馬昌友，侯敏杰，梁 俊，樊嘉峰

(1.中國航發(fā)上海商用航空發(fā)動機制造有限責(zé)任公司，上海 201306；2.中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院，四川綿陽 621700)

1 引言

當(dāng)前高壓壓氣機設(shè)計朝著高負荷、高效率方向發(fā)展，級總壓比不斷提高，迫切需要深入了解其內(nèi)部氣流的流動規(guī)律和各級之間的匹配關(guān)系。葉型探針是目前獲取壓氣機轉(zhuǎn)子出口氣流參數(shù)分布和級性能的主要測試方式，在風(fēng)扇/壓氣機級間流場診斷和氣動改進設(shè)計中發(fā)揮著重要作用[1-5]。高壓壓氣機通常采用多級可調(diào)靜子葉片的結(jié)構(gòu)設(shè)計，通過靜葉角度執(zhí)行機構(gòu)主動調(diào)節(jié)進口導(dǎo)葉和靜葉角度，以改變非設(shè)計工況級間轉(zhuǎn)子的進氣攻角，從而改善氣流參數(shù)和流道幾何參數(shù)的適應(yīng)性，進而提高高壓壓氣機在低轉(zhuǎn)速小流量區(qū)域的氣動性能與穩(wěn)定工作范圍[6-8]。采用葉型探針進行多級高壓壓氣機級間測量時，對于低負荷高壓壓氣機首級可調(diào)靜葉，通常角度調(diào)節(jié)范圍較小，使得其上所布置的葉型探針測點的氣流偏角在整個試驗轉(zhuǎn)速中常處在測點的不敏感角范圍內(nèi)，探針的測試精度能達到要求。但對于高負荷高壓壓氣機，除進口導(dǎo)葉外，首級可調(diào)靜葉角度在低轉(zhuǎn)速下關(guān)閉程度較大，使得其上所布置的葉型探針測點的氣流偏角可能超出測點的不敏感角度范圍，探針測試誤差會明顯增大，嚴重時將影響級間氣流分布的準確測量和性能的準確評定。

目前，國內(nèi)外對葉型探針的研究主要集中在結(jié)構(gòu)優(yōu)化[9-10]、對流場的堵塞以及對壓氣機性能的影響[11-12]上，較少關(guān)注壓氣機在低轉(zhuǎn)速下試驗時可調(diào)靜葉上的總壓或總溫葉型探針測試精度及其對壓氣機性能評定的影響。為支撐基于葉型探針的多級高負荷壓氣機級間測試方案的進一步改進，本文對首級可調(diào)靜葉上葉型探針的氣流狀態(tài)進行了預(yù)估，并在葉型探針校準特性分析的基礎(chǔ)上，定量分析了首級可調(diào)靜葉進口氣流總壓和總溫參數(shù)測試誤差，以及其對匹配環(huán)境下首級性能和后四級性能測試精度的影響程度。

2 研究對象

某高負荷五級壓氣機(圖1)由一單級壓氣機和四級壓氣機串裝組合并改進設(shè)計而成，其中首級可調(diào)靜葉由單級壓氣機的出口靜葉和四級壓氣機進口導(dǎo)葉融合設(shè)計而成，安裝角可調(diào)。在該五級壓氣機性能試驗時，為獲取兩個原型壓氣機在匹配試驗環(huán)境下各自的性能，擬在首級可調(diào)靜葉上布置葉型探針，但該可調(diào)靜葉在試驗性能錄取轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)角度調(diào)節(jié)范圍較大。圖2給出了該首級可調(diào)靜葉的旋轉(zhuǎn)角γ 隨壓氣機相對換算轉(zhuǎn)速nˉ的變化規(guī)律，設(shè)計轉(zhuǎn)速時γ=0°，隨著轉(zhuǎn)速一步步降低，首級可調(diào)靜葉逐漸關(guān)閉，即γ ＜0°。由圖可知，在相對換算轉(zhuǎn)速0.70及以下時，該可調(diào)靜葉角度需關(guān)閉30°以上，這使得其上的葉型探針測點的氣流偏角在低轉(zhuǎn)速時超出測點的不敏感角度范圍，導(dǎo)致其上的葉型探針在低轉(zhuǎn)速下的測試誤差顯著增大，致使無法有效評估兩個原型壓氣機在匹配試驗環(huán)境下各自的性能。

