引气对高压压气机效率评价影响分析

2021-05-17陈云永马昌友孙震宇陈志龙

实验流体力学 2021年2期

陈云永, 马昌友, 孙震宇, 陈志龙

中国航发上海商用航空发动机制造有限责任公司, 上海 201306

0 引言

高压压气机作为航空发动机的重要部件，其性能优劣直接关系到发动机的性能。压气机效率表示压气机中能量转化过程的完善程度，对发动机耗油率、推力等关键指标有着较大的影响[1-4]，是衡量压气机性能水平的关键指标，也是评价高压压气机气动和结构设计方案是否有效的主要依据之一。等熵效率仍是目前评价高压压气机效率的主要指标[5]。

在高压压气机性能试验中，根据实际消耗功测量方法的不同，等熵效率可分为温升效率和扭矩效率：前者侧重于压气机进出口温度测量，后者侧重于压气机转子输入扭矩和转速测量。在压气机级间不引气或忽略引气的情况下，进出口流量守恒或接近守恒，效率计算公式较为简洁，只需要测量压气机进出口总温、总压，即可得到温升效率，或通过测量压气机流量、转速、扭矩、进口总温和总压比即可得到扭矩效率。但对于民用航空发动机高压压气机而言，级间引气呈现出引气位置多、总引气流量占比大等特点，这给高压压气机温升效率和扭矩效率的准确测量增加了困难[6-8]。

近年来，两种效率测试方法的准确性越来越受到国内外学者的关注[9-14]。任铭林等[11]对某两台不同设计压比压气机的温升效率和扭矩效率之间的偏差进行了统计分析，忽略级间引气情况下温升效率一般大于扭矩效率，引入级间引气修正后，温升效率会下降1个百分点。强艳等[5]推导了含有级间引气参数的温升效率和扭矩效率公式，以某设计压比为20、引气率为15%的高压压气机为例，对比分析了引入级间引气参数修正前后的温升效率变化，引入级间引气修正后，温升效率可能会偏大或偏小，主要与引气前后段压气机的效率大小相关。两位学者都认为温升效率和扭矩效率之间的偏差归根于各自的测试误差，未深入研究造成两者偏差的机理，也未深入分析级间引气位置和引气率变化对温升效率和扭矩效率以及两者偏差的影响程度。

本文以某十级高负荷高压压气机性能试验件为研究对象，从气体实际消耗功计算差异性上深入分析温升效率和扭矩效率两种效率之间的偏差机理，进而对引入引气修正前后温升效率和扭矩效率的变化规律进行试验验证，探讨级间引气位置和引气率变化对压气机温升效率和扭矩效率评价的影响程度。

1 扭矩效率与温升效率偏差机理分析

压气机效率是气流的等熵压缩功和实际消耗功之比。对于级间不引气的压气机而言，由于压气机进出口流量相同，压气机进口气流全部为主流，温升效率ηT仅与压气机进出口气流参数相关，计算公式如下：

(1)

式中，pin、pex分别为压气机进口(in)和出口(ex)总压，kPa；Tin、Tex分别为压气机进口和出口总温，K；k为根据压气机进口和出口总温求得的一个等效平均绝热指数，具体计算方法参见文献[5]。可见，温升效率仅以气流为对象，表征了气流从压气机转子获取的功转化为用于气流增压的等熵压缩功的能力。温升效率越大，压气机气动损失就越小，因此温升效率主要体现了压气机叶型、流道等气动设计的水平。

与温升效率相比，扭矩效率ηtor则无需测量出口总温，计算公式如下：

(2)

式中，Win为压气机进口流量，kg/s；M为压气机转子输入扭矩，N·m；n为压气机转子转速，r/min。扭矩M和转速n的积表征了压气机转子从试验器动力驱动系统获取的全部输入功。可以看出，计算扭矩效率不仅涉及气流参数，还涉及扭矩、转速的机械传动参数。图1为压气机输入功传递示意图。转子输入功传递给气流，需要克服轴承热效应以及盘腔鼓风效应等，并不能完全传递给气流做功。其中，轴承热效应引起的输入功损失通过试验件轴承润滑系统以热量形式排出试验件外。可见，压气机转子输入功并不能代表气流的实际消耗功。

图1 压气机输入功传递示意图Fig.1 Compressor input power transfer diagram

由式(1)和(2)可得，温升效率与扭矩效率之间的关系为：

ηtor=ηTηM

(3)

其中：

(4)

ηM为压气机转子给气流做的功(即气体实际消耗功)与转子输入功的比值，表征转子的机械传动效率。转子传动效率越大，其机械传动损失就越小，因此机械传动效率主要体现了压气机转子传动等结构设计水平。由于转子机械损失一直存在，转子的机械传动效率永远小于1。

