風(fēng)扇進(jìn)氣壓力畸變?cè)囼?yàn)性能誤差分析與修正

吳森林，劉 憲，葉 巍，向宏輝，唐 凱

(中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，四川綿陽(yáng)621010)

風(fēng)扇進(jìn)氣壓力畸變?cè)囼?yàn)性能誤差分析與修正

吳森林，劉 憲，葉 巍，向宏輝，唐 凱

(中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，四川綿陽(yáng)621010)

針對(duì)單級(jí)風(fēng)扇進(jìn)氣壓力畸變?cè)囼?yàn)所獲取的換算流量、壓比、效率均高于均勻進(jìn)氣狀態(tài)的這一問(wèn)題，分析認(rèn)為可能與AIP界面軸向位置、測(cè)試探針布局方案和出口流場(chǎng)的數(shù)據(jù)處理方法有關(guān)。為此，對(duì)現(xiàn)有多種畸變測(cè)試布局進(jìn)行了對(duì)比分析，研究了AIP界面的畸變流場(chǎng)特性，提出了一種基于試驗(yàn)測(cè)試的進(jìn)/出口總壓修正方法。結(jié)果表明，所采用的數(shù)據(jù)處理和修正方法，有效地解決了進(jìn)氣壓力畸變?cè)囼?yàn)中所獲取的換算流量、壓比、效率偏高的問(wèn)題。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；單級(jí)風(fēng)扇；壓力畸變；測(cè)試方案；數(shù)據(jù)修正；壓力敏感系數(shù)；穩(wěn)定性評(píng)定

1 引言

進(jìn)氣畸變對(duì)風(fēng)扇/壓氣機(jī)穩(wěn)定性的影響，是航空發(fā)動(dòng)機(jī)研制和調(diào)試中最為復(fù)雜的問(wèn)題之一。目前，評(píng)估風(fēng)扇/壓氣機(jī)抗畸變能力的有效手段仍是試驗(yàn)，這就需要在試驗(yàn)過(guò)程中準(zhǔn)確有效地獲取壓氣機(jī)進(jìn)口畸變流場(chǎng)參數(shù)和壓氣機(jī)在畸變條件下的性能參數(shù)。

為準(zhǔn)確評(píng)定風(fēng)扇/壓氣機(jī)的穩(wěn)定性，國(guó)內(nèi)外從試驗(yàn)測(cè)試方法、數(shù)據(jù)處理入手，開(kāi)展了多種畸變參數(shù)與測(cè)壓耙數(shù)目、探頭數(shù)目的相關(guān)性研究。文獻(xiàn)[1]的研究表明，測(cè)試畸變指數(shù)的準(zhǔn)確度與探頭總量和每耙的探頭數(shù)呈正相關(guān)關(guān)系。在氣動(dòng)界面上采用6耙布局、每耙不少于3點(diǎn)時(shí)，測(cè)量獲得周、徑向畸變指數(shù)的準(zhǔn)確度分別達(dá)到15%和10%。如果要獲得更準(zhǔn)確的周向畸變指數(shù)，就需要更多的測(cè)耙和探頭數(shù)目。而文獻(xiàn)[2]認(rèn)為，測(cè)量耙由5耙改為6耙，測(cè)試精度將大為提高，但6耙與8耙相比，精度相差不大。

目前國(guó)內(nèi)在發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)穩(wěn)定性評(píng)定中，主要借鑒俄羅斯的固定式插板試驗(yàn)方法產(chǎn)生進(jìn)口畸變[3]，研究熱點(diǎn)主要集中在如何選定AIP截面來(lái)達(dá)到相應(yīng)的畸變能力。文獻(xiàn)[4]的研究表明，畸變插板應(yīng)置于距第1級(jí)轉(zhuǎn)子2.5～3.5倍進(jìn)氣道直徑處，這種布局正好使插板產(chǎn)生的第2道旋渦位于第1級(jí)轉(zhuǎn)子位置，從而對(duì)壓氣機(jī)性能影響最大。文獻(xiàn)[5]制定了AIP截面位置選取的國(guó)內(nèi)通用標(biāo)準(zhǔn)，給出了相應(yīng)的選取范圍。但是由于進(jìn)口總壓損失的沿程變化特性，用AIP測(cè)量位置參數(shù)表征壓氣機(jī)進(jìn)口參數(shù)必定會(huì)造成壓氣機(jī)特性差異，而國(guó)內(nèi)對(duì)此差異鮮有研究。