圖1 高負荷五級壓氣機設(shè)計演進示意圖Fig.1 Design improvement diagram of high load five-stage compressor

圖2 首級可調(diào)靜葉旋轉(zhuǎn)角調(diào)節(jié)規(guī)律Fig.2 Angular regulation rule of the first stage adjustable stator

3 葉型探針氣流狀態(tài)預(yù)估

為定量評估該高負荷五級壓氣機首級可調(diào)靜葉進口氣流參數(shù)測試精度，需先預(yù)估首級可調(diào)靜葉上葉型探針的氣流狀態(tài)在各轉(zhuǎn)速下的變化范圍。圖3給出了葉型探針測點氣流偏角α 計算示意圖，氣流偏角的計算見式(1)。

式中：δ 表示首級可調(diào)靜葉進口氣流攻角，為該可調(diào)靜葉的進口幾何構(gòu)造角β1k與進口氣流角β1(即第一級轉(zhuǎn)子出口氣流角)之差；θ 為測點相對方向角，表示該測點的實際測壓管孔口軸線與葉片的設(shè)計進口幾何構(gòu)造方向之間的周向夾角，一般為0°，但由于實際加工誤差，每個葉型探針測點的相對方向角存在細微差異，為簡化研究，本文暫不考慮測點的相對方向角，即取θ=0°。

結(jié)合原型單級壓氣機試驗時獲取的轉(zhuǎn)子出口氣流角和氣流馬赫數(shù)變化范圍，以及圖2 給出的首級可調(diào)靜葉角度調(diào)節(jié)規(guī)律，根據(jù)式(1)對該可調(diào)靜葉上葉型探針的氣流狀態(tài)變化范圍進行了預(yù)估，結(jié)果如圖4 所示。相對換算轉(zhuǎn)速大于0.90 時，葉型探針的氣流偏角較小，基本處在±5°以內(nèi)；隨著轉(zhuǎn)速的降低，氣流偏角逐漸增大；當(dāng)相對換算轉(zhuǎn)速低于0.75時，葉型探針的氣流偏角已明顯超出了一般葉型探針的不敏感角范圍。

圖3 葉型探針氣流偏角計算圖Fig.3 Calculation schematic diagram of the airfoil sensor flow angle in matching environment

圖4 葉型探針氣流狀態(tài)變化范圍Fig.4 The flow variation range of the airfoil sensor

4 葉型探針校準特性分析? (°)

為對高負荷五級壓氣機首級可調(diào)靜葉進口氣流參數(shù)測試精度進行定量評估，首先對該可調(diào)靜葉葉型探針在某亞聲速校準試驗器上進行了吹風(fēng)校準。試驗器結(jié)構(gòu)如圖5 所示，主要由亞聲速風(fēng)洞、冰瓶、數(shù)據(jù)采集與處理系統(tǒng)、位移機構(gòu)、測試探針等組成。穩(wěn)壓箱內(nèi)氣流總壓p、風(fēng)洞出口壁面靜壓ps及被校準總壓葉型探針的總壓pi用電子壓力掃描閥測量；當(dāng)?shù)卮髿鈮簆h用無汞大氣壓力計測量；穩(wěn)壓箱內(nèi)參考總溫探針的總溫T 及被校準總溫葉型探針的總溫Ti用數(shù)字熱電偶采集模塊測量，兩者熱電偶絲的參考端均放入盛滿冰水混合物的冰瓶內(nèi)。位移機構(gòu)通過夾持導(dǎo)葉軸頸，使葉片以其旋轉(zhuǎn)軸進行偏轉(zhuǎn)進而改變探針測點的氣流偏角。校準時，氣流偏角為測壓管孔口軸線與來流方向之間的夾角。圖6給出了總壓或總溫葉型探針校準時氣流偏角的正負定義。α=0°，說明氣流正對葉型探針測壓管軸線，處于零偏角狀態(tài)。根據(jù)圖4預(yù)估的葉型探針試驗時氣流狀態(tài)變化范圍，考慮到校準風(fēng)洞的狀態(tài)調(diào)節(jié)能力，確定校準氣流偏角范圍為-45°≤α ≤5°；校準氣流馬赫數(shù)范圍為0.2≤Ma ≤0.6。

