馬昌友，侯敏杰，梁 俊，裴會(huì)平

(1.中國(guó)航發(fā)上海商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)制造有限責(zé)任公司，上海 201306；2.中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，四川綿陽(yáng) 621000)

1 引言

雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)是當(dāng)前研究最為廣泛、發(fā)展較為成熟的一款變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)，由于其具有集渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)和渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)優(yōu)勢(shì)于一身的特點(diǎn)，在軍用航空領(lǐng)域和鄰近空間飛行方面具有廣泛的應(yīng)用前景，成為新一輪航空發(fā)動(dòng)機(jī)競(jìng)賽中世界各國(guó)致力研究的熱點(diǎn)[1-2]。核心機(jī)驅(qū)動(dòng)風(fēng)扇級(jí)(CDFS)是雙外涵變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵部件之一，美、英、法、日等國(guó)對(duì)其進(jìn)行了持續(xù)、深入的研究[3-7]。國(guó)內(nèi)對(duì)變循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的研究起步較晚，有關(guān)CDFS的研究較少，且主要集中在以單外涵模式設(shè)計(jì)點(diǎn)進(jìn)行氣動(dòng)造型設(shè)計(jì)，并兼顧雙外涵模式下的性能，通過(guò)數(shù)值模擬或部件試驗(yàn)對(duì)CDFS性能和流場(chǎng)進(jìn)行優(yōu)化研究[8-12]。張?chǎng)蔚萚13]認(rèn)為，CDFS的氣動(dòng)設(shè)計(jì)難點(diǎn)不僅體現(xiàn)在如何兼顧C(jī)DFS在單外涵模式和雙外涵模式下的性能，還體現(xiàn)在CDFS與高壓壓氣機(jī)(HPC)的匹配。劉寶杰等[14]對(duì)CDFS與HPC匹配在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下內(nèi)、外涵單獨(dú)節(jié)流進(jìn)行了數(shù)值模擬，論證了外涵單獨(dú)節(jié)流可以實(shí)現(xiàn)涵道比大范圍調(diào)節(jié)的能力，但未對(duì)其與HPC匹配環(huán)境下的性能進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。馬昌友等[15]通過(guò)建立CDFS與HPC匹配狀態(tài)點(diǎn)關(guān)聯(lián)預(yù)估簡(jiǎn)化方程，發(fā)展了匹配性能預(yù)估程序，然后基于兩個(gè)壓縮部件性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了典型匹配狀態(tài)涵道比預(yù)估及特點(diǎn)分析，深入研究了等轉(zhuǎn)速下涵道比調(diào)節(jié)對(duì)兩個(gè)壓縮部件工作狀態(tài)點(diǎn)變化規(guī)律及匹配性能的影響。

與CDFS或帶級(jí)間引氣的HPC單獨(dú)部件試驗(yàn)相比，CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)，不僅需對(duì)HPC級(jí)間引氣率進(jìn)行控制，還要對(duì)匹配涵道比進(jìn)行控制，這使得常規(guī)單軸單涵道壓氣機(jī)試驗(yàn)器難以直接滿(mǎn)足其試驗(yàn)需求。嚴(yán)格說(shuō)來(lái)，CDFS與HPC匹配試驗(yàn)應(yīng)在單軸雙涵道壓氣機(jī)試驗(yàn)器上開(kāi)展，但目前國(guó)內(nèi)此類(lèi)試驗(yàn)器的內(nèi)、外涵出口在同一個(gè)軸向位置，而CDFS與HPC匹配試驗(yàn)件的外涵出口與內(nèi)涵HPC出口處于不同軸向位置，開(kāi)展CDFS與HPC匹配試驗(yàn)，需將外涵氣流通過(guò)HPC機(jī)匣外的環(huán)形轉(zhuǎn)接段引出至與HPC出口相同的軸向位置，這不僅增加了匹配試驗(yàn)件的設(shè)計(jì)難度，還增加了HPC的級(jí)間和出口氣流參數(shù)的測(cè)試難度。