為此，本文針對(duì)通過(guò)測(cè)試布局提高測(cè)試準(zhǔn)確度與對(duì)AIP測(cè)量截面差異修正兩個(gè)問(wèn)題，根據(jù)國(guó)內(nèi)航空發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[5]和規(guī)范[6]，采用兩種測(cè)試方案研究了畸變流場(chǎng)特性。同時(shí)，就某型單級(jí)風(fēng)扇進(jìn)氣壓力畸變?cè)囼?yàn)中換算流量、壓比、效率等參數(shù)值高于均勻流進(jìn)氣的，與進(jìn)氣壓力畸變導(dǎo)致壓氣機(jī)性能下降理論相矛盾的問(wèn)題[7]，提出了一套基于模擬吹風(fēng)試驗(yàn)與出口總壓數(shù)據(jù)處理的性能修正方法，以提高評(píng)定單級(jí)風(fēng)扇試驗(yàn)件抗畸變能力的準(zhǔn)確度。

2 試驗(yàn)設(shè)備及試驗(yàn)件

試驗(yàn)在中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院壓氣機(jī)試驗(yàn)器上進(jìn)行。該試驗(yàn)器是一種吸氣式綜合性氣動(dòng)試驗(yàn)設(shè)備，其原理見(jiàn)圖1，試驗(yàn)器參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[8]。

圖1 試驗(yàn)器原理圖Fig.1 Schematic of the test rig

試驗(yàn)件為單級(jí)風(fēng)扇，進(jìn)口無(wú)預(yù)旋導(dǎo)葉和支板，整個(gè)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)通過(guò)前后軸承座懸臂支撐在排氣機(jī)匣上，見(jiàn)圖2。圖中，D為流道直徑，b為一級(jí)轉(zhuǎn)子葉中弦長(zhǎng)。

圖2 插板及試驗(yàn)件安裝示意圖Fig.2 Diagrammatic sketch of the baffle and test specimen setting

3 測(cè)試系統(tǒng)與測(cè)試方法

3.1 測(cè)試系統(tǒng)

數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由PSI電子壓力掃描閥、VXI溫度測(cè)量模塊以及相應(yīng)的計(jì)算機(jī)和采集軟件等組成，分別測(cè)取穩(wěn)態(tài)壓力信號(hào)和溫度信號(hào)。

3.2 測(cè)試方法

該單級(jí)風(fēng)扇畸變?cè)囼?yàn)采用固定式插板作為畸變發(fā)生器。試驗(yàn)采用兩組插板，其相對(duì)插入深度分別為H1和H2(H=h/D，h為插板物理深度，且H1＜H2)。插板安裝在穩(wěn)壓箱與試驗(yàn)件之間的光滑直通段上，距離試驗(yàn)件轉(zhuǎn)子前緣3.75D(圖2)。由于結(jié)構(gòu)原因，AIP測(cè)量截面只能布置在轉(zhuǎn)子前緣4.7b位置。在該截面上安排8支5點(diǎn)等環(huán)分布的梳狀總壓探針，其中一支正對(duì)插板中心，同時(shí)沿周向等角度分布8點(diǎn)壁面靜壓，總壓與靜壓之間周向間隔15°，其測(cè)試布局定義為方案1，如圖3(a)所示。進(jìn)口溫度采用放置在穩(wěn)壓箱進(jìn)氣隔柵上的4支鉑電阻測(cè)量。風(fēng)扇出口流場(chǎng)測(cè)量布局形式與均勻流的相同，按照行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[9]要求，沿周向不同葉柵通道內(nèi)布置了6支5點(diǎn)梳狀總壓、總溫復(fù)合探針，測(cè)取一個(gè)柵距內(nèi)的流場(chǎng)分布，如圖4所示。

