內涵工況對風扇增壓級雙涵匹配的影響

鄭覃，楊小賀，葉俊，馮錦璋

中國航發商用航空發動機有限責任公司，上海 200241

20世紀60年代以來，從國外典型民用航空發動機風扇增壓級的發展歷程可以看出，風扇的設計特點逐漸向大涵道比、高效率以及低葉尖切線速度演化，以滿足日趨嚴格的低耗油率、大推力、低噪聲水平等設計要求。

在大涵道比風扇增壓級的雙涵性能匹配方面，許多人存在如下認識：外涵工況對內涵特性影響大，內涵工況對外涵特性影響小。但真實情況是否與之相同，內外涵氣動特性到底存在怎樣的相互匹配規律和機理，這些雙涵匹配問題都尚未有明確的結論。開展詳細的雙涵匹配研究有利于全面、深入地理解風扇增壓級部件的氣動特性，為大涵道比風扇增壓級的設計以及試驗提供支撐。

目前公開文獻中在風扇增壓級雙涵匹配方面的研究較少。20世紀90年代，Dawes開展了雙涵道風扇模型的內外涵聯算，發現內外涵的分流環通過其壓力場對上游流動產生很大影響。2005年，趙永輝在風扇增壓級內外涵道匹配的數值模擬研究中指出分流環、內外涵中的葉片都會對上游風扇流動產生影響，其研究結果還表明了單獨進行內涵道的計算難以真實反映內涵氣動性能，進行風扇增壓級的內外涵聯算是必要的。上述研究工作涉及了雙涵匹配的討論，但都未對雙涵性能的匹配規律和機理開展詳細的研究。

隨著計算機性能的日益強大和數值模擬方法的逐漸成熟，數值計算可以深入地研究試驗難以企及的流動現象，更多的研究人員在開展大涵道比風扇增壓級的數值模擬研究時使用多排葉片雙涵道聯算，以便于更真實地模擬風扇增壓級內的流動。相關的研究內容包括掠形風扇優化設計，風扇轉子葉尖間隙的敏感性分析，風扇增壓級端區流動優化的波浪內壁、凹形輪轂設計，幾何縮尺影響分析，低雷諾數效應對風扇增壓級氣動性能的影響研究。這些研究中，研究人員開展風扇增壓級的外涵性能曲線計算時，通常將內涵工況固定在氣動設計點或最高效率點；開展內涵性能曲線計算時，同樣將外涵工況固定在設計點或最高效率點。

在發動機實際使用過程中，工況極為復雜，如果不理解雙涵性能匹配問題，就無法準確判斷數值計算或試驗測量獲取的內外涵特性是否符合真實情況。因此，本文針對某型民機大涵道比風扇增壓級，在不同轉速以及不同內涵工況下開展雙涵道聯算的數值研究，改變外涵出口靜壓獲取外涵特性線，掌握獲取特性線的過程中內涵氣動性能的變化規律，以及內涵工況對外涵特性的影響規律，闡明內涵工況對雙涵匹配的影響機理，也為后續風扇增壓級部件試驗提供依據和支撐，針對“雙涵道壓縮系統中錄取外涵性能曲線時如何確定相匹配的內涵工況”的實際工程問題給出建議。

1 數值計算建模

1.1 研究對象

本文的研究對象為某型民機大涵道比風扇增壓級，風扇和增壓級的葉片采用全三維復合彎掠設計。風扇葉片中上部后掠以降低激波損失、提高氣動效率，葉片尖部前掠以提高氣動穩定性。風扇增壓級模型包括1排風扇、1排外涵出口導葉以及帶進口導葉的4級增壓級，如圖1所示。本文使用商用軟件NUMECA對風扇增壓級開展定常數值模擬研究。

圖1 風扇增壓級模型示意圖Fig.1 Schematic of fan booster model

1.2 網格劃分

本文使用結構化網格生成組件AutoGrid v5對風扇增壓級的11排葉片進行網格劃分，三維網格如圖2所示。各排葉片都采用O4H型網格拓撲結構。分流環采用C型網格拓撲結構，如圖3所示。

