兼顧多模式的核心機驅動風扇級氣動設計方法

楊曉飛，孫太璐，孟德君，尹海寶，王詠梅

中國航發沈陽發動機研究所，沈陽 110015

為了滿足新一代戰機對高機動性、遠航程的需求，具有工作模式可變功能的變循環渦扇發動機成為主流研究方向，變循環發動機在單外涵模式產生高單位推力，實現飛機的超聲速巡航；在雙外涵模式，涵道比更高以降低耗油率，實現飛機的遠航程。美國、歐洲的發動機公司都相繼開展了變循環發動機的研究工作，其中，美國Gen?eral Electric（GE）公司處于領導地位，先后開發YJ101、GE21、F120 和可控壓比發動機等，其中F120 經過了飛行試驗驗證［1-2］。2019 年2 月，GE公司完成了AETP 項目XA100 驗證機詳細設計，并計劃2030 年左右裝備部隊［3］。

變循環發動機要突破諸多關鍵技術，核心機驅動風扇級（Core-Driven Fan Stage，CDFS）為其中之一。CDFS 通過進口導流葉片與其他可變構件的調節，改變發動機涵道比，是影響變循環發動機的關鍵構件之一［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］通過數值仿真研究了CDFS 的氣動設計特點和匹配特性；曹暉等［12］采用S2 流面計算與遺傳算法相結合方式開展了CDFS 氣動設計優化，實現了2 個模式下的效率指標。胡駿團隊［13-14］開展了CDFS 氣動設計，分析了進口導流葉片與進口可變彎度導流葉片（Variable Inlet Guide Vanes，VIGV）對性能的影響；為了進一步提升CDFS 效率，設計了采用Coanda 型線的可變彎度導流葉片，并研究了選擇導葉不同設計點對性能的影響。工業部門［15］開展了變循環發動機發展路徑的研究。李曉慶［16］針對變循環發動機壓縮系統多模式和多工況的工作特點，開展了CDFS 多狀態、多目標兼顧設計；為了實現多狀態兼顧，開展了以中間狀態作為設計點的氣動設計，通過可調導葉開、關角度實現單外涵狀態和雙外涵狀態。由于打開可調導葉造成CDFS 喘振裕度明顯衰減，無法實現單外涵模式喘振裕度指標要求，因此，不得不以單外涵模式作為設計點。

常規壓氣機通常只有一條共同工作線，并選擇最大流量、壓比作為設計點，為了滿足喘振裕度，甚至會提高設計壓比，比如美國E3 高壓壓氣機提高9%壓比的設計［17］。CDFS 具有2 種工作模式、2 條工作線，面向“線”設計指標的傳統設計思想難以滿足需求。為了進一步兼顧2 種工作模式下的CDFS 效率和喘振裕度，提出一種降流量、壓比的設計方法，分析該方法對流場和CDFS 氣動性能的影響。

1 設計點選擇

變循環發動機要求CDFS 在相同轉速下具有寬范圍的流量、壓比調節能力，流量調節范圍甚至超過25%。同時，CDFS 在發動機變工作模式過程中應避免喘振、振動等現象，保證發動機穩定工作，因此，CDFS 由常規壓氣機面向“線”的設計轉變為面向“面”的設計，如圖1 所示?；诔Ｒ幵O計方法，CDFS 選擇最大流量、壓比點作為設計點，為了實現雙外涵模式的流量、壓比指標，需要關閉VIGV 角度。偏離設計點意味著性能下降，必然導致雙外涵模式的效率降低、喘振裕度下降。

圖1 CDFS 工作域與常規壓氣機對比Fig.1 Comparison between operating range of CDFS and conventional compressor

