郭穎濤，高　偉，馬　林，唐治虎（.中國人民解放軍駐四三〇廠軍事代表室，西安700；.西安航空發(fā)動機(jī)（集團(tuán)）有限公司，西安700）

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發(fā)動機(jī)開槽放氣活門對高換算轉(zhuǎn)速狀態(tài)性能的影響

郭穎濤1，高偉1，馬林1，唐治虎2
（1.中國人民解放軍駐四三〇廠軍事代表室，西安710021；2.西安航空發(fā)動機(jī)（集團(tuán)）有限公司，西安710021）

摘要：針對發(fā)動機(jī)防喘系統(tǒng)中放氣活門開槽后，造成發(fā)動機(jī)在高換算轉(zhuǎn)速狀態(tài)漏氣，引起發(fā)動機(jī)性能下降的問題，發(fā)展了防喘放氣特性的修正方法。以航空發(fā)動總體性能計(jì)算程序?yàn)榛A(chǔ)，對放氣活門全關(guān)閉后不同漏氣量下的發(fā)動機(jī)性能進(jìn)行模擬，完成放氣活門不同開槽方案的性能分析，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明：模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度高，達(dá)到了工程可用精度，可用于分析安裝開槽放氣活門后發(fā)動機(jī)的性能變化。用該修正方法對發(fā)動機(jī)性能進(jìn)行分析，所得計(jì)算結(jié)果與歷年交付試車試驗(yàn)結(jié)果的統(tǒng)計(jì)分析結(jié)論一致。但貫徹給定的開槽放氣措施后，將造成40.5%的發(fā)動機(jī)性能不合格，需采取其他提高發(fā)動機(jī)性能的措施予以彌補(bǔ)。

關(guān)鍵詞：航空發(fā)動機(jī)；防喘系統(tǒng)；放氣活門；開槽方案；防喘放氣特性；模擬計(jì)算

1　引言

航空發(fā)動機(jī)采用的在壓氣機(jī)中間級放氣（以下簡稱防喘放氣）來提高低換算轉(zhuǎn)速下壓氣機(jī)的工作裕度，防止壓氣機(jī)出現(xiàn)不穩(wěn)定工作現(xiàn)象，是一種以犧牲發(fā)動機(jī)性能來提高發(fā)動機(jī)穩(wěn)定工作裕度的方法；但在高換算轉(zhuǎn)速下，與發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)狀態(tài)較為接近，一般不進(jìn)行放氣。防喘放氣［1-2］需采用防喘調(diào)節(jié)器、放氣活門、作動和執(zhí)行機(jī)構(gòu)來實(shí)現(xiàn)，不過由于氣動力及振動的存在，在防喘調(diào)節(jié)系統(tǒng)的頻繁作動下容易造成執(zhí)行機(jī)構(gòu)斷裂失效［3-4］。一個解決辦法是在放氣活門上開槽，以減小放氣活門打開瞬間的氣動力，但這會使發(fā)動機(jī)在高換算轉(zhuǎn)速下出現(xiàn)漏氣（以下簡稱放氣活門漏氣），造成發(fā)動機(jī)性能下降。

國內(nèi)外研究人員就引氣對壓氣機(jī)性能的影響進(jìn)行了研究。如Wellborn等［5］研究了引氣位置對亞聲速壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和靜子葉排性能的影響；Leishman等［6］做了一系列不同引氣結(jié)構(gòu)下的引氣流動研究；張皓光等［7］研究了在軸向間隙引氣措施相同的進(jìn)口條件下，壓氣機(jī)進(jìn)口空氣流量、引氣槽位置、引氣量大小對壓氣機(jī)性能及流場的影響。但這些研究多集中于引氣對壓氣機(jī)性能的影響，對引氣系統(tǒng)造成的漏氣現(xiàn)象及漏氣對發(fā)動機(jī)整機(jī)性能的影響研究較少。為此，本文分析了放氣活門開槽后造成的發(fā)動機(jī)漏氣現(xiàn)象，利用航空發(fā)動總體性能計(jì)算程序［8］，采用修正防喘放氣特性的方法，計(jì)算了放氣活門開槽對發(fā)動機(jī)性能的影響，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，其結(jié)果對發(fā)動機(jī)放氣活門開槽后的性能變化分析具有重要的指導(dǎo)意義。

