馬昌友，侯敏杰，梁 俊，樊嘉峰

(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 621700)

1 引言

當(dāng)前高壓壓氣機(jī)設(shè)計(jì)朝著高負(fù)荷、高效率方向發(fā)展，級(jí)總壓比不斷提高，迫切需要深入了解其內(nèi)部氣流的流動(dòng)規(guī)律和各級(jí)之間的匹配關(guān)系。葉型探針是目前獲取壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子出口氣流參數(shù)分布和級(jí)性能的主要測(cè)試方式，在風(fēng)扇/壓氣機(jī)級(jí)間流場(chǎng)診斷和氣動(dòng)改進(jìn)設(shè)計(jì)中發(fā)揮著重要作用[1-5]。高壓壓氣機(jī)通常采用多級(jí)可調(diào)靜子葉片的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，通過靜葉角度執(zhí)行機(jī)構(gòu)主動(dòng)調(diào)節(jié)進(jìn)口導(dǎo)葉和靜葉角度，以改變非設(shè)計(jì)工況級(jí)間轉(zhuǎn)子的進(jìn)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(jìn)而提高高壓壓氣機(jī)在低轉(zhuǎn)速小流量區(qū)域的氣動(dòng)性能與穩(wěn)定工作范圍[6-8]。采用葉型探針進(jìn)行多級(jí)高壓壓氣機(jī)級(jí)間測(cè)量時(shí)，對(duì)于低負(fù)荷高壓壓氣機(jī)首級(jí)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(cè)點(diǎn)的氣流偏角在整個(gè)試驗(yàn)轉(zhuǎn)速中常處在測(cè)點(diǎn)的不敏感角范圍內(nèi)，探針的測(cè)試精度能達(dá)到要求。但對(duì)于高負(fù)荷高壓壓氣機(jī)，除進(jìn)口導(dǎo)葉外，首級(jí)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(cè)點(diǎn)的氣流偏角可能超出測(cè)點(diǎn)的不敏感角度范圍，探針測(cè)試誤差會(huì)明顯增大，嚴(yán)重時(shí)將影響級(jí)間氣流分布的準(zhǔn)確測(cè)量和性能的準(zhǔn)確評(píng)定。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)葉型探針的研究主要集中在結(jié)構(gòu)優(yōu)化[9-10]、對(duì)流場(chǎng)的堵塞以及對(duì)壓氣機(jī)性能的影響[11-12]上，較少關(guān)注壓氣機(jī)在低轉(zhuǎn)速下試驗(yàn)時(shí)可調(diào)靜葉上的總壓或總溫葉型探針測(cè)試精度及其對(duì)壓氣機(jī)性能評(píng)定的影響。為支撐基于葉型探針的多級(jí)高負(fù)荷壓氣機(jī)級(jí)間測(cè)試方案的進(jìn)一步改進(jìn)，本文對(duì)首級(jí)可調(diào)靜葉上葉型探針的氣流狀態(tài)進(jìn)行了預(yù)估，并在葉型探針校準(zhǔn)特性分析的基礎(chǔ)上，定量分析了首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流總壓和總溫參數(shù)測(cè)試誤差，以及其對(duì)匹配環(huán)境下首級(jí)性能和后四級(jí)性能測(cè)試精度的影響程度。

2 研究對(duì)象

某高負(fù)荷五級(jí)壓氣機(jī)(圖1)由一單級(jí)壓氣機(jī)和四級(jí)壓氣機(jī)串裝組合并改進(jìn)設(shè)計(jì)而成，其中首級(jí)可調(diào)靜葉由單級(jí)壓氣機(jī)的出口靜葉和四級(jí)壓氣機(jī)進(jìn)口導(dǎo)葉融合設(shè)計(jì)而成，安裝角可調(diào)。在該五級(jí)壓氣機(jī)性能試驗(yàn)時(shí)，為獲取兩個(gè)原型壓氣機(jī)在匹配試驗(yàn)環(huán)境下各自的性能，擬在首級(jí)可調(diào)靜葉上布置葉型探針，但該可調(diào)靜葉在試驗(yàn)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(jí)可調(diào)靜葉的旋轉(zhuǎn)角γ 隨壓氣機(jī)相對(duì)換算轉(zhuǎn)速nˉ的變化規(guī)律，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時(shí)γ=0°，隨著轉(zhuǎn)速一步步降低，首級(jí)可調(diào)靜葉逐漸關(guān)閉，即γ ＜0°。由圖可知，在相對(duì)換算轉(zhuǎn)速0.70及以下時(shí)，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(cè)點(diǎn)的氣流偏角在低轉(zhuǎn)速時(shí)超出測(cè)點(diǎn)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(cè)試誤差顯著增大，致使無法有效評(píng)估兩個(gè)原型壓氣機(jī)在匹配試驗(yàn)環(huán)境下各自的性能。

