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1、一、涡轮泵构造设计的根本特性涡轮泵的根本工作参数是由动力装置依据其任务提出来的。要满足这些参数要求和提高涡轮泵的参数，需要完善的和牢靠的构造设计来保证。这就需要对涡轮泵的构造特性和配置方案从设计、工艺及材料诸方面进展深入的争论，需针对发动机的构造特点以及推动剂的种类等进展优化设计，选择最正确的构造方案。二、涡轮泵装置的配置方案涡轮泵在发动机中的配置应能保证由贮箱至泵、至燃气发生器、至发动机推力室的管路以及将工质供入涡轮的导管具有最正确的流体动力学特性。涡轮泵的配置、扭矩传递方案、泵和涡轮的类型对涡轮泵的装置构造有很大影响。涡轮功率传递给一个或多个推动剂泵的设计方案或集合布局有好多种， 局部在图
2、 1 中示意的画出了。假设发动机推动剂的密度比较接近,则燃料泵和氧化剂泵的轴转速也比较接近，两种泵可以安置在同一轴上，由单个涡轮驱动。假设泵的最正确转速和涡轮最正确转速之间不匹配，为了减轻死重、削减涡轮燃气质量， 可在它们的轴之间设置齿轮变速箱。但是为了避开简单的齿轮箱，在这里牺牲了效率和驱动涡轮的推动剂量，而承受直接传动的方式。在全部单转子涡轮泵中，构造最简洁、牢靠性较高的是悬臂配置的冲压式涡轮的单轴式涡轮泵图一各种涡轮泵设计布局简要示意图 a。这种配置可以简化燃料泵的密封装置，这对自然推动剂很重要；而氧化剂泵的轴向入口有助于提高泵的抗气蚀性能。在补燃发动机中，当承受反力式向心涡轮时，悬臂式
3、配置便成为唯一可行的方案。悬臂式涡轮可减轻涡轮入口和出口的质量，是构造紧凑。同时可排解由于温度变形和加工精度不够高对轴承工作的影响，排解对远离涡轮的氧化剂泵的热影响。需要指出的是，实际上在影响涡轮泵配置方案选择的诸因素中，很多项是相互冲突的。因此，不能只考虑某一因素，而需要针对各飞行器任务对主要的火箭发动机组件，主要准则高性能或高效率、最小质量、高牢靠性以及低本钱进展权衡和择优，同时将构造简洁、工艺性好、涡轮泵及整个动力装置的质量最小作为根本标准，才能获得良好的机构设计。综合上述缘由，在本设计方案中承受了单轴悬臂式的配置。GOFTFTOTGa、与涡轮同轴的两泵周从燃料泵进口穿过OTFGb、各带
4、一泵的双涡轮，燃气并联流过两个涡轮另一种方案为燃气串联先后流过两个涡轮OTTFGOTTF GGCGFTOc、涡轮居中直接驱动两泵， 轴穿过涡轮出口集合器d、带齿轮箱，涡轮转速 e、两个主泵，两个预压泵，各有其涡可提高，两泵转速不同轮图 1 各种涡轮泵设计布局简要示意图。F 为燃料泵，O 为氧化剂泵，T 为涡轮，G 为高温燃气，GC 为齿轮箱三、氧化剂泵的设计随着现代液体火箭发动机燃烧室压力的增加，涡轮泵的性能参数也不断提 高，再考虑到在燃气发生器和涡轮番道中有较大的压降，要求泵必需具有较高的压头。在研制高转速、高效率、小尺寸、小质量的涡轮泵时，主泵常承受离心式泵。依据发动机的要求得动身动机氧化
5、泵如下设计数据和试验模型的试验结果： 要求的泵压头， DH = 893.064mm要求的泵流量，Q = 0.94m3 / s泵轴转速，N=7000 转/分S泵的比转速， N= 1980(NPSH )= 17.6784m泵的临界净抽吸压头，泵的实际抽吸比转速， Nssc= 37230(由试验)泵的总压头系数，y = 0.46诱导轮的根本外形锥形的叶尖和轮毂，如图 2、锥形诱导轮旋转方向dt0d0dh0dh1d1dt1dtLi流淌方向诱导轮压头系数y = 0.46图 2锥形诱导轮诱导轮直径比， r= 0.3di诱导轮比， L/ d = 0.4t诱导轮进口叶尖处的冲角， i = 4 最大 诱导轮叶尖
6、轮廓锥形半角= 7诱导轮轮毂锥形半角=14t依据平均叶尖直径计算的诱导轮稠度， d= 2.2诱导轮渗漏损失， Q= 0.032Qee叶轮根本型式=在进口处有混流式叶片的径向流式叶轮如图 3、叶轮进口处有混合流式叶片的径向流1轴线ss imp如图 3叶轮进口处有混合流式叶片的径向流式叶轮叶轮的抽吸比转速， (N)= 110002叶轮的出口叶片角， b = 2412v叶轮在进口处的收缩系数， e = 0.82 叶轮在出口处的收缩系数， e = 0.88 叶轮效率， e = 0.74叶轮的渗漏损失， Q= 0.035Qee泵蜗壳的压头损失， H= 0.19H依据上述数据可设计和计算a诱导轮、b叶轮的
