向宏輝，葛寧，高杰，唐凱，楊榮菲

1.中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院 葉輪機(jī)試驗(yàn)研究室，江油 621703 2.南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院，南京 210016

軸流壓氣機(jī)理論上依據(jù)軸對稱原理進(jìn)行設(shè)計(jì)，轉(zhuǎn)子葉尖與機(jī)匣之間形成的圓周徑向間隙均按照周向均勻條件給定。由于零件加工質(zhì)量(如轉(zhuǎn)子葉片葉身高度、對開機(jī)匣橢圓度、薄壁機(jī)匣失效變形等)、組合裝配質(zhì)量(如轉(zhuǎn)子同心度、轉(zhuǎn)子組件跳動量、機(jī)匣內(nèi)表面涂層厚度等)與轉(zhuǎn)子組件自重下沉等因素的影響，使得壓氣機(jī)試驗(yàn)件轉(zhuǎn)子葉尖真實(shí)徑向間隙在圓周方向上存在一定差異，無法滿足周向均勻的設(shè)計(jì)條件，形成了周向非均勻葉尖間隙分布現(xiàn)象。

基于轉(zhuǎn)子葉尖徑向間隙在壓氣機(jī)氣動性能與流動失穩(wěn)觸發(fā)機(jī)制中所起到的獨(dú)特重要作用，國外研究人員針對壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子葉尖端區(qū)復(fù)雜二次流動[1-3]、流動失穩(wěn)[4-6]、泄漏渦系結(jié)構(gòu)[7-9]等開展了大量數(shù)值模擬與流場精細(xì)化測量，中國也有多位學(xué)者圍繞壓氣機(jī)葉尖泄漏流與失速之間的關(guān)聯(lián)性[10-11]、泄漏流遷移與泄漏渦堵塞[12-14]、間隙尺寸效應(yīng)[15]等方面進(jìn)行了相關(guān)研究，這些工作極大豐富了人們對于壓氣機(jī)葉尖間隙區(qū)域流動結(jié)構(gòu)及其對氣動性能影響機(jī)制的理論認(rèn)知。與壓氣機(jī)均勻葉尖間隙流動研究情況相比，圍繞周向非均勻葉尖間隙分布影響問題的研究還比較少，并且已有研究工作主要針對低轉(zhuǎn)速低負(fù)荷壓氣機(jī)，目前還無法深入揭示特殊周向非均勻葉尖間隙對高負(fù)荷跨聲速壓氣機(jī)內(nèi)部復(fù)雜流動影響的機(jī)理。

根據(jù)產(chǎn)生非均勻葉尖間隙的原因，可將其分為穩(wěn)態(tài)非均勻間隙和動態(tài)非均勻間隙。針對穩(wěn)態(tài)周向非均勻轉(zhuǎn)子葉尖間隙影響問題，Graf等[16]以低速四級壓氣機(jī)為例，從試驗(yàn)與計(jì)算兩方面研究了周向非均勻間隙下轉(zhuǎn)子葉尖流動特征，發(fā)現(xiàn)周向非均勻間隙對壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)效率影響不大，但使得最大增壓能力下降8%，并且喘振邊界明顯發(fā)生右移，導(dǎo)致穩(wěn)定裕度降低。Gordon[17]針對動態(tài)葉尖間隙進(jìn)行了研究，指出當(dāng)轉(zhuǎn)軸渦動頻率接近壓氣機(jī)固有失速頻率時，會使壓氣機(jī)損失急劇增大，更加提前誘發(fā)失速。Cameron等[18]對均勻間隙與非均勻間隙下的壓力信號進(jìn)行了對比測量，發(fā)現(xiàn)非均勻間隙下的失速團(tuán)明顯受到轉(zhuǎn)子偏心的影響。Mare等[19]采用旋轉(zhuǎn)變形機(jī)匣方式進(jìn)行單通道計(jì)算，指出氣流從小間隙過渡到大間隙時存在“適應(yīng)時間”，大間隙處的葉片排效率并非最低。Kang Y S和Kang S H[20]通過數(shù)值模擬得到全周方向上的氣流軸向變化，認(rèn)為設(shè)計(jì)點(diǎn)時主流區(qū)能夠顯著影響尖部流場，而當(dāng)偏離設(shè)計(jì)點(diǎn)時會顯示出流場周向不均勻性。Song 和Cho[21]提出用RSC(Rotor and Stator Clearance)模型對壓氣機(jī)流場進(jìn)行預(yù)測。梁武昌等[22]通過對比試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)存在非均勻間隙時，更容易產(chǎn)生失速，且不均勻性越大，穩(wěn)定工作裕度越低。陳穎秀等[23]采用流體軟件計(jì)算了機(jī)匣橢圓化變化對兩排轉(zhuǎn)子流場特性的影響，指出機(jī)匣變形會降低軸流壓氣機(jī)性能，其對失速裕度的影響最大，壓比次之，對效率的影響最小。

