0   引　言

压气机作为航空发动机的关键部件，其性能优劣直接决定了发动机整机性能水平，准确获取压气机性能对发动机整机匹配具有重要意义^[1-3]。等熵效率是评价压气机性能的重要指标，代表了理想的能量转化完善程度^[4]。压气机等熵效率的测量方法有温升法和扭矩法^[5]。采用扭矩法时，压气机盘的鼓风效应和轴的热效应对高总压比压气机等熵效率的精确测量影响较大，因此高总压比压气机通常采用温升法测量等熵效率^[6]。温升法根据试验得到的压气机进出口总温和总压，采用变比热等熵效率定义式计算得到等熵效率^[7]。基于当前压气机测试技术和方法，等熵效率的测量仍存在一定问题，测量结果的准确性还有待进一步提升^[8-11]。

由于试验环境、结构构型和测点损失的影响，试验效率值需要修正后才能作为工程应用中性能评价和整机匹配的依据。影响压气机等熵效率修正的因素较多，包括雷诺数、进口过渡段损失、温度测量偏差、空气湿度、测试受感部损失等，国内外学者围绕这些影响因素开展了大量的研究。

在雷诺数影响研究方面，1968年，Wassell^[12]基于试验数据建立了雷诺数与压气机多变效率之间的经验关系式，对效率的预测精度达到了± 0.5%。Pelz和Stonjek^[13]提出了一种考虑雷诺数和粗糙度影响的缩尺模化试验数据修正方法，利用2台轴流风机和2台离心风机的试验数据对该方法进行了验证，试验结果与修正结果表现出很好的一致性。刘一彤等^[14]研究了雷诺数对某1.5级压气机性能的影响，在效率修正中引入流量系数自变量，提高了多变效率的预估精度。

在进口过渡段压力损失研究方面，Jin等^[15]对压气机S型过渡段进行了优化设计，采用6点控制的B样条曲线对过渡段上下端面型线进行优化，研究发现非轴对称的端壁彻底消除了端区分离，相比原型降低了32.7%的流动损失。Sharma和Baloni^[16]应用基于学习的多目标优化算法，对S型过渡段进行了优化，并将优化结果与多目标遗传算法所得结果进行对比校核，发现过渡段在长度减小的不利条件下，总压损失降低了28.8%。李斌等^[17]研究了4种不同构型的过渡段，结果表明下壁面型线对流动加减速有重要影响，且过渡段的总压损失在2%～3%范围内。辛亚楠等^[18]研究了大径向落差长度比中介机匣的气动特性，揭示了支板轮毂角区容易发生流动分离，且随着来流马赫数增大，总压损失显著增大。吴思宇等^[19]研究了压气机进口有/无过渡段对某9级压气机的影响，结果表明相比无过渡段，有过渡段时压气机等熵效率降低了1.57%。

进入压气机的空气并非完全干燥的空气，而是有一定湿度的空气。湿度变化时，空气的比热容等气体参数发生改变；同时，由于一定含量的水分发生凝结或蒸发，附着在叶片表面，影响绝热压缩过程和流场结构，使得压气机的性能发生较大改变。Day等^[20]通过试验研究了雨水进入压气机后对压气机转速特性的影响：雨水附着在叶栅并向机匣方向径向迁移，使得叶栅的等熵效率降低。Nikolaidis和Pilidis^[21]分析认为，水滴进入压气机后在叶片表面形成一层水膜，相当于引入了叶片表面的粗糙度；对应4%水汽比时，在设计转速条件下，压气机等熵效率降低了1.6% 。Berdanier等^[22]研究了空气湿度对多级压气机性能的影响，提出了一种湿度修正方法来准确评价压气机性能，并给出了修正后的部件试验结果。刘波等^[23]研究了来流含水量对压气机特性的影响，水的含量和水的存在形式对压缩系统性能的影响不可忽视，尤其在水与空气的质量比为10%～15%时。郑群^[24]、杨璐^[25]和安利平^[26]等研究了湿压缩对压气机性能的提升作用，通过降低压气机进出口温度，减少压缩耗功，提高了压气机效率。Lou等^[27]探讨了气体模型对压气机等熵效率测量的影响，发现采用进口比热比的理想气体模型与采用实际气体模型得到的等熵效率相差很大，且差异随总压比的增大而增大。

