詹洪飛，黃 帥

（海軍駐常州地區(qū)航空軍事代表室，江蘇常州213001）

某型渦軸發(fā)動機喘振攻關(guān)與驗證

詹洪飛，黃 帥

（海軍駐常州地區(qū)航空軍事代表室，江蘇常州213001）

針對某型渦軸發(fā)動機夏季試車時常發(fā)生加速喘振故障的問題，使用故障樹初步分析引起喘振的主要原因，并通過徑向擴(kuò)壓器葉片進(jìn)行流場仿真、串裝、多臺發(fā)動機對比計量、試車試驗等，對喘振原因進(jìn)行深入分析。研究表明徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口葉根倒角變大對發(fā)動機加速性能有一定程度的改善作用，大氣條件對發(fā)動機加速性有一定影響，徑擴(kuò)面積越大、葉根圓角與進(jìn)氣邊轉(zhuǎn)接越順滑，越有利于加速性能。

渦軸發(fā)動機；喘振；流場仿真；試車試驗

隨著航空裝備的發(fā)展，發(fā)動機的安全性和可靠性越來越引起重視，發(fā)動機喘振故障作為一種多發(fā)故障，嚴(yán)重影響發(fā)動機和飛行安全[1]。某型渦軸發(fā)動機大批量裝備部隊以來，在夏季試車時經(jīng)常會發(fā)生加速喘振的故障，導(dǎo)致部分發(fā)動機無法正常使用，造成很大的人力、物力浪費，嚴(yán)重制約了裝備的使用效能，該型發(fā)動機的喘振問題迫切需要解決。

對此，國內(nèi)外研究者進(jìn)行了大量的研究，Pampreen[2]對喘振進(jìn)行了詳細(xì)的綜述。Courtiade[3-4]對高速軸流壓氣機喘振進(jìn)行了研究，獲得了轉(zhuǎn)子葉片的流暢分布。

申世才等[5]基于可調(diào)斜板式進(jìn)氣道及渦扇發(fā)動機，研究了飛機高空超聲速減速條件下，進(jìn)氣道斜板板位快速調(diào)零后渦扇發(fā)動機的喘振特征，及放大尾噴口臨界截面面積和提高風(fēng)扇轉(zhuǎn)速的擴(kuò)穩(wěn)措施對發(fā)動機穩(wěn)定性的影響。羅澤明等[[6]認(rèn)為針對航空發(fā)動機喘振的研究應(yīng)集中于穩(wěn)定性研究、防喘控制和喘振故障診斷。符小剛等[[7]對渦扇發(fā)動機飛行中的喘振進(jìn)行了分析，認(rèn)為轉(zhuǎn)速下降過程中高壓壓氣機前導(dǎo)向葉片偏度過大而對上游來流形成的堵塞，是引起喘振的主要原因。張志舒等[[8]針對某型渦扇發(fā)動機整機地面臺架試車中遇到的喘振故障分析認(rèn)為高壓壓氣機可調(diào)導(dǎo)向器葉片角度及轉(zhuǎn)差不合適是導(dǎo)致喘振故障發(fā)生的主要原因。賀象等[9]針對某小尺寸多級軸流壓氣機在首級轉(zhuǎn)子葉頂沿弦向布置動態(tài)壓力傳感器以及在后面級插入高頻壓力探針通過動態(tài)測量試驗研究不同轉(zhuǎn)速下多級軸流壓氣機喘振現(xiàn)象。蘇三買等[10]建立了壓氣機喘振動態(tài)模型。李長征等[11]開發(fā)了發(fā)動機喘振在線檢測系統(tǒng)。屈霽云等[12]采用吊艙進(jìn)口安裝擾流板和提高發(fā)動機慢車以上狀態(tài)供油量進(jìn)行某型發(fā)動機地面逼喘試驗，研究了2種方法的特點，分析了喘振過程中發(fā)動機參數(shù)變化情況和喘振原因。

本文在全面調(diào)研、分析的基礎(chǔ)上，按照簡便易行的原則，根據(jù)系統(tǒng)工程的觀點，提出了喘振綜合治理方案。

1 喘振機理和原因分析

1.1 喘振機理

發(fā)動機喘振是壓氣機內(nèi)氣流沿壓氣機軸線方向發(fā)生的一種低頻率、高振幅的振蕩現(xiàn)象[13-14]。發(fā)動機喘振的本質(zhì)原因是氣流分離，當(dāng)氣流的進(jìn)氣攻角過大后，氣流發(fā)生分離，并隨著葉輪的旋轉(zhuǎn)迅速擴(kuò)展到整個壓氣機通道，使壓氣機通道發(fā)生堵塞，氣流流動受阻，流量隨之減小，當(dāng)氣流前進(jìn)的動能不足以克服壓氣機出口處的反壓時，氣流發(fā)生倒流。倒流發(fā)生后，出口反壓不斷下降，當(dāng)出口反壓較低時，壓氣機堵塞狀況被解除，被堵塞的氣流迅速流向壓氣機出口，再次超出壓氣機出口的流通能力，壓氣機出口反壓又急劇升高，氣流再次發(fā)生倒流。如此反復(fù)，造成了氣流沿壓氣機軸線方向的反復(fù)振蕩，即發(fā)動機喘振。

