發動機開槽放氣活門對高換算轉速狀態性能的影響

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；.西安航空發動機（集團）有限公司，西安700）

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發動機開槽放氣活門對高換算轉速狀態性能的影響

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.西安航空發動機（集團）有限公司，西安710021）

摘要：針對發動機防喘系統中放氣活門開槽后，造成發動機在高換算轉速狀態漏氣，引起發動機性能下降的問題，發展了防喘放氣特性的修正方法。以航空發動總體性能計算程序為基礎，對放氣活門全關閉后不同漏氣量下的發動機性能進行模擬，完成放氣活門不同開槽方案的性能分析，并進行試驗驗證。結果表明：模擬結果與試驗結果吻合度高，達到了工程可用精度，可用于分析安裝開槽放氣活門后發動機的性能變化。用該修正方法對發動機性能進行分析，所得計算結果與歷年交付試車試驗結果的統計分析結論一致。但貫徹給定的開槽放氣措施后，將造成40.5%的發動機性能不合格，需采取其他提高發動機性能的措施予以彌補。

關鍵詞：航空發動機；防喘系統；放氣活門；開槽方案；防喘放氣特性；模擬計算

1　引言

航空發動機采用的在壓氣機中間級放氣（以下簡稱防喘放氣）來提高低換算轉速下壓氣機的工作裕度，防止壓氣機出現不穩定工作現象，是一種以犧牲發動機性能來提高發動機穩定工作裕度的方法；但在高換算轉速下，與發動機設計狀態較為接近，一般不進行放氣。防喘放氣［1-2］需采用防喘調節器、放氣活門、作動和執行機構來實現，不過由于氣動力及振動的存在，在防喘調節系統的頻繁作動下容易造成執行機構斷裂失效［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，但這會使發動機在高換算轉速下出現漏氣（以下簡稱放氣活門漏氣），造成發動機性能下降。

國內外研究人員就引氣對壓氣機性能的影響進行了研究。如Wellborn等［5］研究了引氣位置對亞聲速壓氣機轉子和靜子葉排性能的影響；Leishman等［6］做了一系列不同引氣結構下的引氣流動研究；張皓光等［7］研究了在軸向間隙引氣措施相同的進口條件下，壓氣機進口空氣流量、引氣槽位置、引氣量大小對壓氣機性能及流場的影響。但這些研究多集中于引氣對壓氣機性能的影響，對引氣系統造成的漏氣現象及漏氣對發動機整機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動機漏氣現象，利用航空發動總體性能計算程序［8］，采用修正防喘放氣特性的方法，計算了放氣活門開槽對發動機性能的影響，并進行了試驗驗證，其結果對發動機放氣活門開槽后的性能變化分析具有重要的指導意義。

2　防喘放氣原理分析

發動機設計點是發動機工作狀況最好的點。一般選擇在巡航狀態或最大起飛狀態——均為發動機高換算轉速狀態。高換算轉速時，發動機穩定工作裕度較高，可以不采取防喘措施。但為了保證高換算轉速下的發動機性能，應嚴格控制防喘系統的漏氣量。而低換算轉速時，由于偏離設計狀態較遠，壓氣機的不穩定工作特點是前喘后堵，即前面級壓氣機在大的正攻角下工作，后面級壓氣機在大的負攻角下工作。解決該問題的一個方法就是在壓氣機中間級采用防喘放氣，使壓氣機脫離前喘后堵狀態。

壓氣機防喘調節系統原理如圖1所示，圖中B·V表示防喘放氣，I·G·V表示進口可調導流葉片。I·G·V、B·V調節器感受高壓壓氣機轉速NH和發動機進口溫度T2，并根據調節器中給定的與放氣活門開度的關系，將調節信號（油壓）傳送到I·G·V和B·V作動筒，由作動筒推動執行機構，實現預定的防喘放氣和導流葉片角度，I·G·V和B·V作動筒作動后的信號反饋至I·G·V和B·V調節器，實現閉環控制。