圖5 葉型探針校準試驗示意圖Fig.5 Calibration test sketch of airfoil sensor

圖6 葉型探針氣流偏角定義Fig.6 Definition of the airfoil sensor flow angle

對于總壓或總溫葉型探針某測點X 的吹風(fēng)特性，本文統(tǒng)一采用損失系數(shù)ωX來表征其測量值Xg與氣流參數(shù)真實值X (由穩(wěn)壓箱內(nèi)參考總壓或總溫探針測量)的偏離程度：

進入葉型探針各測點探頭的氣流不可能完全滯止，這使得損失系數(shù)值總大于零，且該損失系數(shù)值越大，即該測點的測量值越低于測點所在位置氣流參數(shù)的真實值，受氣流馬赫數(shù)或氣流偏角的影響就越大。由于本文主要探討級間氣流平均參數(shù)測試精度，對各總壓或總溫測點的損失系數(shù)在相同氣流狀態(tài)下分別進行算術(shù)平均，得到總壓或總溫葉型探針的平均損失系數(shù)，反映了壓氣機首級可調(diào)靜葉進口氣流總壓或總溫測量的準確性。

圖7 為總壓葉型探針平均損失系數(shù)云圖?？梢姡?15°≤α ≤5°時，總壓葉型探針損失系數(shù)小于0.5%，且基本上不隨氣流馬赫數(shù)變化。氣流偏角超出該范圍后，隨著氣流偏角和馬赫數(shù)的增大，總壓葉型探針損失系數(shù)明顯增大，即總壓葉型探針的測量結(jié)果明顯偏低于真實值。

圖7 總壓葉型探針平均損失系數(shù)云圖Fig.7 The average loss coefficient cloud chart of the total pressure airfoil sensor

圖8 為總溫葉型探針平均損失系數(shù)云圖?？梢?，-15°≤α ≤5°時，總溫葉型探針損失系數(shù)受氣流偏角的影響較小，但隨氣流馬赫數(shù)的增大而增大，這是由于進入總溫探針的氣流沒完全滯止，即總溫葉型探針存在著速度誤差。當(dāng)氣流偏角超出該范圍后，總溫葉型探針的損失系數(shù)隨著氣流馬赫數(shù)和氣流偏角的增大呈現(xiàn)明顯增大趨勢，這是因為此時總溫葉型探針除存在速度誤差外，還存在方向誤差。

圖8 總溫葉型探針平均損失系數(shù)云圖Fig.8 The average loss coefficient cloud chart of the total temperature airfoil sensor

5 氣流參數(shù)測試相對誤差分析

試驗時，隨著轉(zhuǎn)速降低，首級可調(diào)靜葉的開度逐漸關(guān)小，使得其上的葉型探針的氣流偏角發(fā)生變化，總壓和總溫測量結(jié)果存在誤差。總壓測試相對誤差εp與總壓葉型探針損失系數(shù)ωp的關(guān)系為：

