單級跨音壓氣機第1 級可調(diào)靜子在退喘過程中的氣動力矩分析

劉德龍，郭海寧，尹海寶，孟德君

中國航空發(fā)動機集團有限公司 沈陽發(fā)動機研究所，沈陽 110015

多級壓氣機的第1 級具有重要的作用。首先第1 級決定了多級壓氣機在設(shè)計轉(zhuǎn)速附近的流量水平；其次第1 級往往具有最高的壓比和進口相對馬赫數(shù)，在很大程度上還影響了多級壓氣機的效率水平。另外，為了驗證設(shè)計思路以及設(shè)計參數(shù)的合理性，第1 級通常從多級壓氣機中分離出來單獨進行試驗。多級壓氣機為了兼顧非設(shè)計轉(zhuǎn)速性能，前面級靜子葉片設(shè)計成可調(diào)的［1-2］。例如在高效節(jié)能發(fā)動機壓氣機的方案中［3-4］，9 級壓氣機的前4 排靜子可調(diào)，10 級壓氣機的前5 排靜子可調(diào)。

為了保證第1 級特性與其所在的多級環(huán)境下一致，某單級跨音壓氣機進口導(dǎo)向器（Inlet Guide Vane，IGV）和第1 級靜子（the First Stage Stator，S1）也保持為可調(diào)靜子，如圖1 所示。該單級壓氣機還包括第1 級轉(zhuǎn)子（the First Stage Rotor，R1）、出口導(dǎo)向器（Outlet Guide Vane，OGV）、支板、節(jié)氣門以及可調(diào)靜子調(diào)節(jié)機構(gòu)。調(diào)節(jié)機構(gòu)包括搖臂、聯(lián)動環(huán)、作動筒以及作動筒支架［5-6］，如圖2所示。在壓氣機運行時，可調(diào)靜子葉片（Variable Stator Vane，VSV）始終受到氣動力矩的作用，作動筒則產(chǎn)生方向相反的抵抗力矩加以平衡或進行角度調(diào)節(jié)。本文中的可調(diào)靜子葉片簡稱為可調(diào)靜子。

圖1 單級壓氣機布局Fig.1 Single-stage compressor configuration

圖2 第1 級靜子調(diào)節(jié)機構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of S1 actuation system

該壓氣機與某高負荷單級壓氣機［7］具有相同的設(shè)計指標(biāo)，并在相同的試驗器上完成了試驗，葉片幾何及測試布局相似。退喘前后壓氣機特性軌跡如圖3 所示，換算流量和壓比分別以堵塞流量和最高壓比進行了無量綱化。試驗在錄取設(shè)計轉(zhuǎn)速特性的過程中，在A 點檢測到喘振信號后，節(jié)氣門快速打開，幾乎在同一時刻第1 級可調(diào)靜子瞬間關(guān)閉，從攝像頭目測指針從設(shè)計角度0°向關(guān)方向偏轉(zhuǎn)到約23°，如圖4 所示。緊接著壓氣機的換算流量在退喘后1.3 s 下降到最低點，如圖3 和圖5 中A-B 過程所示。然后壓比大幅下降，整個壓比下降過程A-D 持續(xù)約11 s。發(fā)現(xiàn)可調(diào)靜子關(guān)閉后，控制臺操縱作動筒希望將其調(diào)整到設(shè)計角度，在C-D 過程可調(diào)靜子角度稍有打開，換算流量有所增加，但仍無法回到設(shè)計角度，在D-E 過程可調(diào)靜子角度約為15°。在A-E 過程第1 級轉(zhuǎn)子葉片振幅始終超過安全限制值，為退出該危險狀態(tài)，壓氣機轉(zhuǎn)速在E 點開始降低，如圖5 所示。在降轉(zhuǎn)過程中可調(diào)靜子角度恢復(fù)到10°。停車后檢查發(fā)現(xiàn)作動筒支架在推力作用下變形。

圖3 退喘后壓氣機狀態(tài)軌跡Fig.3 Path of state of compressor after surge exit

圖4 退喘過程中S1 指針變化Fig.4 Variation of S1 needle during surge exit

圖5 退喘后特征參數(shù)隨時間的變化Fig.5 Variation of characteristic parameters vs time after surge exit

