外涵调节对中介机匣性能影响的试验研究

王迎国，吴晓东，向宏辉，吴舒娴，刘 宪，黄承文

(中国航发四川燃气涡轮研究院，四川江油621703)

1 引言

中介机匣作为涡扇发动机中连接高、低压压缩部件的重要过渡通道和主要承力件，其流场品质直接影响高压压气机性能。为适应上游风扇与下游高压压气机之间流道高度的落差，中介机匣常采用S型面设计，致使其流场具有大流线曲率与强压力梯度等特点[1-2]。

国内外对中介机匣都进行过大量的研究。国外，Britchford[3]、Bailey[4-5]等采用 LDV系统，分别对理想条件和实际条件下带支板的中介机匣流场进行了详细测量分析，证实流线曲率和压力梯度是影响总压损失的主要因素，支板对消除叶根角区分离和减小负荷有很好的效果，为最终利用CFD方法开展中介机匣优化设计提供了试验支持。Duenas等[6]研究了不同轴向长度对中介机匣性能的影响，结果表明当轴向长度减小时附面层出现分离，总压损失随之增大，分离尺度主要取决于中介机匣进口雷诺数。国内，向宏辉等[7]以压气机中介机匣为试验研究对象，通过改变来流径向分布与马赫数，建立了评估中介机匣气动性能的进口约束条件；在同步测量轴向流路离散压力参数的基础上，分析了中介机匣内部流场对进气条件的稳态响应。阙晓斌等[8]建立了S型过渡段几何描述方式，提出了半程落差比的概念，探讨了通过半程落差比及控制点面积比控制壁面压力梯度的方法，并将该方法用于过渡段设计，探索其设计规律；同时建立了一种等效方法，通过构造与带支板过渡段具有相似气动特性的轴对称过渡段，近似地等效原带支板过渡段，从而将复杂的三维问题简化为二维轴对称问题。孙志刚等[9]利用软件对带支板过渡流道进行了优化分析，结果表明过渡段导流支板的转折角宜小不宜大，支板安装角度应尽量接近轴向，亚声速下过渡段子午流道形状及导流支板的外型要相互配合实现气动性能最佳。

目前，国内对中介机匣的研究已取得一定成果，但相关的试验研究较少。本文开展了双涵道中介机匣吹风试验研究，通过堵塞调节环改变外涵流量，探究外涵流量调节对中介机匣性能与外涵支板尾迹的影响，以期为改进中介机匣的气动设计、提高中介机匣与压缩部件的流动匹配特性提供指导。

2 试验方案

2.1 试验设备及试验件

双涵道中介机匣吹风试验在中国航发四川燃气涡轮研究院进气畸变试验器上进行。该试验器为连续气源亚声速吸气式风洞试验器，图1为试验器原理图。

图2 试验件结构简图Fig.2 Sketch of the test article structure

试验件为某型涡扇发动机的双涵道中介机匣，其结构如图2所示，由进口测量段、中介机匣、出口测量段和堵塞调节环等组成。试验件后端通过转接段与试验器抽气管道连接；试验件通过支架支撑固定，满足中介机匣吹风试验的安装要求。

在外涵出口设置堵塞调节环，见图3。图中RH为外涵流道内径，RX为堵塞调节环内径，RT为外涵流道外径。通过调节堵塞调节环伸入外涵流道深度，实现对外涵流量的调节。定义堵塞面积与外涵面积之比为堵塞比BR。堵塞调节环共5件，对应的堵塞比分别为10%、20%、50%、70%、85%。外涵面积为 61 526.3 mm2，内涵面积为 126 647.8 mm2，原始几何涵道比为0.486，故各堵塞比对应的几何涵道比依次为0.437、0.388、0.243、0.146、0.073。试验时，大气从试验件进口吸入，由抽气机组进行抽气，通过阀门调节进口马赫数Ma0。状态稳定后，录取每个堵塞比下不同进口马赫数时的气动参数，试验件进口马赫数范围为0.25～0.58。