風扇、外涵以及內涵的徑向網格點數分別為185、113和81，風扇葉片的葉尖間隙為1 mm，增壓級動葉葉尖間隙為0.5 mm，風扇和增壓級葉片的間隙徑向網格點數為17。最終風扇增壓級的總網格數為937萬。

本文數值計算使用的Spalart-Allmaras湍流模型具有良好的收斂性。壁面第1層網格高度取值為5×10m，保證值不大于10，從而使該模型可以更好地求解近壁面流動。

圖2 風扇增壓級網格示意圖Fig.2 Schematic of fan booster mesh

圖3 分流環網格示意圖Fig.3 Schematic of mesh near splitter

1.3 計算設置

數值計算應用有限體積法求解相對坐標系下的三維雷諾平均Navier-Stokes 方程，采用2階中心差分格式進行空間離散，采用4 階Runge-Kutta 方法迭代求解時間項，以真實空氣作為計算工質。邊界條件設置如下：

1) 進口給定軸向進氣方向以及標準大氣工況下的總溫和總壓，內外涵分別給定出口平均靜壓，根據徑向平衡算出其他各點靜壓。

2) 固壁為絕熱、無滑移邊界條件。

3) 轉靜交界面采用混合平面法處理。

殘差是迭代過程中各個基本方程是否趨于收斂的重要評估參數，其大小直接反映了收斂精度。通常認為殘差降低到1×10以下時是完全收斂，但實際數值計算中難以保證各工況下的殘差都低于該值。

本文數值計算的收斂判定準則如下：當殘差低于1×10且保持下降或穩定的趨勢(如圖4(a) 所示)，同時進出口流量、總壓比和效率隨迭代步數的變化曲線趨于水平，都維持在某個值附近波動變化，且波動幅度不超過0.05%，如圖4(b) 所示。

正常計算過程中，固定內涵出口靜壓為內涵的工作點靜壓，改變外涵出口靜壓開展多工況數值計算，分別將穩定收斂的外涵流量最小和最大的工況作為外涵近喘點和外涵近堵點，獲取風扇增壓級的外涵特性曲線。同樣地，固定外涵出口靜壓為外涵的工作點靜壓，改變內涵出口靜壓開展多工況數值計算，分別將穩定收斂的內涵流量最小和最大的工況作為內涵近喘點和內涵近堵點，獲取風扇增壓級的內涵特性曲線。

圖4 收斂曲線Fig.4 Convergence curves

1.4 數值計算結果驗證

首先考察風扇增壓級不同網格數對外涵、內涵的總壓比和效率的影響，如圖5所示。由圖可知，隨著網格數增加，外涵、內涵的總壓比和效率都趨于穩定，驗證了網格獨立性。兼顧計算準確性和計算時間，最終確定風扇增壓級的總網格數為937萬。

采用相同的計算設置，針對帶進口導葉的4級增壓級，在設計轉速和部分轉速下開展定常數值計算，并與試驗測量結果進行對比，如圖6所示。圖中S0表示增壓級進口導葉，S1～S4表示增壓級第1～4級靜葉。

由圖6(a)可知，設計轉速和部分轉速下增壓級總壓比-流量特性的計算結果和試驗結果吻合較好。由圖6(b)可知，氣動設計工況下，增壓級各排靜葉進口總壓徑向分布的數值計算和試驗測量結果吻合較好。上述結果驗證了本文所采用的數值計算方法的準確性。

圖5 網格數對總壓比和效率的影響Fig.5 Influence of grid number on total pressure ratio and efficiency

