内涵工况对风扇增压级双涵匹配的影响

2022-09-05郑覃杨小贺叶俊冯锦璋

航空学报 2022年7期

郑覃，杨小贺，叶俊，冯锦璋

中国航发商用航空发动机有限责任公司，上海 200241

20世纪60年代以来，从国外典型民用航空发动机风扇增压级的发展历程可以看出，风扇的设计特点逐渐向大涵道比、高效率以及低叶尖切线速度演化，以满足日趋严格的低耗油率、大推力、低噪声水平等设计要求。

在大涵道比风扇增压级的双涵性能匹配方面，许多人存在如下认识：外涵工况对内涵特性影响大，内涵工况对外涵特性影响小。但真实情况是否与之相同，内外涵气动特性到底存在怎样的相互匹配规律和机理，这些双涵匹配问题都尚未有明确的结论。开展详细的双涵匹配研究有利于全面、深入地理解风扇增压级部件的气动特性，为大涵道比风扇增压级的设计以及试验提供支撑。

目前公开文献中在风扇增压级双涵匹配方面的研究较少。20世纪90年代，Dawes开展了双涵道风扇模型的内外涵联算，发现内外涵的分流环通过其压力场对上游流动产生很大影响。2005年，赵永辉在风扇增压级内外涵道匹配的数值模拟研究中指出分流环、内外涵中的叶片都会对上游风扇流动产生影响，其研究结果还表明了单独进行内涵道的计算难以真实反映内涵气动性能，进行风扇增压级的内外涵联算是必要的。上述研究工作涉及了双涵匹配的讨论，但都未对双涵性能的匹配规律和机理开展详细的研究。

随着计算机性能的日益强大和数值模拟方法的逐渐成熟，数值计算可以深入地研究试验难以企及的流动现象，更多的研究人员在开展大涵道比风扇增压级的数值模拟研究时使用多排叶片双涵道联算，以便于更真实地模拟风扇增压级内的流动。相关的研究内容包括掠形风扇优化设计，风扇转子叶尖间隙的敏感性分析，风扇增压级端区流动优化的波浪内壁、凹形轮毂设计，几何缩尺影响分析，低雷诺数效应对风扇增压级气动性能的影响研究。这些研究中，研究人员开展风扇增压级的外涵性能曲线计算时，通常将内涵工况固定在气动设计点或最高效率点；开展内涵性能曲线计算时，同样将外涵工况固定在设计点或最高效率点。

在发动机实际使用过程中，工况极为复杂，如果不理解双涵性能匹配问题，就无法准确判断数值计算或试验测量获取的内外涵特性是否符合真实情况。因此，本文针对某型民机大涵道比风扇增压级，在不同转速以及不同内涵工况下开展双涵道联算的数值研究，改变外涵出口静压获取外涵特性线，掌握获取特性线的过程中内涵气动性能的变化规律，以及内涵工况对外涵特性的影响规律，阐明内涵工况对双涵匹配的影响机理，也为后续风扇增压级部件试验提供依据和支撑，针对“双涵道压缩系统中录取外涵性能曲线时如何确定相匹配的内涵工况”的实际工程问题给出建议。

1 数值计算建模

1.1 研究对象

本文的研究对象为某型民机大涵道比风扇增压级，风扇和增压级的叶片采用全三维复合弯掠设计。风扇叶片中上部后掠以降低激波损失、提高气动效率，叶片尖部前掠以提高气动稳定性。风扇增压级模型包括1排风扇、1排外涵出口导叶以及带进口导叶的4级增压级，如图1所示。本文使用商用软件NUMECA对风扇增压级开展定常数值模拟研究。

图1 风扇增压级模型示意图Fig.1 Schematic of fan booster model

1.2 网格划分

本文使用结构化网格生成组件AutoGrid v5对风扇增压级的11排叶片进行网格划分，三维网格如图2所示。各排叶片都采用O4H型网格拓扑结构。分流环采用C型网格拓扑结构，如图3所示。