2　防喘放氣原理分析

發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)是發(fā)動機(jī)工作狀況最好的點(diǎn)。一般選擇在巡航狀態(tài)或最大起飛狀態(tài)——均為發(fā)動機(jī)高換算轉(zhuǎn)速狀態(tài)。高換算轉(zhuǎn)速時，發(fā)動機(jī)穩(wěn)定工作裕度較高，可以不采取防喘措施。但為了保證高換算轉(zhuǎn)速下的發(fā)動機(jī)性能，應(yīng)嚴(yán)格控制防喘系統(tǒng)的漏氣量。而低換算轉(zhuǎn)速時，由于偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)較遠(yuǎn)，壓氣機(jī)的不穩(wěn)定工作特點(diǎn)是前喘后堵，即前面級壓氣機(jī)在大的正攻角下工作，后面級壓氣機(jī)在大的負(fù)攻角下工作。解決該問題的一個方法就是在壓氣機(jī)中間級采用防喘放氣，使壓氣機(jī)脫離前喘后堵狀態(tài)。

壓氣機(jī)防喘調(diào)節(jié)系統(tǒng)原理如圖1所示，圖中B·V表示防喘放氣，I·G·V表示進(jìn)口可調(diào)導(dǎo)流葉片。I·G·V、B·V調(diào)節(jié)器感受高壓壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速NH和發(fā)動機(jī)進(jìn)口溫度T2，并根據(jù)調(diào)節(jié)器中給定的與放氣活門開度的關(guān)系，將調(diào)節(jié)信號（油壓）傳送到I·G·V和B·V作動筒，由作動筒推動執(zhí)行機(jī)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)預(yù)定的防喘放氣和導(dǎo)流葉片角度，I·G·V和B·V作動筒作動后的信號反饋至I·G·V和B·V調(diào)節(jié)器，實(shí)現(xiàn)閉環(huán)控制。

防喘系統(tǒng)執(zhí)行機(jī)構(gòu)如圖2所示。高壓壓氣機(jī)7級機(jī)匣上開孔，將7級空氣引入到高壓壓氣機(jī)機(jī)匣上的放氣總管，放氣連桿傳遞作動筒的作動力，推動放氣活門軸向移動，從而達(dá)到打開和關(guān)閉放氣總管上的放氣口的目的，實(shí)現(xiàn)7級放氣。

圖1 防喘系統(tǒng)調(diào)節(jié)原理Fig.1 Anti-surge system adjusting principle

圖2 高壓壓氣機(jī)放氣機(jī)構(gòu)Fig.2 Bleed mechanism of high pressure compressor

3　發(fā)動機(jī)防喘放氣機(jī)構(gòu)漏氣性能修正方法

3.1技術(shù)途徑

開槽后，可解決執(zhí)行機(jī)構(gòu)斷裂失效問題，但高換算轉(zhuǎn)速下會造成不必要的漏氣，使發(fā)動機(jī)性能下降。采用下述技術(shù)途徑完成特性修正方法研究，模擬計(jì)算放氣活門漏氣時高換算轉(zhuǎn)速下的發(fā)動機(jī)性能：

（1）找出放氣活門全關(guān)閉后，Mb/M0（Mb為放氣活門漏氣量，M0為發(fā)動機(jī)內(nèi)涵流量）與漏氣面積的關(guān)系。

（2）給定一組漏氣面積A，計(jì)算出一組Mb/M0，用于修正總體性能計(jì)算程序中的防喘放氣特性。

（3）用修正防喘放氣特性后的總體性能計(jì)算程序計(jì)算發(fā)動機(jī)整機(jī)性能。

3.2漏氣量與漏氣面積的關(guān)系

放氣活門開槽后造成的氣體泄漏流動，可簡化成亞聲速氣流在收縮形管道中的流動［9］。這種流動速度增加有限，在最小截面速度最大為聲速。而能否達(dá)到聲速，取決于出口截面靜壓pb與入口截面總壓p*e之比。對于空氣，有：

式中：βcr為臨界壓強(qiáng)比。當(dāng)pb與p*e之比小于βcr時，最小截面處氣流流動為聲速，則流量函數(shù)q （λe）= 1，有：

式中：K是由玻爾茲曼常數(shù)和氣體常數(shù)計(jì)算獲得，對于空氣K=0.039 7［9］。

在標(biāo)準(zhǔn)大氣、海平面條件下，放氣活門全關(guān)的高壓轉(zhuǎn)速為10 707 r/min。表1是采用總體性能計(jì)算程序計(jì)算的高于該轉(zhuǎn)速下的3個狀態(tài)的發(fā)動機(jī)性能及計(jì)算的臨界壓強(qiáng)比。表中，為外涵總壓，為高壓7級總壓，為高壓7級總溫，為外涵靜壓，A取0.001 41 m2不變。計(jì)算結(jié)果表明，發(fā)動機(jī)在放氣活門全關(guān)以上狀態(tài)，高壓7級向外涵放氣的壓強(qiáng)比均小于臨界壓強(qiáng)比，滿足上述流量計(jì)算公式使用條件。

