè)計的VIGV、靜子氣流轉(zhuǎn)角更低，擴(kuò)散程度小，損失低。

4 結(jié) 論

針對變循環(huán)發(fā)動機(jī)設(shè)計需求，CDFS 工作域由常規(guī)壓氣機(jī)的工作線轉(zhuǎn)變?yōu)椤肮ぷ髅妗?，在常?guī)壓氣機(jī)兼顧高低轉(zhuǎn)速氣動設(shè)計思想基礎(chǔ)上，CDFS 需要進(jìn)一步兼顧不同工作模式，為此，提出了一種等換算轉(zhuǎn)速下的降流量、壓比設(shè)計方法，通過流場與造型設(shè)計、數(shù)值仿真對比，得到以下結(jié)論：

1） 等換算轉(zhuǎn)速下的降流量、壓比設(shè)計降低了CDFS 轉(zhuǎn)子、靜子的擴(kuò)散因子和氣流轉(zhuǎn)角，且扭速降低使得級反力度提升；同時，轉(zhuǎn)子安裝角增加，靜子安裝角減小。為了保證降流量、壓比設(shè)計與常規(guī)設(shè)計具有相當(dāng)?shù)牧魍芰妥龉δ芰?，需增加轉(zhuǎn)子、減小靜子設(shè)計攻角，并適當(dāng)調(diào)整設(shè)計落后角。

2） 在相同的流量調(diào)節(jié)范圍下，由于高轉(zhuǎn)速進(jìn)口級流通能力的限制，降流量、壓比設(shè)計的VIGV角度調(diào)節(jié)范圍增加，結(jié)合效率隨VIGV 開關(guān)角度的變化曲線，角度調(diào)節(jié)范圍增加是可接受的。

3） 適當(dāng)?shù)慕盗髁?、壓比在雙外涵模式產(chǎn)生的效率和喘振裕度收益會高于單外涵模式的損失。進(jìn)一步降低設(shè)計流量和壓比后，雙外涵模式效率收益持續(xù)提升，但喘振裕度提升量趨于平緩，甚至低于單外涵模式喘振裕度的損失量。

4） 降流量、壓比設(shè)計性能的收益源自VIGV、靜子總壓恢復(fù)系數(shù)的提升，而轉(zhuǎn)子由于進(jìn)口預(yù)旋角降低、相對馬赫數(shù)增加，其效率降低。

盡管降流量、壓比設(shè)計損失了單外涵模式部分性能，但由于發(fā)動機(jī)在不同工作模式下對推力、耗油率等指標(biāo)需求優(yōu)先級并不相同，同時，前涵道引射器可調(diào)整CDFS 的工作狀態(tài)，使其遠(yuǎn)離喘振邊界，因此，降流量、壓比設(shè)計是可行的，在CDFS 氣動設(shè)計中具有很高的應(yīng)用潛力。