試驗后對整個試驗過程進行了回顧：在非設(shè)計轉(zhuǎn)速退喘時節(jié)氣門打開后，第1 級可調(diào)靜子角度指針也出現(xiàn)了向關(guān)角度方向擺動的現(xiàn)象，但擺動較小，還可以通過作動筒再次調(diào)整到設(shè)計角度，角度開關(guān)方向如圖2 和圖4 所示。

該試驗現(xiàn)象在以往的單級壓氣機文獻中沒有相關(guān)報道。大多數(shù)關(guān)于單級壓氣機的文獻關(guān)注設(shè)計方法的驗證［8-10］或流動機理的研究［11-14］。由于沒有在多級環(huán)境下工作的背景，第1 級靜子不需要設(shè)計成可調(diào)的。而在工程實踐中為研究多級壓氣機的進口級特性，帶有第1 級可調(diào)靜子的單級壓氣機普遍存在。在單級壓氣機試驗過程中第1 級可調(diào)靜子異常關(guān)閉會造成重大損失，因此對其進行受力分析并采取有效措施避免該危險情況再次發(fā)生具有重要意義。

從中低轉(zhuǎn)速第1 級可調(diào)靜子角度指針的變化情況來看，在退喘節(jié)氣門打開后其受力變化較大。受力主要來自2 方面：首先是受到作用于葉片表面的氣動力矩，其次是來源于可調(diào)靜子調(diào)節(jié)機構(gòu)用以平衡氣動力矩的抵抗力矩。由于抵抗力矩是根據(jù)氣動力矩跟隨給定的，第1 級可調(diào)靜子在設(shè)計轉(zhuǎn)速退喘瞬間異常關(guān)閉的原因定位在氣動力矩上。因此本文對氣動力矩進行了深入分析。

Mailach［15］和李紹斌［16］等給出了氣動力矩的具體算法，本文在可調(diào)靜子條件下對該算法進行了適應(yīng)性修改。Aotsuka 等［17］指出，氣動力矩的波動主要源于激波在葉片槽道內(nèi)的運動。本文也分析了激波位置的變化對氣動力矩的影響。Rabe 等［18］介紹了轉(zhuǎn)子表面靜壓的測定方法，進而計算得到轉(zhuǎn)子的氣動力矩，這為氣動力矩的獲得提供了更加直接的測量方法。Sahai 和Cheng［19］從氣動力矩的角度介紹了葉型的設(shè)計方法，該方法可以推遲葉型吸力面尾緣的分離。毛明明等［20］介紹了掠型轉(zhuǎn)子的設(shè)計方法，該方法可以減小下游靜子氣動力矩的波動。雖然這些文獻的研究對象不是可調(diào)靜子，但為本文氣動力矩的分析提供了基礎(chǔ)和思路。

可調(diào)靜子繞其轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)的氣動力矩的計算方法與文獻［15-16］有所不同。首先把可調(diào)靜子的轉(zhuǎn)軸而不是葉型重心作為氣動力矩的旋轉(zhuǎn)中心，如圖6 所示，然后將葉片坐標(biāo)系的原點也放在氣動力矩的旋轉(zhuǎn)中心。那么氣動力矩的公式可以寫成

圖6 可調(diào)靜子坐標(biāo)系下的氣動力和相應(yīng)的力矩Fig.6 Aerodynamic forces and corresponding moments under VSV coordinate system

式中：h為葉片高度；L為葉型型面；p為葉片表面靜壓。該計算過程由計算機程序完成。為了便于敘述，本文采用如下方法估算氣動力矩，整個葉型被通過轉(zhuǎn)軸的虛擬分割線分為前后兩個部分，如圖6 所示。Ff和Fr分別代表前后兩部分葉型所受到的氣動力，Mf和Mr分別表示由Ff和Fr所產(chǎn)生的氣動力矩，這樣整個葉型氣動力矩的大小和方向便可以通過Mf和Mr相加估算出來。