圖3 AIP截面8耙周向測(cè)試布局方案Fig.3 The circumference test distribution of 8 rakes at AIP section

圖4 出口截面測(cè)試布局方案Fig.4 The test distribution at outlet interface

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

試驗(yàn)先后錄取了均勻流與進(jìn)氣畸變兩種進(jìn)氣條件下的性能參數(shù)，并進(jìn)行了相應(yīng)的數(shù)據(jù)處理。風(fēng)扇進(jìn)口總壓、總溫采用算術(shù)平均方式得到進(jìn)口平均參數(shù)，風(fēng)扇出口總壓、總溫依據(jù)文獻(xiàn)[9]在一個(gè)物理柵距內(nèi)求平均的方式得到出口平均參數(shù)，再結(jié)合物理流量計(jì)算得到風(fēng)扇的換算流量、壓比、效率。通過(guò)性能參數(shù)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，進(jìn)氣畸變條件下得到的流量、壓比、效率均高于均勻流場(chǎng)測(cè)量值。其中流量高出0.7%～1.4%，壓比提高1.2%～1.7%，效率增大5.0%左右，且70%轉(zhuǎn)速時(shí)插板插入深度H2的效率比插入深度H1的高1.0%。造成這一不合理現(xiàn)象的原因可能是：

(1)AIP測(cè)量截面落入第2道旋渦，在該截面上存在回流，所測(cè)總壓不能代表該截面真實(shí)值；

(2)進(jìn)口AIP測(cè)量截面距離風(fēng)扇轉(zhuǎn)子較遠(yuǎn)，所測(cè)總壓不能代表風(fēng)扇進(jìn)口真實(shí)總壓值；

(3)圖3(a)所示的AIP截面測(cè)試布局方式產(chǎn)生的誤差較大；

(4)出口總壓、總溫沿一個(gè)物理柵距求平均的算法，不適合畸變?cè)囼?yàn)單級(jí)風(fēng)扇出口流場(chǎng)。

5 數(shù)據(jù)處理與修正

5.1 AIP截面存在回流

為確定AIP截面是否落入第2道旋渦，圖5給出了各測(cè)點(diǎn)總壓與相近周向角度下壁面靜壓差的分布結(jié)果。由圖可知，各測(cè)點(diǎn)總靜壓差值均大于零，并且各環(huán)面的壓差值具有良好的周向分布規(guī)律，準(zhǔn)確反映了插板安裝位置及其下游流場(chǎng)分布規(guī)律。因此，可以判定AIP截面沒(méi)有落入第2道旋渦，所測(cè)壓力值可以作為該截面真實(shí)值使用。

圖5 AIP界面各總壓測(cè)點(diǎn)與相鄰壁面靜壓之差Fig.5 Difference between the total pressure at AIP and static pressure at adjacent interface

5.2 AIP截面距風(fēng)扇轉(zhuǎn)子較遠(yuǎn)

AIP截面的位置應(yīng)盡可能靠近壓氣機(jī)進(jìn)口，通常選在距進(jìn)口100 mm內(nèi)[2]。當(dāng)距離較遠(yuǎn)時(shí)，所測(cè)參數(shù)不能代表壓氣機(jī)進(jìn)口參數(shù)。圖6給出了計(jì)算與試驗(yàn)的總壓恢復(fù)系數(shù)沿流向的分布。從圖6(a)計(jì)算結(jié)果可看出，在距離插板下游2.49D之前壓力提升明顯，在2.49D～3.11D之間總壓恢復(fù)系數(shù)仍呈升高趨勢(shì)；從圖6(b)試驗(yàn)結(jié)果可看出，在距離插板2.50D～3.00D之間總壓恢復(fù)系數(shù)提升非常明顯，3.00D～3.50D之間逐漸變得平緩。對(duì)比計(jì)算和試驗(yàn)數(shù)據(jù)可看出，在2.50D～3.00D之間總壓恢復(fù)系數(shù)分布趨勢(shì)比較一致(均表現(xiàn)為2.50D～2.75D壓力提升緩慢，2.75D～3.00D壓力提升較快)。由于本文的風(fēng)扇畸變?cè)囼?yàn)中，AIP截面距離轉(zhuǎn)子前緣4.7b(遠(yuǎn)大于100 mm)，可以確認(rèn)AIP截面測(cè)取的壓力必定小于風(fēng)扇進(jìn)口真實(shí)值。因此，直接用AIP截面測(cè)出參數(shù)計(jì)算得到的流量、壓比和效率將偏高，必須將AIP截面的總壓修正至風(fēng)扇進(jìn)口才能用于性能計(jì)算。