某CDFS 試驗測試的設計轉速下工作點流量、壓比、效率隨VIGV 角度變化關系如圖2 所示，圖中以VIGV 設計角度為基準零度，以關閉為正、打開為負；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 角度每關閉1°，流量、壓比相比設計值減小約0.7%；效率變化量隨VIGV 角度呈拋物線形式，在［0°，10°］范圍內，VIGV 角度調節對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，效率下降越嚴重。在［?10°，0°］范 圍 內，VIGV 每 調 節1°，CDFS 效 率 變 化0.3%，在［20°，30°］范圍內，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 角度變化導致CDFS 效率變化的原因，除CDFS 轉子、靜子工作狀態變化外，主要來自VIGV 總壓恢復系數變化。VIGV 大范圍角度調節導致尾跡附面層增厚、間隙泄漏增加，總壓恢復系數降低，如圖3 所示；由于雙外涵模式CDFS 壓比較低，負荷系數較小，CDFS 效率受VIGV 總壓恢復系數影響顯著；初步估算表明，當雙外涵模式CDFS 壓比為1.25 時，VIGV 總壓恢復系數每提升0.1%，CDFS 效率提升0.8%。

圖3 VIGV 角度調節對S3 流面總壓影響Fig.3 Effect of VIGV angle adjustment on total pressure of S3 stream surface

根據上述流量、壓比、效率的變化規律，有必要將VIGV 角度由圖2 中的范圍A 向范圍B 調整，單外涵模式流量通過打開VIGV 角度實現，減小雙外涵模式VIGV 關角度數值，提升雙外涵模式CDFS 效率，降低發動機耗油率。為此，本文開展了降流量、壓比設計方法研究，探索設計可行域，研究降流量、壓比流場和造型參數變化規律，為CDFS 氣動設計提供新思路。CDFS 在2 種模式下的設計指標見表1，不同方案的氣動設計參數見表2，方案A 為基準方案，以單外涵模式流量、壓比為設計點；B、C 為降流量、壓比方案。方案A、B、C 設計流量、壓比均在CDFS 工作線上。

表1 設計指標Table 1 Design specifications

表2 設計參數對比Table 2 Comparison of design parameters

2 CDFS 氣動設計

2.1 氣動設計原則

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

1） CDFS 根尖流路不變，保證相同的進出口面積及轉靜子內的流路收縮。

2） 前緣掠型不變，適當調整轉子、靜子前尾緣子午投影，保證不同方案之間的轉靜子展弦比、稠度相等。

3） 流場輸入參數只修改轉子壓比，造型參數只修改攻角、落后角，其余流場與造型輸入參數保持不變。

需要說明的是，涉及的轉子和靜子氣流角、葉型角、安裝角均為與軸向的夾角。以VIGV 設計狀態為基準，若旋轉VIGV 折板使轉子進口相對氣流角減小則定義為VIGV 關角度；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 流場設計

本設計的CDFS 由VIGV 和一級轉子、靜子構成，轉子進口為跨聲速流動，采用S2 反問題方法進行流場計算。本節分析不同方案流場參數分布變化趨勢。由于方案C 和方案B 的設計理念相同，因此，不再分析方案C 設計結果，只對比方案A 和方案B 的關鍵流場參數變化趨勢。

方案A 與方案B 轉子壓比分布、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 設計轉速相等、壓比降低，轉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 轉子進口相對馬赫數、靜子進口絕對馬赫數分布如圖6 所示，方案B 設計流量減小，轉子進口相對馬赫數、靜子進口絕對馬赫數略有降低，量值在0.03 左右。為了降低轉子葉尖進口相對馬赫數，CDFS 轉子進口采用高預旋角設計，這導致靜子進口絕對馬赫數呈“C”型分布。方案A 與方案B 轉子相對氣流角、靜子絕對氣流角分布如圖7 所示，兩方案轉子進口預旋角相等，方案B 設計流量、壓比降低，進口軸向速度和扭速降低，根據速度三角形可得，方案B 轉子進口、出口相對氣流角增大，靜子進口絕對氣流角減小。由于設計轉速不變，設計壓比降低，方案B 轉子、靜子擴散因子均降低，如圖8 所示；相應地，方案B轉子、靜子氣流轉角降低約2°，如圖9 所示。

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

圖6 轉子進口相對馬赫數、靜子進口絕對馬赫數分布Fig.6 Distribution of rotor inlet relative Mach number and stator inlet absolute Mach number

圖7 轉子進出口相對氣流角及靜子進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 轉子、靜子擴散因子分布Fig.8 Distribution of rotor and stator diffusion factors