本文第1 節(jié)采用定常計算給出了氣動力矩在壓氣機特性圖上的分布。第2 節(jié)采用非定常計算模擬了退喘節(jié)氣門打開后壓氣機內(nèi)部流場及氣動力矩的變化情況。第3 節(jié)介紹了避免單級壓氣機第1 級可調(diào)靜子在退喘過程中異常關(guān)閉的措施。第4 節(jié)介紹了可調(diào)靜子可能存在氣動力矩過大風(fēng)險的壓氣機布局。第5 節(jié)給出了結(jié)論。

1 定常氣動力矩分析

三維計算網(wǎng)格相關(guān)信息如表1 所示。計算域采用了O4H 網(wǎng)格拓撲結(jié)構(gòu)，如圖7 所示。邊界條件進口給定總溫和總壓，出口給定靜壓，并通過提高出口靜壓來調(diào)節(jié)流量，從而實現(xiàn)從堵塞點到近喘點的模擬。壓氣機的壓比由計算域進口和S1 出口截面的總壓計算得到。

表1 網(wǎng)格及計算設(shè)置參數(shù)Table 1 Mesh and computation setting parameters

圖7 單級壓氣機計算域及網(wǎng)格Fig.7 Computation domain and mesh of single-stage compressor

設(shè)計轉(zhuǎn)速試驗和計算特性對比如圖8 所示。換算流量、壓比和效率分別以試驗的堵塞流量，最高壓比以及峰值效率進行了無量綱化。特征點的數(shù)據(jù)對比如表2 所示，可以看出三維計算特性具有足夠的精度預(yù)測壓氣機性能。并能很好地反映從堵塞點到峰值效率點，再到近喘點的換算流量變化情況。本節(jié)將通過對三維計算典型狀態(tài)可調(diào)靜子葉中截面的表面壓力分布以及流場的分析，說明試驗過程中可調(diào)靜子沿壓氣機特性線氣動力矩變化的原因。

表2 試驗和計算數(shù)據(jù)對比Table 2 Comparison of test and computational data

圖8 設(shè)計轉(zhuǎn)速試驗和計算特性對比Fig.8 Comparison of test and computational performances at design rotational speed

1.1 葉型表面壓力分布

在試驗過程中，通過調(diào)節(jié)節(jié)氣門開度調(diào)整壓氣機工作狀態(tài)，獲取壓氣機等轉(zhuǎn)速特性線。逐漸關(guān)閉節(jié)氣門，壓氣機出口壓力提高，沿等轉(zhuǎn)速線先后經(jīng)歷堵塞點Ce、峰值效率點De和近喘點Se，如圖8 所示。在三維計算中通過提高出口靜壓模擬這一過程。結(jié)果表明，第1 級可調(diào)靜子在堵塞點Cc、峰值效率點Dc和近喘點Sc這3 個狀態(tài)受到的氣動力矩發(fā)生了明顯的變化，下文將以葉中截面為例說明整個葉片的工作狀態(tài)及受力情況。

在堵塞點Cc，葉中截面葉型工作在負攻角狀態(tài)。此時可調(diào)靜子吸力面和壓力面的靜壓分布如圖9 所示，本節(jié)葉型表面壓力分布圖均以近喘點Sc葉中截面最高靜壓進行無量綱化。圖9 中靜壓分布線在無量弧長0.4 處相交，以此為分界點前段吸力面壓力大于壓力面，合力方向由吸力面指向壓力面。可調(diào)靜子轉(zhuǎn)軸位于0.5 無量綱弧長處，所以葉型前段受到關(guān)力矩作用；后段則相反合力方向由壓力面指向吸力面，但同樣產(chǎn)生關(guān)力矩。所以整個葉型的合力矩為關(guān)力矩，如圖10 所示。

圖9 堵塞點葉中截面葉型表面壓力分布Fig.9 Static pressure distribution on airfoil in middle section of vane at choke point

圖10 堵塞點葉中截面葉型受力及力矩Fig.10 Forces and moments on airfoil in middle section of vane at choke point

峰值效率點Dc，第1 級可調(diào)靜子葉中截面工作在零攻角狀態(tài)，葉型表面靜壓分布如圖11 所示。整個葉型壓力面靜壓大于吸力面，壓差力方向由壓力面指向吸力面。葉型前段受到開力矩作用，后段為關(guān)力矩。由于葉型前段的壓差較大，產(chǎn)生的開力矩較大，所以整個葉型受到的合力矩方向為開，如圖12 所示。

