對轉壓氣機變轉速比失速特性試驗研究

王昊, 薛飛, 岳少原,2, 王掩剛

〗1.西北工業(yè)大學 動力與能源學院, 陜西 西安710072;2.中國空氣動力研究與發(fā)展中心 空天技術研究所, 四川 綿陽621000

旋轉失速作為軸流壓氣機中一種常見的流動失穩(wěn)現(xiàn)象，是葉輪機械中最嚴重的氣動災難之一(另一個為喘振)[1]。從表面來看旋轉失速與喘振出現(xiàn)時的共同特征都是發(fā)動機產生巨大的轟鳴聲，然而這兩種流動失穩(wěn)的內在物理機制并不相同[2]，所引發(fā)的后果也有很大的差異。由于發(fā)生旋轉失速時存在遲滯效應，此時唯一的方法是降低轉速，但是會造成壓升急劇降低，使得旋轉失速更難以退出失穩(wěn)工況。與喘振相比，旋轉失速是飛行員更不愿面對的災難。

據(jù)Stenning[3]記載，Whittle首次在試驗中發(fā)現(xiàn)當流量減少到一定程度時，在壓氣機中存在旋轉失速現(xiàn)象以來，國內外學者對此進行了廣泛而持續(xù)的研究。隨著對壓氣機失穩(wěn)機理的不斷研究，目前公認的失速先兆類型有2種[4]：大尺度的模態(tài)波型失速和小尺度的突尖波型失速。1989年McDougall等[5]采用空間傅里葉分析法對信號進行處理，在1臺單級低速軸流壓氣機中檢測到了周向傳播速度為50%轉子速度的模態(tài)型失速先兆。由于模態(tài)型失速先兆對壓氣機的破壞性相對較小且可逆向恢復，研究人員更關注突尖擾動引起的失速擾動。Day[4]在1臺軸流壓氣機中首次發(fā)現(xiàn)了突尖型失速先兆，該擾動完全不同于模態(tài)擾動，起源于轉子葉頂前緣區(qū)域且呈現(xiàn)三維、短尺度特征，通常占據(jù)一個或幾個葉片通道。隨后Camp和Day[6]通過試驗發(fā)現(xiàn)突尖型失速先兆發(fā)生于轉子葉頂區(qū)域, 其周向傳播速度為70%～80%轉子轉速且發(fā)展十分迅速，僅僅經過幾轉就直接發(fā)展為旋轉失速。在發(fā)展過程中伴隨著擾動尺度逐漸增大且周向傳播速度逐漸衰減，當發(fā)展為成熟的失速團時，傳播速度降低為20%～50%轉子轉速。但是壓氣機在失速時，往往不僅僅出現(xiàn)一種失速先兆，Houghton[7]發(fā)現(xiàn)即使模態(tài)型擾動波已經出現(xiàn)，也有可能再出現(xiàn)突尖擾動，隨后由突尖擾動直接引起失速。經過長期的研究，目前學術界對于常規(guī)轉子-靜子交替布局壓氣機中的失速現(xiàn)象已經有了一定的認識。

對轉壓氣機作為一種具有尺寸小，重量輕優(yōu)勢的新型壓氣機結構，得到了研究人員的關注。由于前后轉子相互獨立工作的特點，轉速比對其內部流動具有很大的影響，導致其內部的失速過程相較常規(guī)壓氣機更加復雜。高麗敏等[8-10]采用數(shù)值方法研究了對轉壓氣機中的失速過程，結果顯示當轉速比在0.7～1.11之間時，前后轉子之間的轉速差對失速初始擾動類型無本質影響；在不同轉速比下壓氣機的失速邊界存在差異，且二次泄漏流在軸流對轉壓氣機的非穩(wěn)定流場失穩(wěn)過程中起著至關重要的作用。Mao等[11]數(shù)值研究了周向槽機匣處理對對轉壓氣機穩(wěn)定裕度的影響，結果表明了周向槽可以抑制失速。王掩剛等[12]應用數(shù)值分析手段研究了葉頂間隙對對轉壓氣機性能參數(shù)的影響規(guī)律。徐強仁等[13]應用三維非定常數(shù)值手段研究了高負荷對轉壓氣機尾跡渦對葉頂泄漏流的影響。岳少原等[14-15]通過試驗研究了對轉壓氣機中的流動不穩(wěn)定現(xiàn)象，捕捉到了一種不同于模態(tài)失速先兆和突尖失速先兆的失速類型，與常規(guī)動靜交替布局的壓氣機具有明顯的區(qū)別，其失速擾動的產生及消亡具有突發(fā)性，并且失速擾動沿周向的旋轉速度遠低于轉子轉速。

