增壓級末級靜子與支板耦合設計對流場影響的研究

于傳萍

（中國航發沈陽發動機研究所，遼寧 沈陽 110015）

0 引言

中介機匣是渦扇發動機重要部件之一，在結構設計上不僅要起到承力、通油、通氣作用，在氣動設計上還要保證高、低壓部件流場匹配。由于結構上的需求，中介機匣支板厚度都較大。特別是支板與上游靜子之間的相互影響對風扇的氣動穩定性、振動以及噪聲有較大的影響[4]。但有時為了保證發動機的軸向長度，降低重量或換發配裝要求，需要縮短末級靜子和中介機匣支板之間的軸向距離，這會增加支板對上游流場的影響，增大了風扇氣動穩定性的風險[5]。

以某風扇增壓級末級靜子與支板軸向間距縮短設計為背景，研究了增壓級末級靜子和支板的耦合設計對流場產生的影響，分析耦合設計前后流場的流動特性，并分析耦合前后對上游產生畸變場的情況。

1 研究對象和計算方法

某風扇增壓級在設計過程中為提高內涵喘振裕度，在原基準方案的基礎上，采用了增加增壓級轉、靜子軸向弦長，降低展弦比的改進措施，為保證改進后部件軸向長度與原基準方案不變，改進后的方案縮小了增壓級末級靜子與中介支板軸向間距。假設b為末級靜子與支板間軸向間距，t為最后一排靜子弦長，軸向間距縮短量用b/t表示，則耦合前后b/t由1.85 下降到1.4。為降低支板對上游流場的影響，采用了增壓級末級靜子與支板耦合設計的方法，如圖1 所示。

圖1 耦合前后方案

從圖1 中可見，耦合前、后增壓級末級靜子子午面投影形狀從直前尾緣變為復合掠形。末級靜子和支板的耦合是在子午面上將支板的前緣按照末級靜子尾緣的彎掠形式進行調整，保證末級靜子尾緣同支板前緣彎掠形式基本一致。耦合前、后的設計方案均采用NUMECA 進行三維數值模擬，網格的拓撲結構保持一致，網格為420 萬個。湍流模型選擇S-A 模型，邊界條件設置完全一致。

為了比較增壓級末級靜子與支板耦合設計的優勢，本研究保持末級靜子與支板間最小軸向間距不變，僅將末級靜子子午向做掠形設計，而支板前緣保持不變的中間方案，見圖2。并將中間方案三維計算結果同耦合前、后方案進行對比、分析。

圖2 中間方案

2 計算結果分析

為了證實增壓級末級靜子和支板耦合的優勢，本文分別從內涵特性對比、流場分析和靜子進口不均度三個方面進行了對比分析。

2.1 特性對比

將三種方案：耦合前方案、中間方案和耦合后方案設計轉速和非設計轉速的內涵特性進行對比分析，見圖3。

圖3 內涵特性

從圖3 可以看出：在設計轉速，整個轉速范圍中間方案的流量、壓比和效率特性均不如耦合前后的方案。而耦合后方案的喘振裕度比耦合前方案增加了2.4 個百分點，最高效率兩者基本一致。由此可知，耦合設計可以在軸間距縮小后，保證效率不變，喘振裕度提高。但從與中間方案特性的對比可以推斷：喘振裕度的提高受到兩方面影響:（1）增壓級末級靜子與支板軸向間距的影響；（2）末級靜子與支板是否耦合設計的影響。其中，末級靜子與支板的耦合設計對喘振裕度的影響大于末級靜子與支板軸向間距的影響。需注意的是，在非設計轉速三個方案特性差異不大，流量、喘振裕度和效率基本相當。

2.2 流場分析

對耦合前、后支板的流場進行分析，分別取沿葉高20%、50%和80%截面等馬赫數分布圖進行分析，見圖4～圖6。左側為耦合前方案各截面等馬赫數分布，右側為耦合后方案各截面等馬赫數分布。

圖4 20%葉高截面等馬赫數

圖5 50%葉高截面等馬赫數

圖6 80%葉高截面等馬赫數

20%葉高截面，支板進口馬赫數增大，但未出現分離，馬赫數分布相似。

50%葉高截面，耦合后支板進口馬赫數有所下降，由于攻角偏負，產生的激波強度也減弱，葉背分離區也相應的減小。

80%葉高截面，支板進口馬赫數從耦合前的0.398 增加到0.492。

增壓級末級靜子耦合前后總壓恢復系數沿葉高的分布（圖7），主流區20% ～ 90%葉高區間，耦合后總壓恢復系數略低于耦合前方案，但在根尖區域耦合后方案的總壓恢復系數明顯大于耦合前方案。