本文在壓氣機(jī)氣動性能試驗(yàn)研究中，以實(shí)際轉(zhuǎn)子葉尖間隙周向存在的非均勻?qū)傩詾殛P(guān)注點(diǎn)，客觀審視試驗(yàn)對象關(guān)鍵技術(shù)狀態(tài)參數(shù)的設(shè)計(jì)符合性，量化評估壓氣機(jī)設(shè)計(jì)技術(shù)狀態(tài)與真實(shí)試驗(yàn)狀態(tài)的差異，深入探索周向非均勻葉尖間隙特殊布局結(jié)構(gòu)對典型高負(fù)荷跨聲速軸流壓氣機(jī)內(nèi)部流場與氣動性能的影響機(jī)理，獲取有工程實(shí)用價值的完整試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對于識別壓氣機(jī)試驗(yàn)技術(shù)狀態(tài)，提高壓氣機(jī)性能試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性將具有重要意義。

1 試驗(yàn)研究方案

1.1 試驗(yàn)裝置

圖1 高轉(zhuǎn)速軸流壓氣機(jī)試驗(yàn)器Fig.1 Experimental facility of high rotating speed axial compressor

本研究在中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院某小流量高轉(zhuǎn)速壓氣機(jī)試驗(yàn)設(shè)備上開展。試驗(yàn)設(shè)備為一臺大氣進(jìn)氣單軸單涵壓氣機(jī)試驗(yàn)器，試驗(yàn)器主體主要由流量管、擴(kuò)散段、進(jìn)氣節(jié)流裝置、穩(wěn)壓段、排氣系統(tǒng)、測扭器、齒輪增速箱、動力裝置等組成(如圖1所示)。動力裝置為一臺同步電動機(jī)(額定功率為3 200 kW，額定轉(zhuǎn)速為3 000 r/min)，采用低頻軟啟動與恒轉(zhuǎn)矩變頻調(diào)試以達(dá)到不同工作轉(zhuǎn)速。動力電機(jī)變頻電源由專門變頻機(jī)組提供，采用一臺全數(shù)字同步電機(jī)晶閘管勵磁裝置。測扭器由轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)速傳感器與其配套微機(jī)扭矩儀組成。試驗(yàn)設(shè)備最大流量為40 kg/s，最高轉(zhuǎn)速為45 000 r/min，最高排氣壓力為1.0 MPa，最高排氣溫度達(dá)700 K，調(diào)速精度達(dá)0.02%。

1.2 試驗(yàn)對象

試驗(yàn)研究對象為一臺跨聲速單級軸流壓氣機(jī)，壓氣機(jī)由進(jìn)氣機(jī)匣、轉(zhuǎn)子組件、靜子組件、出口測量段和排氣機(jī)匣等組成，流道采用等外徑方式，進(jìn)口無導(dǎo)流葉片。壓氣機(jī)設(shè)計(jì)流量Wd為13.6 kg/s,設(shè)計(jì)壓比πd為1.8,設(shè)計(jì)絕熱效率ηd為0.86,設(shè)計(jì)物理轉(zhuǎn)速nd為30 000 r/min,轉(zhuǎn)子葉尖切線速度為483.8 m/s,進(jìn)口輪轂比為0.405 8,轉(zhuǎn)子葉片數(shù)為19,靜子葉片數(shù)為35。壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子葉片采用任意多項(xiàng)式葉型，靜子葉片采用定制葉型。壓氣機(jī)與試驗(yàn)設(shè)備之間采用懸臂安裝方式，壓氣機(jī)前端通過塑膠板與設(shè)備穩(wěn)壓箱連接，排氣機(jī)匣安裝邊與試驗(yàn)設(shè)備齒輪箱安裝邊通過螺栓連接，轉(zhuǎn)子通過傳動軸與試驗(yàn)設(shè)備輸出軸相連，圖2給出了壓氣機(jī)在試驗(yàn)設(shè)備上的安裝結(jié)果。為了產(chǎn)生不同轉(zhuǎn)子葉尖間隙分布結(jié)構(gòu)，共設(shè)計(jì)了3組轉(zhuǎn)子機(jī)匣(包含1組圓形機(jī)匣和2組橢圓形機(jī)匣)，圖3為不同轉(zhuǎn)子機(jī)匣結(jié)構(gòu)示意圖，不同機(jī)匣下轉(zhuǎn)子葉尖間隙相對于轉(zhuǎn)子葉片高度的尺寸如表1所示。

