外涵調(diào)節(jié)對(duì)中介機(jī)匣性能影響的試驗(yàn)研究

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?xì)鉁u輪研究院，四川江油621703)

1 引言

中介機(jī)匣作為渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)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(chǎng)品質(zhì)直接影響高壓壓氣機(jī)性能。為適應(yīng)上游風(fēng)扇與下游高壓壓氣機(jī)之間流道高度的落差，中介機(jī)匣常采用S型面設(shè)計(jì)，致使其流場(chǎng)具有大流線曲率與強(qiáng)壓力梯度等特點(diǎn)[1-2]。

國內(nèi)外對(duì)中介機(jī)匣都進(jìn)行過大量的研究。國外，Britchford[3]、Bailey[4-5]等采用 LDV系統(tǒng)，分別對(duì)理想條件和實(shí)際條件下帶支板的中介機(jī)匣流場(chǎng)進(jìn)行了詳細(xì)測(cè)量分析，證實(shí)流線曲率和壓力梯度是影響總壓損失的主要因素，支板對(duì)消除葉根角區(qū)分離和減小負(fù)荷有很好的效果，為最終利用CFD方法開展中介機(jī)匣優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了試驗(yàn)支持。Duenas等[6]研究了不同軸向長度對(duì)中介機(jī)匣性能的影響，結(jié)果表明當(dāng)軸向長度減小時(shí)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(jī)匣進(jìn)口雷諾數(shù)。國內(nèi)，向宏輝等[7]以壓氣機(jī)中介機(jī)匣為試驗(yàn)研究對(duì)象，通過改變來流徑向分布與馬赫數(shù)，建立了評(píng)估中介機(jī)匣氣動(dòng)性能的進(jìn)口約束條件；在同步測(cè)量軸向流路離散壓力參數(shù)的基礎(chǔ)上，分析了中介機(jī)匣內(nèi)部流場(chǎng)對(duì)進(jìn)氣條件的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)。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(diǎn)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(shè)計(jì)，探索其設(shè)計(jì)規(guī)律；同時(shí)建立了一種等效方法，通過構(gòu)造與帶支板過渡段具有相似氣動(dòng)特性的軸對(duì)稱過渡段，近似地等效原帶支板過渡段，從而將復(fù)雜的三維問題簡化為二維軸對(duì)稱問題。孫志剛等[9]利用軟件對(duì)帶支板過渡流道進(jìn)行了優(yōu)化分析，結(jié)果表明過渡段導(dǎo)流支板的轉(zhuǎn)折角宜小不宜大，支板安裝角度應(yīng)盡量接近軸向，亞聲速下過渡段子午流道形狀及導(dǎo)流支板的外型要相互配合實(shí)現(xiàn)氣動(dòng)性能最佳。

目前，國內(nèi)對(duì)中介機(jī)匣的研究已取得一定成果，但相關(guān)的試驗(yàn)研究較少。本文開展了雙涵道中介機(jī)匣吹風(fēng)試驗(yàn)研究，通過堵塞調(diào)節(jié)環(huán)改變外涵流量，探究外涵流量調(diào)節(jié)對(duì)中介機(jī)匣性能與外涵支板尾跡的影響，以期為改進(jìn)中介機(jī)匣的氣動(dòng)設(shè)計(jì)、提高中介機(jī)匣與壓縮部件的流動(dòng)匹配特性提供指導(dǎo)。

2 試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)設(shè)備及試驗(yàn)件

雙涵道中介機(jī)匣吹風(fēng)試驗(yàn)在中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院進(jìn)氣畸變?cè)囼?yàn)器上進(jìn)行。該試驗(yàn)器為連續(xù)氣源亞聲速吸氣式風(fēng)洞試驗(yàn)器，圖1為試驗(yàn)器原理圖。

圖2 試驗(yàn)件結(jié)構(gòu)簡圖Fig.2 Sketch of the test article structure

試驗(yàn)件為某型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的雙涵道中介機(jī)匣，其結(jié)構(gòu)如圖2所示，由進(jìn)口測(cè)量段、中介機(jī)匣、出口測(cè)量段和堵塞調(diào)節(jié)環(huán)等組成。試驗(yàn)件后端通過轉(zhuǎn)接段與試驗(yàn)器抽氣管道連接；試驗(yàn)件通過支架支撐固定，滿足中介機(jī)匣吹風(fēng)試驗(yàn)的安裝要求。