圖6 總壓恢復(fù)系數(shù)沿流向的分布Fig.6 Distribution of the total pressure recovery coefficient at flow direction

為準(zhǔn)確修正AIP截面總壓，在畸變發(fā)生器上開(kāi)展了不同插板插入深度和進(jìn)口馬赫數(shù)下，總壓恢復(fù)系數(shù)隨插板下游距離的發(fā)展特性研究。圖6(b)給出了部分狀態(tài)點(diǎn)的總壓恢復(fù)系數(shù)沿軸向的分布規(guī)律。利用該分布特性，結(jié)合某單級(jí)風(fēng)扇進(jìn)氣畸變?cè)囼?yàn)中插板前的馬赫數(shù)，采用插值的形式求出該風(fēng)扇進(jìn)口總壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)AIP界面的變化量。然后根據(jù)變化量對(duì)風(fēng)扇進(jìn)口總壓進(jìn)行修正，計(jì)算出修正后風(fēng)扇的畸變性能。對(duì)比修正前，修正后流量、壓比、效率均有所降低，90%轉(zhuǎn)速時(shí)分別降低了1.2%、2.9%、5.8%；相對(duì)于均勻流性能效率降低了2.8%。從修正前后的分布趨勢(shì)看，修正后的數(shù)據(jù)更符合進(jìn)氣壓力畸變導(dǎo)致壓氣機(jī)性能下降這一理論，這表明進(jìn)口總壓的修正方法適合于該風(fēng)扇試驗(yàn)。

5.3 AIP界面兩種測(cè)試方案對(duì)比

目前8耙/40點(diǎn)測(cè)試方案有兩種布局形式(圖3)。為獲取兩種方案測(cè)試結(jié)果的差異，在畸變?cè)囼?yàn)器上開(kāi)展了吹風(fēng)試驗(yàn)研究，AIP界面總壓沿周向的分布如圖7所示?？梢?jiàn)，兩種方案的測(cè)試結(jié)果沿周向具有很好的一致性，這說(shuō)明試驗(yàn)狀態(tài)的選取具有很好的重合性，有利于微小差異的對(duì)比分析。圖8為不同進(jìn)口馬赫數(shù)下總壓恢復(fù)系數(shù)的對(duì)比，可看出在研究范圍內(nèi)，兩種方案的測(cè)試結(jié)果基本一致，最大偏差僅0.6%，對(duì)效率的影響小于0.3%。圖9為兩種測(cè)試方案的流場(chǎng)圖譜，可看出兩種方案的流場(chǎng)圖譜差異較小，均能很好地反映AIP截面的流場(chǎng)分布。因此，可認(rèn)為圖3所示的兩種測(cè)試方案對(duì)風(fēng)扇的試驗(yàn)性能影響較小，所測(cè)壓力值能代表該截面的真實(shí)值。

圖7 AIP界面兩種測(cè)量方案的總壓周向分布對(duì)比Fig.7 Comparision of the total pressure in circumference between two different test methods at AIP section

圖8 AIP界面兩種測(cè)量方案的總壓恢復(fù)系數(shù)對(duì)比Fig.8 Comparision of the total pressure recovery coefficient between two different test methods at AIP section

圖9 AIP界面兩種測(cè)量方案的壓力場(chǎng)對(duì)比Fig.9 Comparision of the total pressure field between two different test methods at AIP section

