高压比串列风扇气动设计

尹红顺，周拜豪，余华蔚，曹志鹏

(中国燃气涡轮研究院，成都610500)

高压比串列风扇气动设计

尹红顺，周拜豪，余华蔚，曹志鹏

(中国燃气涡轮研究院，成都610500)

以提高单级风扇压比为目标，深入研究已有高压比风扇技术，提出一种新型双排串列、斜流风扇结构。针对串列风扇气动布局的新特征，发展了串列风扇通流设计方法及基于非均匀有理B样条叶型中线生成方法。利用新建立的气动设计系统，进行了串列风扇气动布局设计与分析，开展了高负荷串列叶片流动匹配研究，并采用三维造型等多项先进技术，成功实现了进口全超声串列静叶设计。三维数值模拟结果显示：新结构串列风扇动叶之间流动匹配良好，超声静叶激波后的流动分离得到有效控制，高负荷条件下串列风扇仍保持良好性能。

高压比风扇；双排串列；通流设计；全超声串列静叶；数值仿真

1 引言

未来高性能飞机要求涡扇发动机重量不断减轻、推重比不断提高，因此风扇向着级压比越来越高、级数越来越少的方向发展。单级压比3.0以上的风扇，通常考虑利用斜流和离心式结构来实现。目前，离心压气机的单级压比最高能达到12，但其迎风面积大、效率低，适合在小流量发动机上使用。斜流压气机的增压能力介于轴流压气机和离心压气机之间，效率比离心压气机高，但目前国外研制的斜流压气机流量也较小。轴流压气机方面，国外预研的吸附式、大小叶片单级风扇压比为3.0～3.5，国内开展过单级压比3.6的大小叶片风扇方案研究，但对于单级压比4.5以上的高通流、高效率风扇，国内外没有公开的相关研究资料。

提高风扇级压比有两条途径：一是增大转速，二是增大气流转折角。转速的增大受风扇本身结构、强度及与涡轮转速匹配的限制，且会使叶片进口的相对马赫数超声，从而产生较大的激波损失，造成效率下降。增大气流转折角不受上述条件约束，但大转折角下气流容易分离，如何控制大转折角下的流动分离，是目前高压比风扇的一个研究热点。吸附式、大小叶片、串列叶片等，都是控制流动分离和实现大气流转角的有效结构形式，相比之下，串列叶片的结构更简单，工程适用性更强。大幅提高风扇级压比，采用单一的高负荷技术手段往往难以达到设计目标。

本文提出一种新的风扇气动布局，将串列动叶与斜流流道设计技术结合起来，并应用叶型新技术，来实现风扇的高压比设计。新气动布局有新特点，一方面，新结构的引入，可大幅提高风扇级压比；另一方面，现有的气动设计、叶片造型系统，适合于常规结构风扇，而串列风扇气动布局需要有全新的设计、分析方法。

2 通流设计

通流计算[1]采用基于轴对称假设的流线曲率计算方法，端壁区域流道的变化能在设计参数中反映。设计时，需确定流道几何参数、各级压比、叶片出口环量、附面层堵塞系数、叶片排损失系数、叶片排稠度等参数，计算得到叶片排进出口气动参数、各计算站气动参数及质量平均总参数。

2.1 设计方法

二维通流设计方法的基本假设为：气体为完全可压缩空气，气流子午马赫数不超声，为无粘、定常、轴对称流动；粘性的影响用附面层造成的流通面积减少及其引起的流动损失来考虑，静叶排中的绝对流动和动叶排中的相对流动都为定常流动，作用在切向面上的剪切应力忽略不计。基于以上假设，一个复杂的三元偏微分方程组计算问题，就转化为一个沿径向求解的常微分方程问题，叶片排就可由气流角、经验损失分布和相对厚度来模拟。应用流线曲率法求解径向平衡方程时，需引入子午流线的假设，逐站推进求解，并在这一过程中逐次调整流线位置，进行流线迭代，最终得到收敛的子午面速度场。

常规风扇是一排动叶、一排静叶的结构形式，而串列风扇连续三排叶片都是动叶。原有通流计算程序默认第二排动叶为静叶，因而将其用于串列风扇会出现参数传递错误，需对其进行改进。对于串列叶片，改变原程序叶片排间参数交换方法，使上一排叶片参数不经动、静叶间的转换，直接传递给下一排叶片进口站。这样，对应每一计算流线，串列叶片排的后一排叶片仍沿用上一排叶片的计算结果迭代求解，得到计算站各节点气动参数。