為搭建CDFS與HPC匹配試驗(yàn)驗(yàn)證平臺(tái)，本文針對(duì)CDFS與HPC匹配試驗(yàn)環(huán)境下的外涵氣流和HPC級(jí)間氣流的特點(diǎn)，基于與CDFS和HPC部件試驗(yàn)相同的單軸單涵道壓氣機(jī)試驗(yàn)器，提出采用大流量、低壓損的抽氣系統(tǒng)和直排大氣的放氣系統(tǒng)分別調(diào)節(jié)外涵流量和HPC級(jí)間引氣流量，以實(shí)現(xiàn)匹配試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)涵道比和HPC級(jí)間引氣率的有效控制。

2 匹配試驗(yàn)平臺(tái)搭建方案

研究對(duì)象為某CDFS與HPC匹配試驗(yàn)件，如圖1所示。圖中bi、bo、yq分別為外涵流道支板進(jìn)口截面、外涵排氣孔口截面、級(jí)間引氣口截面。CDFS與HPC同軸串裝在一起，并設(shè)計(jì)有外涵流道，試驗(yàn)中除需控制外涵流量外，還要控制HPC第二級(jí)級(jí)間引氣率保持不變。CDFS與HPC匹配試驗(yàn)在中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院全臺(tái)壓氣機(jī)試驗(yàn)器上開(kāi)展。該試驗(yàn)器為敞開(kāi)節(jié)流式單軸單涵道軸流壓氣機(jī)試驗(yàn)器，只含有一路抽氣系統(tǒng)，僅可滿(mǎn)足一般多級(jí)壓氣機(jī)級(jí)間氣流小流量引氣，無(wú)法滿(mǎn)足CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)同時(shí)對(duì)外涵流量和HPC級(jí)間引氣流量控制的需求。

圖1 CDFS與HPC匹配氣動(dòng)布局Fig.1 The matching aerodynamic configuration between CDFS and HPC

從文獻(xiàn)[14-15]可知，外涵流量(涵道比)影響匹配性能，而外涵流道出口氣流的排出方式并不影響CDFS與HPC的匹配性能。為降低匹配試驗(yàn)件設(shè)計(jì)和試驗(yàn)設(shè)備改造難度，本文采用HPC部件試驗(yàn)時(shí)級(jí)間引氣的方式模擬外涵排氣，在匹配試驗(yàn)件外涵機(jī)匣周向開(kāi)設(shè)多個(gè)排氣孔，通過(guò)集氣裝置收集外涵氣流后，再對(duì)外涵流量進(jìn)行測(cè)量和控制。即通過(guò)增加一路大流量引氣系統(tǒng)用于外涵排氣，基于單軸雙涵道壓氣機(jī)試驗(yàn)器構(gòu)建CDFS與HPC匹配試驗(yàn)平臺(tái)。

與HPC出口內(nèi)涵高壓氣流采用直排大氣方式不同的是，CDFS出口外涵氣流需采用帶抽氣能力的引氣系統(tǒng)進(jìn)行排氣。這是因?yàn)?，CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)設(shè)計(jì)功率達(dá)到了CDFS的7.00倍或HPC的2.07倍，甚至是兩者總和的1.60倍，如表1所示(表中功率值均以CDFS設(shè)計(jì)功率進(jìn)行了無(wú)量綱處理)。受動(dòng)力輸出功率的限制，為降低匹配試驗(yàn)件實(shí)際功率消耗，CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)試驗(yàn)件進(jìn)口必須進(jìn)行較大程度的節(jié)流(預(yù)估≯0.60)。由于CDFS壓比低，再加上外涵流道的氣動(dòng)損失，導(dǎo)致外涵出口氣流壓力較低，甚至低于大氣壓。

根據(jù)文獻(xiàn)[15]，隨著轉(zhuǎn)速的降低，匹配涵道比值增大。在相對(duì)換算轉(zhuǎn)速0.85時(shí)，外涵流量需求最大，預(yù)估CDFS與HPC匹配試驗(yàn)件外涵流量最大需求將達(dá)3.00 kg/s以上。而現(xiàn)有抽氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)主要用于多級(jí)高壓壓氣機(jī)級(jí)間引氣，流量較小，抽氣條件下最大引氣流量不足1.00 kg/s。在考慮改造成本和改造周期的情況下，本文提出將現(xiàn)有抽氣系統(tǒng)改造成直排大氣的放氣系統(tǒng)，即不再連接抽氣總管，用于HPC級(jí)間引氣，另新增一路大流量引氣系統(tǒng)連接至抽氣總管，利用抽氣機(jī)組降低該引氣系統(tǒng)的背壓，進(jìn)一步提高其引氣能力，構(gòu)建低背壓、大流量外涵排氣系統(tǒng)，其具體結(jié)構(gòu)如圖2所示。

