渦輪增壓器軸向力變化規(guī)律試驗與仿真

王翠翠，閆瑞乾，丁占銘，佟鼎，吳新濤，高超，莊麗

(中國北方發(fā)動機(jī)研究所柴油機(jī)增壓技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗室，天津 300400)

0 引言

止推軸承作為渦輪增壓器的主要部件，其穩(wěn)定性與可靠性對增壓器乃至發(fā)動機(jī)至關(guān)重要［1-2］。止推軸承是承載渦輪增壓器轉(zhuǎn)子軸向載荷的唯一零件［3-5］，需要準(zhǔn)確的軸向載荷譜來指導(dǎo)其設(shè)計［6］。車輛用渦輪增壓器的壓氣機(jī)和渦輪葉輪是相互背向布置的，葉輪兩側(cè)的軸向作用力可以抵消一部分，這雖然減小了止推軸承所承受的載荷，但是這個載荷仍然是止推軸承設(shè)計不可缺少的依據(jù)之一［7］。確定增壓器運(yùn)行過程中轉(zhuǎn)子的軸向力值是增壓器止推軸承設(shè)計中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，是優(yōu)化設(shè)計計算的輸入?yún)?shù)。

目前計算增壓器軸向力的方法有很多種［8-9］，且不同計算方法的結(jié)果相差較大。Bruurs 等［10］對比了計算流體力學(xué)(CFD) 仿真分析、經(jīng)驗公式以及CFD 結(jié)果與經(jīng)驗公式結(jié)合的混合方式，與通過試驗測得的壓力計算軸向力這幾種軸向力計算方式，混合方式和CFD 仿真結(jié)果吻合較好，軸向力值相差3.2%，CFD 仿真結(jié)果與測量壓力計算得到的軸向力結(jié)果之間的偏差值大于30%。Younsi 等［11］對比了幾種預(yù)測離心壓氣機(jī)軸向力的方法，并提出了一個半經(jīng)驗公式計算軸向力。Peixoto 等［12］通過壓氣機(jī)和渦輪的反動度估算得到壓氣機(jī)葉輪出口和擴(kuò)壓器之間的壓力以及渦輪葉輪進(jìn)口與噴嘴環(huán)出口之間的壓力，并通過公式計算得到了軸向力。洪漢池等［7］對比了傳統(tǒng)計算方法和數(shù)值模擬方法得到的軸向力的差距，并研究了密封環(huán)間隙對輪背作用力的影響。張海磊等［13］通過數(shù)值模擬的方法研究了不同工況下的軸向力合力，得到軸向力隨著轉(zhuǎn)速增加而增大以及同一轉(zhuǎn)速下流量越大軸向合力越小的結(jié)論。王云龍等［14］用數(shù)值模擬的方法研究了不同工況時增壓器軸向力隨轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律，并根據(jù)仿真結(jié)果對止推軸承進(jìn)行了校核。李慶斌等［15］通過仿真分析的方法得到了不同發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速下的軸向力分布，并通過優(yōu)化渦輪箱流道截面降低了軸向力。何嘉偉等［16］通過仿真分析方法研究了不同轉(zhuǎn)速時兩輪軸向力的變化規(guī)律，并研究了密封環(huán)間隙和葉頂間隙對軸向力的影響規(guī)律。但他們的研究都缺乏軸向力試驗驗證。

在軸向力試驗測試方面，洪漢池等［17］通過在止推軸承上粘貼應(yīng)變片的方式試驗測量了增壓器軸向力并對其進(jìn)行了分析，得到增壓器在起/停工況下所受的軸向力遠(yuǎn)大于其他工況下所承受的軸向力大小，并指出這是造成止推軸承磨損甚至失效的主要原因。Lee 等［18］通過在止推軸承上粘貼應(yīng)變片，并通過分離熱應(yīng)力的方法得到了增壓器的軸向力。Thiyagarajan 等［19］通過改動止推軸承的結(jié)構(gòu)并在止推軸承上粘貼應(yīng)變片的方式測得了雙通道渦輪箱增壓器的瞬態(tài)軸向力。但以上學(xué)者試驗過程中所用的電阻應(yīng)變片在大應(yīng)變狀態(tài)下具有明顯的非線性，導(dǎo)致試驗過程中，當(dāng)軸向載荷超出應(yīng)變片線性范圍時測量結(jié)果準(zhǔn)確性不高，軸向力測試范圍窄;且應(yīng)變片受到高溫影響測量精度會有所下降，導(dǎo)致試驗過程中軸向力出現(xiàn)零點(diǎn)漂移問題，測量結(jié)果重復(fù)性不好。