2.2 关键参数选取

单级串列风扇的牵引性指标如表1所示。等熵效率、稳定裕度及进出口马赫数的选取，参考了目前高负荷单级风扇的设计值，具有一定的代表性，但压比突破常规值较多。常规结构单级风扇最高压比在2.5左右，大小叶片[2]、吸附式结构的单级风扇压比在3.0左右。研究表明[3]，串列叶片压气机的负荷系数可达0.6左右，然而此结论是以亚声速基元级为基础，对于超、跨声速风扇，虽然负荷系数相同，但激波增压原理与亚声速有很大差异。超、跨声速风扇要实现高负荷，不仅要减少风扇根部大弯角带来的分离损失，更重要的是要降低风扇尖部高进口马赫数下的激波损失，因此高负荷、低损失的叶片设计尤为关键。为探索串列风扇的极限负荷，提出单级压比4.5的技术指标是因为：一方面，它是现有风扇设计技术的深入、扩展；另一方面，它可为下一步高负荷风扇研究做一定的技术储备。

表1 单级串列风扇设计参数Table 1 Design parameters of single stage tandem fan

串列风扇动叶为双排串列，静叶为单排串列结构，如图1所示。为减小轴向长度，采用无进口导叶结构形式。为弥补取消进口导叶导致的风扇根部加功能力不足问题，动叶出口要抬高轮毂流道，出口机匣流道也要做相应变化，变为斜流道形式，同时提高风扇根部和尖部的增压能力。考虑到风扇出口与高压压气机的流道匹配，对风扇出口流道向上倾斜程度进行了控制，使出口流道参数更为合理。

图1 子午流道和叶片前后缘Fig.1 Meridian flow path and blade LE/TE

第一排动叶负荷重，采用小展弦比设计，轴向弦长较宽，进口尖部略后掠，主要是基于降低尖部基元截面法向马赫数考虑，同时也兼顾部分强度、振动子午投影设计要求。第二、第三排动叶子午掠形为常规设计，因为第一排动叶增压后，后排动叶的进口马赫数不高，掠形对性能的影响降低，而随着流道的抬高，强度、振动会成为设计中主要考虑因素，因此借鉴了常规掠形设计经验，各排动叶轴向间隙值设置符合工程设计要求。第一排静叶为进口全超声静叶，进口根部、尖部前掠，以降低端壁处激波、附面层干扰损失。

第一排动叶压比较高，而后两排逐步降低。此载荷分配方式主要是考虑到进口气流总温、总压较低，气体便于压缩，因此将主要增压任务放在了第一排动叶。第一排动叶进口尖部相对马赫数达1.7，激波增压能力很强，而根部由于轮毂比小，进口相对马赫数低，加功能力有限，因此压比沿叶片展向从根到尖逐渐增大。第二排动叶进口尖部仍为超声速流动，激波增压能力较强，且随着根部流道半径的提高，加功能力增强，因此压比沿叶片展向从根到尖均匀分布。第三排动叶进口尖部为亚声速流动，加功能力较前两排叶片减弱，而根部由于流道半径的提高，加功能力进一步增强，因此压比沿叶片展向从根到尖逐渐减小。

串列风扇每一排动叶的反力度都需控制，尤其是根部截面，这是由串列结构特殊形式所决定的。常规动叶根部的反力度可以较小，单排静叶可承担一定负荷。但如果串列风扇动叶根部的反力度都很小，那么静叶的气动负荷过重，会导致静叶损失过大，影响整级性能。超声速串列静叶结构，两排叶片根据各自特点分担负荷。第一排叶片进口为超声速气流，其作用是将超声速气流变为亚声速气流。第二排叶片进口为亚声速气流，可实现大的气流转折角。串列风扇静叶根部进口马赫数1.25，尖部进口马赫数1.0，进气流角达60°，即使第二排叶片根部进口马赫数也接近1.0，因此超声静叶设计十分关键。