圖1 高負(fù)荷五級(jí)壓氣機(jī)設(shè)計(jì)演進(jìn)示意圖Fig.1 Design improvement diagram of high load five-stage compressor

圖2 首級(jí)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(píng)估該高負(fù)荷五級(jí)壓氣機(jī)首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)測(cè)試精度，需先預(yù)估首級(jí)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(cè)點(diǎn)氣流偏角α 計(jì)算示意圖，氣流偏角的計(jì)算見式(1)。

式中：δ 表示首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流攻角，為該可調(diào)靜葉的進(jìn)口幾何構(gòu)造角β1k與進(jìn)口氣流角β1(即第一級(jí)轉(zhuǎn)子出口氣流角)之差；θ 為測(cè)點(diǎn)相對(duì)方向角，表示該測(cè)點(diǎn)的實(shí)際測(cè)壓管孔口軸線與葉片的設(shè)計(jì)進(jìn)口幾何構(gòu)造方向之間的周向夾角，一般為0°，但由于實(shí)際加工誤差，每個(gè)葉型探針測(cè)點(diǎn)的相對(duì)方向角存在細(xì)微差異，為簡(jiǎn)化研究，本文暫不考慮測(cè)點(diǎn)的相對(duì)方向角，即取θ=0°。

結(jié)合原型單級(jí)壓氣機(jī)試驗(yàn)時(shí)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(jí)可調(diào)靜葉角度調(diào)節(jié)規(guī)律，根據(jù)式(1)對(duì)該可調(diào)靜葉上葉型探針的氣流狀態(tài)變化范圍進(jìn)行了預(yù)估，結(jié)果如圖4 所示。相對(duì)換算轉(zhuǎn)速大于0.90 時(shí)，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(duì)換算轉(zhuǎn)速低于0.75時(shí)，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(jì)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(zhǔn)特性分析? (°)

為對(duì)高負(fù)荷五級(jí)壓氣機(jī)首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)測(cè)試精度進(jìn)行定量評(píng)估，首先對(duì)該可調(diào)靜葉葉型探針在某亞聲速校準(zhǔn)試驗(yàn)器上進(jìn)行了吹風(fēng)校準(zhǔn)。試驗(yàn)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(jī)構(gòu)、測(cè)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(zhǔn)總壓葉型探針的總壓pi用電子壓力掃描閥測(cè)量；當(dāng)?shù)卮髿鈮簆h用無汞大氣壓力計(jì)測(cè)量；穩(wěn)壓箱內(nèi)參考總溫探針的總溫T 及被校準(zhǔn)總溫葉型探針的總溫Ti用數(shù)字熱電偶采集模塊測(cè)量，兩者熱電偶絲的參考端均放入盛滿冰水混合物的冰瓶?jī)?nèi)。位移機(jī)構(gòu)通過夾持導(dǎo)葉軸頸，使葉片以其旋轉(zhuǎn)軸進(jìn)行偏轉(zhuǎn)進(jìn)而改變探針測(cè)點(diǎn)的氣流偏角。校準(zhǔn)時(shí)，氣流偏角為測(cè)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(zhǔn)時(shí)氣流偏角的正負(fù)定義。α=0°，說明氣流正對(duì)葉型探針測(cè)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(yàn)時(shí)氣流狀態(tài)變化范圍，考慮到校準(zhǔn)風(fēng)洞的狀態(tài)調(diào)節(jié)能力，確定校準(zhǔn)氣流偏角范圍為-45°≤α ≤5°；校準(zhǔn)氣流馬赫數(shù)范圍為0.2≤Ma ≤0.6。

圖5 葉型探針校準(zhǔn)試驗(yàn)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(duì)于總壓或總溫葉型探針某測(cè)點(diǎn)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(cè)量值Xg與氣流參數(shù)真實(shí)值X (由穩(wěn)壓箱內(nèi)參考總壓或總溫探針測(cè)量)的偏離程度：