由于增壓器結(jié)構(gòu)的緊湊性與工作條件的特殊性限制，直接安裝測力傳感器測量軸向力比較困難。Gjika 等［20］通過在軸承體內(nèi)固定抑制軸承旋轉(zhuǎn)和移動的楔子，測量楔子受到的力即止推軸承承載的軸向力，得到了穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)條件下軸向力的變化規(guī)律，楔子布置在周向某位置，由于止推軸承在工作中會出現(xiàn)偏擺的問題，導(dǎo)致止推軸承承載力周向不均勻，因此，只在周向某位置布置傳感器測得的結(jié)果不能代表增壓器的軸向力。Lüddecke 等［21］通過兩種方法測量軸向載荷:方法一在特制的止推軸承上安裝應(yīng)變片測量軸向載荷波動值，在壓氣機(jī)進(jìn)口安裝電渦流位移傳感器測量軸向載荷，兩部分結(jié)合測得了增壓器的軸向力;方法二是測量各部分的壓力，通過公式算得軸向載荷，并將兩種方法的結(jié)果進(jìn)行了對比，但試驗中對止推軸承結(jié)構(gòu)改動較大，可能會影響止推軸承的受力狀態(tài)。

本文創(chuàng)新性地提出基于懸浮式設(shè)計的軸向力測量方案，將止推軸承固定在卡盤上，同時用拉壓傳感器對軸向力進(jìn)行拉壓測量，解決了軸向力測量中渦輪增壓器空間小轉(zhuǎn)速高傳感器難以布置以及軸向力測量范圍窄的問題。對某車用渦輪增壓器轉(zhuǎn)子軸向力進(jìn)行測量，并進(jìn)行仿真分析，測量結(jié)果驗證了數(shù)值仿真預(yù)測軸向力方法的準(zhǔn)確性，得到了壓氣機(jī)和渦輪葉輪軸向力的一般變化規(guī)律。

1 增壓器軸向力測量

以某廢氣渦輪增壓器為基礎(chǔ)開展了軸向力測量試驗，該增壓器額定轉(zhuǎn)速95 000 r/min。增壓器相關(guān)參數(shù)見表1。

表1 增壓器基本參數(shù)Table 1 Turbocharger specifications mm

1.1 增壓器軸向力測量方案

本文提出了一種基于懸浮式設(shè)計的渦輪增壓器軸向力測量結(jié)構(gòu)(見圖1)，將止推軸承安裝在卡盤上，卡盤的布置擴(kuò)大了傳感器安裝的徑向范圍，解決了軸向力測量時結(jié)構(gòu)緊湊傳感器不易安裝的問題。止推軸承通過螺栓固定在卡盤上，卡盤在軸線方向與軸承體和壓氣機(jī)背盤都存在間隙，保證了卡盤在軸線方向的自由度，因此止推軸承承載的力完全傳遞給卡盤。力傳感器一端固定在卡盤上，另一端固定在壓氣機(jī)背盤上，增壓器運(yùn)行過程中，壓氣機(jī)背盤固定不動，因此卡盤將軸向載荷完全傳遞給力傳感器，則力傳感器測得的力即為止推軸承的軸向力。止推軸承又是承載渦輪增壓器轉(zhuǎn)子軸向載荷的唯一零件，則該力傳感器測的力即為渦輪增壓器轉(zhuǎn)子的軸向力。如圖2(a) 裝配過程中采用定位軸、工裝軸承體、定位套筒保證了止推軸承和轉(zhuǎn)子的垂直度以及止推軸承的軸向定位。利用定位后的卡盤組件完成測試用增壓器的裝配，試驗過程中軸承體獨(dú)立供油。本文所用力傳感器為電阻應(yīng)變式拉壓傳感器，最大量程500 N，測量誤差±0.2%，此類傳感器具有較高的精度及較好的線性特性頻響特性，解決了采用貼電阻應(yīng)變片測量軸向力時的大應(yīng)變時非線性和零點(diǎn)漂移的問題。傳感器采用拉壓力傳感器，當(dāng)軸向力指向壓端或指向渦端時均可以準(zhǔn)確測量?？紤]止推軸承在工作中，有偏擺的影響，導(dǎo)致軸承受力不均勻，因此在卡盤上均布4 個力傳感器，如圖2(a) 所示，止推軸承所受軸向力即卡盤所受軸向力，即為4 個力傳感器讀數(shù)之和。試驗開始前，通過測力儀對力傳感器進(jìn)行標(biāo)定。試驗測試裝置如圖2(b) 所示。