风扇、外涵以及内涵的径向网格点数分别为185、113和81，风扇叶片的叶尖间隙为1 mm，增压级动叶叶尖间隙为0.5 mm，风扇和增压级叶片的间隙径向网格点数为17。最终风扇增压级的总网格数为937万。

本文数值计算使用的Spalart-Allmaras湍流模型具有良好的收敛性。壁面第1层网格高度取值为5×10m，保证值不大于10，从而使该模型可以更好地求解近壁面流动。

图2 风扇增压级网格示意图Fig.2 Schematic of fan booster mesh

图3 分流环网格示意图Fig.3 Schematic of mesh near splitter

1.3 计算设置

数值计算应用有限体积法求解相对坐标系下的三维雷诺平均Navier-Stokes 方程，采用2阶中心差分格式进行空间离散，采用4 阶Runge-Kutta 方法迭代求解时间项，以真实空气作为计算工质。边界条件设置如下：

1) 进口给定轴向进气方向以及标准大气工况下的总温和总压，内外涵分别给定出口平均静压，根据径向平衡算出其他各点静压。

2) 固壁为绝热、无滑移边界条件。

3) 转静交界面采用混合平面法处理。

残差是迭代过程中各个基本方程是否趋于收敛的重要评估参数，其大小直接反映了收敛精度。通常认为残差降低到1×10以下时是完全收敛，但实际数值计算中难以保证各工况下的残差都低于该值。

本文数值计算的收敛判定准则如下：当残差低于1×10且保持下降或稳定的趋势(如图4(a) 所示)，同时进出口流量、总压比和效率随迭代步数的变化曲线趋于水平，都维持在某个值附近波动变化，且波动幅度不超过0.05%，如图4(b) 所示。

正常计算过程中，固定内涵出口静压为内涵的工作点静压，改变外涵出口静压开展多工况数值计算，分别将稳定收敛的外涵流量最小和最大的工况作为外涵近喘点和外涵近堵点，获取风扇增压级的外涵特性曲线。同样地，固定外涵出口静压为外涵的工作点静压，改变内涵出口静压开展多工况数值计算，分别将稳定收敛的内涵流量最小和最大的工况作为内涵近喘点和内涵近堵点，获取风扇增压级的内涵特性曲线。

图4 收敛曲线Fig.4 Convergence curves

1.4 数值计算结果验证

首先考察风扇增压级不同网格数对外涵、内涵的总压比和效率的影响，如图5所示。由图可知，随着网格数增加，外涵、内涵的总压比和效率都趋于稳定，验证了网格独立性。兼顾计算准确性和计算时间，最终确定风扇增压级的总网格数为937万。

采用相同的计算设置，针对带进口导叶的4级增压级，在设计转速和部分转速下开展定常数值计算，并与试验测量结果进行对比，如图6所示。图中S0表示增压级进口导叶，S1～S4表示增压级第1～4级静叶。

由图6(a)可知，设计转速和部分转速下增压级总压比-流量特性的计算结果和试验结果吻合较好。由图6(b)可知，气动设计工况下，增压级各排静叶进口总压径向分布的数值计算和试验测量结果吻合较好。上述结果验证了本文所采用的数值计算方法的准确性。

图5 网格数对总压比和效率的影响Fig.5 Influence of grid number on total pressure ratio and efficiency

图6 数值计算与试验测量结果对比Fig.6 Comparison of numerical and experimental results

2 风扇增压级计算

2.1 变内涵工况方案

在不同内涵工况方案中，固定内涵出口静压为不同静压，通过改变外涵出口静压开展多工况数值计算，分别将稳定收敛的外涵流量最小和最大的工况作为外涵近喘点和外涵近堵点，获取风扇增压级的外涵特性曲线以及其他气动性能参数。

本文在100%相对换算转速的设计转速下，分别固定内涵工况为近喘点、工作点以及近堵点，改变外涵出口静压获取风扇增压级特性曲线，随后，在60%以及85%相对换算转速的非设计转速下重复上述过程，着重考察在各转速下内涵气动性能的变化规律以及内涵工况对外涵特性的影响规律，阐明内外涵匹配机理。