1.2 某型渦軸發(fā)動機試車喘振主要原因

根據(jù)該型發(fā)動機的結(jié)構(gòu)和性能特點，本文對喘振故障進(jìn)行了初步分析，認(rèn)為引起發(fā)動機喘振的原因主要有以下2點。

1）機械燃油調(diào)節(jié)器與發(fā)動機本體不匹配[15]。在發(fā)動機加速過程中，燃油調(diào)節(jié)器（簡稱燃調(diào)）供油過快，有時會引起發(fā)動機喘振。當(dāng)發(fā)動機喘振時，一般可以通過調(diào)節(jié)燃調(diào)的加速螺釘，使發(fā)動機的加速工作線遠(yuǎn)離發(fā)動機喘振邊界，從而起到排除加速喘振故障的作用。如果發(fā)動機依然加速喘振，可以考慮通過更換燃調(diào)來排除喘振，但在更換燃調(diào)后，故障依然不能排除，就需要對發(fā)動機本體進(jìn)行下一步排查工作。

2）發(fā)動機整機喘振裕度偏小。發(fā)動機在使用一段時間后，發(fā)動機性能會發(fā)生衰減，喘振裕度也會變小。當(dāng)發(fā)動機喘振裕度變小時，在發(fā)動機加速過程中，機械燃調(diào)即使按正常的供油量進(jìn)行控制，發(fā)動機也容易發(fā)生喘振。

本文擬對該型發(fā)動機壓氣機部件進(jìn)行三維建模以及三維流場仿真，通過仿真確定流動最惡劣的某個壓氣機部件，為后續(xù)串裝對比試驗提供理論指導(dǎo)。試驗串件的范圍定在軸流壓氣機轉(zhuǎn)子、軸流壓氣機雙排整流器、離心葉輪、徑向擴(kuò)壓器、軸向擴(kuò)壓器等壓氣機零部件。選取發(fā)生加速喘振故障的發(fā)動機作為新的試驗平臺，串裝標(biāo)準(zhǔn)件進(jìn)行試車，同時利用喘振監(jiān)測軟件實時監(jiān)測發(fā)動機工作狀況，對發(fā)動機相關(guān)工作參數(shù)進(jìn)行分析，從而排查出喘振敏感件。

1.2.1 三維流場仿真

氣動模擬結(jié)果顯示，在離心葉輪出口和徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口處（徑向擴(kuò)壓器葉片葉背的葉根處，見圖1），氣流分離較為嚴(yán)重，這就會導(dǎo)致壓氣機堵塞。建議改變徑向擴(kuò)壓器葉片的中弧線，可借鑒國外某型發(fā)動機的徑向擴(kuò)壓器結(jié)構(gòu)形式，其進(jìn)口面積變大的速率（曲率）呈現(xiàn)前大后平緩的特點；也可改變?nèi)~片的安裝角，一般在 0.5°左右，但不超過 2°[16]。

1.2.2 串裝驗證

為進(jìn)一步確定喘振敏感零件，采用由整體向局部遞推的思路進(jìn)行串裝驗證，即先將壓氣機部分的流道件全部串裝，加速性能確實得到改善后，對軸流級部分以及離心級部分分步串裝，最終快速定位喘振敏感零件。

同時，通過現(xiàn)場目視檢查和使用量具對軸流壓氣機轉(zhuǎn)子、雙排整流器、離心葉輪、徑向擴(kuò)壓器、軸向擴(kuò)壓器國產(chǎn)和原件的葉型厚度、弦長等關(guān)鍵尺寸進(jìn)行對比，結(jié)果顯示國產(chǎn)離心葉輪與樣件差異較小，其余差異較明顯。因此，決定對除離心葉輪以外的流道件進(jìn)行樣件串裝，離心葉輪則繼續(xù)使用國產(chǎn)新件。以某臺喘振發(fā)動機為試驗平臺進(jìn)行串裝對比加速試驗，2種狀態(tài)發(fā)動機共同工作線對比如圖2所示。