圖11 峰值效率點葉中截面葉型表面壓力分布Fig.11 Static pressure distribution on airfoil in middle section of vane at peak efficiency point

圖12 峰值效率點葉中截面葉型受力及力矩Fig.12 Forces and moments on airfoil in middle section of vane at peak efficiency point

近喘點Sc，第1 級可調(diào)靜子葉中截面工作在正攻角狀態(tài)，葉型表面靜壓分布如圖13 所示。整個葉型壓差力方向仍由壓力面指向吸力面，葉型前段的壓差進一步增加，開力矩進一步增加。葉型后段的關(guān)力矩雖然也隨著壓差的增加而增加，但增加的幅度較小，所以整個葉型受到的合力矩方向仍然為開，且開力矩的幅值增加，如圖14 所示。

圖13 近喘點葉中截面葉型表面壓力分布Fig.13 Static pressure distribution on airfoil in middle section of vane at near surge point

圖14 近喘點葉中截面葉型受力及力矩Fig.14 Forces and moments on airfoil in middle section of vane at near surge point

綜上，沿等轉(zhuǎn)速線壓比升高，壓氣機工作狀態(tài)依次經(jīng)歷堵塞點Cc、峰值效率點Dc和近喘點Sc，第1 級可調(diào)靜子葉中截面依次經(jīng)歷負攻角、零攻角和正攻角，第1 級可調(diào)靜子受到的氣動力矩方向由關(guān)到開且變化幅值大。圖15 給出了氣動力矩沿相對換算轉(zhuǎn)速0.8、0.9、1.0 特性線的分布，壓比和換算流量的無量綱方法與圖8 相同，可以看出各轉(zhuǎn)速都經(jīng)歷了由關(guān)力矩到開力矩的換向過程。

圖15 氣動力矩在壓氣機特性圖上的分布Fig.15 Aerodynamic moment distribution on performance map of compressor

值得注意的是，由于受到喘振邊界的限制，第1 級靜子葉片受到的極限開力矩的幅值較小。在1.0 相對換算轉(zhuǎn)速近喘點，整環(huán)靜子的氣動力矩為84 N·m。而堵塞邊界尤其在高轉(zhuǎn)速卻可以向低壓比方向延伸較長，壓比越低其所受到的氣動關(guān)力矩的幅值越大。在1.0 相對換算轉(zhuǎn)速嚴重堵塞狀態(tài)，整環(huán)靜子的氣動力矩為-185 N·m。若以該值計算，作動筒支架將受到約2 500 N 的推力。所以高轉(zhuǎn)速低壓比的嚴重堵塞狀態(tài)構(gòu)成了試驗中的高風(fēng)險區(qū)域，如圖15 所示。

1.2 流場分析

在設(shè)計轉(zhuǎn)速單級壓氣機處于嚴重堵塞的狀態(tài)點Cc時，不僅第1 級轉(zhuǎn)子，第1 級靜子也處于堵塞狀態(tài)，如圖16（a）所示。在轉(zhuǎn)子槽道內(nèi)有激波Q1，靜子槽道內(nèi)有激波Q2和Q3。隨著壓氣機出口壓力的提高，第1 級靜子槽道中的激波Q2和Q3向上游移動，并融合為一道激波，如圖16（b）所示。直到移出葉柵唇口消失，如圖16（c）所示。然后第1 級轉(zhuǎn)子的槽道內(nèi)激波向唇口移動，直到退出轉(zhuǎn)子唇口，如圖16（d）所示。這是該單級壓氣機沿等轉(zhuǎn)速線流場變化的主要特征。

圖16 不同出口壓力條件下的靜壓等值線分布圖Fig.16 Static pressure contours under different outlet pressure conditions

激波的移動影響著葉片表面壓力分布，進而影響第1 級靜子的氣動力矩。當(dāng)?shù)? 級靜子葉片處于堵塞狀態(tài)點Cc，激波Q2和Q3位于槽道內(nèi)時，唇口上游是亞音區(qū)域，下游是超音區(qū)域，如圖16（a）所示。葉型吸力面氣流在唇口附近從亞音加速到超音，直到激波Q2。而壓力面在激波Q3前氣流速度穩(wěn)定，相應(yīng)的壓力也保持穩(wěn)定。這就造成了葉型兩側(cè)的壓力分布呈現(xiàn)交叉的特征，如圖17虛線所示。交叉導(dǎo)致葉型前后段的氣動力方向相反，而氣動力矩的方向相同。這就是靜子在堵塞狀態(tài)相比于峰值效率點Dc和近喘點Sc氣動力矩大的原因。

