压缩机的喘振与失速-译文第7章.

第7章 扩大稳定运行的方法
7.1 导论
由不稳定性线(喘振或失速谱线)引起在压缩机运行范围内的局限性能由辅助的机械装置来克服。

在例如发动机起动或加速的瞬态运行过程中，通常习惯于使用排气或变化几何形状来避免在70％转速以下的喘振与失速。

图解举例的变化定子几何形状对多级轴流压缩机性能的影响已在第5章中给出。

同样也存在静态的装置用于实际改变喘振线。

这些装置被使用到在稳态运行中需要较宽范围自由失速，自由喘振性能的应用中。

这章提供了表示克服有关较宽范围稳态运行时喘振线瞬时或全部改变过程中喘振与失速的排气，变形，机壳处理以及多重转子影响的试验数据和学习结果。

给出了轴流和离心压缩机的实例。

7.2 排气
围绕喘振起始的一个最普通方法是压缩机排气。

由于喷气发动机的前期，其成为有关在发动机起动和加速过程中避免喘振的最长使用的方法。

有关需求是出现在多级轴流压缩机以及由离心压缩机伴随多级轴流压缩机组合的压缩机中。

排气能在压缩机出口或在级间位置发生。

轴流压缩机的排气－在喷气发动机发展的前期，NACA 引入了调查在发动机加速上排气效应的研究。

这些研究被引入到多级轴流压缩机中并且能对理解现在使用的排气系统做出贡献。

发动机的加速通过利用压缩机驱动涡轮的不平衡扭矩来完成。

运动方程是： p d T I dt
ω∆= （259） 其中：
T ∆＝不平衡扭矩，英尺–1磅
p I ＝极惯性矩，斯勒格–英尺
ω ＝角速度，弧度／秒
从1t 到2t 的加速时间是： 22111 1.0
()D t p D p D t I d dt d I T T
ωωωωωωωω==∆∆⎰⎰⎰ （260） 方程260可根据从例如理想的一些基准速度到设计转速的加速度写出。

导数和集
合的限制可表示成设计转速的无量纲比，设计转速是表示运行速度的一般方法。

实际上，集合的限制可以处于任何两种要求的转速之间。

这个方程表示响应时间随极惯性矩和旋转转速设计值的增加。

响应时间在不平衡扭矩增加的情况下消失。

在Rebeske和Rohlik(1953)文献以及Rebeske和Dugan(1953)文献中的研究表示了不平衡扭矩在有关发动机加速使用的涡轮进口温度值增加条件下增加。