圖6 數值計算與試驗測量結果對比Fig.6 Comparison of numerical and experimental results

2 風扇增壓級計算

2.1 變內涵工況方案

在不同內涵工況方案中，固定內涵出口靜壓為不同靜壓，通過改變外涵出口靜壓開展多工況數值計算，分別將穩定收斂的外涵流量最小和最大的工況作為外涵近喘點和外涵近堵點，獲取風扇增壓級的外涵特性曲線以及其他氣動性能參數。

本文在100%相對換算轉速的設計轉速下，分別固定內涵工況為近喘點、工作點以及近堵點，改變外涵出口靜壓獲取風扇增壓級特性曲線，隨后，在60%以及85%相對換算轉速的非設計轉速下重復上述過程，著重考察在各轉速下內涵氣動性能的變化規律以及內涵工況對外涵特性的影響規律，闡明內外涵匹配機理。

各轉速下的近喘點和近堵點都是指特性線上流量最小和最大的工況，設計轉速下的工作點是指特性線與空中共同工作線的交點，60%以及85%轉速下的工作點是指特性線與地面共同工作線的交點。

2.2 設計轉速下內外涵特性和流場分析

本文外涵穩定裕度的定義為

(1)

圖7和圖8分別給出了設計轉速下，固定不同內涵工況，改變外涵出口靜壓獲取的風扇增壓級外涵和內涵特性曲線。圖中NS、OP和NC分別表示近喘點、工作點和近堵點。

圖7給出了風扇增壓級的外涵特性線。圖7(a) 中，工況B和工況D分別表示內涵工況為近喘點時的外涵近喘點和外涵近堵點，工況A表示內涵工況為工作點時外涵出口靜壓與工況B保持相同的工況，工況E和工況C分別表示內涵工況為工作點時的外涵近喘點和外涵近堵點。由圖7(a)和圖7(b)可知，在設計轉速下，隨著內涵工況從近堵點移向近喘點，外涵近堵點的總壓比和效率都逐漸上升，當內涵工況為近堵點和工作點時，外涵特性線相近，但是當內涵工況處于近喘點時，相較于內涵工作點，外涵特性線有顯著的變化：無量綱穩定裕度從1降低至0.63，外涵近堵點的總壓比和效率明顯增大，流量相近。

圖7 設計轉速下外涵特性線Fig.7 Characteristic curves of bypass at design rotational speed

圖8給出了風扇增壓級的內涵特性線。由圖可知獲取外涵特性過程中內涵氣動特性的變化規律：在設計轉速下，無論內涵處于近喘點、工作點和近堵點中的哪個工況，外涵逼喘使內涵流量、總壓比和效率呈現逐漸增大的趨勢。具體的原因將在后面雙涵匹配機理研究中詳細展開。

考慮到內涵工況為工作點和近堵點時，外涵特性差異較小，所以下面主要針對內涵工況為工作點和近喘點時的風扇增壓級流場，開展詳細的對比分析。首先對比外涵特性線的工況A(內涵：工作點)和工況B(內涵：近喘點)的流場，旨在闡明工況A和工況B的外涵氣動性能存在差異以及工況B外涵進喘的原因。

圖8 設計轉速下內涵特性線Fig.8 Characteristic curves of core at design rotational speed

圖9給出了設計轉速下，工況A和工況B的風扇葉片吸力面極限流線圖。圖中LE和TE分別表示前緣和尾緣。由圖可知，內涵工況從工作點移向近喘點使風扇葉片吸力面的激波位置向進口方向移動。

圖9 工況A和工況B的風扇葉片吸力面極限流線Fig.9 Limiting streamlines on suction surface of fan blades at Point A and Point B

圖10給出了設計轉速下，工況A和工況B的外涵出口導葉吸力面極限流線圖。由圖可知，內涵工況從工作點移向近喘點使外涵出口導葉吸力面的根部角區分離的徑向覆蓋范圍擴大，根部流場惡化，葉尖角區分離流動范圍變化不明顯。

圖10 工況A和工況B的外涵出口導葉吸力面極限流線Fig.10 Limiting streamlines on suction surface of bypass outlet guide vanes at Point A and Point B