表1 發(fā)動機(jī)4個主要狀態(tài)性能及臨界壓強(qiáng)比Table 1 Engine performance and critical pressure ratio of four major states

從表1中還可看出，Mb/M0與發(fā)動機(jī)狀態(tài)無關(guān)，僅與漏氣面積有關(guān)。給定一組A，計(jì)算一組Mb/M0，獲得A與Mb/M0的關(guān)系曲線（圖3），其線性擬合公式為y = 2 345.4x。

3.3防喘放氣特性修正

發(fā)動機(jī)標(biāo)準(zhǔn)防喘放氣特性見圖4，為Mb/M0隨變化的關(guān)系曲線。

給定一組漏氣面積（0.375、0.750、1.125、1.500、1.875、2.250 m2），根據(jù)漏氣面積與Mb/M0的線性擬合公式，計(jì)算獲得一組Mb/M0（0.3%、0.6%、0.9%、1.2%、1.5%、1.8%）。將該組Mb/M0值對標(biāo)準(zhǔn)防喘放氣特性中Mb/M0值為0的線進(jìn)行修正，獲得一組修正后的防喘放氣特性，見圖5。

圖3 漏氣面積與Mb/M0的關(guān)系曲線Fig.3 Relation curve of air leak area A and Mb/M0

圖4 發(fā)動機(jī)標(biāo)準(zhǔn)防喘放氣特性Fig.4 Engine standard anti-surge bleed characteristics

圖5 修正后的高換算轉(zhuǎn)速防喘放氣特性Fig.5 The modified anti-surge bleed characteristics at high corrected rotational speed

3.4整機(jī)修正性能分析

將修正后的防喘特性編譯至總體性能計(jì)算程序中，在標(biāo)準(zhǔn)大氣、海平面狀態(tài)下對整機(jī)性能進(jìn)行計(jì)算。將計(jì)算結(jié)果與標(biāo)準(zhǔn)特性下的性能進(jìn)行比較，獲得不同Mb/M0條件下，渦輪前燃?xì)鉁囟茸兓喀4隨凈推力的變化（圖6（a），及耗油率相對變化量Δsfc隨凈推力的變化（圖6（b）?？梢姡欢ㄟM(jìn)氣條件、不同開槽放氣活門漏氣量下：

圖6 不同Mb/M0條件下相關(guān)參數(shù)隨凈推力的變化Fig.6 Relative parameters vs. net thrust under different Mb/M0

（1）ΔT4隨著漏氣量的增加而增加。漏氣量小于0.9%時，ΔT4隨著凈推力的增加略有增加，在5 000 daN時到達(dá)最大值，隨后有下降趨勢；而漏氣量大于1.2%時，ΔT4隨著凈推力的增加而快速增加，且在5 500 daN后快速上升。從量值上看，漏氣量小于0.9%時，增加量值小于8 K。

（2）Δsfc隨著漏氣量的增加而增加，漏氣量小于0.6%時，Δsfc隨發(fā)動機(jī)凈推力的增加基本不變，5 000 daN時出現(xiàn)了上升，隨后下降；漏氣量大于0.9%時，Δsfc隨發(fā)動機(jī)凈推力的增加而下降，高于5 500 daN時出現(xiàn)了快速上升拐點(diǎn)。從量值上看，在漏氣量小于0.9%時，增加量小于0.7%。

因此，考慮到對發(fā)動機(jī)渦輪前燃?xì)鉁囟萒4和耗油率sfc的影響，放氣活門開槽引起的高換算轉(zhuǎn)速下Mb/M0應(yīng)小于0.6%為宜。

4　放氣活門開槽對發(fā)動機(jī)性能的影響及試驗(yàn)對比分析

4.1結(jié)構(gòu)分析及放氣面積計(jì)算

設(shè)計(jì)的開槽與不開槽放氣活門的俯視圖和左向視圖對比見圖7，開槽放氣活門是在不開槽放氣活門的徑向位置上開有4個45°角的弧形槽。

圖7 開槽與不開槽放氣活門的俯視圖和左向視圖Fig.7 Vertical view and left view of slotting valve and non-slotting valve