圖1 軸向力測量方案Fig.1 Turbocharger axial load measurement scheme

本文首先進(jìn)行了熱吹試驗，將外源壓縮空氣加熱后輸入渦輪，獲得了各個轉(zhuǎn)速下，壓氣機(jī)從堵塞到喘振不同工況點(diǎn)處的軸向力。轉(zhuǎn)速從低到高進(jìn)行，同一轉(zhuǎn)速下，測量過程是從壓氣機(jī)堵塞狀態(tài)開始，直到壓氣機(jī)的喘振狀態(tài)，壓氣機(jī)流量是通過調(diào)節(jié)壓氣機(jī)出口管路上的壓力調(diào)節(jié)閥來實(shí)現(xiàn)的，每一條壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速線均勻取5～9 個點(diǎn)。其次，進(jìn)行自循環(huán)試驗，即將壓氣機(jī)產(chǎn)生的壓縮空氣加熱后輸入渦輪，模擬了發(fā)動機(jī)運(yùn)行時增壓器的工作狀態(tài)，按照轉(zhuǎn)速從低到高的順序進(jìn)行，獲得自循環(huán)狀態(tài)時渦輪增壓器的軸向力變化情況。試驗臺架如圖2 所示，試驗測量了50 000 r/min、60 000 r/min、70 000 r/min、80 000 r/min、90 000 r/min 和103 000 r/min 共6 個轉(zhuǎn)速。試驗過程中同時測量了壓氣機(jī)、渦輪進(jìn)出口參數(shù)以及轉(zhuǎn)速等。

圖2 試驗臺架Fig.2 Test bench

1.2 軸向力測量試驗誤差分析

傳感器滿量程非線性誤差≤0.3%，滿量程重復(fù)性誤差≤0.1%，試驗過程中使用4 根量程為50 kg的稱重傳感器，合成標(biāo)準(zhǔn)不確定度u(F) 見式(1) :

式中:u(δx) 為儀表測量誤差引入的標(biāo)準(zhǔn)不確定度，稱重傳感器的最大測量誤差為±0.15 kg，按均勻分布計則標(biāo)準(zhǔn)不確定度為0.086 6;u(x) 為測量重復(fù)性引入的標(biāo)準(zhǔn)不確定度，為0.05 kg。根據(jù)式(1)，單根傳感器的合成標(biāo)準(zhǔn)不確定度為0.1 kg，本測量方案應(yīng)用4 根傳感器，因此測量誤差為0.4 kg，在該增壓器標(biāo)定點(diǎn)測量誤差為±2.3%。

1.3 軸向力測量結(jié)果分析

止推載荷是由于渦輪葉輪和壓氣機(jī)葉輪兩端的壓力不同產(chǎn)生的。因此，軸承的設(shè)計過程中，應(yīng)使軸承能承受壓氣機(jī)葉輪與渦輪葉輪兩端軸向載荷的矢量和。在不同工況時，軸向載荷的方向可能會由一個方向轉(zhuǎn)為相反方向［22］。

為計算方便，軸向載荷的方向由正負(fù)號表示，圖3 展示了軸向載荷的方向。規(guī)定軸向載荷由渦輪端指向壓氣機(jī)端為正，由壓氣機(jī)端指向渦輪端為負(fù)。