图3 堵塞调节环示意图Fig.3 Sketch of the blockage adjusting ring

2.2 测试方法

表1给出了测试方案，表中b为支板厚度。测试件轴向共布置了4个测量截面。在支板尾迹测量截面，耙状总压探针通过二维位移机构进行径向移动，测量5个相对流道高度处支板尾迹分布。所用探针引起的流道堵塞比为2.2%，对试验件性能影响可以忽略。压力探针在使用前均进行风洞校准，保证压力探针在试验马赫数范围内测量不敏感角达i 10h；数采系统中电子压力扫描阀标定结果满足测量精度i 0.3%的要求。

表1 测试方案Table 1 Test scheme

2.3 数据处理

所研究的中介机匣内部流动为亚声速流动，其流动过程可认为是绝热过程，不考虑气流的温度变化。采用外涵与内涵流量之比表征涵道比B。受设备条件限制，采用总、静压计算内、外涵流量。根据质量流量计算公式可知，涵道比为外涵与内涵的总压比 pwtpnt、流通面积比 AwAn和流量函数比q(Maw)q(Man)的乘积：

采用总压恢复系数σ表征各截面压力。总压恢复系数定义为：

式中：p0t为进口总压，pit为某截面总压。

3 试验结果分析

3.1 外涵与内涵总压损失

图4、图5分别给出了进口马赫数0.427时，各堵塞比下外涵与内涵总压恢复系数的径向分布。由图4可见，各堵塞比下外涵总压径向分布趋势基本相同，随着相对流道高度的增加，总压先逐渐增大再逐渐减小；随着堵塞比的增大，外涵流道总压损失先减小再增大。这表明：堵塞比10%、20%状态下，外涵总压损失主要来源为气体流动损失与轮毂粘性力带来的附面层效应；而堵塞比50%、70%、85%状态下，堵塞调节环使得外涵流道突然收缩，对外涵流场存在较大的气流扰动，且随着堵塞比的增大，外涵流道突缩加剧，从而造成外涵更大的压力损失。由图5可见，各堵塞比下内涵总压径向分布趋势基本相同，随着相对流道高度的增加，总压先逐渐增大再逐渐减小；随着堵塞比的增大，内涵流道总压损失先减小再增大。这表明各堵塞比下，内涵流道内外壁面总压损失均较大，中部总压损失较小。

图4 外涵总压恢复系数的径向分布Fig.4 Radial distribution of bypass total pressure recovery coefficient

图5 内涵总压恢复系数的径向分布Fig.5 Radial distribution of core total pressure recovery coefficient

对各流道高度下的总压恢复系数进行面积加权平均，分别绘出各堵塞比下外涵、内涵总压恢复系数随进口马赫数的分布，见图6、图7。由图6可见，各堵塞比下外涵总压恢复系数趋势基本相同，均随进口马赫数的增加而减小；随着堵塞比的增大，外涵流道总压损失先减小再增大。由图7可见，各堵塞比下内涵总压恢复系数趋势基本相同，均随进口马赫数的增加而减小；堵塞比对内涵流道总压损失影响较小。这表明外涵流量调节对内涵总压损失基本无影响，对外涵总压损失影响较大，且随着堵塞比的增大，总压损失先减小再增大。

图6 外涵总压恢复系数随进口马赫数的分布Fig.6 Distribution of bypass total pressure recovery coefficient over inlet Mach number

图7 内涵总压恢复系数随进口马赫数的分布Fig.7 Distribution of core total pressure recovery coefficient over inlet Mach number