圖9 轉子、靜子氣流轉角分布Fig.9 Distribution of rotor and stator airflow turning angles

綜上而言，等設計轉速的降流量、壓比設計與常規設計相比，轉子、靜子氣動負荷降低，氣流轉角減小，在一定程度上降低了CDFS 的做功能力。

2.3 葉片造型

由2.2 節流場對比分析可知，降流量、壓比設計相比常規設計，轉子進出口相對氣流角增加，靜子進口絕對氣流角減小。若轉子、靜子設計攻角和落后角保持不變，則轉子葉型安裝角增加，靜子葉型安裝角減小，相應的轉子流通能力降低，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“1”“2”分別表示進口和出口參數，下標“a”表示軸向，上標“′”代表采用常規方法設計的速度參數。

圖10 不同設計方法轉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子、靜子的分級特性，內在機理是每個葉型的設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，需要對攻角進行重新設計。方案A 與方案B轉靜子設計攻角對比如圖11 所示，方案B 的轉子設計攻角增加，以減小葉型安裝角，提升轉子流通能力；反之，靜子設計攻角減小，以增大葉型安裝角，降低流通能力。根據氣流轉角和攻角調整適當修正設計落后角，以實現預期的流場。

圖11 轉子、靜子設計攻角對比Fig.11 Distribution of rotor and stator design incident angles

3 性能對比及流場分析

采用三維程序對3 個CDFS 設計方案開展數值仿真。網格拓撲形式為HOH 型，第1 層網格距壁面距離為0.005 mm，考慮轉子葉片和可調靜子葉尖間隙，3 排葉片網格總數為290 萬，網格正交性＞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，計算網格如圖12 所示。

圖12 計算網格Fig.12 Computing mesh

不同工作模式VIGV 角度值見表3，由于進口級高轉速流通能力的限制，降低流量、壓比設計相比常規設計為滿足單外涵模式流量指標所需的開角度值要大于低油耗模式所減小的VIGV關角度值，這導致降流量、壓比設計VIGV 角度調節范圍增加，方案B、方案C 角度調節范圍比方案A 的增加2°。結合圖2 中的效率變化曲線，此角度調節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 個方案的等轉速特性圖如圖13 所示，通過角度調整，實現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（或總壓恢復系數）變化量如圖15 所示，降流量、壓比設計使VIGV 和靜子總壓恢復系數上升，轉子效率下降。在2 種工作模式下，方案B 轉子效率降低的原因是，其與方案A 進口流量相等，但VIGV 角度相對打開，使得轉子進口相對馬赫數比方案A 更高；總壓恢復系數上升的原因是，降流量、壓比設計的VIGV、靜子氣流轉角更低，擴散程度小，損失低。

4 結 論

針對變循環發動機設計需求，CDFS 工作域由常規壓氣機的工作線轉變為“工作面”，在常規壓氣機兼顧高低轉速氣動設計思想基礎上，CDFS 需要進一步兼顧不同工作模式，為此，提出了一種等換算轉速下的降流量、壓比設計方法，通過流場與造型設計、數值仿真對比，得到以下結論：

1） 等換算轉速下的降流量、壓比設計降低了CDFS 轉子、靜子的擴散因子和氣流轉角，且扭速降低使得級反力度提升；同時，轉子安裝角增加，靜子安裝角減小。為了保證降流量、壓比設計與常規設計具有相當的流通能力和做功能力，需增加轉子、減小靜子設計攻角，并適當調整設計落后角。

2） 在相同的流量調節范圍下，由于高轉速進口級流通能力的限制，降流量、壓比設計的VIGV角度調節范圍增加，結合效率隨VIGV 開關角度的變化曲線，角度調節范圍增加是可接受的。

3） 適當的降流量、壓比在雙外涵模式產生的效率和喘振裕度收益會高于單外涵模式的損失。進一步降低設計流量和壓比后，雙外涵模式效率收益持續提升，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、壓比設計性能的收益源自VIGV、靜子總壓恢復系數的提升，而轉子由于進口預旋角降低、相對馬赫數增加，其效率降低。

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