圖11給出了設計轉速下，工況A和工況B的風扇95%葉高等熵馬赫數()分布。由圖可知，內涵工況從工作點(工況A)移向近喘點(工況B)使風扇葉片吸力面的激波向進口方向移動了約8%軸向弦長的距離，而且激波前馬赫數有一定上升，會導致激波損失增大，一定程度上給出了工況B的外涵效率較工況A低的原因。

圖11 工況A和工況B風扇95%葉高等熵馬赫數分布Fig.11 Isentropic Mach number distribution at 95% span of fan blade at Point A and Point B

圖12給出了設計轉速下，工況A和工況B的風扇95%葉高相對馬赫數()分布。由圖可知，內涵工況從工作點移向近喘點使激波移向進口方向，而且激波后的流動分離區域有一定擴大，與圖9和圖11中的現象一致。

圖12 工況A和工況B的風扇95%葉高相對馬赫數分布Fig.12 Contours of relative Mach number at 95% span of fan blade at Point A and Point B

圖13給出了設計轉速下，工況A和工況B的外涵出口導葉在不同軸向截面絕對馬赫數()分布。圖中SS表示葉片吸力面，各軸向面位置即為葉根50%～100%相對弦長位置。由圖可知，內涵工況從工作點移向近喘點使外涵出口導葉根部的低速區域范圍擴大，流場惡化，引起葉片失速，進一步影響了外涵特性線的穩定邊界，使外涵穩定裕度降低(如圖7所示)。

圖13 工況A和工況B的外涵出口導葉不同軸向截面絕對馬赫數分布Fig.13 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point A and Point B

圖14給出了設計轉速下，工況E(內涵工況為工作點，外涵工況為近喘點)的外涵出口導葉吸力面極限流線以及不同軸向截面的絕對馬赫數分布。由圖14(a)可知，外涵出口導葉吸力面的上下2個角區都已嚴重分離，分離流動相互交匯，形成局部分離渦。由圖14(b)可知，內涵工況為工作點時，外涵出口導葉失速由葉片中部的低速區引起，根部并沒有明顯的低速區。因此，這也從另一個方面印證了內涵工況從工作點移向近喘點時，外涵穩定裕度降低的原因在于外涵出口導葉根部低速區擴大引起的葉片失速。

接下來對比外涵特性線的工況C(內涵：工作點)和工況D(內涵：近喘點)的流場，這2個工況的外涵都工作于近堵點，對比分析旨在闡明工況C

圖14 工況E的外涵出口導葉吸力面極限流線和不同軸向截面絕對馬赫數分布Fig.14 Limiting streamlines on suction surface of bypass outlet guide vanes and slices of absolute Mach number contours on different axial positions at Point E

和工況D的外涵氣動性能存在明顯差異的原因。

圖15給出了設計轉速下，工況C和工況D的風扇葉片吸力面極限流線圖。由圖可知，當內涵工況在近喘點時，相較于內涵工作點，風扇葉片吸力面幾乎不存在明顯的流動分離。

圖15 工況C和工況D的風扇葉片吸力面極限流線Fig.15 Limiting streamlines on suction surface of fan blades at Point C and Point D

圖16給出了設計轉速下，工況C和工況D的外涵出口導葉吸力面極限流線圖。由圖可知，當內涵工況在近喘點時，相較于內涵工作點，外涵出口導葉吸力面的角區分離程度更大。

圖16 工況C和工況D的外涵出口導葉吸力面極限流線Fig.16 Limiting streamlines on suction surface of bypass outlet guide vanes at Point C and Point D

圖17給出了設計轉速下，工況C和工況D的風扇95%葉高等熵馬赫數分布。由圖可知，內涵工況從工作點(工況C)移向近喘點(工況D)使風扇葉片的激波向進口方向移動，葉片尾緣處的等熵馬赫數明顯降低，即風扇壓比明顯增大，這是因為內涵工況移向近喘點的過程中，內涵出口靜壓增大傳遞至風扇出口，導致風扇工況向喘點移動。此外，內涵工況移向近喘點還使吸力面激波前馬赫數下降，引起激波損失減小，一定程度上說明了工況D的外涵效率高于工況C的原因。

