发动机开槽放气活门对高换算转速状态性能的影响

郭颖涛，高　伟，马　林，唐治虎（.中国人民解放军驻四三〇厂军事代表室，西安700；.西安航空发动机（集团）有限公司，西安700）



发动机开槽放气活门对高换算转速状态性能的影响

郭颖涛1，高伟1，马林1，唐治虎2
（1.中国人民解放军驻四三〇厂军事代表室，西安710021；2.西安航空发动机（集团）有限公司，西安710021）

摘要：针对发动机防喘系统中放气活门开槽后，造成发动机在高换算转速状态漏气，引起发动机性能下降的问题，发展了防喘放气特性的修正方法。以航空发动总体性能计算程序为基础，对放气活门全关闭后不同漏气量下的发动机性能进行模拟，完成放气活门不同开槽方案的性能分析，并进行试验验证。结果表明：模拟结果与试验结果吻合度高，达到了工程可用精度，可用于分析安装开槽放气活门后发动机的性能变化。用该修正方法对发动机性能进行分析，所得计算结果与历年交付试车试验结果的统计分析结论一致。但贯彻给定的开槽放气措施后，将造成40.5%的发动机性能不合格，需采取其他提高发动机性能的措施予以弥补。

关键词：航空发动机；防喘系统；放气活门；开槽方案；防喘放气特性；模拟计算

1　引言

航空发动机采用的在压气机中间级放气（以下简称防喘放气）来提高低换算转速下压气机的工作裕度，防止压气机出现不稳定工作现象，是一种以牺牲发动机性能来提高发动机稳定工作裕度的方法；但在高换算转速下，与发动机设计状态较为接近，一般不进行放气。防喘放气［1-2］需采用防喘调节器、放气活门、作动和执行机构来实现，不过由于气动力及振动的存在，在防喘调节系统的频繁作动下容易造成执行机构断裂失效［3-4］。一个解决办法是在放气活门上开槽，以减小放气活门打开瞬间的气动力，但这会使发动机在高换算转速下出现漏气（以下简称放气活门漏气），造成发动机性能下降。

国内外研究人员就引气对压气机性能的影响进行了研究。如Wellborn等［5］研究了引气位置对亚声速压气机转子和静子叶排性能的影响；Leishman等［6］做了一系列不同引气结构下的引气流动研究；张皓光等［7］研究了在轴向间隙引气措施相同的进口条件下，压气机进口空气流量、引气槽位置、引气量大小对压气机性能及流场的影响。但这些研究多集中于引气对压气机性能的影响，对引气系统造成的漏气现象及漏气对发动机整机性能的影响研究较少。为此，本文分析了放气活门开槽后造成的发动机漏气现象，利用航空发动总体性能计算程序［8］，采用修正防喘放气特性的方法，计算了放气活门开槽对发动机性能的影响，并进行了试验验证，其结果对发动机放气活门开槽后的性能变化分析具有重要的指导意义。

2　防喘放气原理分析

发动机设计点是发动机工作状况最好的点。一般选择在巡航状态或最大起飞状态——均为发动机高换算转速状态。高换算转速时，发动机稳定工作裕度较高，可以不采取防喘措施。但为了保证高换算转速下的发动机性能，应严格控制防喘系统的漏气量。而低换算转速时，由于偏离设计状态较远，压气机的不稳定工作特点是前喘后堵，即前面级压气机在大的正攻角下工作，后面级压气机在大的负攻角下工作。解决该问题的一个方法就是在压气机中间级采用防喘放气，使压气机脱离前喘后堵状态。

压气机防喘调节系统原理如图1所示，图中B·V表示防喘放气，I·G·V表示进口可调导流叶片。I·G·V、B·V调节器感受高压压气机转速NH和发动机进口温度T2，并根据调节器中给定的与放气活门开度的关系，将调节信号（油压）传送到I·G·V和B·V作动筒，由作动筒推动执行机构，实现预定的防喘放气和导流叶片角度，I·G·V和B·V作动筒作动后的信号反馈至I·G·V和B·V调节器，实现闭环控制。

防喘系统执行机构如图2所示。高压压气机7级机匣上开孔，将7级空气引入到高压压气机机匣上的放气总管，放气连杆传递作动筒的作动力，推动放气活门轴向移动，从而达到打开和关闭放气总管上的放气口的目的，实现7级放气。

图1 防喘系统调节原理Fig.1 Anti-surge system adjusting principle

图2 高压压气机放气机构Fig.2 Bleed mechanism of high pressure compressor

3　发动机防喘放气机构漏气性能修正方法

3.1技术途径

开槽后，可解决执行机构断裂失效问题，但高换算转速下会造成不必要的漏气，使发动机性能下降。采用下述技术途径完成特性修正方法研究，模拟计算放气活门漏气时高换算转速下的发动机性能：