進(jìn)入葉型探針各測(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn)的測(cè)量值越低于測(cè)點(diǎn)所在位置氣流參數(shù)的真實(shí)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(jí)間氣流平均參數(shù)測(cè)試精度，對(duì)各總壓或總溫測(cè)點(diǎn)的損失系數(shù)在相同氣流狀態(tài)下分別進(jìn)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(jī)首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流總壓或總溫測(cè)量的準(zhǔn)確性。

圖7 為總壓葉型探針平均損失系數(shù)云圖。可見，-15°≤α ≤5°時(shí)，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(cè)量結(jié)果明顯偏低于真實(shí)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(shí)，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(jìn)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(shì)，這是因?yàn)榇藭r(shí)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(cè)試相對(duì)誤差分析

試驗(yàn)時(shí)，隨著轉(zhuǎn)速降低，首級(jí)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(cè)量結(jié)果存在誤差?？倝簻y(cè)試相對(duì)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(shí)際測(cè)量值。

同理，總溫測(cè)試相對(duì)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(shí)際測(cè)量值和測(cè)點(diǎn)所在氣流總溫實(shí)際值。

式(3)和式(4)表明，首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總壓或總溫相對(duì)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(cè)試相對(duì)誤差小于零，即其測(cè)量結(jié)果偏低于真實(shí)值。

根據(jù)圖4預(yù)估的該五級(jí)壓氣機(jī)首級(jí)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(jì)算評(píng)估出的各轉(zhuǎn)速近堵點(diǎn)和喘點(diǎn)處的首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總壓和總溫的測(cè)試相對(duì)誤差見圖9。可見，相對(duì)換算轉(zhuǎn)速0.90 以上時(shí)，由于探針的氣流角處在不敏感角范圍內(nèi)，總壓測(cè)試相對(duì)誤差在0.05%以內(nèi)，且氣流馬赫數(shù)對(duì)總壓測(cè)試相對(duì)誤差影響較小，因此近堵點(diǎn)和喘點(diǎn)處的總壓測(cè)試相對(duì)誤差相當(dāng)；總溫測(cè)試相對(duì)誤差達(dá)0.20%，這是因?yàn)楦咿D(zhuǎn)速下氣流馬赫數(shù)較大造成了速度誤差較大所致。相對(duì)換算轉(zhuǎn)速0.85及以下時(shí)，探針的氣流角基本處在不敏感角范圍外，此時(shí)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(diǎn)，總壓測(cè)試相對(duì)誤差明顯增大，達(dá)2.50%，是總溫測(cè)試相對(duì)誤差的10 倍以上。隨著轉(zhuǎn)速的降低，總溫測(cè)試相對(duì)誤差呈略微減小的趨勢(shì)，這是因?yàn)閴簹鈾C(jī)轉(zhuǎn)速降低，首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)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(cè)試相對(duì)誤差分析

為分析該五級(jí)壓氣機(jī)的首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流總壓、總溫的測(cè)試相對(duì)誤差對(duì)準(zhǔn)確獲取匹配試驗(yàn)環(huán)境下原型單級(jí)壓氣機(jī)和四級(jí)壓氣機(jī)的總壓比、等熵效率測(cè)量精度的影響程度，分別對(duì)單級(jí)壓氣機(jī)和四級(jí)壓氣機(jī)的總壓比、等熵效率計(jì)算公式進(jìn)行關(guān)于首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流總壓或總溫的偏微分，進(jìn)而得到單級(jí)壓氣機(jī)和四級(jí)壓氣機(jī)的總壓比、效率誤差傳遞公式。五級(jí)壓氣機(jī)的進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)總壓比測(cè)試誤差επ,1和出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)總壓比測(cè)試誤差επ,4計(jì)算公式為：

圖9 首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流測(cè)試誤差變化趨勢(shì)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(jí)可調(diào)靜葉上的總壓葉型探針的測(cè)試誤差，對(duì)進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)和出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)的總壓比相對(duì)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(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)的總壓比偏低于真實(shí)值，而出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)的總壓比偏高于真實(shí)值。