3 叶片设计

叶片造型分为正问题[4]和反问题[5-6]，其中正问题设计技术分为基元叶型设计和三维叶片设计两个方面。下面从这两个方面进行高负荷叶片设计探讨。

3.1 基元叶型设计

小展弦比风扇动叶根部和尖部进口相对马赫数差异很大，根部在0.6左右，而尖部可达1.7，因此无论是超声还是亚声基元叶型，叶型中线形状都十分重要。针对串列风扇进口马赫数高、流动匹配难度大的特点，发展了一种基于非均匀有理B样条曲线的基元叶型造型方法，通过引入8个节点来控制基元叶型中线生成，且节点疏密可调，对于叶型中线形状的局部控制有较大优势。控制节点的横坐标为叶片轴向弦长百分比，纵坐标为叶型弯角变化百分比。如图2所示，除端点外的8个节点中，CP1(第3个节点)和CP2(第6个节点)将曲线分为前、中、后三段，第一段中P1与P2节点的横坐标均匀分布，P3与P4节点的横坐标将第二段曲线均分，P5与P6节点的横坐标将第三段曲线均分。进行基元级叶型设计时，可根据需要移动CP1和CP2的位置，以便进行叶型中线局部调整。图3为串列风扇第一排动叶根部的流场图，利用P1、P2、CP1节点对叶型前缘中线形状进行了调整，动叶根部前缘的弯度变化明显。可见，新方法设计的动叶根部截面气流减速增压均匀，无分离流动，流场品质较好，有利于叶排间流动匹配。

图2 NUBS控制点及基元叶型弯角分布Fig.2 NUBS control points and elementary airfoil camber angle distribution

图3 动叶根部10%叶高处的马赫数等值线图Fig.3 Mach number contour at 10%blade height from root

3.2 三维叶片设计

单级串列风扇由于进口轮毂比较小，为实现设计目标，要求其尖部反力度大，根部反力度小，而这种条件下，动叶尖部和静叶根部的减速、扩压程度大，负荷较重。从气动负荷上看，串列风扇动叶由三排叶片组成，每排叶片所承担的气动负荷适中，虽然第一排动叶的尖部进口马赫数较高，但其气流转角在10°以内，设计难度并不是最高。而串列风扇动叶由于做功能力强，出口总压高，所以串列静叶进口沿展向从根到尖马赫数超声，气流角偏离轴向55°以上，特别是静叶根部，反力度小，气动负荷最重，从而使得超声静叶成为整个风扇设计成败的关键。串列风扇超声静叶在子午面上根部和尖部采用前掠(图4)，基元叶片三维积叠时根部积叠线采用正弯曲(图5)，三维弓形静叶有助于控制径向压力梯度，减少根部端壁处附面层堆积，降低端部流动损失，使从根部迁移到中部的低能流体沿展向分布更加合理。

图4 串列静叶三维弯掠造型Fig.4 Tandem vane 3D skewed-swept modeling

图5 串列静叶积叠线Fig.5 Tandem vane stacking line

4 流动分析

常规结构的风扇/压气机，可利用一维、二维计算程序对其性能进行预估。对于串列风扇，程序要做相应修改。此外，新结构风扇的损失、落后角沿展向的变化没有试验数据支持，会对性能预估产生很大影响。因此，串列风扇一维、二维评估方法尚未达实用状态，目前只能借助于三维CFD[3]手段对性能进行初步评估。

4.1 前处理及求解条件设置

使用商用NUMECA软件对串列风扇流动进行分析。网格生成使用NUMECA软件中高度自动化的Autogrid5网格生成器，动叶每排叶片单独成块，中间设置交界面；静叶两排叶片之间由于距离较近，采用两排叶片整体分网的方式，叶片之间不设置交界面。动叶采用默认的4HO型网格，O型网格包围整个叶片，从内向外有17层，叶片的前、后、上、下位置都设置H型网格。该网格形式的整体网格质量较高，网格最小正交性角度达19°。三排动叶顶部都设置间隙，间隙高度为整个叶高的0.1%，间隙内为蝶形网格。动叶排径向网格点数为57个，间隙网格数为17个，静叶排径向网格数为41个。第一排动叶网格数较多，为37万，第二、第三排动叶网格数均为34万，两排静叶网格数为62万，总的网格规模为167万。图6为串列风扇计算网格示意图。

图6 串列风扇三维网格示意图Fig.6 3D grids of tandem fan

求解三维雷诺平均N-S方程，空间离散采用中心差分格式，湍流模型选取Spalart-Allmaras模型，工质假定为理想气体。进口边界(动叶上游)给定总温288.15 K、总压101 325 Pa、轴向进气，出口边界(静叶出口下游)给定平均静压。动静交界选用纵排守恒型交界面，采用多重网格法加速收敛，使用6个CPU并行计算模式，单个状态点计算步数为3 000步，逐次提高背压计算得到单级串列风扇特性曲线。