然而为了能使用大幅增加的涡轮进口温度，必须要包围喘振。

在这些基准下，作为包围喘振的方式来研究发动机加速度上的排气影响。

在压缩机特性线图上的发动机加速的路径由短划线在图7.1上进行举例阐述。

当发动机从A点加速到B点时，涡轮进口温度上的增加量能传送压缩机和压缩机驱动涡轮到喘振线之间的匹配。

最小加速时间可在最大可能增加从运行线稳态值的涡轮进口温度时获得。

然而在涡轮进口温度上增长量由存在的喘振线来限制。

压缩机排气用于沿喘振线的许用运行以及许用的大标准温度增量。

当达到B 点时，涡轮进口温度逐渐减少直到在高转速时获得运行线的值为止。

图7.2举例阐述了在驱动涡轮上如何产生不平衡扭矩。

表示了根据流速参数绘制的涡轮扭矩线。

扭矩曲线提供了有关在涡轮上施加的压比范围。

在这幅图上包括了恒定校正转速线。

点A和B标识了在发动机加速起始和结束处的稳态运行点。

在开始加速处涡轮进口温度的增加量减少了涡轮的校正转速。

在压比施加到涡轮上的A点时，涡轮扭矩沿着到较低校正转速的C线增加。

在运行点的这些变化提供了有关发动机加速的不平衡扭矩。

在不同转速沿着短划线的不平衡扭矩的标准被使用到方程260中来计算到B点的加速时间。

在Rebeske和Rohlik(1953)文献中报道了调查研究关于当排气应用到压缩机出口时沿16级轴流压缩机喘振线的运行情况下发动机加速不同方式的研究结果。

压缩机和涡轮的匹配被规定出现在喘振线上，并且需要完成匹配的排气量可在50％和设计转速之间的不同转速时计算获得。

涡轮机的合成匹配沿喘振线产生变化的排气量。

这种方法计算的加速时间是5.5秒。

其他的计算表示如果在压比标准仅低于喘振压比5％情况下，加速发生在沿平行于喘振线的线上时，加速时间变为双倍。

这种研究表示对于使用这种压缩机的发动机最小加速时间能在最大可能的涡轮进口温度下获得，并且如果压缩
机排气能从14％变化到23％，那么沿着喘振线的运行将从最近点的50％转速变化到80％转速的喘振线。