叶型探针用来测量压气机级间参数，评估压气机的单级性能，但会对流道产生堵塞，改变流场结构，并对压气机性能产生影响。马宏伟等^[28-29]研究了叶型探针及其安装位置对压气机性能和流场结构的影响：在设计点，探针导致的总压损失增加了8%，安装于半弦向位置的叶型探针导致的总压损失比其他位置更低，该现象在高马赫数情况下更为显著。杨荣菲等^[30]研究了不同直径、轴向位置、周向位置及形状的探针支杆对压气机性能的影响。

鉴于以上诸多因素，压气机效率的实测值与真实值之间往往存在一定的偏差。国内外未见针对高负荷压气机试验效率进行修正的工程方法，难以对整机/核心机压气机部件效率水平进行评定。本文针对某民用大涵道比发动机10级高压压气机等熵效率评估，研究了雷诺数、进口过渡段损失、温度测量偏差、空气湿度、测试受感部损失等影响因素的修正方法，并在整机环境下对该方法进行了应用。本文研究结果可为核心机或整机环境中压气机部件的等熵效率评估提供参考。

1   试验效率获取

压气机试验效率通常指试验获得的等熵效率，定义为等熵压缩到某压比时所需的理想功与实际消耗功之比，表征了实际功和理想功之间的转化完善程度。以压气机进、出口温升定义的等熵效率如式（1）～（3）所示^[31]：

式中：η为效率，π为增压比，θ为温比，k为绝热指数，p^*为总压，T^*为总温；下标is表示等熵效率参数、in表示进口参数、ex表示出口参数。π由测得的进出口总压计算得到，θ由测得的进出口总温计算得到，k由进出口总温平均得到。计算效率时还需考虑级间引气的影响，相关分析可参阅文献[32]。

压气机试验中，采用多支梳形探针测量进出口截面的总温和总压。各梳形探针的测点置于测量截面等环面的平均半径处，测量参数最大允许误差见表1。图1为进出口总温和总压测量位置示意图，S代表静子叶片，R代表转子叶片。压气机进出口定义为过渡段出口至压气机末级静子的出口。

表  1  测量参数最大允许误差

Table  1  Maximum error of measurement parameters

Parameters	Maximum error
${T}_{ {{\rm{in}} } }^{*}$	±1.0 K
${T}_{ {{\rm{ex}}} }^{*}$	±2.0 K
${P}_{ {{\rm{in}}} }^{*}$	±0.2% Pa
${P}_{ {{\rm{ex}}} }^{*}$	±0.2% Pa

下载: 导出CSV 

| 显示表格

图  1  测量位置示意图

Fig.  1  Schematic diagram of measuring sections

下载: 全尺寸图片 幻灯片

2   效率修正方法

2.1   雷诺数修正

驱动电机的功率有限，可以通过进口节流（即减小进口的总压）降低试验件的驱动功率，同时还可以降低进喘时喘振能量破坏硬件的风险。但进口节流后压气机雷诺数降低，使得流动边界层增厚，会对压气机性能产生较大影响，需将压气机性能试验中测得的效率修正至发动机整机环境下压气机进口的雷诺数状态。文献[12]建立了压气机多变效率与进口雷诺数的关系，即经验关系式：

式中：${\eta }_{{\rm{poly}}}$为多变效率，$ {Re}_{1} $为压气机进口雷诺数，K、m均为常数。公式中采用多变效率而非等熵效率进行雷诺数关联，主要原因是多变效率能反映实际压缩过程的完善程度，且受总压比的影响不大，更利于压气机技术水平的评价。

基于雷诺数影响试验获得有限个节流条件、不同进口雷诺数下的压气机多变效率值，并对关系式（4）进行拟合，求解得到常数K和m。雷诺数定义见式（5）。根据经验关系式（4），计算得到不节流条件对应的进口雷诺数下的多变效率，最后利用等熵效率${\eta }_{{\rm{is}}}$和多变效率${\eta }_{{\rm{poly}}}$的关系（式（6）），计算得到不节流情况下的等熵效率。