各转速下的近喘点和近堵点都是指特性线上流量最小和最大的工况，设计转速下的工作点是指特性线与空中共同工作线的交点，60%以及85%转速下的工作点是指特性线与地面共同工作线的交点。

2.2 设计转速下内外涵特性和流场分析

本文外涵稳定裕度的定义为

(1)

图7和图8分别给出了设计转速下，固定不同内涵工况，改变外涵出口静压获取的风扇增压级外涵和内涵特性曲线。图中NS、OP和NC分别表示近喘点、工作点和近堵点。

图7给出了风扇增压级的外涵特性线。图7(a) 中，工况B和工况D分别表示内涵工况为近喘点时的外涵近喘点和外涵近堵点，工况A表示内涵工况为工作点时外涵出口静压与工况B保持相同的工况，工况E和工况C分别表示内涵工况为工作点时的外涵近喘点和外涵近堵点。由图7(a)和图7(b)可知，在设计转速下，随着内涵工况从近堵点移向近喘点，外涵近堵点的总压比和效率都逐渐上升，当内涵工况为近堵点和工作点时，外涵特性线相近，但是当内涵工况处于近喘点时，相较于内涵工作点，外涵特性线有显著的变化：无量纲稳定裕度从1降低至0.63，外涵近堵点的总压比和效率明显增大，流量相近。

图7 设计转速下外涵特性线Fig.7 Characteristic curves of bypass at design rotational speed

图8给出了风扇增压级的内涵特性线。由图可知获取外涵特性过程中内涵气动特性的变化规律：在设计转速下，无论内涵处于近喘点、工作点和近堵点中的哪个工况，外涵逼喘使内涵流量、总压比和效率呈现逐渐增大的趋势。具体的原因将在后面双涵匹配机理研究中详细展开。

考虑到内涵工况为工作点和近堵点时，外涵特性差异较小，所以下面主要针对内涵工况为工作点和近喘点时的风扇增压级流场，开展详细的对比分析。首先对比外涵特性线的工况A(内涵：工作点)和工况B(内涵：近喘点)的流场，旨在阐明工况A和工况B的外涵气动性能存在差异以及工况B外涵进喘的原因。

图8 设计转速下内涵特性线Fig.8 Characteristic curves of core at design rotational speed

图9给出了设计转速下，工况A和工况B的风扇叶片吸力面极限流线图。图中LE和TE分别表示前缘和尾缘。由图可知，内涵工况从工作点移向近喘点使风扇叶片吸力面的激波位置向进口方向移动。

图9 工况A和工况B的风扇叶片吸力面极限流线Fig.9 Limiting streamlines on suction surface of fan blades at Point A and Point B

图10给出了设计转速下，工况A和工况B的外涵出口导叶吸力面极限流线图。由图可知，内涵工况从工作点移向近喘点使外涵出口导叶吸力面的根部角区分离的径向覆盖范围扩大，根部流场恶化，叶尖角区分离流动范围变化不明显。

图10 工况A和工况B的外涵出口导叶吸力面极限流线Fig.10 Limiting streamlines on suction surface of bypass outlet guide vanes at Point A and Point B

图11给出了设计转速下，工况A和工况B的风扇95%叶高等熵马赫数()分布。由图可知，内涵工况从工作点(工况A)移向近喘点(工况B)使风扇叶片吸力面的激波向进口方向移动了约8%轴向弦长的距离，而且激波前马赫数有一定上升，会导致激波损失增大，一定程度上给出了工况B的外涵效率较工况A低的原因。

图11 工况A和工况B风扇95%叶高等熵马赫数分布Fig.11 Isentropic Mach number distribution at 95% span of fan blade at Point A and Point B

图12给出了设计转速下，工况A和工况B的风扇95%叶高相对马赫数()分布。由图可知，内涵工况从工作点移向近喘点使激波移向进口方向，而且激波后的流动分离区域有一定扩大，与图9和图11中的现象一致。

图12 工况A和工况B的风扇95%叶高相对马赫数分布Fig.12 Contours of relative Mach number at 95% span of fan blade at Point A and Point B