防喘系統執行機構如圖2所示。高壓壓氣機7級機匣上開孔，將7級空氣引入到高壓壓氣機機匣上的放氣總管，放氣連桿傳遞作動筒的作動力，推動放氣活門軸向移動，從而達到打開和關閉放氣總管上的放氣口的目的，實現7級放氣。

圖1 防喘系統調節原理Fig.1 Anti-surge system adjusting principle

圖2 高壓壓氣機放氣機構Fig.2 Bleed mechanism of high pressure compressor

3　發動機防喘放氣機構漏氣性能修正方法

3.1技術途徑

開槽后，可解決執行機構斷裂失效問題，但高換算轉速下會造成不必要的漏氣，使發動機性能下降。采用下述技術途徑完成特性修正方法研究，模擬計算放氣活門漏氣時高換算轉速下的發動機性能：

（1）找出放氣活門全關閉后，Mb/M0（Mb為放氣活門漏氣量，M0為發動機內涵流量）與漏氣面積的關系。

（2）給定一組漏氣面積A，計算出一組Mb/M0，用于修正總體性能計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算程序計算發動機整機性能。

3.2漏氣量與漏氣面積的關系

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為臨界壓強比。當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q （λe）= 1，有：

式中：K是由玻爾茲曼常數和氣體常數計算獲得，對于空氣K=0.039 7［9］。

在標準大氣、海平面條件下，放氣活門全關的高壓轉速為10 707 r/min。表1是采用總體性能計算程序計算的高于該轉速下的3個狀態的發動機性能及計算的臨界壓強比。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。計算結果表明，發動機在放氣活門全關以上狀態，高壓7級向外涵放氣的壓強比均小于臨界壓強比，滿足上述流量計算公式使用條件。

表1 發動機4個主要狀態性能及臨界壓強比Table 1 Engine performance and critical pressure ratio of four major states

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

3.3防喘放氣特性修正

發動機標準防喘放氣特性見圖4，為Mb/M0隨變化的關系曲線。

給定一組漏氣面積（0.375、0.750、1.125、1.500、1.875、2.250 m2），根據漏氣面積與Mb/M0的線性擬合公式，計算獲得一組Mb/M0（0.3%、0.6%、0.9%、1.2%、1.5%、1.8%）。將該組Mb/M0值對標準防喘放氣特性中Mb/M0值為0的線進行修正，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的關系曲線Fig.3 Relation curve of air leak area A and Mb/M0

圖4 發動機標準防喘放氣特性Fig.4 Engine standard anti-surge bleed characteristics

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

3.4整機修正性能分析

將修正后的防喘特性編譯至總體性能計算程序中，在標準大氣、海平面狀態下對整機性能進行計算。將計算結果與標準特性下的性能進行比較，獲得不同Mb/M0條件下，渦輪前燃氣溫度變化量ΔT4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?，一定進氣條件、不同開槽放氣活門漏氣量下：

圖6 不同Mb/M0條件下相關參數隨凈推力的變化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隨發動機凈推力的增加基本不變，5 000 daN時出現了上升，隨后下降；漏氣量大于0.9%時，Δsfc隨發動機凈推力的增加而下降，高于5 500 daN時出現了快速上升拐點。從量值上看，在漏氣量小于0.9%時，增加量小于0.7%。

因此，考慮到對發動機渦輪前燃氣溫度T4和耗油率sfc的影響，放氣活門開槽引起的高換算轉速下Mb/M0應小于0.6%為宜。

4　放氣活門開槽對發動機性能的影響及試驗對比分析

4.1結構分析及放氣面積計算

設計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

全關狀態，設計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整機性能修正計算及試驗對比

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

為驗證計算的準確程度，在發動機上使用開槽和不開槽放氣活門進行試驗。發動機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行試車調整和性能錄取。試車完成后發動機下臺僅將不開槽放氣活門更換為開槽放氣活門，其他狀態不變，裝配合格后再次上試車臺進行性能錄取。確保兩次試車發動機調整量和臺架的一致性，試車時大氣溫差控制在10 K范圍內。為進一步消除試驗中不可控因素的影響，連續進行了4臺發動機的性能對比試驗，4次試驗的結果基本一致。