從公開的文獻來看，研究人員針對新幾何構型的對轉壓氣機開展了大量的研究工作，豐富了研究人員對其流動機理和規(guī)律的認識。但大部分的研究以數(shù)值分析的手段開展，有關流動失穩(wěn)的研究還有待加強，少量的以試驗研究的結果還與數(shù)值研究結果所獲得結論存在明顯差異，這嚴重制約了研究人員對該類新型結構壓氣機流動失穩(wěn)的認識。本文以西北工業(yè)大學低速軸流對轉壓氣機試驗平臺為對象，應用試驗手段開展對轉壓氣機流動失穩(wěn)的探索工作，豐富對轉壓氣機非穩(wěn)態(tài)試驗數(shù)據(jù)，分析不同轉速比條件下對轉壓氣機的失速特性，為進一步深入理解對轉壓氣機中的流動失穩(wěn)現(xiàn)象提供支撐。

1 研究對象及試驗方案

1.1 試驗臺介紹

本文所研究的對轉壓氣機由進口導葉(19)、上/下游對轉轉子(21/21)組成，上下游對轉轉子由2臺變頻電機獨立驅動和控制，設計轉速2 400 r/min，葉頂間隙0.5 mm，設計點流量6.4 kg/s，壓比1.07。順著氣流方向望去，前轉子沿順時針轉動，后轉子沿逆時針轉動。采用PID技術將轉子轉速相對誤差控制在0.1%以內。通過控制節(jié)流錐的軸向位置改變流經壓氣機的空氣流量，當發(fā)生喘振等緊急情況時，可控制電磁放氣閥放氣實現(xiàn)壓氣機快速退出危險工況。

圖1為對轉壓氣機總體布局。通過大氣溫度變送器捕捉到的當?shù)販囟萒atm結合當?shù)卮髿鈮簆atm可以獲得當?shù)卮髿饷芏圈補tm，再通過進出口壁面靜壓孔得到的進口平均靜壓pi,ave和出口平均靜壓pe,ave結合布置在前轉子前端球頭五孔探針獲得的壓氣機進口氣流速度軸向分量Vix、壓氣機進口氣流平均總壓pti，可以計算得到流量、總靜壓升、流量系數(shù)和總靜壓升系數(shù)，進而獲得壓氣機特性曲線。計算過程如下：

(1)

式中：ε為膨脹系數(shù)，對于本文中的對轉壓氣機實驗臺，由于Mai<0.3，ε取1即可；Ai為壓氣機進口流通面積，單位為m2。由(1)式可以計算得到壓氣機進口氣流質量流量。

(2)

利用(2)式即可得到進口流量系數(shù)。其中U1m為壓氣機前轉子中徑線速度，利用前轉子葉片葉頂及葉根直徑和轉速計算得到。

Δp=pe,ave-pti

(3)

(4)

利用(3)式和(4)式便可得到總靜壓升Δp和總靜壓升系數(shù)Ψts。

圖2為動態(tài)壓力傳感器布局方案，總共采用了31個高頻動態(tài)壓力傳感器，其中1～9號傳感器布置在前轉子葉頂弦長方向，10～17號傳感器布置在后轉子葉頂弦長方向，1號及18～24號傳感器沿周向均布在前轉子前緣平面，11號及25～31號傳感器沿周向均布在后轉子前緣平面。2個光纖傳感器(L1,L2)分別布置在前后轉子弦向中間位置以實現(xiàn)前后轉子的鎖相功能。在前后轉子某葉片葉頂分別涂上反光材料，其余葉片葉頂涂黑。當此葉片經過光纖傳感器時會被捕捉到，進而觸發(fā)高頻動態(tài)壓力傳感器采集信號，以實現(xiàn)前后轉子的鎖相功能。在本文試驗中，動態(tài)壓力傳感器的采樣頻率為5.120 kHz，傳感器響應頻率為20 kHz。