圖2 跨聲速單級軸流壓氣機(jī)Fig.2 Transonic single stage axial compressor rig

圖3 不同轉(zhuǎn)子機(jī)匣結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 3 Sketch of different rotor casing structures

表1 壓氣機(jī)機(jī)匣幾何設(shè)計(jì)參數(shù)

Table 1 Geometry design parameters of compressor

casing

No.ConfigurationUniformclearancetorotorbladeheight/%Smallclearancetorotorbladeheight/%Largeclearancetorotorbladeheight/%1Circularcasing0.52Ellipticcasing0.50.83Ellipticcasing0.51.0

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)中，為避免壓氣機(jī)試驗(yàn)件上下臺分解安裝可能引發(fā)的狀態(tài)變化，機(jī)匣換裝工作在壓氣機(jī)試驗(yàn)臺架上進(jìn)行。為考察設(shè)計(jì)工況和非設(shè)計(jì)工況下周向非均勻葉尖間隙的影響規(guī)律，試驗(yàn)件轉(zhuǎn)速n選擇在60%～100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速變化范圍內(nèi)。高轉(zhuǎn)速試驗(yàn)時，為減輕壓氣機(jī)支點(diǎn)軸承所受到的軸向力，通過調(diào)節(jié)試驗(yàn)設(shè)備進(jìn)氣節(jié)流裝置對壓氣機(jī)進(jìn)口進(jìn)行了物理節(jié)流，但保證進(jìn)氣雷諾數(shù)處于自動模化區(qū)域。通過調(diào)節(jié)設(shè)備排氣節(jié)流裝置開度來控制壓氣機(jī)出口背壓，可實(shí)現(xiàn)壓氣機(jī)等轉(zhuǎn)速特性線錄取。喘振點(diǎn)參數(shù)的錄取由測試系統(tǒng)瞬態(tài)采集功能模塊完成。試驗(yàn)時，實(shí)時監(jiān)測壓氣機(jī)出口氣流動態(tài)壓力信號，當(dāng)壓氣機(jī)接近喘振邊界時，將測試系統(tǒng)瞬態(tài)采集程序打開，連續(xù)采集氣動參數(shù)，直至自動退喘裝置使壓氣機(jī)恢復(fù)穩(wěn)定工作狀態(tài)。

1.4 測試方法

為獲取壓氣機(jī)性能特性，在壓氣機(jī)進(jìn)口和出口分別安裝探針進(jìn)行總壓和總溫測量。采用設(shè)備進(jìn)氣流量管進(jìn)行進(jìn)口質(zhì)量流量測量。在試驗(yàn)設(shè)備穩(wěn)壓段內(nèi)布置4支徑向7點(diǎn)總壓探針(共28個測量點(diǎn))和4支高精度鉑電阻，采用算術(shù)平均計(jì)算方法得到壓氣機(jī)進(jìn)口總壓和進(jìn)口總溫。在壓氣機(jī)出口沿周向不同葉片槽道中安裝6支徑向5點(diǎn)總壓總溫復(fù)合探針(共30個測量點(diǎn))，采用面積積分計(jì)算方法得到壓氣機(jī)出口總壓和出口總溫(在數(shù)據(jù)處理時，對上下端壁附近壓力和溫度測點(diǎn)加入了附面層經(jīng)驗(yàn)修正系數(shù))。性能數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由DELL計(jì)算機(jī)、DSA (Digital Sensor Array)電子壓力掃描閥、VXI (Vmebus eXtensions for Instrumentation)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、溫度參考接點(diǎn)箱等組成。各項(xiàng)性能參數(shù)測量精度為：質(zhì)量流量±1.0%、壓比±0.5%、絕熱效率±1.0%。

