王迎國，吳曉東，向宏輝，吳舒嫻，劉 憲，黃承文

(中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院，四川江油621703)

1 引言

中介機匣作為渦扇發(fā)動機中連接高、低壓壓縮部件的重要過渡通道和主要承力件，其流場品質直接影響高壓壓氣機性能。為適應上游風扇與下游高壓壓氣機之間流道高度的落差，中介機匣常采用S型面設計，致使其流場具有大流線曲率與強壓力梯度等特點[1-2]。

國內外對中介機匣都進行過大量的研究。國外，Britchford[3]、Bailey[4-5]等采用 LDV系統(tǒng)，分別對理想條件和實際條件下帶支板的中介機匣流場進行了詳細測量分析，證實流線曲率和壓力梯度是影響總壓損失的主要因素，支板對消除葉根角區(qū)分離和減小負荷有很好的效果，為最終利用CFD方法開展中介機匣優(yōu)化設計提供了試驗支持。Duenas等[6]研究了不同軸向長度對中介機匣性能的影響，結果表明當軸向長度減小時附面層出現(xiàn)分離，總壓損失隨之增大，分離尺度主要取決于中介機匣進口雷諾數。國內，向宏輝等[7]以壓氣機中介機匣為試驗研究對象，通過改變來流徑向分布與馬赫數，建立了評估中介機匣氣動性能的進口約束條件；在同步測量軸向流路離散壓力參數的基礎上，分析了中介機匣內部流場對進氣條件的穩(wěn)態(tài)響應。闕曉斌等[8]建立了S型過渡段幾何描述方式，提出了半程落差比的概念，探討了通過半程落差比及控制點面積比控制壁面壓力梯度的方法，并將該方法用于過渡段設計，探索其設計規(guī)律；同時建立了一種等效方法，通過構造與帶支板過渡段具有相似氣動特性的軸對稱過渡段，近似地等效原帶支板過渡段，從而將復雜的三維問題簡化為二維軸對稱問題。孫志剛等[9]利用軟件對帶支板過渡流道進行了優(yōu)化分析，結果表明過渡段導流支板的轉折角宜小不宜大，支板安裝角度應盡量接近軸向，亞聲速下過渡段子午流道形狀及導流支板的外型要相互配合實現(xiàn)氣動性能最佳。

目前，國內對中介機匣的研究已取得一定成果，但相關的試驗研究較少。本文開展了雙涵道中介機匣吹風試驗研究，通過堵塞調節(jié)環(huán)改變外涵流量，探究外涵流量調節(jié)對中介機匣性能與外涵支板尾跡的影響，以期為改進中介機匣的氣動設計、提高中介機匣與壓縮部件的流動匹配特性提供指導。

2 試驗方案

2.1 試驗設備及試驗件

雙涵道中介機匣吹風試驗在中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院進氣畸變試驗器上進行。該試驗器為連續(xù)氣源亞聲速吸氣式風洞試驗器，圖1為試驗器原理圖。

圖2 試驗件結構簡圖Fig.2 Sketch of the test article structure

試驗件為某型渦扇發(fā)動機的雙涵道中介機匣，其結構如圖2所示，由進口測量段、中介機匣、出口測量段和堵塞調節(jié)環(huán)等組成。試驗件后端通過轉接段與試驗器抽氣管道連接；試驗件通過支架支撐固定，滿足中介機匣吹風試驗的安裝要求。

在外涵出口設置堵塞調節(jié)環(huán)，見圖3。圖中RH為外涵流道內徑，RX為堵塞調節(jié)環(huán)內徑，RT為外涵流道外徑。通過調節(jié)堵塞調節(jié)環(huán)伸入外涵流道深度，實現(xiàn)對外涵流量的調節(jié)。定義堵塞面積與外涵面積之比為堵塞比BR。堵塞調節(jié)環(huán)共5件，對應的堵塞比分別為10%、20%、50%、70%、85%。外涵面積為 61 526.3 mm2，內涵面積為 126 647.8 mm2，原始幾何涵道比為0.486，故各堵塞比對應的幾何涵道比依次為0.437、0.388、0.243、0.146、0.073。試驗時，大氣從試驗件進口吸入，由抽氣機組進行抽氣，通過閥門調節(jié)進口馬赫數Ma0。狀態(tài)穩(wěn)定后，錄取每個堵塞比下不同進口馬赫數時的氣動參數，試驗件進口馬赫數范圍為0.25～0.58。

