兼顾多模式的核心机驱动风扇级气动设计方法

2024-03-01杨晓飞孙太璐孟德君尹海宝王咏梅

航空学报 2024年2期

杨晓飞，孙太璐，孟德君，尹海宝，王咏梅

中国航发沈阳发动机研究所，沈阳 110015

为了满足新一代战机对高机动性、远航程的需求，具有工作模式可变功能的变循环涡扇发动机成为主流研究方向，变循环发动机在单外涵模式产生高单位推力，实现飞机的超声速巡航；在双外涵模式，涵道比更高以降低耗油率，实现飞机的远航程。美国、欧洲的发动机公司都相继开展了变循环发动机的研究工作，其中，美国Gen⁃eral Electric（GE）公司处于领导地位，先后开发YJ101、GE21、F120 和可控压比发动机等，其中F120 经过了飞行试验验证［1-2］。2019 年2 月，GE公司完成了AETP 项目XA100 验证机详细设计，并计划2030 年左右装备部队［3］。

变循环发动机要突破诸多关键技术，核心机驱动风扇级（Core-Driven Fan Stage，CDFS）为其中之一。CDFS 通过进口导流叶片与其他可变构件的调节，改变发动机涵道比，是影响变循环发动机的关键构件之一［4-9］。CDFS 具有2 种工作模式，单外涵模式的流量大、压比高，双外涵模式的流量小、压比低。由于CDFS 需要在不同模式下工作，因此，CDFS 气动设计和级间匹配具有独特的特点。一直以来，如何使CDFS 在不同模式下均具有良好气动性能是研究方向之一。张鑫和刘宝杰［10-11］通过数值仿真研究了CDFS 的气动设计特点和匹配特性；曹晖等［12］采用S2 流面计算与遗传算法相结合方式开展了CDFS 气动设计优化，实现了2 个模式下的效率指标。胡骏团队［13-14］开展了CDFS 气动设计，分析了进口导流叶片与进口可变弯度导流叶片（Variable Inlet Guide Vanes，VIGV）对性能的影响；为了进一步提升CDFS 效率，设计了采用Coanda 型线的可变弯度导流叶片，并研究了选择导叶不同设计点对性能的影响。工业部门［15］开展了变循环发动机发展路径的研究。李晓庆［16］针对变循环发动机压缩系统多模式和多工况的工作特点，开展了CDFS 多状态、多目标兼顾设计；为了实现多状态兼顾，开展了以中间状态作为设计点的气动设计，通过可调导叶开、关角度实现单外涵状态和双外涵状态。由于打开可调导叶造成CDFS 喘振裕度明显衰减，无法实现单外涵模式喘振裕度指标要求，因此，不得不以单外涵模式作为设计点。

常规压气机通常只有一条共同工作线，并选择最大流量、压比作为设计点，为了满足喘振裕度，甚至会提高设计压比，比如美国E3 高压压气机提高9%压比的设计［17］。CDFS 具有2 种工作模式、2 条工作线，面向“线”设计指标的传统设计思想难以满足需求。为了进一步兼顾2 种工作模式下的CDFS 效率和喘振裕度，提出一种降流量、压比的设计方法，分析该方法对流场和CDFS 气动性能的影响。

1 设计点选择

变循环发动机要求CDFS 在相同转速下具有宽范围的流量、压比调节能力，流量调节范围甚至超过25%。同时，CDFS 在发动机变工作模式过程中应避免喘振、振动等现象，保证发动机稳定工作，因此，CDFS 由常规压气机面向“线”的设计转变为面向“面”的设计，如图1 所示。基于常规设计方法，CDFS 选择最大流量、压比点作为设计点，为了实现双外涵模式的流量、压比指标，需要关闭VIGV 角度。偏离设计点意味着性能下降，必然导致双外涵模式的效率降低、喘振裕度下降。

图1 CDFS 工作域与常规压气机对比Fig.1 Comparison between operating range of CDFS and conventional compressor

某CDFS 试验测试的设计转速下工作点流量、压比、效率随VIGV 角度变化关系如图2 所示，图中以VIGV 设计角度为基准零度，以关闭为正、打开为负；流量、压比相对变化量为与零角度的比值，效率相对变化量为与零角度的差值。由图2 可得，流量、压比随角度的变化呈线性分布，VIGV 角度每关闭1°，流量、压比相比设计值减小约0.7%；效率变化量随VIGV 角度呈抛物线形式，在［0°，10°］范围内，VIGV 角度调节对CDFS效率几乎无影响；超过该范围后，效率逐渐降低，且偏离该范围越远，效率下降越严重。在［−10°，0°］范围内，VIGV 每调节1°，CDFS 效率变化0.3%，在［20°，30°］范围内，此值上升至0.7%。