圖17 工況C和工況D風扇95%葉高等熵馬赫數分布Fig.17 Isentropic Mach number distribution at 95% span of fan blade at Point C and Point D

圖18給出了設計轉速下，工況C和工況D的風扇95%葉高相對馬赫數分布。由圖可知，內涵工況從工作點移向近喘點使“λ”型激波結構的右支，即通道激波，移向進口方向，且激波后的流動分離有一定減弱，與圖15和圖17中的現象一致。內涵工況移向近喘點引起激波結構產生明顯變化的原因在于：內涵出口靜壓升高，向前傳遞至風扇后引起風扇壓比增大。

圖18 工況C和工況D的風扇95%葉高相對馬赫數分布Fig.18 Contours of relative Mach number at 95% span of fan blade at Point C and Point D

2.3 設計轉速下氣動參數徑向分布

本節主要考察外涵逼喘的過程中，風扇和增壓級進口導葉S0進出口關鍵氣動參數徑向分布的變化規律。結果顯示，無論內涵工況為工作點還是近喘點，外涵逼喘對氣動參數徑向分布的影響規律相近。因此，此處僅給出內涵工況為近喘點時的氣動參數徑向分布，也為后續分析雙涵匹配機理鋪墊。

圖19給出了內涵工況為近喘點時的風扇進口和出口氣動參數徑向分布，圖中NS表示外涵近喘點，OP示外涵工作點，IN表示風扇進口，OUT表示風扇出口，無量綱靜壓和無量綱總壓分別定義為當地靜壓和當地總壓與風扇進口總壓的比值。由圖可知，外涵逼喘使風扇氣動參數徑向分布發生如下相同變化：全葉高范圍內進口靜壓、出口靜壓、出口總壓增大(出口總壓在近根部0～2%葉高范圍內略微減小)，進口子午速度和出口子午速度減小，近葉根區域出口徑向速度明顯減小。

圖19 風扇氣動參數徑向分布(內涵：近喘點)Fig.19 Radial distributions of aerodynamic parameters of fan(core: near surge point)

對于增壓級進口導葉S0而言，進口和出口的氣動參數徑向分布如圖20所示。由圖可知，無論內涵工況為近喘點還是工作點，外涵逼喘使增壓級進口導葉S0氣動參數徑向分布發生如下相同變化：近葉尖區域(約80%以上葉高范圍)的進口靜壓減小，進口子午速度增大，80%以下葉高范圍內的進口靜壓增大，進口子午速度減小，全葉高范圍內的出口靜壓、進口總壓、出口總壓增大，在氣流徑向摻混的作用下，出口子午速度徑向分布的差異較進口的分布而言更小。

綜上可知，內涵固定在不同的工況時，外涵逼喘(外涵出口靜壓增大)都會使風扇出口靜壓和出口總壓增大，導致風扇的工作狀態移向近喘點，進口和出口的子午速度明顯下降；由于風扇中上部出口的靜壓增幅相對風扇根部出口而言更明顯，局部徑向壓力梯度增大，氣流抵抗離心作用的能力增強，所以氣流徑向速度減小。同時，對于增壓級進口導葉S0而言，全葉高范圍內的進口總壓增大，因此增壓級的工作狀態會逐漸移向近堵點。

圖20 增壓級進口導葉氣動參數徑向分布(內涵：近喘點)Fig.20 Radial distributions of aerodynamic parameters in booster inlet guide vanes(core: near surge point)

2.4 部分轉速下內外涵特性和流場分析

圖21給出了85%和60%兩個部分轉速下風扇增壓級的外涵特性線。圖21(a)中，工況G表示內涵工況為近喘點時的外涵近喘點，工況F表示內涵工況為工作點時，外涵出口靜壓與工況G保持相同的工況，工況H表示內涵工況為工作點時的外涵近喘點。

