負荷系數0.5的高負荷單級軸流壓氣機設計及試驗研究

2022-11-28 13:40:10劉太秋趙月振王詠梅張志博劉德龍江建玲

航空發動機 2022年5期

劉太秋，趙月振，王詠梅，張志博，劉德龍，江建玲

（中國航發沈陽發動機研究所，沈陽 110015）

符號表

P總壓，MPa

T總溫，K

W物理流量，kg/s

G換算流量，kg/s

N物理轉速，r/min

n換算轉速，r/min

IGV 進口導向器

R1 第1級轉子

S1 第1級靜子

U切線速度，轉子葉片轉動線速度，m/s

H負荷系數

A葉片展弦比

β可調靜子角度，（°）

γ比熱比，1.4

C轉子或靜子間隙，mm

Cp定壓比熱容，1006 J（/kg·K）

π壓比

ρ溫比

η絕熱定比熱效率

SM喘振裕度

b葉型弦長，mm

以下為角標

c 壓氣機特性線近堵塞點

w壓氣機特性線近工作點

s壓氣機特性線喘點

tip 葉尖

hub 葉根

le 前緣

te 尾緣

av 平均

t切向

rel 相對的

1試驗件進口截面，圖1

2試驗件出口截面，圖1

0 引言

為探索研究高負荷、高效率、高穩定裕度多級壓氣機氣動設計中的關鍵技術，中國航發沈陽發動機研究所開展了多級高負荷壓氣機的應用研究工作。多級高負荷壓氣機的設計在反力度的選擇上有2種設計方法：一種是前面級壓氣機采用正預旋、低反力度的傳統設計方法，其優點是可以降低前面級轉子進口相對馬赫數，從而減小激波損失；缺點是在高負荷的條件下末級靜子的氣流折轉角過大，通常超出常規設計的極限，需采用串列、吸附等非常規設計手段。另一種方法是前面級壓氣機采用反預旋、高反力度，其優點是末級靜子氣流折轉角可以控制在常規設計的取值范圍內，從而降低設計風險；缺點是進口級轉子進口相對馬赫數較高，激波損失較大，很難獲得高效率。該進口級壓氣機的研究目的是驗證第2種設計方法。

多級壓氣機的進口級起著至關重要的作用，常常作為典型級被單獨拿出來驗證設計方法[1-3]或進行流動機理研究[4-6]。Monsarrat等[7]和Sulam等[8]對某高負荷、高馬赫數單級壓氣機進行了介紹，并采取了一系列非常規葉片設計措施[9-11]。其設計壓比為2,葉尖切線速度487.68 m/s,負荷系數約0.31[12]。Royce等[13-14]介紹了某單級跨聲壓氣機，其設計壓比2.05，葉尖切線速度454 m/s,其負荷系數約0.37。而本文介紹的單級壓氣機負荷系數高達0.5,具有明顯的高負荷特征，對于高負荷壓氣機的研究具有重要價值。

本文介紹了該單級壓氣機的概況、氣動設計、試驗設備和測試方法，給出了1.0和0.95相對換算轉速下的總特性、出口參數徑向分布、轉靜子靜壓升、激波等試驗數據，并對設計及試驗情況進行了總結。在附錄中給出了子午流路坐標、試驗總特性、試驗出口參數徑向分布、壁面靜壓、轉靜子等葉片工藝截面葉型坐標。

1 單級壓氣機概況

該單級壓氣機由進口導向器（IGV）、轉子（R1）、靜子（S1）3排葉片組成。在標準大氣條件下，其設計指標如下：

轉速：n=9881 r/min；

流量：G=35.3 kg/s；

壓比：π=2.07；

效率：η≥0.85；

喘振裕度：SM≥8%；

轉向：后視逆時針。

為保持該單級壓氣機與多級壓氣機條件下的工作環境一致，其靜子葉片（S1）可調，連同進口導向器（IGV）共2排可調靜子。

2 氣動設計

該單級壓氣機采用“反預旋、高反力度”的設計思路。進口導向器根尖的預旋分別為-12°和-6°，轉子根尖的進口相對馬赫數分別為0.99和1.3，具有進口相對馬赫數全葉高超音的技術特征，靜子根尖的進口馬赫數分別為0.76和0.66。轉靜子采用了小展弦比技術，轉子展弦比為0.68，靜子展弦比為1.1。轉子根尖的擴散因子分別為0.56和0.61；靜子根尖的擴散因子分別為0.46和0.53。在葉型設計上，轉子采用離散點中弧線和離散點厚度分布，靜子采用修正圓弧中線以及圓弧加4次曲線的厚度分布。

流路（含測量截面）如圖1所示，轉子進口根部為坐標原點，流路坐標見附錄A。為真實模擬壓氣機進口來流條件，本文還給出了壓氣機上游中介機匣的流路和支板葉型。支板共8塊，沿周向均布，葉型沿徑向相同，支板前緣距離流路坐標原點軸向距離為372.22 mm，可用于仿真計算時支板的定位。進口導向器葉片數為45片，轉子葉片數為37片，靜子葉片數為83片。中介機匣支板、進口導向器、轉靜子工藝截面葉型坐標見附錄E。轉、靜子冷態間隙及數值如圖2和表1所示。