圖17 堵塞狀態(tài)葉中截面靜壓分布Fig.17 Static pressure distributions along airfoil in middle section under choke conditions

在堵塞狀態(tài)點Cc，激波Q2和Q3對葉型吸力面和壓力面氣流起到了減速增壓的作用，如圖17虛線所示。當(dāng)出口靜壓近一步提高，這2 道激波沿葉柵槽道向上游移動并融合為一道激波，在Cc1狀態(tài)其葉型表面壓力分布如圖17 實線所示。葉型表面增壓過程提前到葉型前半段，在0.17～0.5 無量綱弧長范圍產(chǎn)生了較大的開力矩，這使得整個葉型的關(guān)力矩減小。所以在靜子堵塞狀態(tài)，壓氣機壓比越高，關(guān)氣動力矩的幅值越小。

2 非定常氣動力矩分析

試驗過程中第1 級可調(diào)靜子在退喘過程中的瞬間關(guān)閉表明其必然受到一股強大的作用力。從定常計算中的氣動力矩分布來看，只有在堵塞狀態(tài)的氣動力矩?zé)o論在方向還是幅值方面都符合條件。而在退喘過程中節(jié)氣門打開也會將壓氣機的狀態(tài)退到低出口靜壓的堵塞狀態(tài)。所以采用非定常三維計算捕捉節(jié)氣門打開后的壓氣機內(nèi)部流場的變化情況，并找到可調(diào)靜子異常關(guān)閉的驅(qū)動力。需要說明的是，該驅(qū)動力必然出現(xiàn)在可調(diào)靜子關(guān)閉之前，所以計算中沒有考慮可調(diào)靜子關(guān)閉的動作，而仍保持原有的角度狀態(tài)。

在計算設(shè)置方面，非定常計算與定常計算的主要區(qū)別如下：

1）網(wǎng)格周期性：首先對葉片數(shù)進行了調(diào)整，使轉(zhuǎn)靜子交界面有相同的周期，如表3 所示。這樣僅對第1 級靜子S1 的2 個通道進行網(wǎng)格劃分，其余葉排均進行單通道網(wǎng)格劃分。葉片數(shù)調(diào)整前后的定常計算特性對比如圖18 所示，圖中方形包圍的狀態(tài)點具有相同的出口靜壓?？梢钥闯鋈~片數(shù)調(diào)整后僅近喘點的換算流量稍有增加，但總體還是沿著葉片數(shù)調(diào)整前的特性線分布。

表3 葉片數(shù)對比Table 3 Comparison of blade numbers

圖18 定常與非定常計算特性對比Fig.18 Comparison of steady and unsteady computational performance

2）時間步長：設(shè)置一個柵距周期的時間步數(shù)ns，根據(jù)壓氣機轉(zhuǎn)速n（r/min）以及葉片數(shù)nb確定非定常計算的時間步長ts（s）：

3）出口邊界條件：通過給定出口靜壓隨時間的間斷下降來模擬退喘時節(jié)氣門快速打開所帶來的壓氣機狀態(tài)的變化。首先采用恒定的出口靜壓得到非定常計算的收斂解，如圖18 所示。需要說明的是，在非定常計算中近喘點Sc計算不收斂，Sc1是收斂的最高出口靜壓狀態(tài)。在給定出口靜壓隨時間的變化時分別以Sc1和Cc狀態(tài)的出口靜壓模擬節(jié)氣門打開前后的出口邊界條件。