表1 CDFS和HPC及兩者匹配功率對(duì)比Table 1 CDFS and HPC matching power comparison

圖2 CDFS與HPC匹配試驗(yàn)器示意圖Fig.2 Schematic diagram of the matching tester between CDFS and HPC

3 HPC級(jí)間引氣直排大氣可行性分析

CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)，采用直排大氣的放氣系統(tǒng)進(jìn)行HPC級(jí)間引氣率控制，是考慮到經(jīng)過(guò)CDFS和HPC前兩級(jí)增壓，即使在匹配試驗(yàn)件進(jìn)口節(jié)流情況下，引氣壓力仍然大于大氣壓，氣流密度較大，引氣氣流速度較低，流經(jīng)引氣系統(tǒng)的氣流總壓損失較小。圖3給出了HPC試驗(yàn)件單獨(dú)試驗(yàn)性能錄取時(shí)，試驗(yàn)件引氣口總壓與大氣壓之間相對(duì)比值pyq/ph隨試驗(yàn)件轉(zhuǎn)速的變化趨勢(shì)。可以看出，盡管低轉(zhuǎn)速時(shí)引氣壓比較低，高轉(zhuǎn)速時(shí)試驗(yàn)件進(jìn)口節(jié)流程度較大，但在整個(gè)性能錄取轉(zhuǎn)速范圍(相對(duì)換算轉(zhuǎn)速0.60至1.00)內(nèi)，引氣口處總壓均明顯高于大氣壓。

圖3 HPC部件試驗(yàn)時(shí)試驗(yàn)件引氣口相對(duì)總壓隨轉(zhuǎn)速變化趨勢(shì)Fig.3 The relative total pressure variation trend with the HPC’s bleed slot during component test

當(dāng)CDFS與HPC匹配后，在低轉(zhuǎn)速下，動(dòng)力功率需求較低，試驗(yàn)件進(jìn)口盡量少節(jié)流。同時(shí)，考慮到CDFS對(duì)氣流增壓，匹配試驗(yàn)環(huán)境下的HPC級(jí)間引氣壓力不會(huì)比部件試驗(yàn)環(huán)境下的低，采用直排大氣的放氣系統(tǒng)進(jìn)行匹配環(huán)境下HPC級(jí)間引氣可滿(mǎn)足試驗(yàn)需求。當(dāng)試驗(yàn)件轉(zhuǎn)速低于性能錄取轉(zhuǎn)速范圍時(shí)，可能存在引氣口壓力低于大氣壓，使得引氣氣流無(wú)法通過(guò)放氣系統(tǒng)排出，但較低的引氣率不會(huì)對(duì)試驗(yàn)件的安全運(yùn)行造成影響。

4 外涵排氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)

外涵排氣系統(tǒng)除需與含補(bǔ)氣閥(調(diào)節(jié)背壓)的抽氣總管連接外，其結(jié)構(gòu)與HPC級(jí)間引氣用放氣系統(tǒng)的基本相同，均由集氣裝置、流量測(cè)量與控制裝置等組成。其中，集氣裝置用于收集從試驗(yàn)件外涵排氣口排出的氣流，并排出到外涵流量測(cè)量與控制管道中；流量測(cè)量裝置除應(yīng)滿(mǎn)足外涵流量測(cè)量范圍要求外，和集氣裝置一樣，還應(yīng)具有低總壓損失以增大外涵排氣能力。流量控制裝置一般由電動(dòng)調(diào)壓閥控制，當(dāng)外涵流量控制精度要求較高時(shí)，可通過(guò)并聯(lián)一小管徑調(diào)壓閥進(jìn)行流量微調(diào)。