图13给出了设计转速下，工况A和工况B的外涵出口导叶在不同轴向截面绝对马赫数()分布。图中SS表示叶片吸力面，各轴向面位置即为叶根50%～100%相对弦长位置。由图可知，内涵工况从工作点移向近喘点使外涵出口导叶根部的低速区域范围扩大，流场恶化，引起叶片失速，进一步影响了外涵特性线的稳定边界，使外涵稳定裕度降低(如图7所示)。

图13 工况A和工况B的外涵出口导叶不同轴向截面绝对马赫数分布Fig.13 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point A and Point B

图14给出了设计转速下，工况E(内涵工况为工作点，外涵工况为近喘点)的外涵出口导叶吸力面极限流线以及不同轴向截面的绝对马赫数分布。由图14(a)可知，外涵出口导叶吸力面的上下2个角区都已严重分离，分离流动相互交汇，形成局部分离涡。由图14(b)可知，内涵工况为工作点时，外涵出口导叶失速由叶片中部的低速区引起，根部并没有明显的低速区。因此，这也从另一个方面印证了内涵工况从工作点移向近喘点时，外涵稳定裕度降低的原因在于外涵出口导叶根部低速区扩大引起的叶片失速。

接下来对比外涵特性线的工况C(内涵：工作点)和工况D(内涵：近喘点)的流场，这2个工况的外涵都工作于近堵点，对比分析旨在阐明工况C

图14 工况E的外涵出口导叶吸力面极限流线和不同轴向截面绝对马赫数分布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

和工况D的外涵气动性能存在明显差异的原因。

图15给出了设计转速下，工况C和工况D的风扇叶片吸力面极限流线图。由图可知，当内涵工况在近喘点时，相较于内涵工作点，风扇叶片吸力面几乎不存在明显的流动分离。

图15 工况C和工况D的风扇叶片吸力面极限流线Fig.15 Limiting streamlines on suction surface of fan blades at Point C and Point D

图16给出了设计转速下，工况C和工况D的外涵出口导叶吸力面极限流线图。由图可知，当内涵工况在近喘点时，相较于内涵工作点，外涵出口导叶吸力面的角区分离程度更大。

图16 工况C和工况D的外涵出口导叶吸力面极限流线Fig.16 Limiting streamlines on suction surface of bypass outlet guide vanes at Point C and Point D

图17给出了设计转速下，工况C和工况D的风扇95%叶高等熵马赫数分布。由图可知，内涵工况从工作点(工况C)移向近喘点(工况D)使风扇叶片的激波向进口方向移动，叶片尾缘处的等熵马赫数明显降低，即风扇压比明显增大，这是因为内涵工况移向近喘点的过程中，内涵出口静压增大传递至风扇出口，导致风扇工况向喘点移动。此外，内涵工况移向近喘点还使吸力面激波前马赫数下降，引起激波损失减小，一定程度上说明了工况D的外涵效率高于工况C的原因。

图17 工况C和工况D风扇95%叶高等熵马赫数分布Fig.17 Isentropic Mach number distribution at 95% span of fan blade at Point C and Point D

图18给出了设计转速下，工况C和工况D的风扇95%叶高相对马赫数分布。由图可知，内涵工况从工作点移向近喘点使“λ”型激波结构的右支，即通道激波，移向进口方向，且激波后的流动分离有一定减弱，与图15和图17中的现象一致。内涵工况移向近喘点引起激波结构产生明显变化的原因在于：内涵出口静压升高，向前传递至风扇后引起风扇压比增大。

图18 工况C和工况D的风扇95%叶高相对马赫数分布Fig.18 Contours of relative Mach number at 95% span of fan blade at Point C and Point D

2.3 设计转速下气动参数径向分布

本节主要考察外涵逼喘的过程中，风扇和增压级进口导叶S0进出口关键气动参数径向分布的变化规律。结果显示，无论内涵工况为工作点还是近喘点，外涵逼喘对气动参数径向分布的影响规律相近。因此，此处仅给出内涵工况为近喘点时的气动参数径向分布，也为后续分析双涵匹配机理铺垫。