式中：${v}_{1}$为压气机进口相对速度，$ b $为第一级转子中径处弦长，$\; \rho $为压气机进口气流密度，$ \;\mu $为动力黏性系数。

图2为某高负荷10级轴流压气机在不同换算转速和不同进口雷诺数条件下的试验流量–效率特性。图中，n₁表示换算转速为90%，n₂表示换算转速为97.5%，n₃表示换算转速为100%； R_IT为进口节流比（节流比为进口总压与标准大气压的比值，如R_IT = 0.4表示进口总压为0.4个标准大气压）。图中结果表明，节流比（进口雷诺数）对压气机等熵效率影响显著。在换算转速较低时（n₁），节流比由0.4至0.9，峰值效率变化了约1.4%。图3为100%换算转速时，在压气机工作点不同进口雷诺数条件下的试验效率。不同节流比（0.4、0.6、0.9）对应的进口雷诺数分别为7.45 × 10⁵、11.26 × 10⁵、17.02 × 10⁵。根据该试验结果拟合计算出100%换算转速工作点下，不节流状态（节流比1.0）的等熵效率比进口节流比为0.6时提升了约0.5%。

图  2  不同进口节流比的压气机特性图

Fig.  2  Speed lines of the compressor with different inlet throttle ratio

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  3  雷诺数对工作点效率的影响

Fig.  3  Effect of Reynolds number on the efficiency of work point

下载: 全尺寸图片 幻灯片

2.2   进口过渡段损失修正

压气机性能试验件通常带有进口过渡段（或中介机匣，如图1中Strut），过渡段内周向有多个支板作为承力结构件并提供轴承腔供油供气的管路空间。压气机进口总压探针轴向布置于支板内，如图1中“Inlet measurement section”所示；周向和径向布置于相邻2个支板中间通道内，如图4所示。总压探针测得的是支板通道主流总压平均值，未计及支板尾迹和过渡段上下端壁的边界层总压损失。因此，压气机进口过渡段损失修正包含两部分：一是支板尾迹损失修正，二是过渡段上下端壁边界层损失修正。

图  4  进口测量截面探针周向和径向位置分布图

Fig.  4  Circumferential and radial distribution of the probes at inlet measurement section

下载: 全尺寸图片 幻灯片

支板尾迹损失修正基于试验实测的支板尾迹测量结果，通过将尾迹区总压与主流区总压做面积加权平均，可得到修正后的总压。将过渡段出口截面平均总压与进口截面平均总压的比值定义为过渡段总压恢复系数。表2为两型压气机进口过渡段试验80%换算转速和100%换算转速下的工作点和近喘点仅考虑支板尾迹损失的总压恢复系数。不同压气机进口过渡段支板设计形式不同，尾迹损失值不同。在100%换算转速工作点，1号压气机过渡段（Test 1）支板尾迹总压损失为0.62%，2号压气机过渡段（Test 2）支板尾迹总压损失为0.88%。对比工作点和近喘点，两者总压损失差异较小，因此可采用工作点支板尾迹损失值对相同换算转速不同状态点进行修正。随着换算转速降低，过渡段内流速降低，支板尾迹总压损失减小。基于过渡段支板尾迹损失修正后的压气机进口总压，计算得到修正后的压气机压比和效率。图5给出了两型压气机部件性能试验80%换算转速和100%换算转速工作点压比（图5（a））和效率（图5（b））的相对修正量，在100%换算转速工作点，1号压气机修正后效率提升0.26%，2号压气机修正后效率提升0.37%。

表  2  过渡段总压损失系数

Table  2  Total pressure recovery coefficient of intermediate casing

Corrected speed	Total pressure recovery coefficient
	Test 1	Test 2
100% (Work point)	0.9938	0.9912
100% (Near surge point)	0.9939	0.9916
80% (Work point)	0.9993	0.9924
80% （Near surge point）	0.9994	0.9930

下载: 导出CSV 

| 显示表格

边界层损失修正基于试验测量数据开展。根据过渡段出口边界层探针测量结果，将边界层总压与主流总压做面积加权平均，可得到修正后的总压。图6为1号压气机试验件各转速工作点考虑上下端壁边界层损失的总压恢复系数（2号压气机未装边界层探针）。由图可知，压气机过渡段端壁边界层总压损失随着转速增高而不断增大。基于边界层测量数据对压气机进口总压进行修正，图7为某10级压气机过渡段端壁边界层损失的压比和效率修正量，对于100%换算转速工作点，修正后效率提升了0.18%。