在随后的研究中(Rebeske和Dugan，1953)，级间排气在第12级，第8级和第4级的出口处使用。

级间性能的数据表示了第1－4级具有渐进失速特性，而第5－8级具有突变失速特性。

沿着这条喘振线，从50％到75％转速时第1－4和5－8级都运行处于失速状态。

在这些研究中，选择了固定的排气面积；这些面积决定了允许排气的数量。

为了使涡轮在喘振线上匹配，涡轮的进口温度需要调整。

这种方法不同于前面规定涡轮进口温度和计算排气流量的研究。

在第四级出口的排气表示根据压缩机出口排气的实例在加速时间上没有变化。

然而在第8级和第12级出口的排气将使加速时间减少到3秒。

这些结果可通过作为不同位置处的级间排气结果的压缩机级的再次匹配得到。

第八级和第十二级出口的排气引起了所有16级的压比增加。

第四级出口的排气导致在65％转速时较低级别的压比增加。

这产生有关再次匹配的较低级别涡轮进口温度可在其他排气位置处获得。

因此加速时间长于在其他两个位置处排气计算的时间。

有级间排气引起在所有压比上的增加会减少涡轮流速参数。

这种减少促使得到较低涡轮校正转速时的再次匹配。

在这种转速下联系的是在涡轮进口温度上的增加。

对于第四级排气的较低级别压比将导致得到涡轮校正转速的较低值，以及因此获得的较低级别的涡轮进口温度。

总之，这些研究表示最大的发动机加速度可以在最大可能的涡轮进口温度以及在最低可能的运行流量下获得。

前者取决于涡轮的材料特性；后者取决于喘振
线的位置。

沿着喘振线的加速度能在压缩机出口和级间排气处完成。

这种研究表示最快的加速时间通过级间排气来获得。

离心压缩机的排气－除了允许沿着喘振线的瞬时发动机运行，通过改变低流速喘振线位置的排气也可用来提供较宽范围的自由喘振，稳态运行。

在Fisher(1988)文献中显示了有关离心压缩机的这种实例。

结果可表示为通过沿着叶轮盘盖排气位置的合理调整来增加自由喘振的范围。

这种排气结构在图7.3上表示。

周向排气的缝隙位于轮盘盖谱线的位置，在
其中一个测点时提供了需要延迟喘振且增
加转子节流的合理压力差。

缝隙是从压缩
机轮盘盖的内表面延展到二级进口的空腔
中。

这种空腔是一个通过气体进入叶轮来
围绕初级进口通道的环形室。

在喘振时，
叶轮盖的静压力高于二级进口处的静压
力。

排气流量被允许排出且抑止喘振的起
始。

在节流时，叶轮盖的静压力低于进口
的静压力。

这允许附加流量进入导流轮喉
部之后的叶轮并且增加了节流的流量值。

定量的数值显示在图7.4上。

这些曲线表
示沿着特定叶轮喘振和节流线的压力差。

绘制例如这些过去习惯的位置，缝隙在喘
振时足够远沿着轮盘盖谱线能确保压力增
量但不是太远以至于在节流时阻止入流
量。

流动方向在图7.5中进行举例阐述。

在这种操作方法情况下自由喘振范围
的延展显示在图7.6的涡轮增压器压缩机
特性线图上。

在78000rpm的最大转速下，
喘振流量减少近21％。

在50000rpm和
70000rpm之间，喘振流量从28％减少到
31％。

这幅图包括了表示发动机运行包络
层的交叉阴影线。

注明：在喘振线没有改
变的情况下，如同由标准压缩机特性线图
上的短划线表示的一样，发动机运行将迫
使压缩机在低转速时进入喘振。

作者介绍了有关多级压缩机的应用。

图7.7表示具有一个轴流级和两个离心级的3级压缩机。

甚至对于轴流压缩机，每一级都采用了轮盘盖谱线的排气缝隙。

然而在参考资料中显示了没有这种压缩
机的性能线图。

7.3 可调进气导叶片
排气不是改变喘振线的唯一方法。

变化的进口导叶片(VIGVS) 通过在低流量系数值时降低喘振出现处的冲角引起喘振线的改变。

这在图7.8的矢量图上进行举例阐述。

实线矢量表示有关给定转子线速度U 在进口相对流动角β在零预旋时的速度三角形。

在如同由虚线矢量表示的正的进口预旋转情况下，相同值的进口相对流动角发生在低值的轴向速度上。

这意味着失速冲角将发生在低值的质量流量或流量系数下，并且因此提供了较宽范围的稳定运行。

沿着流动上的减少，在附加能量上也存在有减少量。

有关附加能量的方程是： 2211V U V U H gJ
θθ-∆=
（261） 其中：
1V θ＝转子进口的绝对切向速度，英尺／秒
2V θ＝转子出口的绝对切向速度，英尺／秒
1U ＝转子进口的线速度，英尺／秒 2U ＝转子出口的线速度，英尺／秒
g＝重力加速度，英尺／秒2
J＝热功当量，778.3英尺–磅／热量单位
∆＝焓增，热量单位／磅
H
W＝合成的相对速度
V＝合成的绝对速度
对于负值的预旋，附加能量小于零值的预旋。