4.2 三维流动分析

调整串列风扇出口背压，使计算状态接近设计点，分别得到动叶和静叶吸、压力面上相对马赫数等值线图。从图7中看出：串列风扇第一、第二排动叶槽道内有激波，第一排动叶激波系是常见的λ型激波系，由一道斜激波和第一道正激波组成；从叶片前缘到斜激波是马赫数很高的超声速区，经过第一道斜激波气流马赫数降低，但仍为超声速，再经过一道正激波变为亚声速。在叶片顶部，斜激波和正激波连接在一起，位置靠近叶片尾缘附近。叶片沿展向从尖到根，斜激波和正激波逐渐分开，斜激波随着半径减小向前缘位置靠近，而正激波位置随半径高度变化不大。叶片顶部的激波强度最大，激波后有低速区，越靠近叶片根部激波强度越小，在离根部10%叶高处正激波基本消失；随着半径的减小，进口马赫数不断降低，在根部前缘斜激波已变得很弱。第二排动叶的基本结构与第一排动叶的类似，但进口马赫数降低了很多，在叶片顶部，正激波和斜激波未连接在一起，而是明显的两道激波。与第一排动叶相比，第二排动叶的正激波更靠近尾缘。第三排动叶由于进口为亚声速气流，叶片通道内没有激波，但叶片前缘因气流在吸力面上加速，形成一局部超声速区。第一排静叶进口从根部到尖部都是超声速气流，在叶片通道内形成一道贯穿激波。从第一排静叶压力面上流动看，正激波强度较大，从大半径到小半径处强度逐渐增加；靠近叶片壁面附近，激波后出现大面积低速区；上下端壁附近，由于激波、附面层干扰形成了分离区，第二排静叶吸力面上流动正常。

从图8中可以看出：第一排动叶压力面中部，有一道明显的垂直于轴线的正激波；从1/2叶高向上的区域，随着进口马赫数的增大，激波强度逐渐增强；距叶片顶部1/3的区域，激波后产生了低速分离区，之后气流速度又恢复正常。第二排动叶通道内正激波的位置与第一排基本相同，但由于第二排动叶的进口马赫数较低，正激波强度较弱，靠近叶片顶部位置，只占整个叶高的1/4，激波后没有低速分离区。第三排动叶压力面上没有形成激波，只有叶片前缘出现局部超声速流。由于串列静叶进口为全超声速流，第一排静叶吸力面上形成两道激波，第一道激波较弱，第二道激波很强，并贯穿整个通道，从高半径到低半径处，进口马赫数逐渐增大，激波强度也逐渐增加，激波后低速分离区越来越显著。由于第一排静叶根部激波后低速流动的影响，第二排静叶根部在距前缘1/3轴向弦长处开始分离，到出口位置分离区已扩展到1/3叶高。

图7 动叶吸力面静叶压力面马赫数图Fig.7 Mach number of blade suction surface&vane pressure surface

图8 动叶压力面静叶吸力面马赫数图Fig.8 Mach number of blade pressure surface&vane suction surface

图9为串列风扇根部10%叶高处的叶片表面静压图，其中M表示风扇沿流线方向的长度坐标。可见，第一排动叶根部进口为正攻角，压力面上，静压沿轴向变化较小，在尾缘处略有升高；而吸力面上，第一道斜激波后，静压有所上升，之后气流继续加速，静压降低，在尾缘处逐渐升高，形成“花生型”分布。第二排动叶进口为较大的正攻角，压力面上，气流在1/2轴向弦长处有一定的加速流动，静压下降，在尾缘处逐渐恢复；而吸力面上，超声速气流引起静压有一定下降，压缩波之后静压有所上升，在靠近尾缘附近，受激波后低速区影响，静压上升。第一排静叶吸力面上有两道激波，第二道激波贯穿叶根通道，对压力面也产生了影响，激波后静压都有大幅升高。第二排静叶压力面上静压变化不大，吸力面上气流逐渐减速、增压。

图10为串列风扇尖部90%叶高处的叶片表面静压图。可见，第一排动叶进口为小的正攻角，前缘部分静压变化不大；压力面上在1/2轴线弦长后，由于正激波影响，气流速度急剧减小，静压大幅上升，随后气流速度逐渐恢复，静压降低；吸力面上靠近尾缘位置，受激波影响，静压在激波后迅速上升。第二排动叶进口为负攻角，叶片吸力面上有两道激波，第二道正激波较强，贯穿整个尖部通道，影响到压力面上，激波后静压迅速上升。第三排动叶进口为大的正攻角，吸力面和压力面上的气流都是减速、增压，但吸力面上的逆压梯度更高。第一排静叶有一道正激波，强度较大，吸力面上，气流在前缘略有加速，激波后吸力面和压力面上的静压都迅速上升。第二排静叶进口呈大的正攻角，由于根部分离，压力面上的流速有所增大，静压在尾缘处有一定降低，吸力面上减速增压幅度有限。