2.1 流場及葉表壓力分布

在非定常計算結(jié)果中，由于第1 級轉(zhuǎn)靜子存在周向的相對位置變化，壓氣機進口換算流量、壓比以及第1 級可調(diào)靜子氣動力矩隨時間也呈現(xiàn)周期性變化，如圖19 所示。其中壓比和換算流量的無量綱方法與圖8 相同。下面以第1 級可調(diào)靜子葉中截面的流場及葉表壓力分布為例說明出口靜壓突降后氣動力矩隨時間的變化。在t≤0 ms，為近喘點Sc1狀態(tài)的一個柵距周期，此時僅在轉(zhuǎn)子唇口上游存在弓形激波，轉(zhuǎn)子和靜子槽道內(nèi)均沒有激波，如圖20（a）所示。

圖19 非定常計算特征參數(shù)隨時間的變化Fig.19 Variation of characteristic parameters vs time in unsteady computation

圖20 非定常計算葉中截面靜壓等值線及葉表壓力分布Fig.20 Static pressure contours in middle section and pressure distributions along airfoil in unsteady computation

在P1狀態(tài)t=0.014 ms，出口靜壓下降到堵塞點Cc狀態(tài)出口靜壓。如圖20（b）所示，計算域出口附近靜壓等值線密集。此時第1 級靜子攻角處于較大的正攻角，葉表靜壓分布呈現(xiàn)開口狀態(tài)，整環(huán)第1級靜子氣動力矩約為77 N·m，開方向。

在P2狀態(tài)t=0.361 ms，如圖20（c）所示，密集的靜壓等值線傳到OGV 槽道內(nèi)，但出口靜壓的下降已影響到第1 級靜子尾緣。尾緣附近的靜壓下降，前緣附近葉型兩側(cè)的靜壓差減小，壓氣機的壓比也開始下降，如圖19 所示。

在P3狀態(tài)t=0.940 ms，如圖20（d）所示，密集的靜壓等值線傳到第1 級靜子尾緣附近，尾緣附近靜壓大幅下降，靜子葉片的氣動力矩開始下降，此時整環(huán)第1 級靜子的氣動力矩約為56 N·m。

在P4狀態(tài)t=1.374 ms，如圖20（e）所示，密集的靜壓等值線傳到第1 級靜子槽道內(nèi)，槽道內(nèi)激波已見雛形。葉中截面靜壓分布已發(fā)生重要變化，呈現(xiàn)交叉型的靜壓分布特征，這說明葉中截面已工作在負攻角狀態(tài)，此時整環(huán)第1 級靜子氣動力矩約為-58 N·m，氣動力矩方向已由開轉(zhuǎn)變?yōu)殛P(guān)。

在P5狀態(tài)t=1.952 ms，如圖20（f）所示，靜子槽道形成了V 型的2 道激波Q2和Q3。葉中截面交叉型靜壓分布充分發(fā)展，交叉點后移至0.4無量綱弧長位置。此時整環(huán)第1 級靜子葉片氣動力矩進一步下降到-179 N·m。從P3～P5狀態(tài)共經(jīng)歷約1 ms，氣動力矩完成了換向，并達到了非常大的幅值。

在P6狀態(tài)t=2.386 ms，如圖20（g）所示，靜子槽道內(nèi)V 型雙激波進一步展開，轉(zhuǎn)子槽道內(nèi)激波已見雛形。由于靜子槽道內(nèi)激波位置沒有發(fā)生明顯變化，氣動力矩也沒有發(fā)生明顯變化，第1 級靜子仍受到巨大的關(guān)力矩作用。此時壓氣機進口流量開始顯著增加，值得注意的是，壓氣機進口流量的主要變化發(fā)生于靜子氣動力矩的主要變化之后。

在Cc狀態(tài)t=4.627 ms，如圖20（h）所示，轉(zhuǎn)子槽道內(nèi)激波Q1和靜子槽道內(nèi)激波Q2和Q3均已成形，形成了穩(wěn)定的流場結(jié)構(gòu)。壓氣機進口流量、壓比以及第1 級靜子氣動力矩均呈現(xiàn)穩(wěn)定的周期性變化。

通過以上非定常計算分析得到以下結(jié)論：①壓氣機出口靜壓下降后，第1 級可調(diào)靜子氣動力矩會在毫秒級的時間內(nèi)完成換向，之后始終處在巨大的關(guān)力矩作用下；②在壓氣機進口流量增加之前，第1 級可調(diào)靜子就已經(jīng)受到了巨大的關(guān)力矩的作用。這說明在試驗退喘時節(jié)氣門打開后，第1 級可調(diào)靜子在壓氣機進口流量變化之前，便在巨大的關(guān)氣動力矩作用下關(guān)閉，取代節(jié)氣門成為新的節(jié)流位置，導(dǎo)致壓氣機進口流量下降。所以在退喘后的壓氣機的流量是向小流量方向變化，如圖3 中A-B 過程所示，而不是向大流量方向的堵塞點變化。