另一方面，附加能量能在负的预旋值情况下增加。

在这种实例中，对于相同β值的情况，质量流量比较高。

在发动机运行时，正预旋和负预旋能被用来减少或增加发动机的推力或能量。

图7.8举例阐述了在转子进口假设径向位置处的矢量图变化。

然而，预旋的切向速度能径向地变化将取决于导叶轮的设计以及满足的径向平衡。

Steinke和Crouse(1967)提供了有关四种类型切向速度变化分布，这提供了依赖发动机运行需要适合设计师的选项。

这种研究表示由于假设失速起始角，质量流量能在正预
旋下减少近14％。

Dunavant(1957)文献中应
用了导叶片的叶栅数据。

性能特
性介绍了相关的四个曲率值和
每个曲率下的三个稠度值。

数据
提供了相对于50°的转角。

变化的进口导叶片已经应
用到轴流和离心压缩机上。

在轴
流压缩机上的需要滋长了来自
于航空发动机的有关发动机起
动，超音速飞行，以及在联合变
化转子时最优化多级性能的需
要量。

离心压缩机的使用来自于
有关减少理想燃料使用率，提高
发动机响应时间以及加强最大
能量的汽车发动机应用。

轴流压缩机－Jones(1970)文献
表示了关于超音速飞行需要改
变喘振线的一个实例。

这种需求
将在65000英尺3.0马赫数时飞
行。

如果应力极限防止发动机转
速超过在海平面起飞时的最大
值，那么校正的压缩机转速将减少到在飞行条件归结于恢复情况下的70％设计转速。

第一级压缩机特性线图显
示在图7.9上。

设计点和实验数据都显示在100％设计转速情况。

这幅图中的横向曲线表示了从海平面起飞(SLTO)到在70％校正转速以及143.3Ib／sec时3.0马赫数的飞行情况的转变。

在这一点，压缩机从失速起始大约为13％的质量流量时运行，并且在效率标准上低于70％转速时最大效率时大约有8点。

这里关于VIGV的需要是双重的。

首先，在低流速时需要改变70％转速特性可提供更多
失速差距来容纳从超音速进口可能的进口扭转。

其次，需要置换效率特性并且允许压缩机在最大效率时处于匹配状态。

导叶片的结构显示在图7.10上。

在两个连接活页之间是可变化的曲率设计。

Dunavant(1957)文献中的翼剖面和数据被使用做设计的基础。

绞接的设计性能数据在环面叶栅测试(Jone，1967)中获得。

在海平面起飞条件下，具有零的预旋。

在马赫数为3.0低速巡游条件下，在中心处具有35°预旋，而在末端时为20°，并且这种分布近似为线性。

对于低速巡游条件VIGV位置的压缩机第一级的性能显示在图7.11上。

在70％转速时，起始失速流量减少到接近12％，并且最大的压缩机效率达到了143.3Ib／sec。

在这个流量时，效率比零预旋情况的效率高8点。

这个数据表示压比高于在低速巡游设计点的预估值。

根据起始失速的容许极限是23％(143.3 Ib／sec对比110Ib／sec)，这在零预旋实例的容许极限上具有77％的增加。

这种压缩机匹配了Voit和Geye(1954)文献中报道的8级计算机的后七级。

在这些参考资料中的性能数据被使用到计算中。

整体压缩机特性线图的变化显示在图7.12上。

选择的低速巡游条件是在零预旋(SLTO)结构70％转速线上马赫数为3.0时的60000英尺情况。

为了运行在低速巡游结构VIGV设置这一点，发动机将不得不超速到73％转速。

在这一转速下，零预旋条件时具有3.5％的失速容许极限，而在低速巡游结构预旋时具有14％的容许极限。

除了提高失速容许极限之外，在第一级运行点的效率上具有增加，如同由单级的数据表示情况。

图7.13表示了由于VIGV连接有两个定子结构的效率上的变化。

如图所示，在效率上接近有8点的增加是归结于更有利的匹配。

明显地结果表示不仅受益于失速谱线的重新安置而且受益于运行点效率上的提高。

大概变形进口导叶片最普通的应用是帮助压缩机起动和加速。

对于在低于80％转速时具有深度失速的进口级的多级轴流压缩机情况，这是特别正确的。

这种实例表示了Budinger和Kaufman(1954)文献中具有12级压缩机的发动机。

作者规定，在进口导叶片处于开放位置时，加速是可能的但比较困难。

这是由压缩机的失速特性引起。

在转速低于85％时，出现两种失速形式。

在低转速时，转
子末端失速一致。

当转速增加时，半栅距的失速特性改变，作者报道了双倍价值性能的存在。

这当然成为加速失速滞后的表示。

VIGV的使用使得在发动机加速
时间内明显提高。

导叶片是整体的翼形。

叶栅安装角从根部的0°变化到末端的13°。

末端截面被用作叶片闭合的基准。

数据点从导叶片完全开放位置到30°闭合处获得。

对于末端基准角度，这意味着从13°到43°，如同数据图形所示。

发动机的性能显示在图7.14a到7.14d上。

严重的压缩机失速引起在75％和80％转速之间存在导叶片处于如图7.14a所示开放位置情况时发动机性能的有效的间隙。