式中：pg為總壓葉型探針實際測量值。

同理，總溫測試相對誤差εT與總溫葉型探針損失系數(shù)ωT的關(guān)系為：

式中：Tg、T 分別為總溫葉型探針實際測量值和測點所在氣流總溫實際值。

式(3)和式(4)表明，首級可調(diào)靜葉進口總壓或總溫相對誤差與葉型探針的損失系數(shù)相當(dāng)，即|εp|=ωp，| εT|=ωT；但由于葉型探針的損失系數(shù)始終大于零，故總壓和總溫測試相對誤差小于零，即其測量結(jié)果偏低于真實值。

根據(jù)圖4預(yù)估的該五級壓氣機首級可調(diào)靜葉葉型探針的氣流狀態(tài)，結(jié)合圖7 和圖8，通過插值計算評估出的各轉(zhuǎn)速近堵點和喘點處的首級可調(diào)靜葉進口總壓和總溫的測試相對誤差見圖9?？梢?，相對換算轉(zhuǎn)速0.90 以上時，由于探針的氣流角處在不敏感角范圍內(nèi)，總壓測試相對誤差在0.05%以內(nèi)，且氣流馬赫數(shù)對總壓測試相對誤差影響較小，因此近堵點和喘點處的總壓測試相對誤差相當(dāng)；總溫測試相對誤差達0.20%，這是因為高轉(zhuǎn)速下氣流馬赫數(shù)較大造成了速度誤差較大所致。相對換算轉(zhuǎn)速0.85及以下時，探針的氣流角基本處在不敏感角范圍外，此時總壓葉型探針受氣流偏角的影響較大，特別是在低轉(zhuǎn)速下近堵點，總壓測試相對誤差明顯增大，達2.50%，是總溫測試相對誤差的10 倍以上。隨著轉(zhuǎn)速的降低，總溫測試相對誤差呈略微減小的趨勢，這是因為壓氣機轉(zhuǎn)速降低，首級可調(diào)靜葉進口氣流馬赫數(shù)也隨之降低，雖然其上的總溫葉型探針因其氣流偏角增大導(dǎo)致方向誤差增大，但速度誤差減小。

6 性能測試相對誤差分析

為分析該五級壓氣機的首級可調(diào)靜葉進口氣流總壓、總溫的測試相對誤差對準確獲取匹配試驗環(huán)境下原型單級壓氣機和四級壓氣機的總壓比、等熵效率測量精度的影響程度，分別對單級壓氣機和四級壓氣機的總壓比、等熵效率計算公式進行關(guān)于首級可調(diào)靜葉進口氣流總壓或總溫的偏微分，進而得到單級壓氣機和四級壓氣機的總壓比、效率誤差傳遞公式。五級壓氣機的進口側(cè)單級壓氣機總壓比測試誤差επ,1和出口側(cè)四級壓氣機總壓比測試誤差επ,4計算公式為：

圖9 首級可調(diào)靜葉進口氣流測試誤差變化趨勢Fig.9 Total pressure measuring error variation trend of the first stage adjustable stator inlet airflow

式(5)和式(6)表明，首級可調(diào)靜葉上的總壓葉型探針的測試誤差，對進口側(cè)單級壓氣機和出口側(cè)四級壓氣機的總壓比相對誤差的影響程度相同，即|επ,1|=|επ,4|=ωp。由于葉型探針的損失系數(shù)始終大于零，故進口側(cè)單級壓氣機的總壓比偏低于真實值，而出口側(cè)四級壓氣機的總壓比偏高于真實值。

與總壓比相對誤差不同，進口側(cè)單級壓氣機和出口側(cè)四級壓氣機的效率相對誤差同時受首級可調(diào)靜葉進口總壓、總溫測試相對誤差的影響。進口側(cè)單級壓氣機的效率相對誤差分別與總壓葉型探針損失系數(shù)和總溫葉型探針損失系數(shù)之間的誤差傳遞公式見式(7)和式(8)，出口側(cè)四級壓氣機的效率相對誤差分別與總壓葉型探針損失系數(shù)和總溫葉型探針損失系數(shù)之間的誤差傳遞公式見式(9)和式(10)：