图19给出了内涵工况为近喘点时的风扇进口和出口气动参数径向分布，图中NS表示外涵近喘点，OP示外涵工作点，IN表示风扇进口，OUT表示风扇出口，无量纲静压和无量纲总压分别定义为当地静压和当地总压与风扇进口总压的比值。由图可知，外涵逼喘使风扇气动参数径向分布发生如下相同变化：全叶高范围内进口静压、出口静压、出口总压增大(出口总压在近根部0～2%叶高范围内略微减小)，进口子午速度和出口子午速度减小，近叶根区域出口径向速度明显减小。

图19 风扇气动参数径向分布(内涵：近喘点)Fig.19 Radial distributions of aerodynamic parameters of fan(core: near surge point)

对于增压级进口导叶S0而言，进口和出口的气动参数径向分布如图20所示。由图可知，无论内涵工况为近喘点还是工作点，外涵逼喘使增压级进口导叶S0气动参数径向分布发生如下相同变化：近叶尖区域(约80%以上叶高范围)的进口静压减小，进口子午速度增大，80%以下叶高范围内的进口静压增大，进口子午速度减小，全叶高范围内的出口静压、进口总压、出口总压增大，在气流径向掺混的作用下，出口子午速度径向分布的差异较进口的分布而言更小。

综上可知，内涵固定在不同的工况时，外涵逼喘(外涵出口静压增大)都会使风扇出口静压和出口总压增大，导致风扇的工作状态移向近喘点，进口和出口的子午速度明显下降；由于风扇中上部出口的静压增幅相对风扇根部出口而言更明显，局部径向压力梯度增大，气流抵抗离心作用的能力增强，所以气流径向速度减小。同时，对于增压级进口导叶S0而言，全叶高范围内的进口总压增大，因此增压级的工作状态会逐渐移向近堵点。

图20 增压级进口导叶气动参数径向分布(内涵：近喘点)Fig.20 Radial distributions of aerodynamic parameters in booster inlet guide vanes(core: near surge point)

2.4 部分转速下内外涵特性和流场分析

图21给出了85%和60%两个部分转速下风扇增压级的外涵特性线。图21(a)中，工况G表示内涵工况为近喘点时的外涵近喘点，工况F表示内涵工况为工作点时，外涵出口静压与工况G保持相同的工况，工况H表示内涵工况为工作点时的外涵近喘点。

由图21(a)和图21(b)可知，在85%转速下，随着内涵工况从近堵点向近喘点变化，外涵的无量纲稳定裕度逐渐从0.79降低至0.68，外涵近喘点附近的总压比和效率有一定减小，当内涵工况为近堵点和工作点时，外涵近堵点附近的特性变化较小，但是当内涵工况为近喘点时，相较于内涵工作点，外涵近堵点的流量显著降低5.79%。

由图21(c)和图21(d)可知，在60%转速下，随着内涵工况从近堵点向近喘点变化，外涵的无量纲稳定裕度逐渐从0.47降低至0.42。外涵特性线上，除了近堵点以外，其他各工况的总压比和效率有一定减小。当内涵工况为近喘点时，相较于内涵工作点，外涵特性近堵点的流量显著降低4.59%。

综上可知，部分转速下，内涵工况移向近喘点时，外涵稳定裕度降低，但降低幅度不如设计转速下明显，外涵近堵流量明显降低，与设计转速下的情况不同，具体原因在3.1节分析。

结合图7可知，设计转速和部分转速下，内涵工况对外涵特性的影响规律如下：内涵工况从近堵点向近喘点变化的过程中，外涵特性线近似呈“逆时针转动”的变化规律。

图21 部分转速下外涵特性线Fig.21 Characteristic curves of bypass at part rotational speeds

图22给出了85%和60%两个部分转速下风扇增压级的内涵特性线。结合图8可知，在设计转速和部分转速下，获取外涵特性过程中内涵气动特性的变化规律相近：无论内涵处于近喘点、工作点和近堵点中的哪个工况，外涵逼喘使内涵流量、总压比和效率呈现逐渐增大的趋势。而且随着转速升高，流量增大得越明显。由此可知，外涵逼喘不会导致内涵流量下降而进喘。