串裝樣件后的發(fā)動機共同工作線與原狀態(tài)相比是遠(yuǎn)離喘振邊界的，喘振裕度變大。

通過對加速過程數(shù)據(jù)計算，在易出現(xiàn)加速喘振的轉(zhuǎn)速區(qū)間（25 000～27 000 r/min），喘振裕度提高了2%～5%。

后又對試車加速性能良好的A發(fā)動機和出現(xiàn)加速喘振的B發(fā)動機的壓氣機部分（軸流壓氣機轉(zhuǎn)子、軸流壓氣機整流器、離心葉輪、徑向、軸向擴(kuò)壓器）的相關(guān)尺寸進(jìn)行對比計量，結(jié)果顯示軸流壓氣機轉(zhuǎn)子、軸流壓氣機整流器之間尺寸差異較大，為分析這2件零部件的尺寸差異對發(fā)動機加速性能的影響，同時兼顧考慮燃調(diào)差異對發(fā)動機喘振影響，對2臺發(fā)動機進(jìn)行相互串裝對比加速試車，試車環(huán)境條件及加速性能結(jié)果如表1所示。

根據(jù)對比加速試車，可以看出：調(diào)節(jié)燃調(diào)雖然能夠在一定程度上調(diào)整加速供油曲線以緩解喘振現(xiàn)象，但并不能完全消除發(fā)動機喘振現(xiàn)象，燃油調(diào)節(jié)器為喘振敏感件的可能性不大；A機串裝B機的軸流轉(zhuǎn)子和雙排后，加速喘振的現(xiàn)象沒有得到改善，而B機串裝A機的軸流轉(zhuǎn)子和雙排后，加速性能仍能滿足驗收指標(biāo)，軸流轉(zhuǎn)子和雙排為喘振敏感件的可能性較小。

通過以上工作，可以初步認(rèn)為影響發(fā)動機加速性能較大的零件為徑向擴(kuò)壓器及軸向擴(kuò)壓器。但是，考慮到軸向擴(kuò)壓器雖然對氣流有著進(jìn)一步的減速增壓作用，但其主要還是起到整流的作用，經(jīng)過軸擴(kuò)的氣流速度較低且主要為紊流；葉型厚度的厚薄對氣流流量的影響不大，雖然較厚的葉片會造成出口流速增大，降低整體增壓效果，考慮其整體偏厚量小，所以葉片偏厚對發(fā)動機喘振的影響基本可以忽略。因此，試驗并未串裝軸向擴(kuò)壓器。

同時，經(jīng)目視檢查和尺寸檢查發(fā)現(xiàn)軸流壓氣機雙排整流器與樣件的差異較大。因此，本次串裝試驗仍考慮軸流壓氣機雙排整流器對發(fā)動機喘振故障的影響。串裝試驗結(jié)果如表2所示。

表1 串裝試車試驗結(jié)果Tab.1 Result of replace main parts experiment

表2 0149機串裝試驗結(jié)果Tab.2 Result of replace main parts experiment of Num.0149 engine

該型發(fā)動機在25 000～27 000 r/min時換算空氣流量大致在3.4～3.8kg/s，壓比大致在2.8～3.2。在流量3.4～3.8kg/s之間，當(dāng)同時串裝法制雙排和徑擴(kuò)時的共同工作線距離喘振邊界最遠(yuǎn)，其次為串裝Y1樣機徑擴(kuò)、串裝Y2樣機徑擴(kuò)，串裝Y1樣機雙排時距離喘振邊界最近。試驗結(jié)果表明：當(dāng)同時串裝雙排和徑擴(kuò)時，對于發(fā)動機加速性能的改善效果最好，而串裝徑擴(kuò)時效果優(yōu)于串裝雙排。這說明徑向擴(kuò)壓器對于該型發(fā)動機加速性能的影響較為敏感。

1.2.3 對比計量

針對串裝2臺樣機徑向擴(kuò)壓器后加速性能不一致的情況，為查明串裝不同法制徑擴(kuò)導(dǎo)致發(fā)動機加速性能不一致的具體原因，不僅對Y1、Y2機的徑向擴(kuò)壓器進(jìn)行對比計量，而且為增加數(shù)據(jù)來源的可靠性和說服力，還對多臺法機的徑向擴(kuò)壓器進(jìn)行了計量，結(jié)果發(fā)現(xiàn)多處差異，具體如下。

1）樣機徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口葉根倒角的尺寸有R4和R1.2，該型渦軸發(fā)動機徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口葉根倒角為R1.2。