為獲取不同機(jī)匣結(jié)構(gòu)下轉(zhuǎn)子葉尖間隙區(qū)域流場數(shù)據(jù)，清晰地捕獲跨聲速轉(zhuǎn)子葉尖區(qū)域的激波結(jié)構(gòu)，采用在轉(zhuǎn)子機(jī)匣上布置高頻壓力傳感器進(jìn)行動態(tài)壓力測量。動態(tài)壓力傳感器在機(jī)匣上的布局方式通常有以下兩種[24]：一種是按軸向分布，另一種是按轉(zhuǎn)子葉片弦向分布。本試驗(yàn)采用軸向分布方式，針對橢圓形機(jī)匣特殊結(jié)構(gòu)形式，為對比不同葉尖徑向高度下的流動差異，同時在機(jī)匣長軸位置與短軸位置沿軸向開設(shè)安裝孔，分別安裝7支直徑為1.7 mm的高頻響應(yīng)微型動態(tài)壓力傳感器(由于試驗(yàn)中安裝在長軸位置距轉(zhuǎn)子葉尖前緣0.8L(L為轉(zhuǎn)子葉尖軸向弦長)處的傳感器損壞，因此該位置上僅保留6支傳感器，即P1～P6，安裝位置如圖4所示)。試驗(yàn)前，在機(jī)匣相應(yīng)位置按要求開好靜壓孔，將壓力傳感器放入安裝孔后再利用硅橡膠進(jìn)行定位和密封(如圖5所示)。通過轉(zhuǎn)動周期鎖相和等相位平均處理消除隨機(jī)脈動量和隨機(jī)噪聲，從而詳細(xì)獲取不同工作狀態(tài)下壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子葉尖間隙壓力場分布。

圖4 動態(tài)壓力傳感器安裝位置示意圖Fig.4 Sketch of installation position of dynamic pressure sensors

圖5 機(jī)匣表面動態(tài)壓力傳感器固化安裝效果Fig.5 Picture of dynamic pressure sensors installed at casing surface

葉尖流場測試系統(tǒng)由Kulite XCE-062型壓阻式傳感器、信號調(diào)理器、信號采集器、信號觸發(fā)器以及微機(jī)構(gòu)成。傳感器頻響為500 kHz。動態(tài)信號測試系統(tǒng)具有防疊混低通濾波功能，單通道最高采樣率達(dá)200 kHz，低通濾波截止頻率為50 kHz，空間分辨率優(yōu)于3 mm/點(diǎn)，可以清晰捕捉設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)子葉片通過頻率的10階諧波特性和通道激波結(jié)構(gòu)。動態(tài)壓力系統(tǒng)采集精度為滿量程的0.5 %，采樣時間為每個狀態(tài)點(diǎn)10～20 s，采集前對每個通道進(jìn)行零點(diǎn)校準(zhǔn)。采用磁電式傳感器作為轉(zhuǎn)速同步定位裝置，在轉(zhuǎn)軸上開槽采集觸發(fā)信號，開槽周向位置對應(yīng)于兩個轉(zhuǎn)子葉片尾緣中間以方便試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理與分析。試驗(yàn)時，轉(zhuǎn)速傳感器輸出TTL(Transistor Transistor Logic)電平信號，高電平不低于2.4 V，低電平不大于0.4 V。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 周向非均勻葉尖間隙對總性能的影響

圖6 周向非均勻葉尖間隙對壓氣機(jī)特性的影響Fig.6 Effect of circumferential non-uniform tip clearance on compressor performance characteristics