由圖21(a)和圖21(b)可知，在85%轉速下，隨著內涵工況從近堵點向近喘點變化，外涵的無量綱穩定裕度逐漸從0.79降低至0.68，外涵近喘點附近的總壓比和效率有一定減小，當內涵工況為近堵點和工作點時，外涵近堵點附近的特性變化較小，但是當內涵工況為近喘點時，相較于內涵工作點，外涵近堵點的流量顯著降低5.79%。

由圖21(c)和圖21(d)可知，在60%轉速下，隨著內涵工況從近堵點向近喘點變化，外涵的無量綱穩定裕度逐漸從0.47降低至0.42。外涵特性線上，除了近堵點以外，其他各工況的總壓比和效率有一定減小。當內涵工況為近喘點時，相較于內涵工作點，外涵特性近堵點的流量顯著降低4.59%。

綜上可知，部分轉速下，內涵工況移向近喘點時，外涵穩定裕度降低，但降低幅度不如設計轉速下明顯，外涵近堵流量明顯降低，與設計轉速下的情況不同，具體原因在3.1節分析。

結合圖7可知，設計轉速和部分轉速下，內涵工況對外涵特性的影響規律如下：內涵工況從近堵點向近喘點變化的過程中，外涵特性線近似呈“逆時針轉動”的變化規律。

圖21 部分轉速下外涵特性線Fig.21 Characteristic curves of bypass at part rotational speeds

圖22給出了85%和60%兩個部分轉速下風扇增壓級的內涵特性線。結合圖8可知，在設計轉速和部分轉速下，獲取外涵特性過程中內涵氣動特性的變化規律相近：無論內涵處于近喘點、工作點和近堵點中的哪個工況，外涵逼喘使內涵流量、總壓比和效率呈現逐漸增大的趨勢。而且隨著轉速升高，流量增大得越明顯。由此可知，外涵逼喘不會導致內涵流量下降而進喘。

圖22 部分轉速下內涵特性線Fig.22 Characteristic curves of core at part rotational speeds

在85%轉速下，詳細對比工況F(內涵工況：工作點)和工況G(內涵工況：近喘點)的外涵出口導葉在不同軸向截面絕對馬赫數分布，如圖23所示。圖中各軸向截面位置即為葉根50%～100%相對弦長位置。由圖可知，內涵工況從工作點移向近喘點的過程，同樣也使外涵出口導葉根部的低速區域范圍擴大，流場惡化，引起葉片失速，從而影響了外涵特性線的穩定邊界，使外涵穩定裕度降低(如圖21所示)。

圖24給出了85%轉速下，工況H(內涵工況為工作點，外涵工況為近喘點)的外涵出口導葉不同軸向截面的絕對馬赫數分布。由圖可知，內涵工況為工作點時，外涵出口導葉失速也是由葉片根部的低速區引起，最終導致外涵近喘。這也說明了在85%轉速下，內涵工況從工作點移向近喘點會導致外涵穩定裕度下降，但降幅不如設計轉速下明顯的原因在于：無論內涵工況是工作點還是近喘點，都是由外涵出口導葉根部低速區引起的葉片失速導致外涵近喘。

圖23 工況F和工況G的外涵出口導葉不同軸向截面絕對馬赫數分布Fig.23 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point F and Point G

圖24 工況H的外涵出口導葉不同軸向截面絕對馬赫數分布Fig.24 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point H

3 雙涵匹配機理分析

3.1 風扇氣動特性

圖25給出了設計轉速下分別固定內涵工況為近喘點、工作點和近堵點時(對應圖中NS、OP和NC)，改變外涵出口靜壓獲取的風扇特性曲線，圖中RF表示風扇。由圖可知，無論內涵處于哪個工況，隨著外涵逼喘，風扇的工作狀態逐漸移向近喘點，風扇流量都呈現逐漸降低的趨勢。內涵工況從近堵點向近喘點演變時，風扇在相同流量工況下的總壓比降低，效率-流量特性線基本保持重合。