圖1 對轉壓氣機試驗臺的總體布局

圖2 動態(tài)壓力傳感器總體布局

1.2 轉速配置以及特性錄取方案

為研究不同轉速比以及相同轉速比不同轉速對對轉壓氣機失速類型的影響，目前研究人員主要針對前后轉子轉速比為0.7～1.4區(qū)間進行分析[8-9]。本文共設計了3組試驗方案，分別為轉速比小于1(包含0.75,0.857,0.875,0.889)，等于1及大于1(包含1.125,1.167,1.333)。相同轉速比下分為不同的轉速配置，共包含19種轉速配置，涵蓋了低-中-高的轉速范圍, 從而研究同一轉速比下，壓氣機低轉速、中轉速及高轉速的失速過程的變化規(guī)律。定義轉速比為Rr=n1∶n2，其中n1代表前轉子轉速，n2代表后轉子轉速。表1給出了試驗測量的3組試驗方案詳細的轉速設計。

采集特性曲線的過程，均采取以下方案，以8號試驗(轉速比等于1)為例進行說明。設定上、下游轉子轉速分別為目標轉速，隨著節(jié)流錐從全開狀態(tài)緩慢關閉，壓氣機流量系數(shù)降低、壓升系數(shù)升高，壓氣機特性曲線呈現(xiàn)穩(wěn)定狀態(tài)的stable1段。當節(jié)流錐關閉到一定程度時，在線葉頂動態(tài)壓力傳感器陣列顯示其內部流動首次出現(xiàn)強烈波動，在特性曲線上記錄為近失速B點，此時保持節(jié)流錐不動，壓氣機特性曲線經歷了壓升系數(shù)急速下降和流量系數(shù)劇烈波動的過程，特性線記錄為圖3所示的B-C失速發(fā)展(stall occur)過程。在工況C繼續(xù)關閉節(jié)流錐到工況D再緩慢打開到工況E，此時壓氣機內存在完全發(fā)展的失速團沿周向轉動，流量系數(shù)及總靜壓升系數(shù)變化平緩。隨后，給節(jié)流錐一個打開狀態(tài)的微小擾動后保持節(jié)流錐位置不動，壓升系數(shù)又經歷了急速抬高、流量系數(shù)略有增加的過程，最終穩(wěn)定在特性曲線F點，特性線上記錄為E-F失速恢復(recovery stall)過程。繼續(xù)緩慢打開節(jié)流錐，壓氣機流量系數(shù)增加，壓升系數(shù)減小，葉頂動態(tài)壓力陣列信號重新恢復穩(wěn)定。至此節(jié)流錐已遍歷完所有的目標位置，通過分析進出口壁面靜壓孔采集到的數(shù)據(jù)，即可得到該轉速配置下的特性曲線。其他轉速比條件下，按照此流程均可得到對應的具有遲滯行為的特性曲線，這里不再贅述。下文分析的失速邊界均按照此方法試驗獲得的近失速B點作為壓氣機特性曲線上最后一個點。

通過處理葉頂機匣壁面動態(tài)壓力傳感器采集的信號，得到8號試驗失速起始階段機匣壁面壓力波沿周向的傳播過程,如圖4所示。從圖中可知失速初始擾動首先出現(xiàn)在后轉子前緣(25號傳感器)并快速向上游及下游擴張，0.1s后前轉子前緣也檢測到了失速擾動并且快速增長為完全發(fā)展的失速團。失速團周向跨度為135°，傳播方向與后轉子轉向一致，失速團轉速約等于轉子下游轉子轉速的8%，這說明本文所研究的對轉壓氣機在近失速點捕捉方面有較高的精度，試驗結果可以用于分析對轉壓氣機轉速比對其失穩(wěn)邊界影響規(guī)律。

圖3 總靜壓升系數(shù)-流量系數(shù)曲線圖4 失速起始階段壁面壓力軌跡

2 試驗結果與分析

2.1 轉速比對壓氣機失速邊界影響

圖5為19種轉速配置下對轉壓氣機流量(Q)-總靜壓升(Δp)特性曲線，圖例參考表1，例如：前后轉子轉速分別為900 r/min和1 200 r/min對應第一組試驗的1號，則將其命名為1.1，按照此命名規(guī)則對所有轉速配置進行命名。圖中紅色、藍色、黑色曲線分別代表轉速比等于1、小于1及大于1的情況，紫色曲線代表壓氣機失速邊界線。圖中失速邊界線為所有轉速配置下共同失速邊界，該失速邊界總體呈現(xiàn)出折線特征，與常規(guī)壓氣機中失速邊界形態(tài)有所區(qū)別。以2 100(r·min-1)/1 800(r·min-1)(轉速比1.167)和1 800(r·min-1)/2 100(r·min-1)(轉速比0.857)的轉速配置為例，在前/后轉子轉速值互換的情況下，從失穩(wěn)難易程度方面講，轉速比小于1的特性曲線相比于轉速比大于1的失速點更靠近左邊，即轉速比小于1時對轉壓氣機更難失穩(wěn)。從增壓能力方面講，轉速比大于1的特性曲線相比于轉速比小于1的更靠上方，即轉速比大于1時壓氣機增壓能力更強。這是由于當轉速比大于1時，前轉子轉速更大，對氣流的做功能力更強。而在后轉子之前去除了靜子葉排，使得后轉子的流場更加復雜且難以組織。因此后轉子不僅有增壓的作用，而且還承擔著將前轉子對氣流所加的功轉化為壓力勢能的功能。所以當進口氣流流量相同時，轉速比大于1時的增壓能力更強。通過前后轉子進出口的速度三角形亦可以進行分析。