7、根本参数和尺寸（a） 氧化剂泵诱导轮叶轮的临界净正抽吸压头(NPSH )NQ0.5=1.333= 89.3064m诱导轮必需的压头上升imp(N)ss impDHind= (NPSH )imp- (NPSH )ind= (NPSH )imp- (NPSH )c= 71.628m诱导轮的平均叶尖速度ut诱导轮的平均叶尖直径d=DH 32.2yind= 720 u= 108.204m / s= 295.148mmtp Nti在给定 L/ d = 0.4 的状况下，诱导轮的轴向长度 Lti= d 0.4 = 118.11mmt对于给定叶尖轮廓锥形半角为7 o 时，诱导轮进口处的叶尖直径为Ld= d0
8、tt+ 2 i tan 7o = 309.626mm2L诱导轮出口处的叶尖直径d1t= d - 2 ti tan 7o = 280.67mm2轮毂平均直径dh= d rt d= 88.646mm对于给定轮毂轮廓锥形半角为14 o时，诱导轮进口处的轮毂直径为Ld= d0hh- 2 i tan14o = 59.182mm2L诱导轮出口处的轮毂直径d1h= d+ 2 hi tan14 = 118.11mm2由给定的诱导轮渗漏损失Q= 0.032 和叶轮渗漏损失 1 Q= 0.0175 ，求得必ee需的诱导轮番量Q= Q + Q+ 1 Q2e= 0.181m3 / sindee2e诱导轮进口实际流速c
9、0”等于它的子午线方向重量cm0，假设它的切向重量c=0；a” = 0 m00Qc ” = c0m0=3.12 pind(d40t2 - d2 ) 0h= 11.34m / s诱导轮出口确定流速的子午线方向向量Qc=m13.12 pind(d41t2 - d2 )d2 + d0t220h1h= 16.185m / s诱导轮在进口处的平均有效直径d0= 222.504mm诱导轮在d0处的圆周速度u0= p 7000d 2 + d21t21h720 222.504 = 81.6864m / s诱导轮在出口处的平均有效直径d1= 214.63mm诱导轮在d1处的圆周速度u1= p 7000720 2
10、14.63 = 78.7908m / s诱导轮出口确定速度的切向重量cu1” = DHindg = 8.9m / s u1诱导轮设计的进口相对流速v ” =0= 82.48m / sc2 + u 2m00c诱导轮设计的进口相对液流角sin b ” =m0 = 0.135; b ” = 7o 45”0诱导轮设计的出口确定流速c ” =1v ”00cu1”2 + c2m1= 18.44m / sc诱导轮设计的出口确定液流角tana ” =m1 = 1.82;a ” = 61o13”1c”u1(u - c1u1”)2 + c2m1诱导轮设计的出口相对流速v ” =11= 71.628m / s诱导轮
11、设计的出口相对液流角tan b ” =c= 0.232; bm1” = 133”1u - c”11u1由于诱导轮的气蚀性能跟诱导轮进口叶尖处叶片前缘的冲角以及诱导轮出口流量系数f验之。ind有很大关系，我们现在来求诱导轮进口叶尖处的叶片角q0t，并检诱导轮进口的叶尖速度u0t= p N d7200t= 113.538m / sc诱导轮进口叶尖处的相对液流角tan b” =0tm0 = 0.0998; bu0t0t” = 5o 42”假设我们承受在诱导轮进口叶尖处的叶片角为b” = 9o ，则进口叶尖处的冲0t角q- b” = 3o18”( N=37300ss indfdss ind假设我们承受
12、在诱导轮出口平均直径d1处的叶片角q1为14o30” ，则q1与出口相对液流角b1” 之差为q1- b ” = 1o 27 ” ，这考虑了局部环流边界效应的影响。1诱导轮出口叶尖直径d处的叶片角q: tanq = dtanq = 0.198;tanq=11o12”11t1t1td11t 1t诱导轮出口轮毂直径d处的叶片角q：tanq= dtanq = 0.471;tanq= 25o13”11h1h1hd11t 1h我 们 将 采 用 三 叶 片 z=3 。 叶 片 在 叶 尖 平 均 直 径 dtp d处 的 节 距P =t iz= 309.372mmL叶尖处的弦长可由下式计算Ci=qsin(
13、 1ti+q20t )= 674.878mmC依据叶尖平均直径dt计算的诱导轮稠度： S=vi = 2.18Pi发动机氧化剂泵诱导轮设计一览所需的压头和流量DHind= 71.628m ， Qind= 0.181m3 / s进口速度图在进口平均有效直径d0处：a” = 90o ， b00” = 7o 45”u= 81.6864m / s ， v00” = 82.48m / sc ” = c0m0= 11.34m / s ， c= 0u 0出口速度图在出口平均有效直径d1处：a” = 61o13” ， b11” = 13o3”u = 78.7908m / s, v11” = 71.628m /