與總壓比相對(duì)誤差不同，進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)和出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)的效率相對(duì)誤差同時(shí)受首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總壓、總溫測(cè)試相對(duì)誤差的影響。進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)的效率相對(duì)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(jí)壓氣機(jī)的效率相對(duì)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(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)的壓比和溫升比；π4、τ4分別是出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)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(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總壓測(cè)量值偏低，使得進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)等熵效率偏低、出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)等熵效率偏高；首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總溫測(cè)量值偏低，使得進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)等熵效率偏高、出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)等熵效率偏低。首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口的總壓和總溫的測(cè)試相對(duì)誤差對(duì)進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)或出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)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(shì)。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(shì)。當(dāng)壓縮部件壓比大于3.246時(shí)，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(jí)壓氣機(jī)和原型四級(jí)壓氣機(jī)部件試驗(yàn)結(jié)果看，對(duì)于相對(duì)換算轉(zhuǎn)速0.60峰值效率點(diǎn)，四級(jí)壓氣機(jī)的總壓敏感因子為1.83、總溫敏感因子為5.06，而單級(jí)壓氣機(jī)總壓敏感因子為10.8、總溫敏感因子為21.9，分別是四級(jí)壓氣機(jī)的5.9 倍和3.7 倍。由此可見，與出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)等熵效率相對(duì)誤差相比，首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)測(cè)試相對(duì)誤差造成的進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)等熵效率相對(duì)誤差更大。

以原型單級(jí)壓氣機(jī)和四級(jí)壓氣機(jī)的部件性能數(shù)據(jù)為參考，通過式(11)和式(12)預(yù)估五級(jí)壓氣機(jī)進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)和出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)在各轉(zhuǎn)速近堵點(diǎn)、喘點(diǎn)處的總壓敏感因子和總溫敏感因子，再結(jié)合圖9定量評(píng)估五級(jí)壓氣機(jī)各轉(zhuǎn)速下首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總壓和總溫測(cè)試相對(duì)誤差分別對(duì)進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)和出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)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(shì)Fig.10 Change trend of total pressure sensitive factor and total temperature sensitive factor

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

圖11 首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口測(cè)試誤差對(duì)進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)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(duì)換算轉(zhuǎn)速0.90 及以上時(shí)，出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)的等熵效率測(cè)試誤差也主要由首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總溫測(cè)試誤差造成，并使得等熵效率測(cè)量值略微偏低(相對(duì)偏低不超過0.6%)。相對(duì)換算轉(zhuǎn)速0.85及以下時(shí)，出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)的效率誤差主要由首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總壓測(cè)試誤差造成，并使得等熵效率測(cè)量值明顯偏高(在相對(duì)換算轉(zhuǎn)速0.60近堵點(diǎn)處相對(duì)偏高了7.3%)，而首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總溫測(cè)試相對(duì)誤差造成其等熵效率相對(duì)偏低不到1.0%。

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

圖12 首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口測(cè)試誤差對(duì)出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)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(jì)轉(zhuǎn)速下，葉型探針測(cè)點(diǎn)的氣流偏角處在其不敏感角范圍內(nèi)，可對(duì)氣流參數(shù)實(shí)施高精度測(cè)量；但在低轉(zhuǎn)速近堵點(diǎn)處，葉型探針測(cè)點(diǎn)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(cè)試誤差，并嚴(yán)重影響進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)和出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)的性能評(píng)定。

(2) 首級(jí)可調(diào)靜葉上的總溫葉型探針的測(cè)試誤差受壓氣機(jī)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(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口總溫測(cè)試相對(duì)誤差也未顯著增大；但在壓氣機(jī)低轉(zhuǎn)速下，首級(jí)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(cè)試誤差顯著增大，對(duì)進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)和出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)的性能影響比總溫葉型探針的大。提高低轉(zhuǎn)速下首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流總壓測(cè)試精度，是有效獲取進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)和出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)性能的關(guān)鍵。

(3) 首級(jí)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)測(cè)試誤差對(duì)進(jìn)口側(cè)單級(jí)壓氣機(jī)等熵效率測(cè)試精度的影響，明顯大于對(duì)出口側(cè)四級(jí)壓氣機(jī)等熵效率測(cè)試精度的影響。

(4) 采用葉型探針進(jìn)行多級(jí)高負(fù)荷壓氣機(jī)可調(diào)靜葉進(jìn)口氣流參數(shù)的高精度測(cè)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(jìn)葉型探針結(jié)構(gòu)、優(yōu)化葉型探針測(cè)試方案及尋求其他測(cè)試手段。