2）樣機和該渦軸發(fā)動機徑向擴(kuò)壓器的進(jìn)口面積均有2種大小不同的狀態(tài)：一種面積在423mm2左右，一種面積在414mm2左右。

3）根據(jù)樣機計量數(shù)據(jù)重新生成模型，與該型渦軸發(fā)動機現(xiàn)有數(shù)模比主要差異為：①葉片安裝角偏轉(zhuǎn)約0.5°；②葉柵進(jìn)口切面處尺寸偏小；③弦長偏長。

對樣機和國產(chǎn)徑向擴(kuò)壓器進(jìn)行對比計量后發(fā)現(xiàn)，徑向擴(kuò)壓器的尺寸差異主要為2點：進(jìn)口葉根倒角不同，進(jìn)口面積平均值不同。為分析此2點差異分別對渦軸-6發(fā)動機喘振的影響程度，采用控制變量法，即選取同一臺發(fā)動機串裝不同徑向擴(kuò)壓器的試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，試驗結(jié)果如下。

1）當(dāng)徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口葉根倒角R值為1.2左右時，在進(jìn)口面積不同的情況下，發(fā)動機2次試驗均發(fā)生加速喘振故障；當(dāng)徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口葉根倒角R值為4時，發(fā)動機加速過程無喘振發(fā)生。說明徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口葉根倒角的變大對發(fā)動機加速性能有明顯的改善作用。

2）當(dāng)徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口面積較大，為423mm2左右時，R值較大（R=4）的一組無加速喘振故障，而R值較?。≧=1.2）的一組發(fā)生加速喘振故障。

經(jīng)分析，可以得出結(jié)論：徑向擴(kuò)壓器進(jìn)口葉根倒角的變大對發(fā)動機加速性能有一定程度的改善作用。

2 驗證試車

2.1 工作思路

為進(jìn)一步確定R4尺寸和偏轉(zhuǎn)0.5°安裝角的徑向擴(kuò)壓器對該型發(fā)動機加速性能的改善效果，試制新狀態(tài)的徑向擴(kuò)壓器，并用同一臺發(fā)動機做驗證試驗。新的徑向擴(kuò)壓器和原部件的不同處有：①葉根倒角由R1.2改為R4。②新葉片葉型以樣件為標(biāo)準(zhǔn)，重新計量、擬合，圖紙中以數(shù)據(jù)點給出葉型。③重做葉型后葉柵進(jìn)口切面處尺寸④重做葉型后葉片弦長由91.6±0.4變?yōu)?9.25±0.2。

2.2 試車結(jié)果

試驗用同一臺發(fā)動機串裝3種狀態(tài)徑向擴(kuò)壓器進(jìn)行加速對比試車，其中，各狀態(tài)試車時的環(huán)境條件見表3。

表3 試驗環(huán)境Tab.3 Environment of experiment

2.2.1 穩(wěn)態(tài)測量

穩(wěn)態(tài)測量結(jié)果如圖3、4所示。由圖3可以看出：在等換算轉(zhuǎn)速條件下，原狀態(tài)（R1.2）和R2狀態(tài)的壓比基本一致，而R4狀態(tài)的壓比普遍高于原狀態(tài)。其中，在25 000～27 000 r/min時，壓比相對提高0.03～0.05；在 32 000～33 400 r/min 時，壓比相對提高 0.06～0.08。在徑向擴(kuò)壓器面積開大并圓滑轉(zhuǎn)接后，在25 000～27 000 r/min區(qū)間，壓比相對原狀態(tài)提高了0.08～0.10。由圖4可以看出：在等換算轉(zhuǎn)速條件下，原狀態(tài)（R1.2）和R2狀態(tài)的換算流量基本一致，而R4狀態(tài)的換算流量普遍略低于原狀態(tài)，大致降低了0.03～0.04 kg/s。

在徑向擴(kuò)壓器面積開大并圓滑轉(zhuǎn)接后，換算流量在原狀態(tài)基礎(chǔ)上略有提高，大致在0.02～0.03kg/s。與串裝547機的情況比較，換算流量相對降低了0.04～0.05kg/s。

重點對比在25 000～27 000 r/min區(qū)間的共同工作線，如圖5所示?？梢钥闯觯捍bR4徑擴(kuò)后其共同工作線位于原狀態(tài)、R2狀態(tài)和串裝547徑擴(kuò)狀態(tài)的上方。但由于串裝R4徑擴(kuò)后發(fā)動機加速性能優(yōu)于原狀態(tài)和R2狀態(tài)，說明各狀態(tài)的發(fā)動機喘振邊界是存在差異的。而同狀態(tài)發(fā)動機在不同大氣條件下，共同工作線有較好的一致性。