圖3 渦輪增壓器轉(zhuǎn)子軸向載荷方向Fig.3 Load directions of the turbocharger rotor

圖4 為外吹狀態(tài)下渦輪進(jìn)口溫度為650 ℃時，測量得到的壓氣機(jī)性能曲線以及對應(yīng)的增壓器軸向力，其中空心點(diǎn)連線為軸向力曲線，實(shí)心點(diǎn)連線為壓氣機(jī)性能曲線。在轉(zhuǎn)速為50 000～90 000 r/min 時，增壓器的軸向力都是正值，即由渦輪端指向壓氣機(jī)端。同一轉(zhuǎn)速下，壓氣機(jī)由堵塞到喘振過程中，流量逐漸減小，壓比逐漸增大，軸向載荷也逐漸增大，軸向載荷與壓比有相同的變化趨勢。在轉(zhuǎn)速為103 000 r/min 時，在由堵塞到喘振的過程中，軸向力方向發(fā)生了轉(zhuǎn)向，由負(fù)值變?yōu)檎担从芍赶驕u輪端變?yōu)橹赶驂簹鈾C(jī)端;增壓器軸向力絕對值先減小后增大，在中間某一點(diǎn)軸向力值為0 N。

圖4 各轉(zhuǎn)速下的壓氣機(jī)性能和軸向力Fig.4 Compressor performance and axial force at each speed

圖5 為自循環(huán)時增壓器的性能曲線以及軸向力隨轉(zhuǎn)速變化曲線。由圖5 可以看出:自循環(huán)狀態(tài)下，隨著轉(zhuǎn)速的升高，壓氣機(jī)進(jìn)口質(zhì)量流量以及壓比均增大;在轉(zhuǎn)速低于額定轉(zhuǎn)速時，軸向力的數(shù)值隨轉(zhuǎn)速的增大而增大。由外吹試驗數(shù)據(jù)可知，在轉(zhuǎn)速為103 000 r/min 時，壓氣機(jī)由堵塞到喘振過程中，軸向力從負(fù)值變?yōu)檎?，自循環(huán)狀態(tài)下的軸向力數(shù)值即從負(fù)值變?yōu)檎抵械哪骋恢担虼俗匝h(huán)狀態(tài)下，轉(zhuǎn)速高于額定轉(zhuǎn)速時和低于額定轉(zhuǎn)速時軸向力隨轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律不同。

圖5 自循環(huán)狀態(tài)不同轉(zhuǎn)速對應(yīng)軸向力Fig.5 Thrust forces at different rotating speed in a self-circulating state

2 數(shù)值計算方法

試驗測試部分得到了渦輪增壓器的軸向力，但無法得到渦端和壓端的分力以及更多流場細(xì)節(jié)。而掌握增壓器壓端和渦端的軸向載荷，更有助于摸清壓氣機(jī)和渦輪的氣動匹配規(guī)律，優(yōu)化葉輪與渦輪的設(shè)計，有助于軸向力平衡并提高整機(jī)的可靠性。因此，本節(jié)通過仿真分析得到壓氣機(jī)端和渦輪端軸向力的變化規(guī)律。

運(yùn)用流體力學(xué)分析軟件CFX 進(jìn)行渦輪級與壓氣機(jī)級內(nèi)部流場的計算，計算中采用剪切應(yīng)力傳輸模型Shear Stress Transfer 湍流模型模擬湍流流場。

2.1 計算網(wǎng)格

在三維建模軟件平臺上，依據(jù)部件和裝配圖紙，建立兩葉輪、蝸殼、渦輪箱和輪背間隙的幾何模型。其中:1) 壓氣機(jī)背盤處的流體域根據(jù)裝配測量得到的軸向竄動的平均值確定輪背和背盤的間隙尺寸，并根據(jù)葉輪輪背幾何尺寸和背盤幾何尺寸進(jìn)行建模，渦輪背盤處的流體域建模方法同壓端;2) 壓氣機(jī)密封環(huán)處的流體域，依據(jù)軸封套和密封環(huán)圖紙的名義尺寸建模，假設(shè)密封環(huán)位于軸封套密封環(huán)卡槽軸向的中心位置，密封環(huán)外側(cè)和背盤壓緊，由于在增壓器實(shí)際運(yùn)轉(zhuǎn)中密封環(huán)位置不確定，經(jīng)計算，密封環(huán)位于非中間位置時，壓氣機(jī)軸向力與本文假設(shè)條件下壓氣機(jī)的軸向力相差在3%以內(nèi)，渦輪軸向力與本文假設(shè)條件下渦輪的軸向力相差在1.5%以內(nèi)，對增壓器整體軸向力的影響在6%以內(nèi)，由于在止推軸承設(shè)計過程中有一定的安全裕度，因此不同密封環(huán)軸向位置得到的軸向力對止推軸承的設(shè)計均具備參考性，且密封環(huán)位置的不同對軸向力的變化規(guī)律以及軸向力的組成基本無影響;3) 渦輪端密封環(huán)處的流體域，根據(jù)轉(zhuǎn)軸密封環(huán)卡槽和密封環(huán)圖紙的名義尺寸進(jìn)行建模，同樣假設(shè)密封環(huán)位于卡槽軸向的中心位置，密封環(huán)外側(cè)和軸承體壓緊。