原有壓氣機(jī)級(jí)間引氣用抽氣系統(tǒng)的集氣裝置為結(jié)構(gòu)緊湊的O型結(jié)構(gòu)，并采用金屬軟管與試驗(yàn)件軟連接，流量測(cè)量裝置則選用孔板流量計(jì)。為更好地指導(dǎo)外涵排氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)，采用Fluent商業(yè)軟件對(duì)其集氣裝置和流量測(cè)量裝置進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算狀態(tài)和計(jì)算結(jié)果如表2所示。計(jì)算狀態(tài)1、2分別對(duì)應(yīng)相對(duì)換算轉(zhuǎn)速1.00和0.85時(shí)CDFS出口氣流狀態(tài)。計(jì)算時(shí)，進(jìn)口給定總壓和總溫，出口給定背壓(為抽氣總管最小允許靜壓)。可見(jiàn)，兩個(gè)狀態(tài)下的物理流量略有差別，但換算到標(biāo)準(zhǔn)大氣進(jìn)氣條件下流量基本相同。這是由于兩種計(jì)算狀態(tài)下該抽氣系統(tǒng)的抽氣能力達(dá)到了極限。圖4給出了計(jì)算狀態(tài)2引氣系統(tǒng)壓力分布計(jì)算結(jié)果?？煽闯?，O型集氣裝置出口區(qū)域和孔板流量計(jì)喉部是產(chǎn)生氣流總壓損失的主要區(qū)域，也是影響抽氣系統(tǒng)抽氣能力的主要瓶頸。O型集氣裝置出口處的氣流折轉(zhuǎn)角較大，氣流容易發(fā)生分離，導(dǎo)致流道堵塞；孔板流量計(jì)屬于節(jié)流式測(cè)量元件，氣流通過(guò)其喉部流速加快，從而產(chǎn)生較大的壓差，提高了流量測(cè)量精度，但這也使得氣流的總壓損失較大。

表2 現(xiàn)有抽氣系統(tǒng)引氣能力計(jì)算結(jié)果Table 2 The calculation result of the current bleeding capacity

圖4 O型集氣裝置和流量測(cè)量裝置的壓力分布云圖Fig.4 Total pressure cloud chart of O-type gas collector and flowmeter

為克服現(xiàn)有O型集氣裝置存在的結(jié)構(gòu)缺陷，本文采用了U型結(jié)構(gòu)方案，見(jiàn)圖5。U型集氣裝置由一根與抽氣總管管徑相同的水平主管道和兩根含多個(gè)引氣接口的豎直分支管道組成，安裝在與試驗(yàn)件外涵引氣口相近的軸向位置處。分支管管徑選取原則為，兩根分支管的流通面積總和略大于主管流通面積。匹配試驗(yàn)件外涵排氣孔與分支管的引氣口采用相同管徑的金屬軟管一一相連，并盡可能縮短軟管長(zhǎng)度，以降低外涵氣流在軟管中的總壓損失。

圖5 U型集氣裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案Fig.5 Structural design of U-type gas collector

圖6給出了U型集氣裝置壓力分布計(jì)算結(jié)果，計(jì)算狀態(tài)按表2中狀態(tài)1給定?？梢?jiàn)，集氣裝置壓力沿程變化明顯平緩，流量達(dá)到了3.67 kg/s，為原O型集氣裝置最大排氣流量的3倍。需注意，以上數(shù)值計(jì)算時(shí)集氣裝置與試驗(yàn)件之間的金屬軟管視為光滑管，因此實(shí)際最大排氣流量略小。為降低流量測(cè)量裝置對(duì)氣流的總壓損失，選用阿牛巴流量計(jì)進(jìn)行外涵流量測(cè)量。該流量計(jì)具有測(cè)量精度高、量程比大、總壓損失小、調(diào)試方便、安裝成本低等優(yōu)點(diǎn)[16]。

圖6 U型集氣裝置壓力分布云圖Fig.6 Total pressure contour of U-type gas collector

5 外涵排氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)驗(yàn)證與分析

集氣裝置通過(guò)多根金屬軟管與試驗(yàn)件外涵排氣孔連接，為外涵排氣系統(tǒng)最復(fù)雜的部分。氣流流經(jīng)含金屬軟管的集氣裝置時(shí)總壓損失較大，是制約排氣能力的主要瓶頸。為便于分析，集氣裝置總壓損失定義為：