圖5 不同轉速配置下對轉壓氣機流量-靜壓升特性曲線及失速邊界

圖6為當前/后轉子轉速互換且質量流量一致時速度三角形示意圖。此時各轉速比下前轉子進口氣流絕對速度C1in相同。由于前后轉子轉速不同，如圖所示Rr<1和Rr>1的前后轉子轉速均與Rr=1的轉速相差 ，致使前轉子出口絕對速度C1out即后轉子進口絕對速度C2in和后轉子出口絕對速度C2out方向存在一定差異。輪緣功Lu反應了壓氣機對氣流的加功量，即輪緣功越大，增壓能力越強，計算公式如(5)式所示

Lu=Cout,uUout-Cin,uUin

(5)

式中：Cout,u和Cin,u分別為轉子出口和進口絕對氣流周向分量;Uout和Uin分別為轉子出口和進口圓周速度。對于對轉壓氣機而言，同一轉子進出口Uin和Uout相同，(5)式可簡化為

Lu=UCout,u-Cin,u)

(6)

圖6 前后轉子轉速互換時速度三角形示意圖

將(6)式結合圖6可以發(fā)現(xiàn)當氣流通過前轉子時，轉速比大于1對應的出口-進口絕對氣流周向分量之差(C1out,u-C1in,u)和轉速U比轉速比小于1時更大，輪緣功更大。對于后轉子而言，轉速比小于1時對應的輪緣功更大。將前后轉子綜合來看，轉速比大于1時對應的前后轉子總輪緣功更大。反映在圖5中即當前后轉子轉速互換時，轉速比大于1時的特性曲線更靠近上方，即相同流量條件下，增壓能力更強。通過試驗可以發(fā)現(xiàn)其他符合條件的轉速配置均滿足該規(guī)律，即前/后轉子轉速值互換的情況下，轉速比越大壓氣機增壓能力越強，同時穩(wěn)定性更差。

由于前后轉子相互獨立，轉速越大表明壓氣機做功能力的增強。為方便說明，定義前后轉子平均轉速Rave=(n1+n2)/2。為更清晰的表達壓氣機在Rave相等的情況下的增壓和失穩(wěn)規(guī)律，分別定義Δmstall和ΔpRstall分別為前/后轉子轉速值互換時，轉速比大于1情況下相比于轉速比小于1情況下的失速起始點流量增量和靜壓升增量。通過對表1中前/后轉子轉速值互換的試驗組進行試驗，表2列舉了Δmstall及ΔpRstall的詳細結果。表中編號與表1一致，Qini為失速起始點流量，Δpini為失速起始點靜壓升?？梢园l(fā)現(xiàn)：當前/后轉子轉速值互換時，轉速比大于1的壓氣機相比于轉速比小于1的情況更容易失速，且失速起始點流量提前至少18%左右。與此相反，轉速比大于1的壓氣機相比于轉速比小于1的情況增壓能力更強，且失速起始點增壓能力至少高出5.5%。不同的轉速比下，壓氣機增壓能力與穩(wěn)定性相互制約。從上文分析來看，轉速比對于對轉壓氣機的特性曲線分布規(guī)律具有重要的影響作用，這里以轉速比作為分類依據(jù)，對對轉壓氣機的失速邊界進行進一步的討論。