通過繪制標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)特性曲線可觀察周向非均勻葉尖間隙對壓氣機(jī)總體性能的影響，圖6給出了帶不同轉(zhuǎn)子機(jī)匣的壓氣機(jī)特性試驗(yàn)結(jié)果，圖中橫坐標(biāo)和縱坐標(biāo)數(shù)值均采用壓氣機(jī)設(shè)計(jì)點(diǎn)參數(shù)進(jìn)行無量綱化處理?？梢园l(fā)現(xiàn)，不同轉(zhuǎn)子機(jī)匣的壓比特性線與效率特性線均保持了較好的一致性，只是穩(wěn)定工作邊界出現(xiàn)了明顯差異，表明在所研究的機(jī)匣橢圓度變形范圍內(nèi)，轉(zhuǎn)子葉尖周向非均勻間隙對壓氣機(jī)流通能力、做功加壓能力和氣動效率基本上沒有產(chǎn)生影響，只是氣動穩(wěn)定性對轉(zhuǎn)子葉尖周向非均勻?qū)傩员憩F(xiàn)出了較高的敏感性。安裝圓形機(jī)匣的壓氣機(jī)穩(wěn)定工作范圍最為寬廣，而安裝橢圓形機(jī)匣的壓氣機(jī)穩(wěn)定工作范圍變窄，并且隨著轉(zhuǎn)子機(jī)匣橢圓度的增大，即轉(zhuǎn)子葉尖徑向最大間隙增大，穩(wěn)定工作邊界逐漸向右下方偏移，壓氣機(jī)穩(wěn)定工作范圍不斷減小。

為了精確量化轉(zhuǎn)子機(jī)匣橢圓度對壓氣機(jī)氣動穩(wěn)定性的影響程度，圖7給出了不同轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)子葉尖間隙對壓氣機(jī)穩(wěn)定工作范圍的影響程度，這里分別采用兩種穩(wěn)定裕度量化表征方法，其中，流量裕度變化量ΔSM1定義為

ΔSM1=Wsurge,ell/Wsurge,cir-1

(1)

式中：Wsurge,ell為橢圓形機(jī)匣的喘振點(diǎn)流量；Wsurge,cir為圓形機(jī)匣的喘振點(diǎn)流量。綜合裕度變化量ΔSM2定義為

圖7 安裝橢圓形機(jī)匣壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度的變化Fig.7 Variation in steady operating margin of compressor installed with elliptic casing

(2)

式中：πsurge,cir為圓形機(jī)匣的喘振點(diǎn)壓比；πsurge,ell為橢圓形機(jī)匣的喘振點(diǎn)壓比?？梢钥闯?，無論是流量裕度，還是綜合裕度，不同轉(zhuǎn)速下壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度損失程度并不完全一致?？傮w上看，高轉(zhuǎn)速工作區(qū)域(90%轉(zhuǎn)速以上)的壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度損失程度均要大于中低轉(zhuǎn)速工作區(qū)域(80%轉(zhuǎn)速以下)。與圓形機(jī)匣相比，安裝No.2橢圓形機(jī)匣的壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度在100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下?lián)p失程度最大，流量裕度損失達(dá)到3.32%，綜合裕度損失達(dá)到3.43%；在70%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下?lián)p失程度最小，流量裕度損失為0.82%，綜合裕度損失為0.61%。不同轉(zhuǎn)速下，安裝No.3橢圓形機(jī)匣的壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度損失程度均大于安裝No.2橢圓形機(jī)匣的，尤其是在90%轉(zhuǎn)速下表現(xiàn)得更為突出，使得該轉(zhuǎn)速下安裝No.3橢圓形機(jī)匣的壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度衰減最為嚴(yán)重，流量裕度損失高達(dá)5.31%，綜合裕度損失高達(dá)6.16%。

2.2 周向非均勻葉尖間隙對出口流場的影響

圖8 不同工作狀態(tài)下壓氣機(jī)出口壓比徑向分布Fig.8 Radial distribution of compressor outlet pressure ratio at different working conditions