圖7 增壓級末級靜子展向的總壓恢復系數分布

耦合前后支板總壓恢復系數沿葉高的分布（圖8），20%葉高以下支板的總壓恢復系數耦合后較小；20% ～ 50%葉高總壓恢復系數耦合后較大；50%葉高以上總壓恢復系數略低與耦合前。雖然支板主流區總壓恢復系數耦合前后增大減小基本可以相互抵消，但尖處的總壓恢復系數有所降低。從內涵特性的結果可以看出耦合設計對于整個流場品質有所改善，減小了流場損失。

圖8 支板沿展向總壓恢復系數分布

耦合前后不同流量下增壓級末級靜子與支板聯算的總壓恢復系數（圖9）。隨著流量的增加，總壓恢復系數逐漸降低。耦合后方案總壓恢復系數低于耦合前方案。

圖9 耦合前后總壓恢復系數

綜上所述，增壓級末級靜子根尖總壓恢復系數的提高，以及支板主流區和末級靜子的主流區總壓恢復系數的降低，綜合導致了末級靜子和支板聯算的總壓恢復系數降低。這更說明，耦合后方案內涵喘振裕度的提高不是由于末級靜子前緣掠形所引起的，而是耦合后支板對上游流場影響減小所引起的。

2.3 末級靜子進口不均度對比

為了比較不同方案增壓級末級靜子進口靜壓不均勻度，引入靜壓不均勻度概念-不均勻度指數PsV，其定義為:

計算增壓級末級靜子進口展向80%、50%、20%高度的三個截面的不均度指數PsV，見表1。耦合后方案，末級靜子各截面不均度指數均下降，下降了3～8倍。這說明，耦合后末級靜子進口靜壓分布更加均勻。

表1 末級靜子進口不均度指數（PsV）

對末級靜子進口靜壓無量綱處理為P/P0，其中P0為標準大氣壓力。3 個截面80%、50%、20%的靜壓分布對比，見圖10～圖12。

圖10 末級靜子進口80%葉高不均度分布

圖11 末級靜子進口50%葉高不均度分布

圖12 末級靜子進口20%葉高不均度分布

從末級靜子進口的靜壓分布圖中可以看出耦合后方案每個截面靜壓變化曲線上波峰和波谷相差較小，80%和20%截面靜壓分布曲線的波峰和波谷位置耦合前后完全一致；葉高50%截面靜壓變化曲線耦合前后不一致，耦合前波峰在中間位置，耦合后則在周向的20%和80%處。這表明，耦合后增壓級末級靜子進口靜壓更加趨于均勻。

耦合前后末級靜子進口不均度隨出口靜壓變化的曲線（圖13）。圖中實心圖案為80%葉高的不均度變化曲線，半實心圖案為50%葉高的不均度變化曲線，空心圖案為20%葉高的不均度變化曲線。隨著中介機匣出口靜壓的不斷增大，耦合前后3 個截面的不均度均下降；耦合后方案80%和50%高度截面的不均度小于耦合前方案；20%葉高處的不均度則是耦合后方案在低反壓條件下小于耦合前方案，隨著靜壓的升高與耦合前方案相一致。這可能與葉根的掠形設計有關或是機匣流路設計有關。

由上可知，末級靜子同支板的軸向間距縮小，耦合設計可以減小支板對上游靜子進口流場的影響，減小末級靜子進口不均度，降低末級靜子進口壓力畸變程度。

圖13 末級靜子不均度隨出口靜壓變化曲線

3 結論

通過研究增壓級末級靜子與支板耦合前后的內涵特性、流場和末級靜子進口不均度，得到以下結論：

（1）耦合設計可以在軸向間距縮小后，保證效率不變，喘振裕度提高；非設計轉速耦合前后特性相當。

（2）內涵的喘振裕度受增壓級末級靜子與支板的周向間距和末級靜子與支板耦合設計的影響。其中，耦合設計對內涵喘振裕度的影響更大。

（3）分析各截面等馬赫數分布，耦合后方案可以改善增壓級末級靜子流場，減弱激波強度，減小分離區。

（4）耦合后靜子根尖總壓恢復系數提高，支板尖部總壓恢復系數下降，靜子和支板聯算的總壓恢復系數耦合后方案低于耦合前。這說明耦合后方案內涵喘振裕度的提高不是由于末級靜子前緣掠形所引起的，而是耦合設計的支板對上游流場影響減小。

（5）耦合后末級靜子進口20%、50%和80%高度截面不均度下降3～8 倍。末級靜子進口20%和80%高度截面靜壓分布曲線波峰和波谷分布趨勢一致，50%高度截面靜壓分布耦合前后不同，波峰的位置發生改變，這主要是由于耦合后靜子的掠形所造成的。

（6）隨著出口背壓的增加，耦合前后三個截面的不均度均下降；末級靜子出口在80%和50%截面耦合后不均度均小于耦合前；耦合后方案80%和50%高度截面的不均度小于耦合前方案；20%葉高處的不均度則是耦合后方案在低反壓條件下小于耦合前方案，隨著靜壓的升高與耦合前方案相一致。這可能與葉根的掠形設計有關或是機匣流路設計有關。