综上所述，扭矩效率是以气流和压气机结构为对象，表征了压气机转子输入功转化为用于气流增压的等熵压缩功的能力，综合体现了压气机结构设计和气动设计的水平，并且压气机扭矩效率总是小于温升效率。

2 引气对压气机效率计算影响分析

2.1 温升效率

图2 带级间引气的十级压气机试验件示意图Fig.2 Schematic diagram of test piece of ten stage compressor with interstage bleed

(5)

式中，上标或下标b、i表示第i级引气气流；pb,i为第i级引气出口总压，kPa；Tb,i为第i级引气出口总温，K。kb,i为根据压气机进口气流总温和引气出口气流总温求得的等效平均绝热指数[5]。

由于引气所在级位置不同，主流和各级间引气气流受到压气机转子不同程度的做功和增压，压气机总的等熵压缩功和实际消耗功分别为各部分气流的等熵压缩功和实际消耗功之和。引入引气参数修正的压气机温升效率η′T计算公式如下[5]：

η′T=

(6)

式中，δb,i为第i级引气出口引气率，为该级引气流量Wb,i占试验件进口总流量Win之比。可以看出，与式(1)相比，使用式(6)评定压气机温升效率，计算参数显著增多，不仅需要获取出口引气参数，而且计算量显著增大。

(7)

式中，ζb,i的计算式如下：

(8)

ζb,i为第i级引气气流相对等熵加功量，表示第i级单位质量引气气流的等熵压缩功与单位质量主流的等熵压缩功之比。显然，0<ζb,i≤1，第1级引气气流相对等熵加功量最小，最末级引气气流相对等熵加功量最大，相当于主流相对等熵加功量，即ζb,i=1。可见，引气气流的相对等熵加功量反映了引气所在级位置。

从式(7)可知，当各级引气气流效率都与主流效率相等时，压气机温升效率与主流效率相等。当各级引气气流效率与主流效率不相等时，很难确定压气机温升效率与主流效率之间的偏差关系。

为了简化两者之间偏差的评估，以某第四级引气十级压气机为例进行分析。该压气机设计压比为20，相应的引气压比为5。图3为引气效率变化对压气机温升效率的影响趋势，横坐标为引气效率与主流效率之差，纵坐标为压气机温升效率与主流效率之差，用以表征压气机温升效率修正前后变化量。

图3 引气效率变化对压气机温升效率的影响趋势Fig.3 Effect of bleed efficiency variation on compressor temperature rise efficiency

图4 引气率变化对压气机温升效率的影响Fig.4 Effect of bleed rate variation on compressor temperature rise efficiency

由于压气机级间引气结构较复杂，引气参数实际上与引气出口测量截面的位置选取直接相关。图5为典型的压气机级间引气结构和试验连接方案[15]，为了降低引气对主流周向不均匀度的影响，级间引气气流一般通过机匣上的环形引气缝流入集气环腔内，再从集气环腔外环上沿周向开设的多个引气排出孔排出，经软管汇入引气集气装置后进入引气系统，引气系统对引气气流进行测量和控制后，排入大气或抽气机组。

图5 压气机引气结构及测量位置示意图Fig.5 Schematic of compressor bleed structure and measurement position

从测量位置来看，引气出口参数理论上存在5个测量位置(如表1所示)，依次为级静叶前缘、级出口、引气缝、引气管口和引气系统管道，分别对应图5中x1～x5截面。由于压气机级间轴向较为紧凑，引气缝附近机匣结构较为复杂，插入式梳状探针无法安装，级出口位置(x2)和引气缝位置(x3)的气流参数不易测量；引气系统管道(x5)本身不属于压气机试验件组成部分，且距离压气机结构较远，气流经引气转接软管等流动损失较大，不适合作为引气出口总压和总温参数测量位置，仅用于测量引气流量。可见，级静叶前缘(x1)和引气管口(x4)可作为引气出口总压和总温参数测量截面，前者可通过安装于级静叶前缘的叶型探针进行测量，后者可通过梳状探针进行测量。

表1 引气出口参数测量不同位置对比Table 1 Comparison of different positions for parameter measurement of bleed outlet

若将级静叶前缘(x1)作为引气出口测量截面，则引气效率可能高于主流效率，相应的压气机温升效率高于主流效率；若将引气管口(x4)作为引气出口测量截面，由于x1和x4之间存在流动损失，且随着引气率提高，这部分流动损失增大，引气效率和压气机温升效率可能略低于主流效率。

综上所述，对于带级间引气的压气机，引气效率和引气率大小分别决定了压气机温升效率引气修正前后的变化方向和变化程度。此外，引气出口测量位置的选取，也会影响压气机温升效率引气修正后的结果。但总的来说，引气对压气机温升效率修正的影响较小。