在外涵出口設(shè)置堵塞調(diào)節(jié)環(huán)，見圖3。圖中RH為外涵流道內(nèi)徑，RX為堵塞調(diào)節(jié)環(huán)內(nèi)徑，RT為外涵流道外徑。通過調(diào)節(jié)堵塞調(diào)節(jié)環(huán)伸入外涵流道深度，實(shí)現(xiàn)對(duì)外涵流量的調(diào)節(jié)。定義堵塞面積與外涵面積之比為堵塞比BR。堵塞調(diào)節(jié)環(huán)共5件，對(duì)應(yīng)的堵塞比分別為10%、20%、50%、70%、85%。外涵面積為 61 526.3 mm2，內(nèi)涵面積為 126 647.8 mm2，原始幾何涵道比為0.486，故各堵塞比對(duì)應(yīng)的幾何涵道比依次為0.437、0.388、0.243、0.146、0.073。試驗(yàn)時(shí)，大氣從試驗(yàn)件進(jìn)口吸入，由抽氣機(jī)組進(jìn)行抽氣，通過閥門調(diào)節(jié)進(jìn)口馬赫數(shù)Ma0。狀態(tài)穩(wěn)定后，錄取每個(gè)堵塞比下不同進(jìn)口馬赫數(shù)時(shí)的氣動(dòng)參數(shù)，試驗(yàn)件進(jìn)口馬赫數(shù)范圍為0.25～0.58。

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

2.2 測(cè)試方法

表1給出了測(cè)試方案，表中b為支板厚度。測(cè)試件軸向共布置了4個(gè)測(cè)量截面。在支板尾跡測(cè)量截面，耙狀總壓探針通過二維位移機(jī)構(gòu)進(jìn)行徑向移動(dòng)，測(cè)量5個(gè)相對(duì)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(duì)試驗(yàn)件性能影響可以忽略。壓力探針在使用前均進(jìn)行風(fēng)洞校準(zhǔn)，保證壓力探針在試驗(yàn)馬赫數(shù)范圍內(nèi)測(cè)量不敏感角達(dá)i 10h；數(shù)采系統(tǒng)中電子壓力掃描閥標(biāo)定結(jié)果滿足測(cè)量精度i 0.3%的要求。

表1 測(cè)試方案Table 1 Test scheme

2.3 數(shù)據(jù)處理

所研究的中介機(jī)匣內(nèi)部流動(dòng)為亞聲速流動(dòng)，其流動(dòng)過程可認(rèn)為是絕熱過程，不考慮氣流的溫度變化。采用外涵與內(nèi)涵流量之比表征涵道比B。受設(shè)備條件限制，采用總、靜壓計(jì)算內(nèi)、外涵流量。根據(jù)質(zhì)量流量計(jì)算公式可知，涵道比為外涵與內(nèi)涵的總壓比 pwtpnt、流通面積比 AwAn和流量函數(shù)比q(Maw)q(Man)的乘積：

采用總壓恢復(fù)系數(shù)σ表征各截面壓力?？倝夯謴?fù)系數(shù)定義為：

式中：p0t為進(jìn)口總壓，pit為某截面總壓。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 外涵與內(nèi)涵總壓損失

圖4、圖5分別給出了進(jìn)口馬赫數(shù)0.427時(shí)，各堵塞比下外涵與內(nèi)涵總壓恢復(fù)系數(shù)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(shì)基本相同，隨著相對(duì)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，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(dòng)損失與輪轂粘性力帶來的附面層效應(yīng)；而堵塞比50%、70%、85%狀態(tài)下，堵塞調(diào)節(jié)環(huán)使得外涵流道突然收縮，對(duì)外涵流場(chǎng)存在較大的氣流擾動(dòng)，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(nèi)涵總壓徑向分布趨勢(shì)基本相同，隨著相對(duì)流道高度的增加，總壓先逐漸增大再逐漸減小；隨著堵塞比的增大，內(nèi)涵流道總壓損失先減小再增大。這表明各堵塞比下，內(nèi)涵流道內(nèi)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(fù)系數(shù)的徑向分布Fig.4 Radial distribution of bypass total pressure recovery coefficient

圖5 內(nèi)涵總壓恢復(fù)系數(shù)的徑向分布Fig.5 Radial distribution of core total pressure recovery coefficient

對(duì)各流道高度下的總壓恢復(fù)系數(shù)進(jìn)行面積加權(quán)平均，分別繪出各堵塞比下外涵、內(nèi)涵總壓恢復(fù)系數(shù)隨進(jìn)口馬赫數(shù)的分布，見圖6、圖7。由圖6可見，各堵塞比下外涵總壓恢復(fù)系數(shù)趨勢(shì)基本相同，均隨進(jìn)口馬赫數(shù)的增加而減小；隨著堵塞比的增大，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(nèi)涵總壓恢復(fù)系數(shù)趨勢(shì)基本相同，均隨進(jìn)口馬赫數(shù)的增加而減??；堵塞比對(duì)內(nèi)涵流道總壓損失影響較小。這表明外涵流量調(diào)節(jié)對(duì)內(nèi)涵總壓損失基本無影響，對(duì)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(fù)系數(shù)隨進(jìn)口馬赫數(shù)的分布Fig.6 Distribution of bypass total pressure recovery coefficient over inlet Mach number