2.2 退喘過程回顧

在退喘前可調(diào)靜子受到開方向的氣動力矩作用，此時作動筒提供了幅值相當(dāng)方向相反的關(guān)力矩以保持可調(diào)靜子角度穩(wěn)定。檢測到喘振信號時，如圖3 中A 點所示，節(jié)氣門迅速打開，可調(diào)靜子瞬間進入嚴重堵塞狀態(tài)，氣動力矩在極短的時間內(nèi)由開力矩轉(zhuǎn)變?yōu)榉稻薮蟮年P(guān)力矩。巨大的關(guān)力矩使可調(diào)靜子從0°迅速關(guān)閉約23°，并推動作動筒導(dǎo)致作動筒支架變形。此時第1 級可調(diào)靜子取代節(jié)氣門成為新的節(jié)流位置，壓氣機流量進一步減小，如圖3 中A-B 過程所示。為恢復(fù)可調(diào)靜子角度控制臺通過作動筒進行調(diào)整，但僅能夠調(diào)整到15°，換算流量有所增加，如圖3 中C-D過程所示。在A-E 過程轉(zhuǎn)子振幅始終超過安全限制值，為退出該危險狀態(tài)緊急降轉(zhuǎn)。在降轉(zhuǎn)過程中由于氣動力矩的卸載，可調(diào)靜子角度恢復(fù)到10°。但由于作動筒支架變形，調(diào)節(jié)機構(gòu)的行程受限，可調(diào)靜子無法恢復(fù)到設(shè)計角度0°。

3 預(yù)防措施

為保證具有第1 級可調(diào)靜子的單級跨音壓氣機的試驗安全，采取了以下預(yù)防措施：

1）對可調(diào)靜子調(diào)節(jié)機構(gòu)進行強度校核。整個機構(gòu)應(yīng)具有足夠的強度和剛度能夠承受全工況范圍的最大氣動力矩，最大氣動力矩位于高轉(zhuǎn)速的堵塞狀態(tài)。

2）試驗過程中監(jiān)控可調(diào)靜子受到的氣動力矩幅值。可調(diào)靜子的氣動力矩通過作動筒力進行監(jiān)控，作動筒力根據(jù)作動筒兩側(cè)腔壓計算得到。

3）通過節(jié)氣門開度控制可調(diào)靜子氣動力矩。在磨合試車階段定位氣動力矩大的高風(fēng)險區(qū)域并記錄相應(yīng)的節(jié)氣門開度。在退喘時應(yīng)控制節(jié)氣門開度，避免壓氣機進入嚴重堵塞狀態(tài)，使第1級可調(diào)靜子承受巨大的氣動關(guān)力矩。

以上預(yù)防措施在后續(xù)單級壓氣機［7］的試驗中進行了驗證，結(jié)果表明是有效的。由作動筒產(chǎn)生的作用在可調(diào)靜子上的抵抗力矩可以通過計算得到：

式中：F是作動筒產(chǎn)生的力；La是該作用力的力臂，當(dāng)搖臂與聯(lián)動環(huán)垂直時，其等于搖臂的長度；Na是作動筒的數(shù)量。

試驗前采用三維計算獲得第一級可調(diào)靜子的氣動力矩分布，氣動力矩大的狀態(tài)位于高轉(zhuǎn)速的堵塞狀態(tài)。在特性線的最低壓比點氣動力矩達到-189 N·m，如圖21 所示。其中的壓比和換算流量分別以試驗特性的最高壓比和最大換算流量進行了無量綱化。磨合試車階段根據(jù)計算結(jié)果以及作動筒力的監(jiān)控定位氣動力矩大的三角區(qū)域，如虛線以下區(qū)域所示，該區(qū)域作動筒力矩超過200 N·m。然后通過控制節(jié)氣門在虛線上方區(qū)域完成特性錄取以及退喘操作，退喘后作動筒力矩為-107 N·m，沒有發(fā)生第1 級可調(diào)靜子異常關(guān)閉的現(xiàn)象，壓氣機狀態(tài)由喘振狀態(tài)成功退到較大流量的堵塞狀態(tài)。驗證了預(yù)防措施的有效性，同時也排除了喘振導(dǎo)致可調(diào)靜子異常關(guān)閉的可能。