需要重點注意的是，當內涵工況為近喘點時，風扇近堵流量明顯低于內涵工況為工作點時的風扇近堵流量，這意味著風扇和外涵的堵塞程度降低，在外涵工況移向近堵點(出口靜壓降低)的過程中，風扇工作狀態移向近堵點，風扇出口總壓以及增壓級進口導葉S0的進口總壓隨之降低，增壓級出口靜壓保持不變，所以增壓級的工作狀態會移向近喘點，內涵流量下降。簡言之，外涵逼堵會使內涵進喘，導致外涵工況無法繼續移向近堵點。

另外，對比圖8和圖25可知，在設計轉速下，工況C(內涵工況為工作點時的外涵近堵點)較工況D(內涵工況為近喘點時的外涵近堵點)而言，內涵流量和風扇進口流量都更大，兩個工況的內涵流量變化量與風扇流量變化量的比值為0.978，這很好地解釋了工況C和工況D的外涵近堵流量相當的現象，如圖7所示。因此，不同內涵工況下，外涵近堵流量的差異，取決于風扇本身的氣動特性。

考察內涵工況為近喘點、工作點和近堵點時外涵逼喘引起的風扇流量變化。由圖25可知，內涵工況依次為近喘點、工作點和近堵點時，外涵從工作點向近喘點的逼喘過程中，風扇流量分別下降了7.50%、12.34%和11.47%，風扇總壓比分別提高了3.23%、4.41%和4.52%?？梢园l現不同內涵工況下，外涵逼喘導致風扇流量的降低幅度都非常大，風扇總壓比的增大幅度相近。

圖25 風扇特性線Fig.25 Characteristic curves of fan

3.2 風扇內涵壓比和流量相關性

由圖8和圖22的結果可知，外涵逼喘時，內涵始終呈現流量、總壓比和效率都逐漸增大的變化規律。

圖26和圖27分別給出了100%轉速下的風扇內涵(RF core)和增壓級(Booster)特性，其中增壓級特性線中的流量是以增壓級進口導葉S0前的總壓和總溫進行換算得到的，而非風扇進口的總壓和總溫。需要注意的是，內涵由風扇內涵和增壓級共同組成，三者的物理流量是相同的。

由圖26可知，無論內涵處于哪個工況，外涵逼喘時，風扇內涵的總壓比、流量、效率都呈增大的趨勢，風扇內涵總壓比的增大也意味著增壓級的進口總壓增大，導致增壓級的工作狀態向近堵點移動，所以內涵流量逐漸增大。因此，風扇內涵總壓比與內涵流量始終呈正相關的變化關系。由圖26可知，當內涵工況為近喘點時，外涵逼喘使增壓級總壓比減小、效率增大；當內涵工況為工作點和近堵點時，外涵逼喘使增壓級總壓比減小、效率減小。由此可見，內涵的總壓比、效率變化趨勢，與風扇內涵相同，與增壓級并未保持一致。

圖26 風扇內涵特性線Fig.26 Characteristic curves of fan core

圖27 增壓級特性線Fig.27 Characteristic curves of booster

圖28 不同轉速和內涵工況下風扇內涵總壓比變化量和內涵流量變化量的關系曲線Fig.28 Relationship curves of fan core total pressure ratio variation and core mass flow variation at different rotational speeds and core working conditions

3.3 分流環前緣流動

由圖19可知，外涵逼喘使風扇根部的出口靜壓較風扇中部而言增加更少，因此抵抗根部氣流因離心力產生徑向遷移的徑向壓差提高，氣流的徑向速度減小，同時外涵逼喘引起風扇的工作狀態移向近喘點，風扇流量降低，所以風扇出口軸向速度減小。相較而言，徑向速度減小的相對百分比大于軸向速度減小的相對百分比。因此，對于分流環而言，前緣感受到的氣流攻角減小，駐點位置向上移動，分流環前的氣流向下偏折，更多葉高范圍的氣流流向內涵，產生這些現象的本質是風扇出口靜壓及其徑向分布的變化引起的內外涵流量再分配。