图9 串列风扇10%叶高静压图Fig.9 Static pressure of tandem fan at 10%blade height

图10 串列风扇90%叶高静压图Fig.10 Static pressure of tandem fan at 90%blade height

图11为设计转速下串列风扇的流量-压比特性。可见，串列风扇的压比已达到设计指标4.5，且有一定压比裕度，最高压比达4.8。串列风扇的流量变化较小，在高压比设计要求下，第一、第二排动叶及第一排静叶通道中都有激波存在，尤其是静叶中，激波贯穿整个通道，导致风扇流动都处于堵塞状态，当出口背压升高时，上游流动参数不受影响，因此特性线较直。从稳定裕度上看，由于流量裕度偏小，导致串列风扇的整体裕度离设计目标还有一定差距。图12为设计转速下串列风扇的流量-效率特性。可见，设计点效率在0.82左右，最高效率点接近0.86。前文的三维流动分析显示，串列风扇有三排叶片中存在激波，其中第一排动叶和第一排静叶通道内的激波强度高，激波损失大，静叶通道内的全叶高激波还在端壁处引起不小损失，虽然采用了先进的叶型设计方法及三维叶片设计技术，但全超声静叶的损失控制难度很大，影响了串列风扇整体气动性能。

图11 串列风扇设计转速流量-压比特性Fig.11 Total pressure ratio of tandem fan at design speed

图12 串列风扇设计转速流量-效率特性Fig.12 Adiabatic efficiency of tandem fan at design speed

5 结论

深入研究国内外高压比、高负荷风扇技术，提出了一种新型双排串列、斜流风扇结构。为适应新风扇结构，发展了串列风扇通流设计方法及基于非均匀有理B样条叶型中线生成方法。利用发展的新气动设计系统完成了串列风扇设计，并采用三维CFD软件对其进行了模拟分析，得出以下主要结论：

(1)串列风扇通流计算方法以常规结构压气机的通流方法为基础，针对串列风扇结构进行了适应性修改，通过优化程序模块，提高了数据传递的准确性。经三维流动分析，设计程序精度得到校核，二维通流设计程序的应用范围进一步扩展。

(2)基于非均匀有理B样条中线的基元叶型设计方法，在串列风扇动叶和静叶设计中得到了应用。通过任意选定8个节点来控制中线形状的方式十分灵活，满足高负荷叶型载荷优化要求，为叶型局部载荷控制提供了有利工具，对串列风扇动叶尖部和静叶根部叶型设计起到了重要作用。三维数值模拟结果显示，采用新方法设计的叶片有效降低了流动损失，提高了级间流动匹配，具有良好的应用前景。

(3)超声速静叶设计技术是单级高压比串列风扇的一项关键技术，超声速静叶设计是否成功直接决定串列风扇的整体性能。三维数值模拟结果显示，基于非均匀有理B样条中线的基元叶型设计方法结合三维“弯”“掠”设计技术，降低了超声速静叶的损失，优化了动、静叶之间及串列叶片排之间的流动匹配，使串列风扇保持了良好的气动性能。

(4)对于压比4.5的单级风扇，技术难度大，无可借鉴工程经验，本文通过通流、叶型方法研究，气动方案设计及三维数值模拟分析，深入论证了双排串列、斜流风扇这种新结构的可行性。目前，串列风扇性能基本达到设计指标，后期若能开展深入研究，其性能还有很大提升空间。上述结果表明，串列风扇方案可行性较好，已形成阶段性成果，为开展后续工作奠定了良好的基础。

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Aerodynamic Design of High Pressure Ratio Tandem Fan

YIN Hong-shun，ZHOU Bai-hao，YU Hua-wei，CAO Zhi-peng
(China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

A new type of double row tandem oblique flow fan was proposed to increase the single stage fan pressure ratio.The tandem fan through-flow design method and blade camber line generation method based on the non-uniform B spline were developed.Adopting the new characteristic of tandem fan aerodynamic layout,the design and analysis of tandem fan aerodynamic layout,and the flow matching investigation of high loading tandem blade row were carried out.The supersonic tandem stator was designed successfully by applying the three-dimensional blade design.The numerical simulation indicated that the flow matching of tandem fan blade was fine,the flow deviation after the shock wave was controlled effectively,and the good performance of tandem fan was kept at the high loading conditions.

high pressure ratio fan；double row tandem；through-flow design；supersonic tandem stator；numerical simulation

V231.3

：A

：1672-2620(2014)06-0001-07

2014-07-15；

：2014-12-15

航空基金(2013ZB24005，2011ZB24002)

尹红顺(1961-)，男，湖北黄石人，研究员，主要从事航空发动机压气机研制工作。