圖3 堵塞調節(jié)環(huán)示意圖Fig.3 Sketch of the blockage adjusting ring

2.2 測試方法

表1給出了測試方案，表中b為支板厚度。測試件軸向共布置了4個測量截面。在支板尾跡測量截面，耙狀總壓探針通過二維位移機構進行徑向移動，測量5個相對流道高度處支板尾跡分布。所用探針引起的流道堵塞比為2.2%，對試驗件性能影響可以忽略。壓力探針在使用前均進行風洞校準，保證壓力探針在試驗馬赫數范圍內測量不敏感角達i 10h；數采系統(tǒng)中電子壓力掃描閥標定結果滿足測量精度i 0.3%的要求。

表1 測試方案Table 1 Test scheme

2.3 數據處理

所研究的中介機匣內部流動為亞聲速流動，其流動過程可認為是絕熱過程，不考慮氣流的溫度變化。采用外涵與內涵流量之比表征涵道比B。受設備條件限制，采用總、靜壓計算內、外涵流量。根據質量流量計算公式可知，涵道比為外涵與內涵的總壓比 pwtpnt、流通面積比 AwAn和流量函數比q(Maw)q(Man)的乘積：

采用總壓恢復系數σ表征各截面壓力。總壓恢復系數定義為：

式中：p0t為進口總壓，pit為某截面總壓。

3 試驗結果分析

3.1 外涵與內涵總壓損失

圖4、圖5分別給出了進口馬赫數0.427時，各堵塞比下外涵與內涵總壓恢復系數的徑向分布。由圖4可見，各堵塞比下外涵總壓徑向分布趨勢基本相同，隨著相對流道高度的增加，總壓先逐漸增大再逐漸減?。浑S著堵塞比的增大，外涵流道總壓損失先減小再增大。這表明：堵塞比10%、20%狀態(tài)下，外涵總壓損失主要來源為氣體流動損失與輪轂粘性力帶來的附面層效應；而堵塞比50%、70%、85%狀態(tài)下，堵塞調節(jié)環(huán)使得外涵流道突然收縮，對外涵流場存在較大的氣流擾動，且隨著堵塞比的增大，外涵流道突縮加劇，從而造成外涵更大的壓力損失。由圖5可見，各堵塞比下內涵總壓徑向分布趨勢基本相同，隨著相對流道高度的增加，總壓先逐漸增大再逐漸減??；隨著堵塞比的增大，內涵流道總壓損失先減小再增大。這表明各堵塞比下，內涵流道內外壁面總壓損失均較大，中部總壓損失較小。

圖4 外涵總壓恢復系數的徑向分布Fig.4 Radial distribution of bypass total pressure recovery coefficient

圖5 內涵總壓恢復系數的徑向分布Fig.5 Radial distribution of core total pressure recovery coefficient

對各流道高度下的總壓恢復系數進行面積加權平均，分別繪出各堵塞比下外涵、內涵總壓恢復系數隨進口馬赫數的分布，見圖6、圖7。由圖6可見，各堵塞比下外涵總壓恢復系數趨勢基本相同，均隨進口馬赫數的增加而減?。浑S著堵塞比的增大，外涵流道總壓損失先減小再增大。由圖7可見，各堵塞比下內涵總壓恢復系數趨勢基本相同，均隨進口馬赫數的增加而減?。欢氯葘群鞯揽倝簱p失影響較小。這表明外涵流量調節(jié)對內涵總壓損失基本無影響，對外涵總壓損失影響較大，且隨著堵塞比的增大，總壓損失先減小再增大。

圖6 外涵總壓恢復系數隨進口馬赫數的分布Fig.6 Distribution of bypass total pressure recovery coefficient over inlet Mach number

圖7 內涵總壓恢復系數隨進口馬赫數的分布Fig.7 Distribution of core total pressure recovery coefficient over inlet Mach number