（1）找出放气活门全关闭后，Mb/M0（Mb为放气活门漏气量，M0为发动机内涵流量）与漏气面积的关系。

（2）给定一组漏气面积A，计算出一组Mb/M0，用于修正总体性能计算程序中的防喘放气特性。

（3）用修正防喘放气特性后的总体性能计算程序计算发动机整机性能。

3.2漏气量与漏气面积的关系

放气活门开槽后造成的气体泄漏流动，可简化成亚声速气流在收缩形管道中的流动［9］。这种流动速度增加有限，在最小截面速度最大为声速。而能否达到声速，取决于出口截面静压pb与入口截面总压p*e之比。对于空气，有：

式中：βcr为临界压强比。当pb与p*e之比小于βcr时，最小截面处气流流动为声速，则流量函数q （λe）= 1，有：

式中：K是由玻尔兹曼常数和气体常数计算获得，对于空气K=0.039 7［9］。

在标准大气、海平面条件下，放气活门全关的高压转速为10 707 r/min。表1是采用总体性能计算程序计算的高于该转速下的3个状态的发动机性能及计算的临界压强比。表中，为外涵总压，为高压7级总压，为高压7级总温，为外涵静压，A取0.001 41 m2不变。计算结果表明，发动机在放气活门全关以上状态，高压7级向外涵放气的压强比均小于临界压强比，满足上述流量计算公式使用条件。

表1 发动机4个主要状态性能及临界压强比Table 1 Engine performance and critical pressure ratio of four major states

从表1中还可看出，Mb/M0与发动机状态无关，仅与漏气面积有关。给定一组A，计算一组Mb/M0，获得A与Mb/M0的关系曲线（图3），其线性拟合公式为y = 2 345.4x。

3.3防喘放气特性修正

发动机标准防喘放气特性见图4，为Mb/M0随变化的关系曲线。

给定一组漏气面积（0.375、0.750、1.125、1.500、1.875、2.250 m2），根据漏气面积与Mb/M0的线性拟合公式，计算获得一组Mb/M0（0.3%、0.6%、0.9%、1.2%、1.5%、1.8%）。将该组Mb/M0值对标准防喘放气特性中Mb/M0值为0的线进行修正，获得一组修正后的防喘放气特性，见图5。

图3 漏气面积与Mb/M0的关系曲线Fig.3 Relation curve of air leak area A and Mb/M0

图4 发动机标准防喘放气特性Fig.4 Engine standard anti-surge bleed characteristics

图5 修正后的高换算转速防喘放气特性Fig.5 The modified anti-surge bleed characteristics at high corrected rotational speed

3.4整机修正性能分析

将修正后的防喘特性编译至总体性能计算程序中，在标准大气、海平面状态下对整机性能进行计算。将计算结果与标准特性下的性能进行比较，获得不同Mb/M0条件下，涡轮前燃气温度变化量ΔT4随净推力的变化（图6（a），及耗油率相对变化量Δsfc随净推力的变化（图6（b）。可见，一定进气条件、不同开槽放气活门漏气量下：

图6 不同Mb/M0条件下相关参数随净推力的变化Fig.6 Relative parameters vs. net thrust under different Mb/M0

（1）ΔT4随着漏气量的增加而增加。漏气量小于0.9%时，ΔT4随着净推力的增加略有增加，在5 000 daN时到达最大值，随后有下降趋势；而漏气量大于1.2%时，ΔT4随着净推力的增加而快速增加，且在5 500 daN后快速上升。从量值上看，漏气量小于0.9%时，增加量值小于8 K。

（2）Δsfc随着漏气量的增加而增加，漏气量小于0.6%时，Δsfc随发动机净推力的增加基本不变，5 000 daN时出现了上升，随后下降；漏气量大于0.9%时，Δsfc随发动机净推力的增加而下降，高于5 500 daN时出现了快速上升拐点。从量值上看，在漏气量小于0.9%时，增加量小于0.7%。

因此，考虑到对发动机涡轮前燃气温度T4和耗油率sfc的影响，放气活门开槽引起的高换算转速下Mb/M0应小于0.6%为宜。

4　放气活门开槽对发动机性能的影响及试验对比分析

4.1结构分析及放气面积计算

设计的开槽与不开槽放气活门的俯视图和左向视图对比见图7，开槽放气活门是在不开槽放气活门的径向位置上开有4个45°角的弧形槽。

图7 开槽与不开槽放气活门的俯视图和左向视图Fig.7 Vertical view and left view of slotting valve and non-slotting valve

全关状态，设计的开槽和不开槽放气活门与放气总管的配合见图8。与不开槽相比，开槽后造成的最大漏气面积为0.000 19 m2。

图8 放气活门与放气总管配合示意图Fig.8 Sketch of assembling of bleed valve and bleed manifold

4.2整机性能修正计算及试验对比

将最大漏气面积0.000 19 m2带入公式y = 2 345.4x，计算出漏气量为0.45%。使用放气量0.45%修正防喘放气特性并进行整机性能计算，获得ΔT4和Δsfc。