图22 部分转速下内涵特性线Fig.22 Characteristic curves of core at part rotational speeds

在85%转速下，详细对比工况F(内涵工况：工作点)和工况G(内涵工况：近喘点)的外涵出口导叶在不同轴向截面绝对马赫数分布，如图23所示。图中各轴向截面位置即为叶根50%～100%相对弦长位置。由图可知，内涵工况从工作点移向近喘点的过程，同样也使外涵出口导叶根部的低速区域范围扩大，流场恶化，引起叶片失速，从而影响了外涵特性线的稳定边界，使外涵稳定裕度降低(如图21所示)。

图24给出了85%转速下，工况H(内涵工况为工作点，外涵工况为近喘点)的外涵出口导叶不同轴向截面的绝对马赫数分布。由图可知，内涵工况为工作点时，外涵出口导叶失速也是由叶片根部的低速区引起，最终导致外涵近喘。这也说明了在85%转速下，内涵工况从工作点移向近喘点会导致外涵稳定裕度下降，但降幅不如设计转速下明显的原因在于：无论内涵工况是工作点还是近喘点，都是由外涵出口导叶根部低速区引起的叶片失速导致外涵近喘。

图23 工况F和工况G的外涵出口导叶不同轴向截面绝对马赫数分布Fig.23 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point F and Point G

图24 工况H的外涵出口导叶不同轴向截面绝对马赫数分布Fig.24 Slices of absolute Mach number contours on different axial positions of bypass outlet guide vanes at Point H

3 双涵匹配机理分析

3.1 风扇气动特性

图25给出了设计转速下分别固定内涵工况为近喘点、工作点和近堵点时(对应图中NS、OP和NC)，改变外涵出口静压获取的风扇特性曲线，图中RF表示风扇。由图可知，无论内涵处于哪个工况，随着外涵逼喘，风扇的工作状态逐渐移向近喘点，风扇流量都呈现逐渐降低的趋势。内涵工况从近堵点向近喘点演变时，风扇在相同流量工况下的总压比降低，效率-流量特性线基本保持重合。

需要重点注意的是，当内涵工况为近喘点时，风扇近堵流量明显低于内涵工况为工作点时的风扇近堵流量，这意味着风扇和外涵的堵塞程度降低，在外涵工况移向近堵点(出口静压降低)的过程中，风扇工作状态移向近堵点，风扇出口总压以及增压级进口导叶S0的进口总压随之降低，增压级出口静压保持不变，所以增压级的工作状态会移向近喘点，内涵流量下降。简言之，外涵逼堵会使内涵进喘，导致外涵工况无法继续移向近堵点。

另外，对比图8和图25可知，在设计转速下，工况C(内涵工况为工作点时的外涵近堵点)较工况D(内涵工况为近喘点时的外涵近堵点)而言，内涵流量和风扇进口流量都更大，两个工况的内涵流量变化量与风扇流量变化量的比值为0.978，这很好地解释了工况C和工况D的外涵近堵流量相当的现象，如图7所示。因此，不同内涵工况下，外涵近堵流量的差异，取决于风扇本身的气动特性。

考察内涵工况为近喘点、工作点和近堵点时外涵逼喘引起的风扇流量变化。由图25可知，内涵工况依次为近喘点、工作点和近堵点时，外涵从工作点向近喘点的逼喘过程中，风扇流量分别下降了7.50%、12.34%和11.47%，风扇总压比分别提高了3.23%、4.41%和4.52%。可以发现不同内涵工况下，外涵逼喘导致风扇流量的降低幅度都非常大，风扇总压比的增大幅度相近。

图25 风扇特性线Fig.25 Characteristic curves of fan

3.2 风扇内涵压比和流量相关性

由图8和图22的结果可知，外涵逼喘时，内涵始终呈现流量、总压比和效率都逐渐增大的变化规律。

图26和图27分别给出了100%转速下的风扇内涵(RF core)和增压级(Booster)特性，其中增压级特性线中的流量是以增压级进口导叶S0前的总压和总温进行换算得到的，而非风扇进口的总压和总温。需要注意的是，内涵由风扇内涵和增压级共同组成，三者的物理流量是相同的。