式中：pa為集氣裝置的出口總壓，本文取阿牛巴流量計(jì)的進(jìn)口氣流總壓；px為集氣裝置進(jìn)口總壓。

當(dāng)外涵排氣系統(tǒng)單獨(dú)調(diào)試時(shí)，外涵集氣裝置進(jìn)口為金屬軟管進(jìn)口，即px=pbo，由于進(jìn)口氣流實(shí)際上為大氣，本文直接取集氣裝置進(jìn)口總壓為大氣壓；當(dāng)CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)，受空間限制，外涵集氣裝置進(jìn)口總壓取試驗(yàn)件外涵流道支板進(jìn)口總壓，即px=pbi，這意味著此時(shí)外涵集氣裝置的壓損包含試驗(yàn)件外涵流道的總壓損失。

圖7給出了外涵排氣系統(tǒng)調(diào)試和CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)，流量隨集氣裝置總壓損失的變化趨勢(shì)?？梢?jiàn)，外涵排氣系統(tǒng)調(diào)試和CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)進(jìn)入集氣裝置的流量分別達(dá)到了3.00 kg/s、3.50 kg/s，基本滿(mǎn)足匹配試驗(yàn)需求。但此時(shí)集氣裝置的總壓損失達(dá)到了0.56，這說(shuō)明U型集氣裝置的總壓損失較大。

圖7 流量隨集氣裝置總壓損失的變化趨勢(shì)Fig.7 The flow rate varies with the total pressure loss of the gas collector

從圖7還可發(fā)現(xiàn)，外涵排氣系統(tǒng)調(diào)試時(shí)，流量隨集氣裝置總壓損失的增大呈單調(diào)上升趨勢(shì)；匹配試驗(yàn)時(shí)，流量隨集氣裝置總壓損失的增大呈總體上升趨勢(shì)，但不是單調(diào)上升趨勢(shì)。這是因?yàn)檎{(diào)試時(shí)，進(jìn)入集氣裝置中的氣流來(lái)自大氣，調(diào)試期間氣流溫度和壓力基本不變；但匹配試驗(yàn)時(shí)，進(jìn)入外涵排氣系統(tǒng)的氣流參數(shù)受試驗(yàn)件的進(jìn)口節(jié)流比、轉(zhuǎn)速及靜葉角度等的影響較大。為此，根據(jù)外涵進(jìn)口氣流參數(shù)，將外涵實(shí)際流量W換算到標(biāo)準(zhǔn)大氣狀態(tài)下，得到外涵進(jìn)口換算流量Gx，表征外涵排氣系統(tǒng)的排氣能力。

式中：Tx為進(jìn)口總溫，測(cè)量位置與px的相同。

圖8 外涵進(jìn)口換算流量隨集氣裝置總壓損失的變化趨勢(shì)Fig.8 The inlet corrected flow rate varies with the total pressure loss of two type gas collectors

圖8示出了U型集氣裝置的外涵排氣系統(tǒng)和帶O型集氣裝置的原抽氣系統(tǒng)，在CDFS與HPC匹配試驗(yàn)和單獨(dú)調(diào)試兩種環(huán)境下的進(jìn)口換算流量隨集氣裝置總壓損失的變化特性。盡管集氣裝置進(jìn)口位置選取不同，但進(jìn)入集氣裝置的進(jìn)口換算流量隨集氣裝置總壓損失的增加呈單調(diào)上升趨勢(shì)。通過(guò)數(shù)據(jù)擬合，兩者可采用下式關(guān)聯(lián)：