图  5  工作点压比和效率修正

Fig.  5  Correction of total pressure ratio and efficiency at work point

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  6  考虑过渡段端壁边界层总压恢复系数

Fig.  6  Total pressure recovery coefficient due to endwall boundary layer

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  7  各转速工作点压比和效率的修正量

Fig.  7  Correction of total pressure ratio and efficiency at different speed

下载: 全尺寸图片 幻灯片

2.3   温度测量修正

压气机进出口气体总温通常采用热电偶温度探针测量，受热电偶总温恢复的影响，测得的高速气流温度比实际总温偏低，因此需对压气机总温测量值进行修正。总温测量值的修正基于热电偶温度探针吹风校准结果，吹风校准试验可以确定试验所用热电偶在不同马赫数下的总温恢复系数。针对每个测点位置进行总温修正，首先根据式（7）~（8）求得马赫数，再利用校准试验得到的马赫数和总温恢复系数，根据式（9）求得修正后的总温^[33]，所有分测点修正总温的算术平均值即为截面平均总温。

式中：G为物理流量， Ma为马赫数，q(Ma)为流量函数，A为截面面积，K' 为常数，$ \alpha $为气流速度与轴向的夹角，r为总温恢复系数，${{{{T}}}}_{\text{g}}^{\text{*}}$为总温测量值，${{{{T}}}}_{\text{cor}}^{\text{*}}$为总温修正值。根据上述修正方法得到某10级压气机部件性能试验中的设计点总温及效率修正量，如表3所示。进出口总温修正后分别提升0.70 K、0.59 K，最终修正后效率提升了0.21%。

表  3  总温修正结果

Table  3  Result of total temperature correction

Parameters	Value
Inlet Mach number	0.45
Outlet Mach number	0.25
Correction of inlet total temperature	0.70 K
Correction of outlet total temperature	0.59 K
Correction of efficiency	0.21%

下载: 导出CSV 

| 显示表格

2.4   空气湿度修正

空气湿度对压气机效率的影响可分为两类：一是空气中的水蒸气对气体常数和比热比的影响；二是水蒸气的凝结放热或蒸发吸热对压缩过程的影响^[23-24]。由于凝结或蒸发现象出现的条件苛刻，且水蒸气量相对空气流量占比较小，本文只考虑干、湿空气物性差异对整机效率的影响。

含湿量表示湿空气中每千克质量干空气所带有的水蒸气质量，式（10）～（12）给出了基于含湿量的湿空气特性参数计算公式，将湿空气比热比${\gamma }_{{\rm{m}}}$代入式（13）得到考虑空气湿度影响修正的压气机效率^[34]。

式中：R为气体常数；d为含湿量；${{{c}}}_{{{p}}}$为定压比热；$ \gamma $为比热比；下标m表示湿空气、n表示干空气、w表示水蒸气。

以某10级压气机为例，采用上述湿度影响修正方法，试验时空气中的含湿量为6.14 g/kg。试验结果表明基于湿空气比热比$ {\gamma }_{m} $计算的设计点效率比干空气降低约0.2%。

2.5   测试受感部修正

为了精细测量压气机特性，在压气机进出口以及级间布置足够数量的总温和总压测点，如进口布置梳状总温总压探针，级间布置叶型总温总压探针。探针的存在会对流场形成干扰，导致额外的压力损失，压气机效率评定应考虑这些测试受感部的影响。针对测试受感部对效率影响的评估通常基于试验实测数据：首先在完整测点的条件下获取压气机的初始性能，然后拆除大部分测量探针，进行重复试验，利用带全部测点的试验结果和拆除探针后的试验结果对测试受感部的影响进行效率修正。某10级压气机性能试验结果表明：4支进口梳状探针对设计点效率的影响约为0.4%，70个级间叶型探针对设计点效率的影响约为0.5%。