5.4 出口流場(chǎng)數(shù)據(jù)處理

當(dāng)單級(jí)風(fēng)扇進(jìn)口周向畸變過(guò)大時(shí)，畸變流場(chǎng)經(jīng)過(guò)一級(jí)的衰減到達(dá)出口時(shí)仍存在周向畸變。圖10為單級(jí)風(fēng)扇畸變?cè)囼?yàn)出口流場(chǎng)分布。可見(jiàn)，當(dāng)進(jìn)氣壓力畸變時(shí)，風(fēng)扇出口總壓、總溫相對(duì)均勻進(jìn)氣仍存在明顯的周向畸變，其環(huán)面不均勻度達(dá)均勻進(jìn)氣的兩倍。此時(shí)，出口尾跡對(duì)流場(chǎng)的影響相對(duì)畸變流場(chǎng)小很多，如果出口總壓、總溫仍采用一個(gè)物理柵距內(nèi)求平均的算法，將不能準(zhǔn)確有效地表達(dá)低壓區(qū)和低溫區(qū)所占的比重，從而降低了對(duì)試驗(yàn)件性能評(píng)估的準(zhǔn)確度。

圖11為畸變?cè)囼?yàn)出口流場(chǎng)按柵距和圓周(公式(1))求平均兩種算法的平均總壓對(duì)比。從圖中可看出，沿圓周得到的平均總壓均低于沿柵距的平均總壓，其相對(duì)偏差范圍在0.4%～1.1%之間，并且隨著轉(zhuǎn)速的升高而增加，如圖12所示。因此，本文認(rèn)為沿圓周求平均的算法更適合風(fēng)扇出口周向畸變流場(chǎng)，該算法能較為合理地解決低壓區(qū)和低溫區(qū)對(duì)面平均值的影響。圖13為進(jìn)出口總壓修正前后性能對(duì)比。可見(jiàn)，沿圓周求平均后，70%、85%、90%轉(zhuǎn)速下的壓比略低于均勻流的；插板H1與H2在70%轉(zhuǎn)速的流量效率線基本重合，85%轉(zhuǎn)速時(shí)插板H1的效率略高于H2的。從整個(gè)分布特性看，出口參數(shù)按圓周求平均的算法更符合進(jìn)氣畸變流場(chǎng)對(duì)風(fēng)扇的影響規(guī)律。

圖10 風(fēng)扇出口總壓、總溫周向分布Fig.10 Distribution of the total pressure and total temperature in circumference at the fan outlet

圖11 兩種算法的平均總壓對(duì)比Fig.11 Comparison of the average total pressure between two different methods

圖12 相對(duì)偏差隨轉(zhuǎn)速的變化關(guān)系Fig.12 Variation of the relative deviation with rotating speed

式中：θ為相鄰兩梳狀總壓、總溫復(fù)合探針之間的夾角(°)。

為進(jìn)一步證明柵距和圓周求平均兩種算法只在畸變流場(chǎng)中對(duì)性能有影響，對(duì)均勻流試驗(yàn)數(shù)據(jù)采用兩種算法進(jìn)行性能對(duì)比，結(jié)果如圖14所示?？梢钥闯?，在均勻流試驗(yàn)中，出口總壓按柵距和按圓周求平均的算法對(duì)性能影響非常小，相對(duì)壓比偏差在0.6%以內(nèi)，相對(duì)效率偏差在0.8%以內(nèi)。結(jié)合圖13可以說(shuō)明，兩種算法在畸變流場(chǎng)中對(duì)性能的影響較大，而在均勻流場(chǎng)中影響較小。圖15給出了對(duì)進(jìn)口總壓、畸變指數(shù)進(jìn)行修正，出口總壓沿圓周求平均后得到的壓力敏感系數(shù)隨轉(zhuǎn)速的變化關(guān)系?？梢钥闯觯拚髩毫γ舾邢禂?shù)離散點(diǎn)與擬合曲線的相關(guān)系數(shù)更接近于1(R2=0.982)；70%以上轉(zhuǎn)速時(shí)壓力敏感系數(shù)在0.97%～3.19%之間，90%轉(zhuǎn)速時(shí)壓力敏感系數(shù)只有0.97%，說(shuō)明90%轉(zhuǎn)速下風(fēng)扇的抗畸變能力最強(qiáng)。

圖13 畸變?cè)囼?yàn)出口總壓修正后性能Fig.13 Distortion Performance after the revision of the total pressure at outlet