對(duì)比兩種集氣裝置可看出，當(dāng)進(jìn)口流通面積和抽氣總管保持不變時(shí)，僅通過(guò)改造集氣裝置和更換流量測(cè)量裝置，單獨(dú)調(diào)試時(shí)集氣裝置進(jìn)口(即金屬軟管進(jìn)口)最大換算流量從0.99 kg/s上升至3.28 kg/s，匹配試驗(yàn)時(shí)外涵支板進(jìn)口最大換算流量從0.86 kg/s上升至2.88 kg/s，兩種環(huán)境下流量均提升了2.3倍以上。但需注意的是，U型集氣裝置在最大進(jìn)口換算流量時(shí)的總壓損失明顯大于O型集氣裝置的。這是因?yàn)樵闅庀到y(tǒng)的流量測(cè)量裝置為孔板流量計(jì)，總壓損失較大，使得O型集氣裝置出口總壓無(wú)法進(jìn)一步降低，從而限制了O型集氣裝置的進(jìn)出口總壓下降量，并使得進(jìn)口最大流量受到限制；改造后的外涵排氣系統(tǒng)，由于采用了低壓損的阿牛巴流量計(jì)進(jìn)行外涵流量測(cè)量，U型集氣裝置出口的最低總壓接近抽氣總管的最低總壓，從而使得U型集氣裝置的進(jìn)出口總壓下降量進(jìn)一步增大。由此可見(jiàn)，U型集氣裝置進(jìn)口的最大流量顯著提高得益于兩方面因素：①U型集氣裝置的氣動(dòng)性能比O型集氣裝置的好——O型集氣裝置調(diào)試、總壓損失為0.40時(shí)進(jìn)口換算流量為1.00 kg/s，而U型集氣裝置調(diào)試、總壓損失為0.40時(shí)進(jìn)口換算流量則達(dá)到了2.90 kg/s；②U型集氣裝置出口總壓可以更大程度地降低——O型集氣裝置調(diào)試時(shí)的最大總壓損失為0.40，而U型集氣裝置調(diào)試時(shí)的最大總壓損失可達(dá)到0.59，并引起進(jìn)口換算流量進(jìn)一步上升約0.40 kg/s。

此外，從單獨(dú)調(diào)試和匹配試驗(yàn)對(duì)比結(jié)果看，匹配試驗(yàn)時(shí)集氣裝置進(jìn)口從匹配試驗(yàn)件的外涵排氣孔口移到外涵支板進(jìn)口，導(dǎo)致最大進(jìn)口換算流量從調(diào)試時(shí)的3.28 kg/s下降到匹配試驗(yàn)時(shí)的2.88 kg/s。這主要是因?yàn)樵撈ヅ湓囼?yàn)件的外涵流道總壓損失較大所致?？梢?jiàn)，在優(yōu)化外涵排氣系統(tǒng)的同時(shí)，也應(yīng)考慮盡可能改進(jìn)試驗(yàn)件外涵流道設(shè)計(jì)，以降低其總壓損失。

6 結(jié)論

針對(duì)CDFS與HPC匹配試驗(yàn)環(huán)境下外涵氣流和HPC級(jí)間氣流的特點(diǎn)，基于單軸單涵道壓氣機(jī)試驗(yàn)器，通過(guò)將現(xiàn)有低流量抽氣系統(tǒng)適應(yīng)性改造成大流量外涵排氣系統(tǒng)，并新增用于HPC級(jí)間引氣的放氣系統(tǒng)，搭建成CDFS與HPC匹配試驗(yàn)平臺(tái)，并成功開(kāi)展了CDFS與HPC匹配性能試驗(yàn)。主要結(jié)論為：

(1) 在CDFS與HPC匹配試驗(yàn)件外涵流道出口機(jī)匣上沿周向開(kāi)設(shè)多個(gè)排氣孔模擬外涵排氣，可在單軸單涵道壓氣機(jī)試驗(yàn)器上實(shí)現(xiàn)開(kāi)展CDFS與HPC匹配試驗(yàn)的能力。

(2) CDFS與HPC匹配試驗(yàn)時(shí)，應(yīng)采用抽氣系統(tǒng)進(jìn)行匹配涵道比的控制，采用直排大氣的放氣系統(tǒng)進(jìn)行HPC級(jí)間引氣率的控制，抽氣系統(tǒng)與放氣系統(tǒng)相互獨(dú)立，便于試驗(yàn)調(diào)節(jié)。

(3) 集氣裝置是制約外涵排氣能力的主要瓶頸，其氣動(dòng)性能可采用極限流量和總壓損失影響因子描述。

(4) 提高外涵排氣能力的主要途徑，一是優(yōu)化外涵排氣系統(tǒng)(集氣裝置、流量測(cè)量裝置等)和匹配試驗(yàn)件外涵流道的氣動(dòng)性能，降低其總壓損失；二是降低外涵排氣系統(tǒng)的出口背壓，增大外涵排氣系統(tǒng)進(jìn)出口總壓降。

(5) 相同進(jìn)口面積下，采用U型集氣裝置替換O型集氣裝置、阿牛巴流量計(jì)替換孔板流量計(jì)，可以有效降低外涵排氣系統(tǒng)的總壓損失，提高外涵排氣能力。