全關(guān)狀態(tài)，設(shè)計(jì)的開槽和不開槽放氣活門與放氣總管的配合見圖8。與不開槽相比，開槽后造成的最大漏氣面積為0.000 19 m2。

圖8 放氣活門與放氣總管配合示意圖Fig.8 Sketch of assembling of bleed valve and bleed manifold

4.2整機(jī)性能修正計(jì)算及試驗(yàn)對比

將最大漏氣面積0.000 19 m2帶入公式y(tǒng) = 2 345.4x，計(jì)算出漏氣量為0.45%。使用放氣量0.45%修正防喘放氣特性并進(jìn)行整機(jī)性能計(jì)算，獲得ΔT4和Δsfc。

為驗(yàn)證計(jì)算的準(zhǔn)確程度，在發(fā)動機(jī)上使用開槽和不開槽放氣活門進(jìn)行試驗(yàn)。發(fā)動機(jī)第一次裝配時裝用不開槽放氣活門，裝配合格后上試車臺進(jìn)行試車調(diào)整和性能錄取。試車完成后發(fā)動機(jī)下臺僅將不開槽放氣活門更換為開槽放氣活門，其他狀態(tài)不變，裝配合格后再次上試車臺進(jìn)行性能錄取。確保兩次試車發(fā)動機(jī)調(diào)整量和臺架的一致性，試車時大氣溫差控制在10 K范圍內(nèi)。為進(jìn)一步消除試驗(yàn)中不可控因素的影響，連續(xù)進(jìn)行了4臺發(fā)動機(jī)的性能對比試驗(yàn)，4次試驗(yàn)的結(jié)果基本一致。

ΔT4、Δsfc的試驗(yàn)結(jié)果平均值與計(jì)算結(jié)果的對比見圖9。可見，ΔT4和Δsfc的計(jì)算值與試驗(yàn)值的變化趨勢基本一致，試驗(yàn)值略高于計(jì)算值，誤差最大點(diǎn)出現(xiàn)在5 000 daN左右，最大ΔT4差值為0.16 K，最大Δsfc差值為0.068%。

圖9 裝配開槽和不開槽放氣活門時發(fā)動機(jī)試驗(yàn)與計(jì)算性能結(jié)果對比Fig.9 Engine thrust comparison between calculation and test with slotting and without slotting

計(jì)算和試驗(yàn)獲得的兩個主要驗(yàn)收狀態(tài)下裝配開槽和不開槽放氣活門的性能結(jié)果對比見表2，表中將發(fā)動機(jī)推力4 755 daN時定義為高空巡航狀態(tài)，將2 963 daN時定義為低空突防狀態(tài)?？梢?，換裝開槽放氣活門后，高空巡航狀態(tài)T4上升約5 K，sfc增加約0.004 kg/（daN·h）；低空突防狀態(tài)T4上升約4 K，sfc增加約0.003 5 kg/（daN·h）。

表2 裝配開槽和不開槽放氣活門的性能結(jié)果對比Table 2 Performance comparison of bleed valve with/without slotting

5　放氣活門開槽對發(fā)動機(jī)交付的影響

某型發(fā)動機(jī)在性能驗(yàn)收時，需對中間狀態(tài)（發(fā)動機(jī)推力為5 092 daN時定義為中間狀態(tài)）T4和巡航狀態(tài)sfc進(jìn)行考核。具體要求是：中間狀態(tài)T4不超過1 371 K；高空巡航狀態(tài)sfc不超過設(shè)計(jì)指標(biāo)的1.5%，低空巡航狀態(tài)sfc不超過設(shè)計(jì)指標(biāo)的2.5%。

應(yīng)用本文發(fā)展的修正方法，對放氣活門開槽后的整機(jī)性能進(jìn)行計(jì)算。結(jié)果表明：采用給定的開槽放氣活門后，低空巡航狀態(tài)sfc增加0.54%，高空巡航狀態(tài)sfc增加0.61%；中間狀態(tài)T4上升約5 K。為此，放氣結(jié)構(gòu)開槽后，發(fā)動機(jī)性能需按上述增加量對開槽前的sfc和T4進(jìn)行修正。為驗(yàn)證進(jìn)一步修正的必要性，將2006～2013年發(fā)動機(jī)交付試車性能數(shù)據(jù)（包括開槽前和開槽后）與計(jì)算值進(jìn)行了對比，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致。開槽后造成部分發(fā)動機(jī)T4和sfc超過了驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)，表3列出了統(tǒng)計(jì)的不合格數(shù)量及所占比例?？煽闯觯捎媒o定的開槽放氣活門后每年均有部分發(fā)動機(jī)T4和sfc不合格，8年中共有40.5%的發(fā)動機(jī)出現(xiàn)T4和sfc不合格。不合格比例最小的是2009年，占當(dāng)年總數(shù)量的28.4%；不合格比例最大的是2012年，達(dá)到了58.5%。