2.2 扭矩效率

对于带引气的压气机，继续使用式(2)测量扭矩效率时，等熵压缩功偏大，会造成较大误差。考虑引气参数修正后的扭矩效率η′tor计算公式为[5]：

(9)

由式(2)和(9)，可得考虑引气参数的压气机扭矩效率修正系数φtor：

(10)

由于0≤∑δb,i<1，0<ζb,i≤1，故：

1-φtor<∑δb,i

(11)

由式(10)和(11)可见，引气参数修正后的压气机扭矩效率比修正前降低，降低的程度由各级引气的引气率和相对等熵加功量共同决定，但相对下降量小于引气率总和。进一步根据式(10)绘制出图2所示某十级压气机试验件扭矩效率修正系数计算示意图，如图6所示。图中阴影部分的面积代表修正系数的大小。可以直观看出，引气气流的相对等熵压缩功越小、引气率越大，压气机扭矩效率修正系数就越小。

图6 压气机扭矩效率修正系数计算示意图Fig.6 Calculation diagram of compressor torque efficiency correction

可见，对于带多级引气的压气机而言，各级引气参数不同，对压气机扭矩效率修正的影响程度也会不同。本文采用修正贡献量χb,i评价第i级引气参数对压气机扭矩效率修正的影响程度：

(12)

继续以图2所示的某十级高负荷高压压气机试验件为例(设计压比20)，表2给出了设计状态点处的第1级、第4级和第7级引气参数。扭矩效率修正系数为0.955，即引气修正后扭矩效率相对下降了约4.5%。另外，第7级引气率是第1级引气率的16.85倍，但第7级引气对压气机扭矩效率修正的贡献量上只有第1级的6倍，这主要是因为第1级引气的相对等熵加功量较小的缘故。

表2 不同位置引气对压气机扭矩效率修正的影响Table 2 Effect of different bleed positions on compressor torque efficiency correction

综上所述，引气位置和引气率对压气机扭矩效率修正有明显影响。对于靠近压气机进口的大流量引气，继续采用式(2)计算压气机扭矩效率，会引入较大的误差，计算结果偏高，甚至可能会超过压气机温升效率，必须进行扭矩效率修正，即应按照式(9)计算带级间引气的压气机扭矩效率。

3 试验验证

3.1 验证方法

本文以图2所示的某十级高负荷高压压气机试验件开展试验验证(设计压比20)。试验时，需在第1级、第4级和第7级进行引气控制，各级设计引气率见表2。由表2可知，该试验件设计总引气率达到了10.31%。引气流量以引气系统管道上的孔板流量计进行测量；引气出口总压和总温，本文以布置在级间引气相同级位置的静叶前缘(即图5的x1截面)叶型探针获取的平均总压和总温替代。

试验在中国航发上海商用航空发动机制造有限责任公司2001高压压气机试验器上进行。试验器主要包括动力系统(电机、增速器、测扭器及联轴器)、进排气系统、前辅助支撑系统，辅助供气系统、引气系统、液压滑油系统、设备控制系统、阀门控制系统以及数据采集系统等。排气集气室由内环和外环组合形成的集气室腔体不仅有利于降低排气容腔，还有利于测扭器输出轴通过集气室内环直接与试验件输入轴相连，两者之间无传动轴支点和增速传动装置，测扭器测得的扭矩值能够准确代表试验件输入扭矩。

图7 压气机试验状态Fig.7 Compressor test status

3.2 试验结果

图8 引气修正前后压气机效率特性对比Fig.8 Comparison of compressor efficiency characteristics before and after bleed correction

图9 引气修正前后压气机温升效率、扭矩效率的变化量Fig.9 Variation of temperature rise efficiency and torque efficiency of compressor before and after bleed correction

修正后的温升效率略微提高，主要源于采用式(6)计算时，各级引气出口参数选的是相应级静叶进口平均总压和总温，不包含引气缝和引气集气环腔等的流动损失，使得引气效率高于主流效率。修正后压气机扭矩效率显著下降，主要源于采用式(9)计算时，仅对等熵压缩功进行了修正，且该压气机设计引气率较大，修正变化量较为明显。

表3为引气关闭前后压气机温升效率和扭矩效率变化情况。引气关闭后，各级引气率为0，压气机温升效率和扭矩效率分别采用式(1)和(2)计算，无需进行修正。从表中可以看出，由于压气机不引气，不仅换算流量下降，压气机效率也明显下降。从温升效率与扭矩效率之间的偏差量来看，不引气时状态点B处为2.15%，与引气修正后状态点A处的2.53%基本相近，且都是扭矩效率低于温升效率，而状态点A处修正前的扭矩效率高于温升效率1.54%。