由图26可知，无论内涵处于哪个工况，外涵逼喘时，风扇内涵的总压比、流量、效率都呈增大的趋势，风扇内涵总压比的增大也意味着增压级的进口总压增大，导致增压级的工作状态向近堵点移动，所以内涵流量逐渐增大。因此，风扇内涵总压比与内涵流量始终呈正相关的变化关系。由图26可知，当内涵工况为近喘点时，外涵逼喘使增压级总压比减小、效率增大；当内涵工况为工作点和近堵点时，外涵逼喘使增压级总压比减小、效率减小。由此可见，内涵的总压比、效率变化趋势，与风扇内涵相同，与增压级并未保持一致。

图26 风扇内涵特性线Fig.26 Characteristic curves of fan core

图27 增压级特性线Fig.27 Characteristic curves of booster

图28 不同转速和内涵工况下风扇内涵总压比变化量和内涵流量变化量的关系曲线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 分流环前缘流动

由图19可知，外涵逼喘使风扇根部的出口静压较风扇中部而言增加更少，因此抵抗根部气流因离心力产生径向迁移的径向压差提高，气流的径向速度减小，同时外涵逼喘引起风扇的工作状态移向近喘点，风扇流量降低，所以风扇出口轴向速度减小。相较而言，径向速度减小的相对百分比大于轴向速度减小的相对百分比。因此，对于分流环而言，前缘感受到的气流攻角减小，驻点位置向上移动，分流环前的气流向下偏折，更多叶高范围的气流流向内涵，产生这些现象的本质是风扇出口静压及其径向分布的变化引起的内外涵流量再分配。

图29给出了100%转速下外涵工况为工作点时子午面内分流环附近相对马赫数云图，图中分流环前缘附近的局部低速区为驻点位置，驻点位置前的流线即为外涵与内涵的分隔线，分隔线以上的气流流向外涵，分隔线以下的气流流向内涵。由图可知，外涵工况从工作点移向近喘点的逼喘过程中，分流环前缘驻点位置上移，分隔线与轴向夹角减小，有更多叶高范围的气流流向内涵，风扇增压级涵道比减小。

图29 分流环附近相对马赫数云图(内涵：工作点)Fig.29 Contours of relative Mach number near splitter(core: operation point)

外涵逼喘时，尽管风扇工作状态移向近喘点导致风扇进口流量下降，但在内外涵流量再分配机制的作用下，更多叶高范围的流量流入内涵，最终内涵流量增大。

事实上，对内涵流量真正起决定性影响的是风扇内涵总压比，它直接改变了增压级的工作状态，确定了流量变化趋势，内外涵流量再分配机制是实现内涵流量改变的途径。

3.4 匹配机理总结

综合上述分析可知，在不同转速和内涵工况下，改变外涵出口静压获取风扇增压级特性的过程中，内外涵匹配机理，本质上是由风扇的总压比-流量特性以及内外涵流量再分配机制共同决定的。

无论内涵固定在哪个工况，外涵工况移向近喘点的过程中，风扇工作状态移向近喘点，风扇内涵总压比增大，意味着增压级的进口总压增大，其工作状态向近堵点移动，最终导致内涵流量增大，而且转速越高，风扇内涵总压比变化越大，引起的内涵流量变化也越大。在外涵逼喘的过程中，尽管风扇进口流量下降，但风扇出口静压及其径向分布的变化造成内外涵流量再分配，使更多叶高范围的气流流向内涵，实现了内涵流量增大的变化。

考虑到内涵工况对外涵特性具有较明显的影响，尤其是内涵工况在近喘点附近时，外涵工况移向近堵点会导致内涵进喘，所以在风扇增压级试验中，建议在多个内涵工况下录取外涵性能曲线，但内涵不能固定在近喘点附近的工况，否则无法录取外涵近堵点附近的性能曲线。