圖1 流路（含測量截面）

圖2 轉靜子冷態間隙及數值

表1 轉靜子間隙值及相對于弦長的占比

3 試驗設備及測試方法

3.1 試驗設備

該單級壓氣機試驗在中國航發沈陽發動機研究所A219試驗器上進行。試驗器由動力電機、增速器、扭矩測量儀、排氣道軸系、負載試驗件、進氣測量喇叭口、滑油液壓系統、空氣系統等組成，如圖3所示。試驗器采用大氣吸入式進氣方式，經壓氣機增壓后通過外涵管路直接排入大氣。

圖3 A219試驗器

3.2 測試精度

試驗器測試系統及精度如下：

（1）壓力采用DSA_3217測量，精度±0.05%F.S.；

（2）大氣壓力采用大氣壓力計測量，精度0.05%F.S.；

（3）模擬量及數字量采用Ex1000A測量，精度±0.05%F.S.，其中出口溫度采用Ex1000A-TC測量，在0～300℃時（在0～700℃），T偶測試精度±0.2℃（K偶測試精度±0.35℃）；

（4）轉速和扭矩采用ET4055和810讀數儀測量。扭矩測量精度±0.02%F.S.，轉速測量精度±0.02%F.S.。

3.3 測試方案

在試驗件測量截面（圖1），轉子進口根部位于軸向坐標原點，各測量截面的軸向位置見表3。在L0截面布置外壁面靜壓，在1截面布置2支徑向4點總壓管、2支徑向4點總溫管，用于計算流量。在支板后0A測量截面布置2支徑向6點總壓管。在第1級靜子后2截面布置6支徑向5點總壓管獲取出口總壓、6支徑向5點總溫管獲取出口總溫。壓比通過2截面總壓與1截面總壓計算，溫比通過2截面總溫與1截面總溫計算。測量支板前至壓氣機出口Z0、0A、1a、1b、IB等5個截面的外壁靜壓。試驗按照航標HB7115-2020[15]進行。

表3 測試截面及儀表布置

表2 試驗器技術指標

4 試驗結果

4.1 總特性

試驗錄取了1.0和0.95相對換算轉速總性能。在相應轉速下可調靜子角度見表4，葉片調節方向以俯視順時針為正（關閉角度），俯視逆時針為負（打開角度），可調葉片調節方向示意圖如圖4所示。進口導向器和第1級可調靜子轉軸與X軸平行，且與Z軸相交，在流路坐標系下的軸向坐標分別為-80.5 mm和105.9 mm。總性能如圖5所示，性能數據見表5，詳細試驗總性能數據見附錄B。其中在1.0相對換算轉速，實際流量較設計指標偏大，沿共同工作線，錄取得到的換算流量36.37 kg/s，壓比2.121，效率0.894，喘振裕度8%，峰值效率0.908，實現并超過了設計指標的要求。0.95轉速換算流量32.71kg/s，壓比1.907，絕熱效率0.910，喘振裕度10.8%，峰值效率0.918。

圖4 可調靜子葉片調節方向

表4 進口導向器和靜子調節角度（關方向）

圖5 單級壓氣機試驗特性

表5 試驗工作點及近喘點性能

4.2 出口參數沿徑向分布

圖7 1.0相對換算轉速出口溫比徑向分布

1.0相對換算轉速壓氣機出口壓比和溫比徑向分布如圖6、7所示。出口壓比和溫比由出口截面（2截面）參數和進口截面（1截面）參數計算得到。從圖中可見，從近堵點到喘點的上半葉高的壓力升高較快,在整個過程中葉尖的壓比相對較低而溫比較高，表明葉尖的效率較低。0.95相對換算轉速壓氣機出口壓比和溫比徑向分布如圖8、9所示，與1.0相對換算轉速分布規律相似。

圖6 1.0相對換算轉速出口壓比徑向分布

圖8 0.95相對換算轉速出口壓比分布

圖9 0.95相對換算轉速出口溫比分布

4.3 轉、靜子靜壓升

根據試驗壁面靜壓計算得到的1.0和0.95相對換算轉速轉靜子葉尖的靜壓升如圖10、11所示，靜壓升為出口靜壓和進口靜壓的比值。在1.0相對換算轉速，隨著流量的減小，轉子的靜壓升先升高再降低，而靜子的靜壓升一直升高，在喘點靜壓升下降。在0.95相對換算轉速轉靜子靜壓升同時升高，直到喘點轉子靜壓升下降。1.0和0.95相對換算轉速轉子的靜壓升都要高于靜子的靜壓升，驗證了高反力度的設計思路。

圖10 1.0相對換算轉速轉靜子靜壓升

圖11 0.95相對換算轉速轉靜子靜壓升

4.4 轉子葉尖激波

在1.0相對換算轉速近堵點和峰值效率點，第1級轉子葉尖相對馬赫數等值線分布如圖12、13所示。其中橫坐標代表切向角度θ，縱坐標代表距前緣弦長相對于整個弦長的百分比b。在近堵點時，轉子葉尖槽道唇口形成1道斜激波。隨著反壓的提高，在最高效率點時，唇口斜激波逐漸增強，由1道弱斜激波逐漸變為1道正激波。在0.95相對換算轉速峰值效率點，第1級轉子葉尖相對馬赫數等值線分布如圖14所示，轉子葉尖槽道唇口形成1道正激波。