图2 流量、压比、效率随VIGV 角度的变化Fig.2 Change of mass flow rate， pressure ratio and effi⁃ciency with VIGV angle

VIGV 角度变化导致CDFS 效率变化的原因，除CDFS 转子、静子工作状态变化外，主要来自VIGV 总压恢复系数变化。VIGV 大范围角度调节导致尾迹附面层增厚、间隙泄漏增加，总压恢复系数降低，如图3 所示；由于双外涵模式CDFS 压比较低，负荷系数较小，CDFS 效率受VIGV 总压恢复系数影响显著；初步估算表明，当双外涵模式CDFS 压比为1.25 时，VIGV 总压恢复系数每提升0.1%，CDFS 效率提升0.8%。

图3 VIGV 角度调节对S3 流面总压影响Fig.3 Effect of VIGV angle adjustment on total pressure of S3 stream surface

根据上述流量、压比、效率的变化规律，有必要将VIGV 角度由图2 中的范围A 向范围B 调整，单外涵模式流量通过打开VIGV 角度实现，减小双外涵模式VIGV 关角度数值，提升双外涵模式CDFS 效率，降低发动机耗油率。为此，本文开展了降流量、压比设计方法研究，探索设计可行域，研究降流量、压比流场和造型参数变化规律，为CDFS 气动设计提供新思路。CDFS 在2 种模式下的设计指标见表1，不同方案的气动设计参数见表2，方案A 为基准方案，以单外涵模式流量、压比为设计点；B、C 为降流量、压比方案。方案A、B、C 设计流量、压比均在CDFS 工作线上。

表1 设计指标Table 1 Design specifications

表2 设计参数对比Table 2 Comparison of design parameters

2 CDFS 气动设计

2.1 气动设计原则

为了减小其他因素对设计结果的影响，只分析设计点不同带来的性能差异，气动设计过程坚持以下原则：

1） CDFS 根尖流路不变，保证相同的进出口面积及转静子内的流路收缩。

2）前缘掠型不变，适当调整转子、静子前尾缘子午投影，保证不同方案之间的转静子展弦比、稠度相等。

3）流场输入参数只修改转子压比，造型参数只修改攻角、落后角，其余流场与造型输入参数保持不变。

需要说明的是，涉及的转子和静子气流角、叶型角、安装角均为与轴向的夹角。以VIGV 设计状态为基准，若旋转VIGV 折板使转子进口相对气流角减小则定义为VIGV 关角度；相反，则为开角度，如图4 所示。

图4 角度示意图Fig.4 Schematic diagram of angles

2.2 流场设计

本设计的CDFS 由VIGV 和一级转子、静子构成，转子进口为跨声速流动，采用S2 反问题方法进行流场计算。本节分析不同方案流场参数分布变化趋势。由于方案C 和方案B 的设计理念相同，因此，不再分析方案C 设计结果，只对比方案A 和方案B 的关键流场参数变化趋势。

方案A 与方案B 转子压比分布、级反力度分布如图5 所示，压比采用两端高、中间低设计，使CDFS 静子出口叶根至叶尖总压相等。方案B 相比方案A 设计转速相等、压比降低，转子叶片对气流做功减小，气流扭速降低，级反力度增加。方案A 与方案B 转子进口相对马赫数、静子进口绝对马赫数分布如图6 所示，方案B 设计流量减小，转子进口相对马赫数、静子进口绝对马赫数略有降低，量值在0.03 左右。为了降低转子叶尖进口相对马赫数，CDFS 转子进口采用高预旋角设计，这导致静子进口绝对马赫数呈“C”型分布。方案A 与方案B 转子相对气流角、静子绝对气流角分布如图7 所示，两方案转子进口预旋角相等，方案B 设计流量、压比降低，进口轴向速度和扭速降低，根据速度三角形可得，方案B 转子进口、出口相对气流角增大，静子进口绝对气流角减小。由于设计转速不变，设计压比降低，方案B 转子、静子扩散因子均降低，如图8 所示；相应地，方案B转子、静子气流转角降低约2°，如图9 所示。

图5 CDFS 转子压比、级反力度分布Fig.5 Distribution of rotor total pressure ratio and reac⁃tion of CDFS