为验证计算的准确程度，在发动机上使用开槽和不开槽放气活门进行试验。发动机第一次装配时装用不开槽放气活门，装配合格后上试车台进行试车调整和性能录取。试车完成后发动机下台仅将不开槽放气活门更换为开槽放气活门，其他状态不变，装配合格后再次上试车台进行性能录取。确保两次试车发动机调整量和台架的一致性，试车时大气温差控制在10 K范围内。为进一步消除试验中不可控因素的影响，连续进行了4台发动机的性能对比试验，4次试验的结果基本一致。

ΔT4、Δsfc的试验结果平均值与计算结果的对比见图9。可见，ΔT4和Δsfc的计算值与试验值的变化趋势基本一致，试验值略高于计算值，误差最大点出现在5 000 daN左右，最大ΔT4差值为0.16 K，最大Δsfc差值为0.068%。

图9 装配开槽和不开槽放气活门时发动机试验与计算性能结果对比Fig.9 Engine thrust comparison between calculation and test with slotting and without slotting

计算和试验获得的两个主要验收状态下装配开槽和不开槽放气活门的性能结果对比见表2，表中将发动机推力4 755 daN时定义为高空巡航状态，将2 963 daN时定义为低空突防状态。可见，换装开槽放气活门后，高空巡航状态T4上升约5 K，sfc增加约0.004 kg/（daN·h）；低空突防状态T4上升约4 K，sfc增加约0.003 5 kg/（daN·h）。

表2 装配开槽和不开槽放气活门的性能结果对比Table 2 Performance comparison of bleed valve with/without slotting

5　放气活门开槽对发动机交付的影响

某型发动机在性能验收时，需对中间状态（发动机推力为5 092 daN时定义为中间状态）T4和巡航状态sfc进行考核。具体要求是：中间状态T4不超过1 371 K；高空巡航状态sfc不超过设计指标的1.5%，低空巡航状态sfc不超过设计指标的2.5%。

应用本文发展的修正方法，对放气活门开槽后的整机性能进行计算。结果表明：采用给定的开槽放气活门后，低空巡航状态sfc增加0.54%，高空巡航状态sfc增加0.61%；中间状态T4上升约5 K。为此，放气结构开槽后，发动机性能需按上述增加量对开槽前的sfc和T4进行修正。为验证进一步修正的必要性，将2006～2013年发动机交付试车性能数据（包括开槽前和开槽后）与计算值进行了对比，计算结果与试验结果一致。开槽后造成部分发动机T4和sfc超过了验收标准，表3列出了统计的不合格数量及所占比例。可看出，采用给定的开槽放气活门后每年均有部分发动机T4和sfc不合格，8年中共有40.5%的发动机出现T4和sfc不合格。不合格比例最小的是2009年，占当年总数量的28.4%；不合格比例最大的是2012年，达到了58.5%。

表3 装用给定的开槽放气活门后历年发动机T4和sfc不合格数量统计Table 3 Disqualified engine number statistics of T4and sfc with slotting valve

因此，在该型发动机达到设计指标但性能裕度较低的情况下，贯彻放气活门开槽方案后对发动机交付影响较大，将会造成40.5%的发动机出现性能不合格现象。为此，需采取其他措施（如超精抛光压气机叶片等方法）提高发动机性能，使发动机能顺利交付出厂。

6　结论

本文发展了一种发动机防喘放气机构漏气性能修正方法，就开槽放气活门全关后空气泄漏对发动机性能的影响进行了模拟计算和试验验证，结果表明：

（1）放气活门开槽引起的空气漏气量与发动机入口空气流量的比值应小于0.6%。

（2）与试验结果相比，计算的涡轮前温度和耗油率增加量均略偏小，最大涡轮前温度增加量误差为0.16 K，耗油率增加量误差为0.068%，可满足工程应用需要。

（3）设计的开槽放气活门与不开槽放气活门相比，高空巡航状态发动机涡轮前温度上升约5 K，耗油率增加约0.004 0 kg/（daN·h）；低空突防状态发动机涡轮前温度上升约4 K，耗油率增加约0.003 5 kg/（daN·h）。

（4）运用考虑漏气修正的总体计算方法对某型发动机性能进行了计算分析，与历年来交付试车试验值的统计分析结果一致。在目前该型发动机性能裕度较低的情况下，贯彻给定的开槽放气措施后，将会造成40.5%的发动机性能不合格，需采取其他措施提高发动机性能。

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［9］潘锦珊.气体动力学基础［M］.西安：西北工业大学出版社，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

中图分类号：V231.3

文献标识码：A

文章编号：1672-2620（2016）02-0007-05

收稿日期：2015-10-12；修回日期：2016-04-08

作者简介：郭颖涛（1976-），男，陕西西安人，工程师，从事航空发动机质量监督工作。