表3 裝用給定的開槽放氣活門后歷年發(fā)動機(jī)T4和sfc不合格數(shù)量統(tǒng)計(jì)Table 3 Disqualified engine number statistics of T4and sfc with slotting valve

因此，在該型發(fā)動機(jī)達(dá)到設(shè)計(jì)指標(biāo)但性能裕度較低的情況下，貫徹放氣活門開槽方案后對發(fā)動機(jī)交付影響較大，將會造成40.5%的發(fā)動機(jī)出現(xiàn)性能不合格現(xiàn)象。為此，需采取其他措施（如超精拋光壓氣機(jī)葉片等方法）提高發(fā)動機(jī)性能，使發(fā)動機(jī)能順利交付出廠。

6　結(jié)論

本文發(fā)展了一種發(fā)動機(jī)防喘放氣機(jī)構(gòu)漏氣性能修正方法，就開槽放氣活門全關(guān)后空氣泄漏對發(fā)動機(jī)性能的影響進(jìn)行了模擬計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明：

（1）放氣活門開槽引起的空氣漏氣量與發(fā)動機(jī)入口空氣流量的比值應(yīng)小于0.6%。

（2）與試驗(yàn)結(jié)果相比，計(jì)算的渦輪前溫度和耗油率增加量均略偏小，最大渦輪前溫度增加量誤差為0.16 K，耗油率增加量誤差為0.068%，可滿足工程應(yīng)用需要。

（3）設(shè)計(jì)的開槽放氣活門與不開槽放氣活門相比，高空巡航狀態(tài)發(fā)動機(jī)渦輪前溫度上升約5 K，耗油率增加約0.004 0 kg/（daN·h）；低空突防狀態(tài)發(fā)動機(jī)渦輪前溫度上升約4 K，耗油率增加約0.003 5 kg/（daN·h）。

（4）運(yùn)用考慮漏氣修正的總體計(jì)算方法對某型發(fā)動機(jī)性能進(jìn)行了計(jì)算分析，與歷年來交付試車試驗(yàn)值的統(tǒng)計(jì)分析結(jié)果一致。在目前該型發(fā)動機(jī)性能裕度較低的情況下，貫徹給定的開槽放氣措施后，將會造成40.5%的發(fā)動機(jī)性能不合格，需采取其他措施提高發(fā)動機(jī)性能。

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Investigation of air leak influence of bleed valve on aero-engine performance at high corrected rotational speed

GUO Ying-tao1，GAO Wei1，MA Lin1，TANG Zhi-hu2
（1. Military Representative Office in No. 430 Factory，Xi'an 710072，China；2. AVIC Xi'an Aero-Engine（Group）Corporation Ltd.，Xi'an 710021，China）

Abstract：Bleed valve slotting of aero-engine anti-surge system could cause the air leak and performance degradation at high corrected rotational speed. Based on aero-engine overall performance calculation codes and the modified bleed characteristic method，performance simulation calculation could be carried out at different slotting schemes and the results showed that the calculation results agree well with test results. Cal?culation codes met accuracy requirements of engineering analysis，and could be used for aero-engine perfor?mance analysis of bleed valve slotting. Overall performance of aero-engine was calculated by the developed modified method，it had the same conclusion with that of engine test statistical analysis during recent years. Substandard performance of 40.5%aero-engines could occur by implementing given slotting schemes. Thus other measures should be taken to improve engine performance.

Key words：aero-engine；anti-surge system；bleed valve；slotting scheme；anti-surge bleed characteristic；simulation calculation

中圖分類號：V231.3

文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

文章編號：1672-2620（2016）02-0007-05

收稿日期：2015-10-12；修回日期：2016-04-08

作者簡介：郭穎濤（1976-），男，陜西西安人，工程師，從事航空發(fā)動機(jī)質(zhì)量監(jiān)督工作。