ΔT4、Δsfc的試驗結果平均值與計算結果的對比見圖9。可見，ΔT4和Δsfc的計算值與試驗值的變化趨勢基本一致，試驗值略高于計算值，誤差最大點出現在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動機試驗與計算性能結果對比Fig.9 Engine thrust comparison between calculation and test with slotting and without slotting

計算和試驗獲得的兩個主要驗收狀態下裝配開槽和不開槽放氣活門的性能結果對比見表2，表中將發動機推力4 755 daN時定義為高空巡航狀態，將2 963 daN時定義為低空突防狀態?？梢?，換裝開槽放氣活門后，高空巡航狀態T4上升約5 K，sfc增加約0.004 kg/（daN·h）；低空突防狀態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果對比Table 2 Performance comparison of bleed valve with/without slotting

5　放氣活門開槽對發動機交付的影響

某型發動機在性能驗收時，需對中間狀態（發動機推力為5 092 daN時定義為中間狀態）T4和巡航狀態sfc進行考核。具體要求是：中間狀態T4不超過1 371 K；高空巡航狀態sfc不超過設計指標的1.5%，低空巡航狀態sfc不超過設計指標的2.5%。

應用本文發展的修正方法，對放氣活門開槽后的整機性能進行計算。結果表明：采用給定的開槽放氣活門后，低空巡航狀態sfc增加0.54%，高空巡航狀態sfc增加0.61%；中間狀態T4上升約5 K。為此，放氣結構開槽后，發動機性能需按上述增加量對開槽前的sfc和T4進行修正。為驗證進一步修正的必要性，將2006～2013年發動機交付試車性能數據（包括開槽前和開槽后）與計算值進行了對比，計算結果與試驗結果一致。開槽后造成部分發動機T4和sfc超過了驗收標準，表3列出了統計的不合格數量及所占比例?？煽闯?，采用給定的開槽放氣活門后每年均有部分發動機T4和sfc不合格，8年中共有40.5%的發動機出現T4和sfc不合格。不合格比例最小的是2009年，占當年總數量的28.4%；不合格比例最大的是2012年，達到了58.5%。

表3 裝用給定的開槽放氣活門后歷年發動機T4和sfc不合格數量統計Table 3 Disqualified engine number statistics of T4and sfc with slotting valve

因此，在該型發動機達到設計指標但性能裕度較低的情況下，貫徹放氣活門開槽方案后對發動機交付影響較大，將會造成40.5%的發動機出現性能不合格現象。為此，需采取其他措施（如超精拋光壓氣機葉片等方法）提高發動機性能，使發動機能順利交付出廠。

6　結論

本文發展了一種發動機防喘放氣機構漏氣性能修正方法，就開槽放氣活門全關后空氣泄漏對發動機性能的影響進行了模擬計算和試驗驗證，結果表明：

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

（2）與試驗結果相比，計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%，可滿足工程應用需要。

（3）設計的開槽放氣活門與不開槽放氣活門相比，高空巡航狀態發動機渦輪前溫度上升約5 K，耗油率增加約0.004 0 kg/（daN·h）；低空突防狀態發動機渦輪前溫度上升約4 K，耗油率增加約0.003 5 kg/（daN·h）。

（4）運用考慮漏氣修正的總體計算方法對某型發動機性能進行了計算分析，與歷年來交付試車試驗值的統計分析結果一致。在目前該型發動機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%的發動機性能不合格，需采取其他措施提高發動機性能。

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［9］潘錦珊.氣體動力學基礎［M］.西安：西北工業大學出版社，1994.

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

文獻標識碼：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，從事航空發動機質量監督工作。