從上面分析中可知，轉(zhuǎn)子葉尖間隙周向非均勻分布屬性對壓氣機(jī)氣動穩(wěn)定性產(chǎn)生了較大影響，由于壓氣機(jī)氣動穩(wěn)定性與其轉(zhuǎn)子氣動負(fù)荷密切相關(guān)，有必要了解間隙周向非均勻?qū)傩允侨绾斡绊憵鈩迂?fù)荷與做功能力的。由于試驗(yàn)沒有直接在轉(zhuǎn)子葉片排出口測量參數(shù)，因此利用壓氣機(jī)出口截面參數(shù)來表征轉(zhuǎn)子工作特性。圖8給出了均勻葉尖間隙條件下壓氣機(jī)出口壓比徑向分布情況?？梢钥闯觯?00%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時，壓氣機(jī)工作狀態(tài)由堵點(diǎn)向喘點(diǎn)的移動過程中，靠近流道尖部的壓力明顯提高，而流道根部附近的壓力變化較小，出口徑向壓力梯度隨之增大，這表明隨著出口背壓的提高，壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子葉片尖部氣動負(fù)荷顯著加重。80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，當(dāng)壓氣機(jī)處于近堵點(diǎn)工作狀態(tài)時，此時靠近流道根部的壓力最高，流道尖部附近的壓力均低于流道根部壓力；當(dāng)壓氣機(jī)工作狀態(tài)沿等轉(zhuǎn)速線向喘點(diǎn)逼近時，整個流道高度的壓力均逐漸增大，相比之下，仍然是流道尖部附近的壓力提升幅度更大；當(dāng)壓氣機(jī)處于喘點(diǎn)工況時，此時流道尖部附近的壓力要高于流道根部的。

圖9為相近流量條件下轉(zhuǎn)子葉尖徑向間隙對壓氣機(jī)出口壓比徑向分布的影響(No.3橢圓形機(jī)匣對應(yīng)的狀態(tài)點(diǎn)為近喘點(diǎn))，可以看出，在相近流量條件下，周向非均勻葉尖間隙使得壓氣機(jī)出口壓力沿徑向分布整體上產(chǎn)生了變化，導(dǎo)致原有轉(zhuǎn)子葉片氣動負(fù)荷沿徑向重新分布。100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時，在轉(zhuǎn)子葉尖周向非均勻間隙作用下，壓氣機(jī)出口約50%流道高度以上區(qū)域壓力均降低，而50%流道高度以下區(qū)域的壓力增大，并且影響程度隨著徑向間隙的增大而增大。80%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時，轉(zhuǎn)子葉尖周向非均勻間隙仍然使壓氣機(jī)出口壓力沿徑向重新分布，整個流道約30%以上區(qū)域內(nèi)的壓力均出現(xiàn)降低。

圖9 葉尖間隙對壓氣機(jī)出口壓比徑向分布的影響Fig.9 Effect of tip clearance on radial distribution of compressor outlet pressure ratio

2.3 周向非均勻葉尖間隙流場的變化

為進(jìn)一步揭示轉(zhuǎn)子葉尖間隙對壓氣機(jī)氣動失穩(wěn)的影響機(jī)理，本文對100%設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下轉(zhuǎn)子外機(jī)匣周向兩個位置動態(tài)壓力傳感器測量數(shù)據(jù)進(jìn)行了處理?？紤]到變形度更大的No.3橢圓形機(jī)匣對壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度的影響作用更為顯著，為了突顯出流場變化特征，主要圍繞No.3橢圓形機(jī)匣周向兩個不同位置(大間隙和小間隙)的動態(tài)壓力測量數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。

圖10給出了壓氣機(jī)在不同工作狀態(tài)下轉(zhuǎn)子葉尖間隙壓力脈動時域圖?？梢钥闯?，非均勻間隙導(dǎo)致轉(zhuǎn)子機(jī)匣周向不同位置的壓力脈動幅值存在一定差異，當(dāng)壓氣機(jī)工作在穩(wěn)定工況時，對應(yīng)P3和P4位置大間隙處的壓力脈動幅值和平均靜壓值均要大于小間隙處的壓力脈動幅值和平均靜壓值(見表2)，而在壓力脈動幅值最大的P5位置，大間隙處的壓力脈動幅值和平均靜壓值則小于小間隙處的壓力脈動幅值和平均靜壓值。當(dāng)壓氣機(jī)工作在近喘點(diǎn)工況時，在轉(zhuǎn)子葉尖前緣P2位置和之后的P3位置，大間隙處的壓力脈動強(qiáng)于小間隙處的壓力脈動，而在轉(zhuǎn)子葉尖中后部位置(P4和P5)，大間隙處的壓力脈動則又弱于小間隙處的壓力脈動。