葉輪網(wǎng)格采用TurboGrid 網(wǎng)格自動生成程序生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，采用ICEM 生成蝸殼和渦輪箱流域網(wǎng)格，輪背間隙網(wǎng)格和密封環(huán)間隙網(wǎng)格采用ANSYS Meshing 中的掃掠功能生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格模型如圖6 和圖7 所示。

圖6 壓氣機(jī)計算域網(wǎng)格Fig.6 Grid models of compressor

圖7 渦輪計算域網(wǎng)格Fig.7 Grid models of turbine

2.2 邊界條件

渦輪級和壓氣機(jī)級的邊界條件根據(jù)試驗數(shù)據(jù)給定:給定增壓器轉(zhuǎn)速;進(jìn)口給定總溫、總壓;固體壁面設(shè)定為絕熱無滑移邊界條件，渦輪出口給定靜壓邊界條件。壓氣機(jī)計算過程中采用出口條件給定初始壓力，每個轉(zhuǎn)速下均從大流量向小流量計算，當(dāng)出口條件壓力響應(yīng)不明顯時，采用質(zhì)量流量，直到壓比開始下降，認(rèn)為接近壓氣機(jī)的喘振點(diǎn)，當(dāng)計算結(jié)果中殘差呈上升趨勢，結(jié)果參數(shù)值無法收斂時停止計算，認(rèn)為已經(jīng)到達(dá)喘振邊界。背盤間隙設(shè)定為靜止域，背盤間隙與葉輪背盤交界面設(shè)定為旋轉(zhuǎn)面，葉輪通道和背盤間隙的交界面設(shè)定為一般交界面。密封環(huán)間隙出口邊界定義為大氣狀態(tài)。

本文首先選取增壓器試驗轉(zhuǎn)速為90 000 r/min時測量得到的進(jìn)出口參數(shù)作為輸入邊界條件，進(jìn)行仿真計算，將仿真結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比驗證仿真方法的正確性，邊界條件如表2 所示。其次，對壓端和渦端各個轉(zhuǎn)速時的軸向力進(jìn)行了仿真計算，得到了壓端和渦端軸向力隨工況的變化規(guī)律。

表2 仿真分析邊界條件Table 2 Boundary conditions for CFD simulation

2.3 結(jié)果及分析

數(shù)值模擬和試驗測得的軸向力結(jié)果對比如圖8所示。由圖8 可以看出，數(shù)值仿真值和試驗測試值趨勢上吻合較好，除去軸向力值最小的點(diǎn)外，其余點(diǎn)軸向力試驗測試值和仿真值的最大偏差14%，最小偏差3%，平均偏差8.17%。軸向力值最小的點(diǎn)試驗測試值為1.97 N，根據(jù)前述不確定度分析，測試誤差在0.4 kg 即4 N，因此軸向力最小點(diǎn)的試驗測試值和仿真值的偏差不具有參考價值。

圖8 渦輪增壓器軸向力對比Fig.8 Comparision of thrust forces

3 壓氣機(jī)及渦輪軸向力變化規(guī)律分析

應(yīng)用驗證過的仿真模型，對各個轉(zhuǎn)速不同工況時的壓端和渦端流場進(jìn)行仿真分析。對結(jié)果進(jìn)行分析可知，壓氣機(jī)端所受軸向力為正(從渦輪端指向壓氣機(jī)端)，而渦輪端所受軸向力為負(fù)(從壓氣機(jī)端指向渦輪端) 。通過數(shù)值模擬分析，得到了壓氣機(jī)葉輪和渦輪軸向力隨質(zhì)量流量的變化曲線，計算結(jié)果如圖9 和圖10 所示。渦輪端軸向力為負(fù)值，為方便比較二者大小，選取軸向力的絕對值作圖。