圖21 作動筒力矩及計算氣動力矩Fig.21 Moments produced by actuators and aerodynamic moments from computations

圖21 給出了由計算得到的可調(diào)靜子氣動力矩和由試驗得到的作動筒力矩的對比?？梢钥闯觯谔匦跃€大流量范圍計算的氣動力矩和作動筒力矩結(jié)果符合較好。在近喘點附近，計算的流量較小且存在氣動力矩換向的現(xiàn)象，而作動筒力矩均為關(guān)方向，但變化趨勢與計算相符。作動筒力矩驗證了定常三維計算中第1 級可調(diào)靜子氣動力矩沿等轉(zhuǎn)速線的分布規(guī)律以及氣動力矩大的高風(fēng)險區(qū)域。

4 氣動布局

可調(diào)靜子是否會受到巨大的氣動力矩還與壓氣機布局有關(guān)。下游的節(jié)氣門對多級壓氣機各級工作點的影響從后向前是逐級遞減的，各級可調(diào)靜子氣動力矩的變化幅度也相應(yīng)逐級遞減。所以可調(diào)靜子不出現(xiàn)在后面級尤其是末級，其氣動力矩在堵塞狀態(tài)以及沿等轉(zhuǎn)速線的變化很小。

在多涵道壓縮系統(tǒng)中，如果壓縮部件的可調(diào)靜子布置在外涵前［21］，如圖22 所示，其狀態(tài)直接受到外涵道出口壓力的影響。在調(diào)節(jié)外涵流量的過程中，該位置可調(diào)靜子的氣動力矩也可能有較大的變化或工作在較大的氣動力矩狀態(tài)下。應(yīng)進行可調(diào)靜子的氣動力矩評估以及相應(yīng)調(diào)節(jié)機構(gòu)的強度校核。

圖22 可調(diào)靜子在外涵道前的布局Fig.22 Configuration of VSV just in front of bypass

5 結(jié)論

為找出單級跨音壓氣機第1 級可調(diào)靜子在設(shè)計轉(zhuǎn)速退喘過程中異常關(guān)閉的原因，采用三維計算對第1 級可調(diào)靜子的氣動力矩進行了分析。結(jié)果表明，可調(diào)靜子的氣動力矩直接受到節(jié)氣門開度的影響：

1）在高轉(zhuǎn)速如果節(jié)氣門完全打開，單級壓氣機將工作在嚴重的堵塞狀態(tài)，第1 級可調(diào)靜子承受巨大的關(guān)力矩。

2）隨著節(jié)氣門的關(guān)閉，壓氣機壓比沿等轉(zhuǎn)速線上升，攻角由負轉(zhuǎn)正，葉型表面壓力由交叉型轉(zhuǎn)變?yōu)殚_口型，氣動力矩由關(guān)力矩轉(zhuǎn)變?yōu)殚_力矩。

3）在設(shè)計轉(zhuǎn)速退喘過程中第1 級可調(diào)靜子異常關(guān)閉的原因是：節(jié)氣門打開過大使壓氣機進入到嚴重堵塞狀態(tài)，第1 級可調(diào)靜子在巨大的關(guān)氣動力矩作用下關(guān)閉。

4）為防止該異常情況再次發(fā)生，本文介紹的預(yù)防措施包括：試驗前對可調(diào)靜子調(diào)節(jié)機構(gòu)進行強度校核，試驗中通過作動筒腔壓監(jiān)控可調(diào)靜子氣動力矩，磨合試車階段對氣動力矩大的高風(fēng)險區(qū)域進行定位，以及退喘過程中控制節(jié)氣門的開度等。后續(xù)的單級跨音壓氣機的試驗情況表明，這些措施可以避免第1 級可調(diào)靜子在退喘過程中異常關(guān)閉，保障試驗安全。