图6 转子进口相对马赫数、静子进口绝对马赫数分布Fig.6 Distribution of rotor inlet relative Mach number and stator inlet absolute Mach number

图7 转子进出口相对气流角及静子进出口绝对气流角分布Fig.7 Inlet and outlet relative flow angle distribution of rotor and absolute flow angle distribution of stator

图8 转子、静子扩散因子分布Fig.8 Distribution of rotor and stator diffusion factors

图9 转子、静子气流转角分布Fig.9 Distribution of rotor and stator airflow turning angles

综上而言，等设计转速的降流量、压比设计与常规设计相比，转子、静子气动负荷降低，气流转角减小，在一定程度上降低了CDFS 的做功能力。

2.3 叶片造型

由2.2 节流场对比分析可知，降流量、压比设计相比常规设计，转子进出口相对气流角增加，静子进口绝对气流角减小。若转子、静子设计攻角和落后角保持不变，则转子叶型安装角增加，静子叶型安装角减小，相应的转子流通能力降低，静子反之，如图10 所示。图中，“C”表示绝对速度，“W”表示相对速度，下标“1”“2”分别表示进口和出口参数，下标“a”表示轴向，上标“′”代表采用常规方法设计的速度参数。

图10 不同设计方法转子速度三角形及叶型示意图Fig.10 Schematic diagram of rotor velocity triangle and profile with different design methods

流通能力的改变影响转子、静子的分级特性，内在机理是每个叶型的设计攻角与该叶型可用攻角范围相对位置的变化。为了消弱此种影响，需要对攻角进行重新设计。方案A 与方案B转静子设计攻角对比如图11 所示，方案B 的转子设计攻角增加，以减小叶型安装角，提升转子流通能力；反之，静子设计攻角减小，以增大叶型安装角，降低流通能力。根据气流转角和攻角调整适当修正设计落后角，以实现预期的流场。

图11 转子、静子设计攻角对比Fig.11 Distribution of rotor and stator design incident angles

3 性能对比及流场分析

采用三维程序对3 个CDFS 设计方案开展数值仿真。网格拓扑形式为HOH 型，第1 层网格距壁面距离为0.005 mm，考虑转子叶片和可调静子叶尖间隙，3 排叶片网格总数为290 万，网格正交性＞20°，长宽比不大于2 000，延展比不大于4.0。求解定常雷诺平均Navier-Stokes 方程，选择中心差分格式、Spalart-Allmaras 湍流模型，计算网格如图12 所示。

图12 计算网格Fig.12 Computing mesh

不同工作模式VIGV 角度值见表3，由于进口级高转速流通能力的限制，降低流量、压比设计相比常规设计为满足单外涵模式流量指标所需的开角度值要大于低油耗模式所减小的VIGV关角度值，这导致降流量、压比设计VIGV 角度调节范围增加，方案B、方案C 角度调节范围比方案A 的增加2°。结合图2 中的效率变化曲线，此角度调节范围增加是可接受的。

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

3 个方案的等转速特性图如图13 所示，通过角度调整，实现3 个方案工作点流量、压比基本一致。相比方案A，方案B、方案C 在双涵外涵模式的效率、喘振裕度收益量值与单外涵模式的效率、喘振裕度损失量值对比如图14 所示，方案B单外涵模式效率、喘振裕度依次降低0.5%、2.2%，双外涵模式依次提升1.4%、4.7%；方案C 单外涵模式效率、喘振裕度依次降低0.7%、5.0%，双外涵模式依次提升2.1%、5.1%。适度的降流量、压比设计对双外涵模式效率、喘振裕度的收益要高于单外涵模式的损失。随着降流量、压比设计程度的增加，虽然效率收益始终提升，但双外涵模式喘振裕度收益增长缓慢，甚至与单外涵模式的裕度损失逐渐持平，降流量、压比设计叶型弯角降低对压升能力的影响超过效率收益的影响。

图13 不同工作模式CDFS 特性对比Fig.13 Comparison of CDFS characteristic in different modes

图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变化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 相对方案A 各排叶片效率（或总压恢复系数）变化量如图15 所示，降流量、压比设计使VIGV 和静子总压恢复系数上升，转子效率下降。在2 种工作模式下，方案B 转子效率降低的原因是，其与方案A 进口流量相等，但VIGV 角度相对打开，使得转子进口相对马赫数比方案A 更高；总压恢复系数上升的原因是，降流量、压比设计的VIGV、静子气流转角更低，扩散程度小，损失低。