圖29給出了100%轉速下外涵工況為工作點時子午面內分流環附近相對馬赫數云圖，圖中分流環前緣附近的局部低速區為駐點位置，駐點位置前的流線即為外涵與內涵的分隔線，分隔線以上的氣流流向外涵，分隔線以下的氣流流向內涵。由圖可知，外涵工況從工作點移向近喘點的逼喘過程中，分流環前緣駐點位置上移，分隔線與軸向夾角減小，有更多葉高范圍的氣流流向內涵，風扇增壓級涵道比減小。

圖29 分流環附近相對馬赫數云圖(內涵：工作點)Fig.29 Contours of relative Mach number near splitter(core: operation point)

外涵逼喘時，盡管風扇工作狀態移向近喘點導致風扇進口流量下降，但在內外涵流量再分配機制的作用下，更多葉高范圍的流量流入內涵，最終內涵流量增大。

事實上，對內涵流量真正起決定性影響的是風扇內涵總壓比，它直接改變了增壓級的工作狀態，確定了流量變化趨勢，內外涵流量再分配機制是實現內涵流量改變的途徑。

3.4 匹配機理總結

綜合上述分析可知，在不同轉速和內涵工況下，改變外涵出口靜壓獲取風扇增壓級特性的過程中，內外涵匹配機理，本質上是由風扇的總壓比-流量特性以及內外涵流量再分配機制共同決定的。

無論內涵固定在哪個工況，外涵工況移向近喘點的過程中，風扇工作狀態移向近喘點，風扇內涵總壓比增大，意味著增壓級的進口總壓增大，其工作狀態向近堵點移動，最終導致內涵流量增大，而且轉速越高，風扇內涵總壓比變化越大，引起的內涵流量變化也越大。在外涵逼喘的過程中，盡管風扇進口流量下降，但風扇出口靜壓及其徑向分布的變化造成內外涵流量再分配，使更多葉高范圍的氣流流向內涵，實現了內涵流量增大的變化。

考慮到內涵工況對外涵特性具有較明顯的影響，尤其是內涵工況在近喘點附近時，外涵工況移向近堵點會導致內涵進喘，所以在風扇增壓級試驗中，建議在多個內涵工況下錄取外涵性能曲線，但內涵不能固定在近喘點附近的工況，否則無法錄取外涵近堵點附近的性能曲線。

4 結 論

本文以某型民機大涵道比風扇增壓級為研究對象，在不同轉速以及不同內涵工況下，采用數值計算的方法開展內外涵匹配研究，得到了以下結論：

1) 內涵工況對外涵特性的影響規律：內涵工況從近堵點向近喘點變化的過程中，外涵特性線近似呈“逆時針轉動”的變化規律，外涵穩定裕度降低，風扇近堵流量減小。

2) 內涵工況移向近喘點會影響外涵流場，使外涵出口導葉的根部流場更容易失速，導致外涵穩定裕度降低，且在設計轉速下比部分轉速下穩定裕度降低更多。

3) 當內涵工況固定為近喘點時，在外涵工況移向近堵點的過程中，內涵流量會減小，即外涵逼堵會引起內涵進喘，導致外涵工況無法繼續移向近堵點。

4) 外涵逼喘的過程中，風扇內涵特性的變化基本決定了內涵特性的變化規律：內涵流量、總壓比和效率呈現逐漸增大的趨勢，且隨著轉速升高，風扇內涵總壓比增大更多，使內涵流量也增大更明顯。

5) 風扇增壓級的雙涵匹配機理，本質上由風扇的總壓比-流量特性以及內外涵流量再分配機制共同決定。