3.2 外涵支板尾跡

外涵流量調節(jié)對內涵總壓影響較小，對外涵總壓影響較大，故對外涵支板尾跡進行分析，研究外涵流量調節(jié)對外涵支板尾跡的影響。圖8給出了進口馬赫數0.427時不同堵塞比下外涵支板尾跡的徑向分布?？梢?，堵塞比10%、20%狀態(tài)下，流道內氣體流通順暢，支板尾跡明顯，非尾跡區(qū)壓力梯度小于尾跡區(qū)壓力梯度；隨著堵塞比增大至50%，流道中、下部的支板尾跡略有偏移，非尾跡區(qū)和尾跡區(qū)壓力梯度均逐漸下降，尾跡現(xiàn)象減弱；堵塞比70%、85%狀態(tài)下，支板尾跡現(xiàn)象消失，沿流道高度方向存在明顯的壓力梯度?，F(xiàn)象表明，當堵塞比大于70%后，調節(jié)環(huán)堵塞效應帶來的影響大于支板厚度對尾跡的影響。支板與堵塞調節(jié)環(huán)的綜合作用影響支板尾跡分布。隨著堵塞比的增大，堵塞調節(jié)環(huán)所占比重增大，支板的堵塞作用逐漸減弱。中介機匣真實工作環(huán)境不存在堵塞調節(jié)環(huán)，外涵流道流通面積不變，尾跡現(xiàn)象明顯。堵塞調節(jié)環(huán)在改變外涵流量的同時，也改變了外涵壓力的徑向分布，此時外涵尾跡無法純粹地反映外涵流量調節(jié)造成的影響。故而在以后的試驗研究中，建議采用外涵可調導葉調節(jié)外涵流量，避免壓力徑向分布對支板尾跡的干擾。

3.3 外涵流量調節(jié)對涵道比的影響

圖9給出了各堵塞比下涵道比隨進口馬赫數的分布?？梢?，隨著堵塞比的增大，涵道比下降，但不同堵塞比狀態(tài)下涵道比隨進口馬赫數變化呈現(xiàn)出的分布趨勢不同。堵塞比10%、20%狀態(tài)下，涵道比隨進口馬赫數的增大而減??；堵塞比50%、70%、85%狀態(tài)下，涵道比隨進口馬赫數的增大而增大。可見，進口馬赫數的變化改變了內外涵流量分配比例，而外涵流量調節(jié)改變了這種流量分配比例的分布趨勢。

圖10、圖11分別給出了外涵與內涵總壓比和馬赫數比隨進口馬赫數的變化趨勢。由圖10可見，隨著進口馬赫數的增大，總壓比逐漸減小。低馬赫數下，外涵流量調節(jié)對總壓比影響較??；而馬赫數大于0.5狀態(tài)下，增大堵塞比，總壓比逐漸增大。由圖11可見，隨著進口馬赫數的增大，馬赫數比逐漸增大；各馬赫數下，隨著堵塞比的增大，外涵流量減小，馬赫數比逐漸減小。

圖8 外涵支板尾跡的徑向分布Fig.8 Radial distribution of bypass plate trail

圖9 涵道比隨進口馬赫數的變化趨勢Fig.9 Bypass ratio distribution as a function of inlet Mach number

圖10 總壓比隨進口馬赫數的變化趨勢Fig.10 Total pressure ratio distribution as a function of inlet Mach number

圖11 馬赫數比隨進口馬赫數的變化趨勢Fig.11 Mach number ratio as a function of inlet Mach number

結合圖9、圖10和圖11可知，堵塞比10%、20%狀態(tài)(幾何涵道比分別為0.437、0.388)下，相對于馬赫數比，總壓比受進口馬赫數的影響更大，故涵道比分布趨勢與總壓比分布趨勢一致，隨著進口馬赫數的增大而減?。欢氯?0%、70%、85%狀態(tài)(幾何涵道比分別為 0.243、0.146、0.073)下，相對于總壓比，馬赫數比受進口馬赫數的影響更大，涵道比分布趨勢與馬赫數比分布趨勢一致，隨著進口馬赫數的增大而增大。

4 結論

(1)隨著外涵流量的降低，外涵總壓損失主要來源由氣體流動損失與附面層效應逐漸轉化為堵塞調節(jié)環(huán)對外涵流場氣流擾動造成的壓力損失；外涵流量調節(jié)對內涵總壓基本無影響。

(2)通過堵塞調節(jié)環(huán)可實現(xiàn)外涵流量調節(jié)，繼而調節(jié)涵道比，但也改變了外涵壓力的徑向分布；支板尾跡分布無法單純反映外涵流量調節(jié)對支板后徑向壓力分布的影響。

(3)小堵塞比狀態(tài)(幾何涵道比大于0.388)，涵道比隨進口馬赫數的增大而減小；大堵塞比狀態(tài)(幾何涵道比小于0.243)，涵道比隨進口馬赫數的增大而增大。

(4)建議在以后的相關試驗研究中，采用外涵可調導葉調節(jié)外涵流量，消除堵塞調節(jié)環(huán)對外涵支板尾跡的影響。