圖7 內(nèi)涵總壓恢復(fù)系數(shù)隨進(jìn)口馬赫數(shù)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(diào)節(jié)對(duì)內(nèi)涵總壓影響較小，對(duì)外涵總壓影響較大，故對(duì)外涵支板尾跡進(jìn)行分析，研究外涵流量調(diào)節(jié)對(duì)外涵支板尾跡的影響。圖8給出了進(jìn)口馬赫數(shù)0.427時(shí)不同堵塞比下外涵支板尾跡的徑向分布?？梢姡氯?0%、20%狀態(tài)下，流道內(nèi)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(dāng)堵塞比大于70%后，調(diào)節(jié)環(huán)堵塞效應(yīng)帶來的影響大于支板厚度對(duì)尾跡的影響。支板與堵塞調(diào)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(diào)節(jié)環(huán)所占比重增大，支板的堵塞作用逐漸減弱。中介機(jī)匣真實(shí)工作環(huán)境不存在堵塞調(diào)節(jié)環(huán)，外涵流道流通面積不變，尾跡現(xiàn)象明顯。堵塞調(diào)節(jié)環(huán)在改變外涵流量的同時(shí)，也改變了外涵壓力的徑向分布，此時(shí)外涵尾跡無法純粹地反映外涵流量調(diào)節(jié)造成的影響。故而在以后的試驗(yàn)研究中，建議采用外涵可調(diào)導(dǎo)葉調(diào)節(jié)外涵流量，避免壓力徑向分布對(duì)支板尾跡的干擾。

3.3 外涵流量調(diào)節(jié)對(duì)涵道比的影響

圖9給出了各堵塞比下涵道比隨進(jìn)口馬赫數(shù)的分布?？梢姡S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(jìn)口馬赫數(shù)變化呈現(xiàn)出的分布趨勢(shì)不同。堵塞比10%、20%狀態(tài)下，涵道比隨進(jìn)口馬赫數(shù)的增大而減?。欢氯?0%、70%、85%狀態(tài)下，涵道比隨進(jìn)口馬赫數(shù)的增大而增大。可見，進(jìn)口馬赫數(shù)的變化改變了內(nèi)外涵流量分配比例，而外涵流量調(diào)節(jié)改變了這種流量分配比例的分布趨勢(shì)。

圖10、圖11分別給出了外涵與內(nèi)涵總壓比和馬赫數(shù)比隨進(jìn)口馬赫數(shù)的變化趨勢(shì)。由圖10可見，隨著進(jìn)口馬赫數(shù)的增大，總壓比逐漸減小。低馬赫數(shù)下，外涵流量調(diào)節(jié)對(duì)總壓比影響較??；而馬赫數(shù)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(jìn)口馬赫數(shù)的增大，馬赫數(shù)比逐漸增大；各馬赫數(shù)下，隨著堵塞比的增大，外涵流量減小，馬赫數(shù)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(jìn)口馬赫數(shù)的變化趨勢(shì)Fig.9 Bypass ratio distribution as a function of inlet Mach number

圖10 總壓比隨進(jìn)口馬赫數(shù)的變化趨勢(shì)Fig.10 Total pressure ratio distribution as a function of inlet Mach number

圖11 馬赫數(shù)比隨進(jìn)口馬赫數(shù)的變化趨勢(shì)Fig.11 Mach number ratio as a function of inlet Mach number

結(jié)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(duì)于馬赫數(shù)比，總壓比受進(jìn)口馬赫數(shù)的影響更大，故涵道比分布趨勢(shì)與總壓比分布趨勢(shì)一致，隨著進(jìn)口馬赫數(shù)的增大而減小；堵塞比50%、70%、85%狀態(tài)(幾何涵道比分別為 0.243、0.146、0.073)下，相對(duì)于總壓比，馬赫數(shù)比受進(jìn)口馬赫數(shù)的影響更大，涵道比分布趨勢(shì)與馬赫數(shù)比分布趨勢(shì)一致，隨著進(jìn)口馬赫數(shù)的增大而增大。

4 結(jié)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(dòng)損失與附面層效應(yīng)逐漸轉(zhuǎn)化為堵塞調(diào)節(jié)環(huán)對(duì)外涵流場(chǎng)氣流擾動(dòng)造成的壓力損失；外涵流量調(diào)節(jié)對(duì)內(nèi)涵總壓基本無影響。

(2)通過堵塞調(diào)節(jié)環(huán)可實(shí)現(xiàn)外涵流量調(diào)節(jié)，繼而調(diào)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(diào)節(jié)對(duì)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(jìn)口馬赫數(shù)的增大而減??；大堵塞比狀態(tài)(幾何涵道比小于0.243)，涵道比隨進(jìn)口馬赫數(shù)的增大而增大。

(4)建議在以后的相關(guān)試驗(yàn)研究中，采用外涵可調(diào)導(dǎo)葉調(diào)節(jié)外涵流量，消除堵塞調(diào)節(jié)環(huán)對(duì)外涵支板尾跡的影響。