这是正好在压缩机脱离失速之前的双倍值压缩机性能的区域。

注明在性能上明显的变化如同发动机的推力从海平面额定净推力的6％涨到16％。

导叶片闭合角为7°时完全改变这种性能，如同图7.14b表示有关20°的叶片设置角。

对于转速小于75％时，发动机净推力增加大约80％。

这表明导叶片闭合以及消除了在表示的转速和发动机运行的流动范围内的失速条件。

进一步的闭合表
示在低转速推力上的减少量，如图7.14c和7.14d所示。

级间的压缩性能根据在第一级，第四级，第七级和第十级定子叶栅出口处的探针获得。

包括进口导叶片的第一级性能，显示在图7.15上。

这幅图表示了当导叶片闭合时在流量，压力和温度系数上减少的量值。

矢量图分析在第一级转子出口介绍来了解在第一级定子入口条件和压缩机由此以后的情况下的导叶片闭合的分析效应。

结果表示对于VIGV设置角为13，20和30°的转子出口轴向速度上具有一点和没有改变。

对于43°的设置角时，在中心处的轴向速度减少大约5％，在平均半径处时大约17％，在末端时大约为5％。

作者总结到根据附加的损失，因此在压缩机其余部分上具有小的或没有影响。

然而他们指出，这种结
论不包括通过导叶片和转子失速特性或可能的级间效应引起的损失影响。

发动机试验展示了一个重要的级间效应。

在图7.16上表示了当导叶片处于完全开放位置和30°闭合时的前四级性能。

在开放位置处存在有失速滞后的明显迹象。

强调了这些数据点是从沿着发动机的运行线获得。

循环右侧的数据点是在加速过程中获得；左侧的数据点是在发动机减速过程中获得。

对于表示处于转速范围的压缩机报道的明显双倍值的性能可归结于失速滞后。

30°闭合的导叶片使得在压缩机性能上产生了明显的变化。

在压缩机特性线图上，性能和失速特性将被表示成低流速的改变；沿着发动机运行线，失速特性将被表示成作为由这幅图提示的，转变到低转速情况。

在导叶片处于开放位置时发动机加速具有的困难也是明显来自图7.16。

在导叶片处于开放位置时低的压缩机效率使得对于涡轮使用更多的扭矩驱动效率差的压缩机是必须的，这允许较少的扭矩有效用于加速。

在Dobson和Wallner(1954)文献中报道导叶片处于闭合时发动机加速的改
进。

在这个参考资
料上报道的试验
内，发动机的加速
在燃料流量处于
从60％到100％
转速范围内的稳
态值时产生系统
性的增加。

在每一
个转速时，燃料的
峰值直到遭遇喘
振才逐渐增加。

试
验介绍了导叶片
处于打开状态或
30°闭合的情况。

在导叶片打开时，
245rpm／sec的
加速比在遇到压
缩机喘振之前获
得。

这是在燃料消
耗率高于稳态值
80％的情况下获
得。

在30°的导
叶片闭合时，
380rpm／sec的
加速比在压缩机
喘振之前获得。

这
是在燃料消耗率
3倍于稳态燃料
流量的情况下获
得。

在这种实例内
的变化进口导叶片的使用引起在允许发动机加速比增加到大约55％时的压缩机喘振线上的物理变化。

离心压缩机－变化的进口导叶片已用于离心压缩机的有关排风机中(Stepanoff，1961)，用于气体涡轮机的有关电力产生(Shouman和Anderson，1964)，以及用
于气体涡轮机的有关自动驱动(Sheridan等人，1974；Pampreen，1976)。

原理的使用是有
关功率调整，
而对于喘振
线的消除不
是必须的。

然
而，试验数据
表示明显的
改变可能是
在离心压缩
机喘振线的
进口预旋情
况下构成。

对于离
心压缩机，导
叶片放置在
压缩机进口
的径向和轴
向位置。

在径
向结构中，叶
片安装在径
向进口管道
的平行壁面
之间；离开叶
片的流量然
后通过90°
弯曲进入轴
向叶轮。

轴向
结构位于转
子前面的通
用位置。

这些
结构都在Shouman和Anderson(1964)文献和Sheridan等人(1974)文献中研究过。

在Sheridan等人(1974)文献中，轴向位置证实了对于压缩机性能效率1到3百分点附近会比较好。

在Shouman和Anderson(1964)文献中，报道了没有性能差异。

在Pampreen(1976)文献中介绍的数据表示喘振线在正负预旋时改变。

正预旋是在有关功率调制的低压缩机转速时研究；负预旋是在有关功率增大的100％
转速时研究。

压缩机性能上负预旋的影响在图7.17上显示了有关VIGV角度值从0变化到60°。

当速度从50％增加到70％时，在喘振线上存在有逐渐变大的改变。

在喘振点处，流量具有大约5％的增加，而压比具有大约3.5％的增加。

尽管对于其他转速没有数据有效，这种结果将意味着喘振线的改变正确。

7.4 其他研究
在喘振线上也具有其他改变的方法。

这对于轴流压缩机包括变化的定子和转速叶片重新交错排列，对于离心压缩机包括了变化的扩压器和在导流轮上进口角度的变化量，射流的使用是模拟进口预旋，以及进口阻塞的使用。