式中：π1、τ1分別是進口側(cè)單級壓氣機的壓比和溫升比；π4、τ4分別是出口側(cè)四級壓氣機的壓比和溫升比；φπ、φτ分別為壓縮部件的總壓敏感因子和總溫敏感因子，是分別與壓縮部件的壓比π 和溫升比τ 相關(guān)的函數(shù)，見式(11)和式(12)。

式中：k 為空氣比熱比，本文取1.4。

式(7)～式(10)表明，首級可調(diào)靜葉進口總壓測量值偏低，使得進口側(cè)單級壓氣機等熵效率偏低、出口側(cè)四級壓氣機等熵效率偏高；首級可調(diào)靜葉進口總溫測量值偏低，使得進口側(cè)單級壓氣機等熵效率偏高、出口側(cè)四級壓氣機等熵效率偏低。首級可調(diào)靜葉進口的總壓和總溫的測試相對誤差對進口側(cè)單級壓氣機或出口側(cè)四級壓氣機的等熵效率的影響程度，分別由各自的總壓敏感因子和總溫敏感因子決定。

根據(jù)式(11)、式(12)，圖10 繪出了壓縮部件的總壓敏感因子和總溫敏感因子的變化趨勢。隨著壓縮部件的總壓比和總溫升比的增大，總壓敏感因子和總溫敏感因子都有減小的趨勢。當(dāng)壓縮部件壓比大于3.246時，總壓敏感因子小于1，而總溫敏感因子始終大于1。從原型單級壓氣機和原型四級壓氣機部件試驗結(jié)果看，對于相對換算轉(zhuǎn)速0.60峰值效率點，四級壓氣機的總壓敏感因子為1.83、總溫敏感因子為5.06，而單級壓氣機總壓敏感因子為10.8、總溫敏感因子為21.9，分別是四級壓氣機的5.9 倍和3.7 倍。由此可見，與出口側(cè)四級壓氣機等熵效率相對誤差相比，首級可調(diào)靜葉進口氣流參數(shù)測試相對誤差造成的進口側(cè)單級壓氣機等熵效率相對誤差更大。

以原型單級壓氣機和四級壓氣機的部件性能數(shù)據(jù)為參考，通過式(11)和式(12)預(yù)估五級壓氣機進口側(cè)單級壓氣機和出口側(cè)四級壓氣機在各轉(zhuǎn)速近堵點、喘點處的總壓敏感因子和總溫敏感因子，再結(jié)合圖9定量評估五級壓氣機各轉(zhuǎn)速下首級可調(diào)靜葉進口總壓和總溫測試相對誤差分別對進口側(cè)單級壓氣機和出口側(cè)四級壓氣機等熵效率的影響，結(jié)果見圖11、圖12。

圖10 壓縮部件的總壓和總溫敏感因子變化趨勢Fig.10 Change trend of total pressure sensitive factor and total temperature sensitive factor

從圖11 可知，相對換算轉(zhuǎn)速0.90 及以上時，進口側(cè)單級壓氣機的等熵效率誤差主要由首級可調(diào)靜葉進口總溫測試誤差造成，并使得等熵效率測量值偏高，加之總溫敏感因子較大，導(dǎo)致設(shè)計轉(zhuǎn)速下等熵效率相對誤差達1.5%。相對換算轉(zhuǎn)速0.85 及以下時，進口側(cè)單級壓氣機的等熵效率誤差主要由首級可調(diào)靜葉進口總壓測試誤差造成，并使得等熵效率測量值顯著偏低(在相對換算轉(zhuǎn)速0.60 近堵點處相對偏低了31.0%)；而首級可調(diào)靜葉進口總溫測試相對誤差使得進口側(cè)單級壓氣機等熵效率測量值略微偏高(在相對換算轉(zhuǎn)速0.60 近堵點處相對偏高了4.1%)。