3.2 外涵支板尾迹

外涵流量调节对内涵总压影响较小，对外涵总压影响较大，故对外涵支板尾迹进行分析，研究外涵流量调节对外涵支板尾迹的影响。图8给出了进口马赫数0.427时不同堵塞比下外涵支板尾迹的径向分布。可见，堵塞比10%、20%状态下，流道内气体流通顺畅，支板尾迹明显，非尾迹区压力梯度小于尾迹区压力梯度；随着堵塞比增大至50%，流道中、下部的支板尾迹略有偏移，非尾迹区和尾迹区压力梯度均逐渐下降，尾迹现象减弱；堵塞比70%、85%状态下，支板尾迹现象消失，沿流道高度方向存在明显的压力梯度。现象表明，当堵塞比大于70%后，调节环堵塞效应带来的影响大于支板厚度对尾迹的影响。支板与堵塞调节环的综合作用影响支板尾迹分布。随着堵塞比的增大，堵塞调节环所占比重增大，支板的堵塞作用逐渐减弱。中介机匣真实工作环境不存在堵塞调节环，外涵流道流通面积不变，尾迹现象明显。堵塞调节环在改变外涵流量的同时，也改变了外涵压力的径向分布，此时外涵尾迹无法纯粹地反映外涵流量调节造成的影响。故而在以后的试验研究中，建议采用外涵可调导叶调节外涵流量，避免压力径向分布对支板尾迹的干扰。

3.3 外涵流量调节对涵道比的影响

图9给出了各堵塞比下涵道比随进口马赫数的分布。可见，随着堵塞比的增大，涵道比下降，但不同堵塞比状态下涵道比随进口马赫数变化呈现出的分布趋势不同。堵塞比10%、20%状态下，涵道比随进口马赫数的增大而减小；堵塞比50%、70%、85%状态下，涵道比随进口马赫数的增大而增大。可见，进口马赫数的变化改变了内外涵流量分配比例，而外涵流量调节改变了这种流量分配比例的分布趋势。

图10、图11分别给出了外涵与内涵总压比和马赫数比随进口马赫数的变化趋势。由图10可见，随着进口马赫数的增大，总压比逐渐减小。低马赫数下，外涵流量调节对总压比影响较小；而马赫数大于0.5状态下，增大堵塞比，总压比逐渐增大。由图11可见，随着进口马赫数的增大，马赫数比逐渐增大；各马赫数下，随着堵塞比的增大，外涵流量减小，马赫数比逐渐减小。

图8 外涵支板尾迹的径向分布Fig.8 Radial distribution of bypass plate trail

图9 涵道比随进口马赫数的变化趋势Fig.9 Bypass ratio distribution as a function of inlet Mach number

图10 总压比随进口马赫数的变化趋势Fig.10 Total pressure ratio distribution as a function of inlet Mach number

图11 马赫数比随进口马赫数的变化趋势Fig.11 Mach number ratio as a function of inlet Mach number

结合图9、图10和图11可知，堵塞比10%、20%状态(几何涵道比分别为0.437、0.388)下，相对于马赫数比，总压比受进口马赫数的影响更大，故涵道比分布趋势与总压比分布趋势一致，随着进口马赫数的增大而减小；堵塞比50%、70%、85%状态(几何涵道比分别为 0.243、0.146、0.073)下，相对于总压比，马赫数比受进口马赫数的影响更大，涵道比分布趋势与马赫数比分布趋势一致，随着进口马赫数的增大而增大。

4 结论

(1)随着外涵流量的降低，外涵总压损失主要来源由气体流动损失与附面层效应逐渐转化为堵塞调节环对外涵流场气流扰动造成的压力损失；外涵流量调节对内涵总压基本无影响。

(2)通过堵塞调节环可实现外涵流量调节，继而调节涵道比，但也改变了外涵压力的径向分布；支板尾迹分布无法单纯反映外涵流量调节对支板后径向压力分布的影响。

(3)小堵塞比状态(几何涵道比大于0.388)，涵道比随进口马赫数的增大而减小；大堵塞比状态(几何涵道比小于0.243)，涵道比随进口马赫数的增大而增大。

(4)建议在以后的相关试验研究中，采用外涵可调导叶调节外涵流量，消除堵塞调节环对外涵支板尾迹的影响。