由于壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子與機(jī)匣之間存在相對運(yùn)動，轉(zhuǎn)子葉片葉尖間隙內(nèi)部流動必然呈現(xiàn)出強(qiáng)烈的非定常特征。為了解和掌握轉(zhuǎn)子葉尖間隙流場內(nèi)引起壓力脈動的主要擾動源，有必要詳細(xì)獲取轉(zhuǎn)子葉尖間隙中非定常泄漏流動的主導(dǎo)頻率。為此，采用工程上常用的快速傅里葉變換技術(shù)將上述時域信號轉(zhuǎn)換到與其對應(yīng)的頻率空間，從而得到轉(zhuǎn)子葉尖間隙壓力脈動頻譜特性。圖11給出了壓氣機(jī)在不同工作狀態(tài)下轉(zhuǎn)子葉尖間隙壓力脈動頻譜圖?？梢钥闯?，不同工況下，大間隙和小間隙所對應(yīng)的頻譜特征總體上幾乎沒有差異。穩(wěn)定工況時，主要存在轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動頻率及其多階倍頻成分，而在近喘點(diǎn)工作狀態(tài)下，無論是大間隙還是小間隙，均出現(xiàn)了210 Hz的旋轉(zhuǎn)失速頻率，說明周向非均勻間隙對壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子失速頻率沒有影響，即沒有從本質(zhì)上改變壓氣機(jī)氣動失穩(wěn)的物理機(jī)制。

為了繪制轉(zhuǎn)子葉尖間隙流場壓力分布云圖，首先找出轉(zhuǎn)速信號脈沖上升沿， 以此作為相位起

圖10 不同工作狀態(tài)下轉(zhuǎn)子葉尖間隙壓力脈動時域圖(n=100%nd)Fig.10 Time-domain diagram of rotor tip clearance pressure fluctuation at different working conditions (n=100%nd)

表2 葉尖間隙靜壓脈動均值

Table 2 Mean value of tip clearance static pressure fluctuation kPa

圖11 不同工作狀態(tài)下轉(zhuǎn)子葉尖壓力脈動頻譜圖 (n=100%nd)Fig.11 Spectrum diagram of rotor tip pressure fluctuation at different working conditions (n=100%nd)

始點(diǎn)截取直至下一個負(fù)脈沖壓力數(shù)據(jù)作為一個周期。為排除壓氣機(jī)試驗(yàn)件加工誤差、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速不均勻性和其他干擾的影響，按上述方法截取相同轉(zhuǎn)速下多圈數(shù)據(jù)，鎖相后進(jìn)行等相位平均。圖12詳細(xì)構(gòu)造了壓氣機(jī)在不同工作狀態(tài)下轉(zhuǎn)子葉尖間隙靜壓(p)分布云圖，可以看出，堵點(diǎn)工況時，相比于小間隙情況，大間隙下起始于轉(zhuǎn)子葉片吸力面前緣的間隙泄漏流向通道下游發(fā)展運(yùn)動和傳播擴(kuò)散趨勢更為劇烈，當(dāng)葉尖泄漏渦穿過前緣激波時，在靠近相鄰葉片壓力面?zhèn)刃纬闪烁鼑?yán)重的高靜壓低速區(qū)，同時葉尖泄漏渦仍然以一定的尺度和強(qiáng)度繼續(xù)向通道下游傳遞，使得泄漏渦影響范圍變大。當(dāng)葉尖泄漏渦穿越轉(zhuǎn)子通道中后部第2道正激波后，在激波逆壓梯度干擾作用下，葉尖泄漏渦與周圍流體發(fā)生強(qiáng)烈摻混，使得葉尖泄漏渦向相鄰葉片壓力面方向偏轉(zhuǎn)和擴(kuò)散程度更大。當(dāng)壓氣機(jī)工作在最高效率點(diǎn)時，隨著出口背壓的提高，此時轉(zhuǎn)子通道正激波起始點(diǎn)位置向進(jìn)口方向移動，相比于小間隙情況，大間隙下的泄漏渦與通道激波相互作用，使得相鄰葉片壓力面?zhèn)鹊母哽o壓低速區(qū)域擴(kuò)大，加重了對轉(zhuǎn)子通道的堵塞作用。當(dāng)壓氣機(jī)繼續(xù)向近喘點(diǎn)工況逼近時，轉(zhuǎn)子葉尖通道靠近相鄰葉片壓力面處的低速堵塞區(qū)面積將進(jìn)一步增大，泄漏渦在通道強(qiáng)激波的逆壓梯度作用下發(fā)生破碎進(jìn)而加劇轉(zhuǎn)子通道的流動堵塞程度，氣流無法順利流出，最終將會觸發(fā)壓氣機(jī)內(nèi)部流動失穩(wěn)。