圖11 首級可調(diào)靜葉進口測試誤差對進口側(cè)單級壓氣機等熵效率的影響Fig.11 The effect of the first stage adjustable stator inlet total pressure measuring error on the isentropic efficiency accuracy of the inlet side single stage compressor

從圖12 可知，相對換算轉(zhuǎn)速0.90 及以上時，出口側(cè)四級壓氣機的等熵效率測試誤差也主要由首級可調(diào)靜葉進口總溫測試誤差造成，并使得等熵效率測量值略微偏低(相對偏低不超過0.6%)。相對換算轉(zhuǎn)速0.85及以下時，出口側(cè)四級壓氣機的效率誤差主要由首級可調(diào)靜葉進口總壓測試誤差造成，并使得等熵效率測量值明顯偏高(在相對換算轉(zhuǎn)速0.60近堵點處相對偏高了7.3%)，而首級可調(diào)靜葉進口總溫測試相對誤差造成其等熵效率相對偏低不到1.0%。

綜上分析，相對換算轉(zhuǎn)速0.90 及以上時，五級壓氣機首級可調(diào)靜葉上總壓葉型探針的測試誤差對進口側(cè)單級壓氣機和出口側(cè)四級壓氣機等熵效率相對誤差的影響非常小，但總溫葉型探針因速度誤差，造成進口側(cè)單級壓氣機的等熵效率略微偏高、出口側(cè)四級壓氣機效率略微偏低；相對換算轉(zhuǎn)速0.85及以下時，由于總壓葉型探針的方向誤差明顯增大，首級可調(diào)靜葉進口總壓測量值明顯偏低，使得進口側(cè)單級壓氣機效率和總壓比明顯偏低，而出口側(cè)四級壓氣機的等熵效率和總壓比明顯偏高。

圖12 首級可調(diào)靜葉進口測試誤差對出口側(cè)四級壓氣機等熵效率的影響Fig.12 The effect of the first stage adjustable stator inlet total pressure measuring error on the isentropic efficiency accuracy of the outlet side four stages compressor

7 結(jié)論

(1) 設(shè)計轉(zhuǎn)速下，葉型探針測點的氣流偏角處在其不敏感角范圍內(nèi)，可對氣流參數(shù)實施高精度測量；但在低轉(zhuǎn)速近堵點處，葉型探針測點的氣流偏角超出其不敏感角范圍，造成較大的氣流參數(shù)測試誤差，并嚴重影響進口側(cè)單級壓氣機和出口側(cè)四級壓氣機的性能評定。

(2) 首級可調(diào)靜葉上的總溫葉型探針的測試誤差受壓氣機轉(zhuǎn)速或靜葉旋轉(zhuǎn)角度影響較小，即使氣流偏角超出不敏感角范圍，首級可調(diào)靜葉進口總溫測試相對誤差也未顯著增大；但在壓氣機低轉(zhuǎn)速下，首級可調(diào)靜葉上總壓葉型探針的氣流偏角超出不敏感角范圍后測試誤差顯著增大，對進口側(cè)單級壓氣機和出口側(cè)四級壓氣機的性能影響比總溫葉型探針的大。提高低轉(zhuǎn)速下首級可調(diào)靜葉進口氣流總壓測試精度，是有效獲取進口側(cè)單級壓氣機和出口側(cè)四級壓氣機性能的關(guān)鍵。

(3) 首級可調(diào)靜葉進口氣流參數(shù)測試誤差對進口側(cè)單級壓氣機等熵效率測試精度的影響，明顯大于對出口側(cè)四級壓氣機等熵效率測試精度的影響。

(4) 采用葉型探針進行多級高負荷壓氣機可調(diào)靜葉進口氣流參數(shù)的高精度測量，必須使葉型探針的氣流偏角在性能錄取轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)始終處于其不敏感角范圍內(nèi)，否則應(yīng)考慮改進葉型探針結(jié)構(gòu)、優(yōu)化葉型探針測試方案及尋求其他測試手段。