2.2.2 瞬態(tài)測量

3種狀態(tài)發(fā)動機分別進(jìn)行加速性檢查和調(diào)整，結(jié)果見表4。表4中，由于改變徑向擴(kuò)壓器機械組合的狀態(tài)，因而3個狀態(tài)的發(fā)動機喘振邊界是有差異的。因此，軟件計算出的喘振裕度不具備可比性。

序號1和序號2的試驗結(jié)果可看出，加速性能基本不變，仍出現(xiàn)喘振現(xiàn)象；在圖3和圖4中可以看出，等換算轉(zhuǎn)速條件下，穩(wěn)態(tài)工作點與原狀態(tài)基本一致，說明R2狀態(tài)的徑向擴(kuò)壓器不能改善發(fā)動機加速性。

序號1和序號5的試驗結(jié)果可以看出，串裝R4的徑擴(kuò)后，發(fā)動機的加速性能夠滿足驗收指標(biāo)。同時通過序號6可以發(fā)現(xiàn)在將R4徑擴(kuò)面積開大后，加速性能更好。說明R4狀態(tài)的徑向擴(kuò)壓器對發(fā)動機加速性有一定程度的改善。

序號3、4和序號5的試驗結(jié)果可以看出，相同狀態(tài)的發(fā)動機在不同大氣條件下，加速性能出現(xiàn)時好時壞的現(xiàn)象。根據(jù)試驗結(jié)果，初步分析認(rèn)為溫度越高、相對濕度越大，對發(fā)動機加速性能越不利。同時，根據(jù)圖6加速曲線可以看出，同狀態(tài)發(fā)動機在不同大氣條件下，加速曲線基本一致，只在加速起始階段由于存在差異，即喘振時流量來回波動，而不喘振時流量能夠較為順暢的遞增。說明大氣條件（相對濕度）對發(fā)動機加速性有一定的影響。

為繼續(xù)探究序號3和序號4，即串裝R4狀態(tài)徑向擴(kuò)壓器仍出現(xiàn)喘振的現(xiàn)象，對R4徑擴(kuò)與樣機徑擴(kuò)進(jìn)行目視檢查，發(fā)現(xiàn)在葉根圓角R4與進(jìn)氣邊轉(zhuǎn)接處仍有較為明顯的差異（國產(chǎn)件未圓滑轉(zhuǎn)接），初步懷疑該處差異也會影響加速性能。其中由于發(fā)動機性能未達(dá)標(biāo)，通過開大徑擴(kuò)面積，并將葉根圓角R4與進(jìn)氣邊轉(zhuǎn)接處圓滑轉(zhuǎn)接，同時將燃?xì)鉁u輪一級導(dǎo)向器喉道面積關(guān)小了1cm2。在序號6的試車時，最終得到了較好的加速性能，發(fā)動機性能也滿足指標(biāo)要求。初步判斷徑擴(kuò)面積越大和葉根圓角與進(jìn)氣邊轉(zhuǎn)接處越順滑，越有利于發(fā)動機加速性能。

表4 調(diào)整前后喘振情況Tab.4 Comparative analysis of surge condition in different environment

3 總結(jié)

根據(jù)多次串裝試車和驗證試車結(jié)果，初步得出結(jié)論：①R4狀態(tài)的徑向擴(kuò)壓器對發(fā)動機加速性有一定程度的改善；②大氣條件（相對濕度）對發(fā)動機加速性有一定的影響。其中溫度越高、相對濕度越大，對發(fā)動機加速性能越不利；③徑擴(kuò)面積越大、葉根圓角與進(jìn)氣邊轉(zhuǎn)接處越順滑，越有利于發(fā)動機加速性能。

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Research on a Certain Type of Turbine Shaft Engine Surge

ZHAN Hongfei,HUANG Shuai
（Aeronautical Military Representatives Office of Navy in Changzhou,Changzhou Jiangsu 213001,China）

For the problem of turbine shaft engine surge during the acceleration phase in summer,fault tree analysis was used to analyze the main reasons preliminarily.The methods of flow field simulation of radial diffuser blade,replace main parts,comparative analysis of multiple engines and commissioning test were used to analyze the reasons deeply.The result showed that blade root chamfering became larger conduce to acceleration,atmospheric environment reacted on the prob?lem also.The area of radial diffuser,the smoothness of the connect area of blade root chamfering and inlet had great influ?ence on the surge during the acceleration phase.

turbine shaft engine;surge;flow field simulation;commissioning test

V235.1

A

1673-1522（2017）03-0295-07

10.7682/j.issn.1673-1522.2017.03.008

2016-11-07；

2017-03-03

詹洪飛（1977-），男，工程師，大學(xué)。