由圖9 和圖10 可以看出，隨著流量不斷增大，壓氣機(jī)軸向力和渦輪端軸向力的變化趨勢是相反的。壓氣機(jī)端同一轉(zhuǎn)速下隨流量減小壓比增大，所受軸向力增大(近喘振點(diǎn)除外) ;渦輪端同一轉(zhuǎn)速下，隨流量減小膨脹比減小，所受軸向力減小。壓氣機(jī)在近喘振點(diǎn)處，由于質(zhì)量流量減小的同時，壓比也降低，導(dǎo)致軸向力降低。

圖9 壓氣機(jī)軸向力隨質(zhì)量流量的變化曲線Fig.9 Thrust forces of compressor at different mass flow rates

圖10 渦輪端軸向力隨質(zhì)量流量的變化曲線Fig.10 Thrust forces of turbine at different mass flow rates

圖11 為轉(zhuǎn)速為90 000 r/min 時某工況點(diǎn)不同幾何位置處的軸向力，其余工況點(diǎn)規(guī)律相似。由圖11 可以看出，軸向力最大的兩個位置為壓氣機(jī)背盤和壓氣機(jī)輪轂，即壓氣機(jī)葉輪兩個相反的面，軸向力方向相反。壓氣機(jī)背盤處軸向力為正，壓氣機(jī)輪轂處軸向力為負(fù)，其余位置軸向載荷很小，背盤處軸向力大于輪轂處軸向力的絕對值，因此壓氣機(jī)軸向力為正，即指向壓氣機(jī)端。渦輪軸向力最大的兩個位置為渦輪星形輪盤底部軸向力和渦輪輪轂處軸向力，兩部分軸向力的絕對值均小于壓氣機(jī)相應(yīng)位置處軸向力的絕對值，星形輪盤底部軸向力為負(fù)，輪轂處軸向力為正，渦輪輪盤底部軸向力絕對值大于輪轂處軸向力，因此渦輪軸向力為負(fù)，即指向渦端。壓氣機(jī)不同位置處軸向力的代數(shù)和大于渦輪不同位置處軸向力代數(shù)和的絕對值，因此渦輪增壓器轉(zhuǎn)子軸向力為正。

圖11 軸向力組成部分對比Fig.11 Comparison of axial force components

4 結(jié)論

本文提出一種新的基于懸浮式設(shè)計的渦輪增壓器軸向力測量結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)采用力傳感器直接測量增壓器轉(zhuǎn)子軸向力，解決了軸向力測量可重復(fù)性差以及零點(diǎn)漂移問題，并在增壓器試驗臺架上對某渦輪增壓器的轉(zhuǎn)子軸向力進(jìn)行了測量;依據(jù)試驗測量到的增壓器性能參數(shù)，對90 000 r/min 時壓氣機(jī)端和渦輪端的軸向力進(jìn)行了仿真分析，轉(zhuǎn)子軸向力平均偏差為8.17%，驗證了仿真模型的準(zhǔn)確性。對壓端和渦端各個轉(zhuǎn)速的流場進(jìn)行了仿真分析，得到了壓端和渦端軸向力隨工況的變化規(guī)律。得出主要結(jié)論如下:

1) 在同一轉(zhuǎn)速下，壓氣機(jī)由堵塞到喘振的過程中，增壓器轉(zhuǎn)子軸向載荷隨壓氣機(jī)端質(zhì)量流量的減小而增大，在轉(zhuǎn)速低于額定轉(zhuǎn)速時軸向載荷均為正值，在轉(zhuǎn)速高于額定轉(zhuǎn)速時軸向載荷方向發(fā)生了改變。

2) 自循環(huán)狀態(tài)下，在轉(zhuǎn)速為50 000～90 000 r/min時，軸向載荷隨轉(zhuǎn)速的增加而增大。

3) 在同一轉(zhuǎn)速下，壓氣機(jī)端軸向力隨壓氣機(jī)質(zhì)量流量的減小而增大(近喘振點(diǎn)附近除外)，渦輪端軸向力隨渦輪質(zhì)量流量的減小而降低。

4) 壓端和渦端軸向載荷最大的兩個區(qū)域均為葉輪背盤和葉輪輪轂，且兩區(qū)域軸向載荷方向相反。