圖14 均勻流試驗(yàn)出口總壓兩種平均算法的性能對(duì)比Fig.14 Performance comparison between two different methods on the outlet total pressure with well-distributed inlet pressure

6 結(jié)論

(1)當(dāng)AIP截面距離進(jìn)口較遠(yuǎn)時(shí)，需對(duì)進(jìn)口總壓進(jìn)行修正；

(2)AIP截面上兩種8耙/40點(diǎn)的對(duì)稱測(cè)試方案試驗(yàn)結(jié)果的差異較??；

(3)當(dāng)風(fēng)扇出口總壓、總溫明顯存在周向畸變時(shí)，采用沿圓周求平均的算法比按柵距求平均的算法計(jì)算風(fēng)扇性能更合理；

圖15 壓力敏感系數(shù)隨轉(zhuǎn)速的變化Fig.15 Variation of the pressure sensitivity coefficient with rotating speed

(4)通過(guò)對(duì)進(jìn)口總壓的修正和改進(jìn)出口總壓、總溫算法，較好地解決了進(jìn)氣壓力畸變?cè)囼?yàn)中流量、壓比、效率偏高的問(wèn)題，成功獲取了風(fēng)扇的抗畸變能力，為該風(fēng)扇部件穩(wěn)定性評(píng)定提供了技術(shù)支持。

[1]劉大響，葉培梁，胡 駿，等.航空燃?xì)鉁u輪發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定性設(shè)計(jì)與評(píng)定技術(shù)[M].北京：航空工業(yè)出版社，2004.

[2]齊亦農(nóng)，趙 剛，李承輝.某型發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣總壓畸變?cè)囼?yàn)穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)數(shù)值分析[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2003，29(1)：9—13.

[3]陸德雨，黃順洲，葉 巍.發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定性評(píng)定方法和試驗(yàn)[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，1999，12(4)：40—55.

[4]武 卉，張國(guó)旺，楊明綏.高壓壓氣機(jī)進(jìn)氣壓力畸變?cè)囼?yàn)[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2014，29(7)：1660—1666.

[5]GJB/Z 64A-2004，航空渦輪噴氣和渦輪風(fēng)扇發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)口總壓畸變?cè)u(píng)定指南[S].

[6]Q/11S632-2012，壓氣機(jī)進(jìn)氣壓力畸變?cè)囼?yàn)規(guī)范[S].

[7]王掩剛，先松川，國(guó)睿.周向總壓畸變對(duì)對(duì)轉(zhuǎn)壓氣機(jī)影響效應(yīng)分析[J].推進(jìn)技術(shù)，2015，36(2)：200—206.

[8]夏 聯(lián)，崔 健，顧 楊.可調(diào)靜葉對(duì)壓氣機(jī)低速性能影響的試驗(yàn)研究[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，2005，18(1)：31—34.

[9]HB7115-1994，壓氣機(jī)氣動(dòng)性能試驗(yàn)[S].

Analysis and revision of performance errors of fan inlet pressure distortion experiment

WU Sen-lin，LIU Xian，YE Wei，XIANG Hong-hui，TANG Kai
(AECC Sichuan Gas Turbine Establishment，Mianyang 621010，China)

Focusing on the fact that the mass flow,pressure ratio,efficiency of inlet pressure distortion are larger than that of well-distributed inlet pressure,analysis indicated that is probably related to the location of the AIP,the measurement distribution and data processing of the outlet flow field.Therefore,different measurement distribution schemes were discussed,the flow field characteristic of AIP interface was stud?ied,and eventually a data revision at inlet/outlet total pressure based on the experiment was suggested.The revision was proved to be an effective way to solve the contradiction that the mass flow,pressure ratio,effi?ciency of inlet pressure distortion are larger than that of well-distributed inlet pressure.

aero-engine；single-stage compressor；pressure distortion；measurement scheme；data revision；pressure sensitivity coefficient；stability assessment

V231.92

A

1672-2620(2017)04-0016-07

2016-05-31；

2017-05-08

吳森林(1979-)，男，四川鄰水人，高級(jí)工程師，主要從事壓氣機(jī)試驗(yàn)技術(shù)研究。