圖12 不同工作狀態(tài)下轉(zhuǎn)子葉尖靜壓分布云圖 (n=100%nd)Fig.12 Contours of rotor tip static pressure distribution at different working conditions (n=100%nd)

3 結(jié) 論

本文針對軸流壓氣機(jī)氣動性能試驗(yàn)中存在的試驗(yàn)對象技術(shù)狀態(tài)識別問題，以轉(zhuǎn)子機(jī)匣橢圓度變化為關(guān)注點(diǎn)，開展了周向非均勻葉尖間隙對單級跨聲速軸流壓氣機(jī)氣動性能與失穩(wěn)機(jī)制影響的試驗(yàn)研究，獲取了包括轉(zhuǎn)子機(jī)匣橢圓度幾何參數(shù)、壓氣機(jī)總體性能參數(shù)與轉(zhuǎn)子葉尖間隙流場參數(shù)等在內(nèi)的完整試驗(yàn)數(shù)據(jù)。通過對試驗(yàn)數(shù)據(jù)的整理與分析，揭示了周向非均勻葉尖間隙對壓氣機(jī)內(nèi)部流動失穩(wěn)的觸發(fā)機(jī)制，從中得出以下結(jié)論：

1) 在所研究的機(jī)匣橢圓度變形范圍內(nèi)，轉(zhuǎn)子葉尖周向非均勻間隙對壓氣機(jī)流量、壓比和效率基本沒有產(chǎn)生影響，但對氣動穩(wěn)定性具有顯著影響。與常規(guī)周向均勻間隙相比，轉(zhuǎn)子葉尖周向非均勻間隙能夠誘發(fā)壓氣機(jī)提前進(jìn)入非穩(wěn)定工況，并且隨著轉(zhuǎn)子機(jī)匣橢圓度的增大，穩(wěn)定工作邊界逐漸向右下方偏移，壓氣機(jī)穩(wěn)定工作范圍不斷減小。

2) 不同轉(zhuǎn)速下，壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度損失程度并不完全一致，總體上看，高轉(zhuǎn)速工作區(qū)域的壓氣機(jī)穩(wěn)定裕度損失程度要大于中低轉(zhuǎn)速工作區(qū)域。

3) 不同轉(zhuǎn)速下，當(dāng)壓氣機(jī)逼近喘點(diǎn)工況時，轉(zhuǎn)子葉片尖部氣動負(fù)荷逐漸加重，周向非均勻葉尖間隙會導(dǎo)致原有轉(zhuǎn)子葉片氣動負(fù)荷沿徑向重新分布，總體上弱化轉(zhuǎn)子葉片尖部氣動加功能力。

4) 設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速時，葉尖間隙泄漏渦通過脫體激波后會發(fā)生突然膨脹而出現(xiàn)“渦破裂”現(xiàn)象，葉尖間隙泄漏渦在轉(zhuǎn)子通道內(nèi)形成了大面積的高靜壓低速堵塞區(qū)，對轉(zhuǎn)子葉尖區(qū)域通道造成嚴(yán)重堵塞，迫使葉尖泄漏流在相鄰轉(zhuǎn)子葉片葉尖前緣發(fā)生溢流，進(jìn)而觸發(fā)壓氣機(jī)內(nèi)部流動失穩(wěn)。相比于小間隙情況，大間隙下的泄漏渦與通道激波相互作用，使得相鄰葉片壓力面?zhèn)鹊母哽o壓低速區(qū)域擴(kuò)大，加重對轉(zhuǎn)子通道的堵塞作用。

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