当叶栅的简单调整能重新布置到喘振线的位置，这通常是为了最佳化性能或理想的运行流动范围而不是影响作为在Fisher(1988)文献中排气方法获得的自由喘振范围上的主要增量。

扩压器和转子变化－叶栅变化效应的主体将会局限到离心压缩机的结果中。

轴流压缩机定子叶栅安装角在存在起始失速上改变的效应将在第二章对Ludwig等人(1976)文献中实验结果进行讨论。

当转子重新交错排列时喘振线重新配置的效应不是异常的，但是这看上去是没有公布的参考资料。

变形径向扩压器叶片的影响显示在Rodgers(1968)文献中。

叶片固定在轴颈处，并且在叶片的每一侧具有间隙到叶片间的余隙比为0.9。

具有四个不同喉部面积的结论显示在图7.19上。

对于喉部面积上6.25:1改变的情况，在径向叶轮
工作系数上具有渐进地增加。

这在图7.20上表示。

当流量减少时，具有进口二次循环的迹象，这能解决有关作为由作者指出的恒定转子出口偏移角情况时在轮盘摩擦和滑移系数上一样的增量。

在间隙上的增量引起在节流上的增加，在6点效率上的减少，以及18％设计转速喘振流量上的减少。

在喘振流量上的减少能归结于在喘振时吸力面加载的半无叶片空间上的消除。

当在半无叶片空间上的叶片吸力面在初始喘振点开始失速时，间隙担当排气孔并且使失速与喘振减速到低流量状况。

这将检索到叶片上的气动载荷在这个区域发生；叶片的其余部分作为通过扩压器执行。

改变喘振的另一个方法是通过诱导带有射流的预旋。

这在Rodgers(1968)文献中提到了采用Laskin和Kofskey(1947)文献中的实验数据。

在这个参考资料中，射流被引进到混合流动叶轮中导致了20°的正预旋。

为了完成这些，从压缩机的排风口排风，并且有关到转子入口的射流喷射进行了再循环的流动。

这个结果显示在图7.22上，这表示了当一定数量的再循环气体增加时在喘振流量上的减少。

扩压器和导流轮转换系统研究的结论在Klassen(1975)文献中报道过。

扩压器和导流轮在叶片安装角等于75％，100％和125％设计的喉部面积时进行测试。

几何形状显示在图7.23和7.24上。

试验结果显示在图7.25a到7.25i上。

从最大到最小的扩压器喉部面积，在每个导流轮喉部面积上获得95％转速喘振流量上的38％减少量。

为了将这些结果应用到变化扩压器几何形状上来获得较宽范围自由喘振运行时，考虑必须假设间距的效应。

这些结果在压缩机构造之间的叶片响应而不是在如同Rodgers(1968)文献中枢轴之上的变化叶片间获得。

在回转叶片的情况时，喘振流动的减少量与扩压器喉部面积减少量的比例是0.91；关于Klassen(1975)文献的结果。

15个百分点的差异可能归结于在文献Rodgers(1968)中论证的间距影响。

作为在图7.24中描述的反逆作用效应提供了变化的结果。

首先在95％转速时，导流轮的进口叶片角度变化在每个扩压器设置角的喘振流量值上没有或事实上没有影响。

这意味着扩压器控制喘振。

一些变化发生在如同在每个扩压器设置角上导流轮喉部从75％增加到100％时的60％到80％转速情况中。

节流流量在有关作为导流轮喉部面积从75％增加到100％时的每个扩压器设置角情况下，可。