2.6   其他修正因素

以上小节基于试验数据给出了压气机实测效率主要影响因素的工程修正方法，修正后的压气机效率值可以在整机或核心机状态下通过整机性能模型进行验证。对比根据性能模型匹配出的各截面参数和总参数（如推力、耗油率等）与试验实测值，衡量压气机效率修正的准确性。压气机效率修正在某些特定状态下时还需考虑诸如可调静叶（Variable Stator Vane, VSV）角度偏差、引气量偏差、动应力测点损失等的影响。

高负荷多级轴流压气机为了兼顾全转速范围内的性能，设计了多排可调静叶。可调静叶角度偏差会影响多级压气机的级间匹配，从而影响效率值。进行压气机性能试验时通常会获取VSV角度偏差对性能的影响，在评定核心机或整机压气机效率时，根据VSV的实际角度偏差进行修正。压气机级间引气主要用于冷却、密封和客舱供气等，引气量偏离设计值会导致压气机前后级匹配的工作点发生变化，进而影响总的效率值。压气机叶片动应力试验时，在叶片表面关键位置布置了大量应变片以获取叶片的振动水平，应变片改变了叶片形状，对流场产生了阻碍，带来了压力损失，效率修正时也需要考虑。

核心机或整机压气机试验时还需考虑燃烧室热辐射对压气机出口温度测点的影响，以及核心机或整机压气机进口流场不均匀对进口平均总压的影响。

3   效率修正工程案例

3.1   压气机性能试验效率修正

前文详述了效率修正各主要影响因素的修正方法，现以某10级高负荷压气机为例介绍压气机性能试验效率修正结果。压气机性能试验时带进口过渡段，在压气机进出口和级间布置总温和总压探针（图1），进口节流比0.6。首先，对进口过渡段损失、温度测量复温系数和空气湿度进行修正，以获得部件试验的实际效率。其次，由于试验时压气机进口节流导致雷诺数与发动机环境中压气机进口工况不一致，开展雷诺数影响修正，得到标准大气进气状态下的压气机效率。最后，对测试受感部损失进行修正，得到干净流道条件下的压气机效率。采用上述步骤，得到某10级压气机设计点的效率修正结果，如表4所示。考虑各项影响因素，该试验件设计点修正后效率提高了1.85%。

表  4  某10级压气机性能试验效率修正

Table  4  Correction of ten-stage compressor testing efficiency

Correction term	Value
Reynolds number	0.50%
Strut loss	0.44%
Temperature error	0.21%
Air humidity	−0.20%
Probe loss	0.90%
Total	1.85%

下载: 导出CSV 

| 显示表格

3.2   发动机整机试验压气机效率修正

整机试验压气机效率的评定需要考虑进口过渡段损失、温度测量、空气湿度，进口梳状探针等影响因素。整机试验时压气机进口处于不节流状态且流道内未布置级间叶型探针，无须考虑雷诺数和级间叶型探针损失这2项因素的影响。整机试验仅在压气机进口和出口布置少量总温总压探针，未进行尾迹和边界层测量。进口过渡段损失修正基于相同构型的部件试验结果，利用部件试验测得的主流总压值与涵盖尾迹和边界层损失的截面平均值之间的换算关系对压气机进口总压进行修正；温度测量、空气湿度等对效率影响的修正方法与部件性能试验相同^[35]，通过计算得到修正后的效率。表5为整机试验压气机设计点效率修正结果，修正后该发动机压气机部件在设计点的效率提高了0.95%。

表  5  发动机整机试验压气机效率修正

Table  5  Correction of compressor efficiency in whole engine test

Correction term	Value
Strut loss	0.50%
Temperature error	0.25%
Air humidity	−0.20%
Probe loss	0.40%
Total	0.95%

下载: 导出CSV 

| 显示表格

4   结　论

本文研究了考虑进口雷诺数、过渡段损失、温度测量偏差、空气湿度、测试受感部损失等影响的压气机试验效率修正方法；特定状态下，还应考虑可调静叶偏差、引气量、应变片损失、燃烧室热辐射、进口流场均匀性等影响。应用该方法对某10级压气机部件的试验效率进行修正，修正后效率提升了1.85%；对整机环境下压气机试验效率进行修正，修正后压气机效率提升了0.95%。该方法可应用于核心机或整机压气机试验效率修正和评定。