表2 前/后轉子轉速值互換時失速起始點性能參數(shù)隨轉速比的變化

圖7為5種轉速比下的對轉壓氣機流量-總靜壓升特性曲線，共包含16種轉速配置。圖中曲線分別代表轉速比為1的7種轉速配置、轉速比為0.75的2種轉速配置、轉速比為0.889的3種轉速配置、轉速比為1.125的2種轉速配置、轉速比為1.333的2種轉速配置，同時采用對應顏色標記出了各轉速比下的獨立失速邊界?？梢钥吹剑涸诟鬓D速比下，失速邊界比較光滑，與常規(guī)壓氣機失速邊界形式一致。不同的轉速比下，失速邊界存在差異，相互獨立。因此相比于常規(guī)壓氣機，對轉壓氣機的失速邊界與轉速比有很大關聯(lián)。為了更加直觀地反映轉速比對對轉壓氣機特性曲線的影響，圖8為5種轉速比下的對轉壓氣機流量系數(shù)-總靜壓升系數(shù)特性曲線，圖中顏色與轉速配置的對應關系與圖7一致。可以發(fā)現(xiàn)：當轉速比相同時，不同轉速下的無量綱特性曲線具有比較高的重合度，而不同轉速比之間的無量綱特性曲線存在明顯的差異。除此之外，在相同的流量系數(shù)下，靜壓升系數(shù)隨著轉速比的增大逐漸減小，特性曲線向下方移動。由于當流量系數(shù)相同時，不同轉速比下的前轉子進口速度三角形相似，若轉速比也相同，則前后轉子進出口的速度三角形均相似。因此相同轉速比下，不同轉速的無量綱特性曲線幾乎重合。

圖7 不同轉速比下對轉壓氣機流量-靜壓升特性曲線及失速邊界

圖8 不同轉速配置下對轉壓氣機流量系數(shù)-總靜壓升系數(shù)曲線

圖9為當流量系數(shù)相同時，Rr<1，Rr=1和Rr>1時前后轉子進口速度三角形分布。由于轉速比相同的情況下，只要流量系數(shù)相同即進口速度三角形相似，壓氣機無量綱壓比就相同。因此，不失一般性，此處對于無量綱壓比的分析，可將Rr>1,Rr=1和Rr<1情況下的進口速度三角形按全等處理。當轉速比不相同時，由于前轉子進出口速度三角形均相同，結合(6)式可得此時前轉子所做輪緣功相同。當氣流經過后轉子時，Rr>1時出口絕對氣流周向分量與轉速方向相反為-ΔU，Rr=1時出口絕對氣流方向沿軸向，Rr<1時出口絕對氣流周向分量與轉速方向相同為ΔU。故隨著轉速比減小，后轉子出口和進口絕對氣流周向分量之差(C2out,u-C2in,u)和轉速U增大，Lu更大。綜合前后轉子來看，隨著轉速比減小，對轉壓氣機的增壓能力更強，最終形成如圖8所示的不同轉速比下特性曲線具有差異性的分布規(guī)律。

圖9 不同轉速比下的速度三角形示意圖

2.2 變轉速比失速初始擾動分析

上文表明轉速比對對轉壓氣機的特性曲線及不同轉速比下的失速邊界有重要的影響。為進一步深入研究對轉壓氣機在不同轉速配置下近失速時的內部流動狀態(tài)，對所有試驗組進行試驗并分析。表3列舉了所有轉速配置下對轉壓氣機失速擾動類型及基于后轉子轉速的失速團旋轉速度歸納結果。可以發(fā)現(xiàn)：當轉速比等于1時，不同轉速配置下失速起始階段前后轉子中的失速擾動均占據(jù)周向135°范圍，周向旋轉速度大約為后轉子轉速的6%～8%，傳播方向與后轉子旋轉方向一致，基于后轉子的失速旋轉速度隨著Rave增大而減小，且在相同的Rave條件下，隨著轉速比的增大，該值減小。圖4展示了前后轉子轉速均為800 r/min時壓氣機壁面壓力信號，此時失速擾動周向旋轉速度大約為后轉子轉速的8%。在轉速比小于1的所有轉速配置下，失速擾動特征與轉速比等于1時類似，不同的是失速擾動周向旋轉速度大約為后轉子轉速的10%～18%。在轉速比大于1的情況下，失速擾動特征比較復雜。當轉速比為1.125時，失速擾動特征與轉速比小于等于1時相似，失速擾動以后轉子旋轉方向在周向以3%～4%后轉子轉速進行周向旋轉。綜合來看，當轉速比小于等于1.125時，失速擾動占據(jù)周向135°范圍，并以后轉子旋轉方向在周向以3%～18%后轉子轉速旋轉。

表3 不同轉速比條件下對轉壓氣機失速擾動特征及初始擾動頻率

這與旋轉速度通常大于50%轉子速度，周向通常占據(jù)2～3個葉片通道的典型突尖波[6]相似但存在差異。為方便描述，將這種周向尺寸遠大于突尖波且旋轉速度遠低于突尖波失速擾動特征記為類突尖波。當轉速比為1.167和1.333時，失速擾動特征出現(xiàn)了明顯變化。此時失速擾動與突尖波或者模態(tài)波擾動都存在明顯的區(qū)別，擾動固定在機匣周向的某個范圍內，不沿周向傳播。如圖10所示，在轉速比為1.333時，前后轉子的失速初始擾動均固定在周向大約225°范圍內，故不存在初始擾動頻率。該現(xiàn)象與常規(guī)壓氣機中的失速特征具有很大的差異。因此，盡管對轉壓氣機在不同轉速比下的特性曲線并無太大區(qū)別，但其中的失速擾動特征存在很大差異。

圖11為不同轉速比下失速擾動特征的歸納結果，數(shù)據(jù)來源表3中19個轉速配置下的失速擾動特征。圖中采用黑色代表轉速比小于或等于1.125的失速擾動特征，紅色代表轉速比大于或等于1.167的失速擾動特征。當前/后轉子轉速比小于或等于1.125時，失速擾動沿周向旋轉。當轉速比大于或等于1.167時，失速擾動不沿周向旋轉。對于本文所研究的對轉壓氣機，轉速比存在一個臨界值，該值位于1.125～1.167之間，當轉速比小于該臨界值時，失速擾動繞周向旋轉，與常規(guī)壓氣機類似。當轉速比大于該臨界值時，失速擾動不沿周向旋轉，該現(xiàn)象與常規(guī)壓氣機具有顯著差異。

圖10 轉速比為1.333時失速起始過程壁面壓力軌跡圖11 不同轉速比下失速初始擾動特征的歸納結果

圖12為不同轉速比下失速初始擾動頻率隨Rave的變化規(guī)律，共包含16種轉速配置。其中紅色代表轉速比小于1的情況，藍色代表轉速比等于1的情況，黑色代表轉速比等于1.125的情況。總體上，轉速比越小，失速初始擾動頻率越高。在同一轉速比下，失速擾動初始頻率隨Rave的增大而增大，表明失速初始擾動的旋轉速度或個數(shù)有所增加。

圖12 失速頻率隨平均轉速的變化規(guī)律

3 結 論

本文以低速軸流對轉壓氣機為試驗平臺，通過設置轉速比小于1、等于1以及大于1共19種轉速配置并進行試驗，成功捕捉到了所有近失速點及不同轉速比條件下的失速邊界特征。通過對所有轉速配置下的失速擾動特征進行分析可得到如下結論：

1) 在前/后轉子轉速值互換的情況下，轉速比大于1相比于轉速比小于1時壓氣機更容易失速，增壓能力更強，且失速起始點流量提前至少18%，增壓能力至少高出5.5%。不同的轉速比下，壓氣機增壓能力與穩(wěn)定性相互制約。相比于常規(guī)壓氣機，對轉壓氣機的失速邊界更復雜，不同轉速比下的失速邊界相互獨立。

2) 當轉速比相同時，相同流量系數(shù)下，前后轉子進出口速度三角形均相似，壓氣機壓升系數(shù)相等，因此等轉速比下無量綱特性曲線幾乎重合。當轉速比不同時，隨著轉速比減小，相同流量系數(shù)下對轉壓氣機后轉子所做輪緣功變大，增壓能力變強，無量綱特性曲線向上方移動。

3) 對于對轉壓氣機，存在一個臨界轉速比值位于1.125～1.167之間。當轉速比小于該臨界值時，失速擾動占據(jù)周向大約135°范圍，以3%～18%后轉子旋轉速度沿與后轉子相同的旋轉方向進行周向旋轉，失速擾動特征為類突尖波。此時轉速比越小，失速初始擾動頻率越高，且在同一轉速比下，失速擾動初始頻率隨Rave的增大而增大。當轉速比大于該臨界值時，失速擾動固定在周向某一位置，不沿周向旋轉，該現(xiàn)象與常規(guī)壓氣機具有顯著差異。

通過本文試驗研究，認識到對轉壓氣機中失速過程的復雜性，未來應采用更精細的測量設備及更先進的數(shù)據(jù)分析手段清晰地刻畫對轉壓氣機中的失速過程，為對轉壓氣機的進一步應用提供支撐。