14、sc ” = 18.44m / s, c1u1” = 8.9m / sc= 16.185m / sm1诱导轮的轴向长度， Li= 118.11mm叶尖处锥形半角： 7 o ；轮毂处锥形半角：14 o 进口尺寸：d= 309.626mm, d0t0h= 59.182mm, d0= 222.504mm在d处的叶片角，q0t0t在d处的叶片角，q0h0 h= 9o= 39o 40”在d 处的叶片角，q00= 12o 25”出口尺寸：d= 280.67mm, d1t1h= 118.11mm, d1= 214.67mm在d处的叶片角，q1t1t在d处的叶片角，q1h1h= 11o12”= 25o13”在
15、d 处的叶片角，q11= 14o30”叶片数目，z=3在叶尖处的稠度， Sv= 2.18进口流量系数，find= 0.0998（b） 氧化剂泵的叶轮gHy这里将承受如图 2 所示的叶轮进口处有混合流式叶片的径向流式叶轮。在叶轮进口处的流道和速度状况可假设为与在诱导轮出口处是一样的。叶轮出口处的叶尖速度或圆周速度： u=2720 u= 138.0744m / s叶轮出口直径： d=2 = 375.92mm2p N得叶轮所需的压头： D Himp= D H + He- D Hind= 991.21 m叶轮所需的流量： Qimp= Q + Qe= 0.9729m3 / sgDH+ u c”叶轮出口设
16、计确定流速的切向重量： c” =u 2cimpu2”1 u1= 75.5904m / s叶轮出口抱负确定流速的切向重量： c=u 2u 2ev= 102.108m / s叶轮出口设计确定流量的子午线方向重量： cm 2= (u2- c) tan bu 22= 16m / sc”2 + c2u 2m2叶轮出口设计确定流速： c ” =2= 77.24m / s叶轮出口设计确定液流角： tana ” = c 2 = 0.212;am” = 11o58”2c”u 2(u- c2u 2”)2 + cm22叶轮出口设计相对流速： v ” =2c2= 64.50m / s叶轮出口设计相对液流角： tan
17、b ” =m 2= 0.256;a” = 14o 22”2(u2Q- c”)2u 2叶轮在叶片进口处的宽度： b1=impp3.12d ce= 90.424mm1 m1 1Q叶轮在出口处的宽度： b=imp= 48.514mm23.12p dfcce2 m2 2泵的总流量：=m 2 = 0.116u2发动机氧化剂泵叶轮设计一览叶轮必需的压头和容量DHimp= 991.21m,Qimp= 0.9729m3 / s ；进口速度图在进口平均有效直径d1处：a” = 61o13” ， b11” = 13o3”u = 78.7908m / s, v11” = 71.628m / sc ” = 18.44
18、m / s, c1u1” = 8.9m / scm1出口速度图在出口直径d 处2= 16.185m / sa ” = 11o58” ， b22” = 14o 22”u= 138.0744m / s, v22” = 60.50m / sc ” = 77.24m / s, c2u 2” = 75.5904m / s进口尺寸：进口孔径， d1t= 180.67mmc= 16m / sm 2进口轮毂直径， d= 118.11mm1h进口平均有效直径， d= 214.63mm1在直径d 处的进口叶片角， b= 13o3”11进口叶片宽度， b1= 90.424mm出口尺寸：外径， d= 375.92mm
19、2出口叶片角， b= 24o2叶轮出口宽度， b2= 48.514mm叶轮叶片数， z = b/ 3 = 8i2四、涡轮的设计涡轮必需供给足够的轴功率用于在所需的转速和扭矩下驱动推动剂泵。涡轮的能量来自于与气态工质通过固定喷嘴和旋转叶片的膨胀。叶片安装在于轴向连的轮盘上。气体通过倾斜的喷嘴膨胀后速度大大提高，方向转为接近切向，然后流经外形特别的叶片，在叶片上气体能量转变为作用在每个叶片上的切向力。这些力使涡轮盘旋转。理论上对两类用于驱动发动机泵的轴流式涡轮比较感兴趣：冲击式涡轮和反力式涡轮。在冲击是涡轮中，工质的焓在第一组涡轮固定喷嘴中转变成动能， 而不是在旋转叶片中转变。高速气体吹到根本上沿
20、切向旋转叶片上，高动能气流的动量转化为安装在涡轮盘上的旋转叶片的冲量，从而使叶片转动。在速度分级冲击式涡轮中，有一组固定叶片，在这里工质进一步将能量传递给涡轮盘。在压力分级冲击式涡轮中，各组固定叶片内都有气体膨胀过程。在反力式涡轮中， 气体膨胀过程大致在旋转和固定叶片单元之间均匀安排。由于燃气发生器循环中涡轮工质具有较高的压降，故大推力发动机倾向于承受简洁的、质量较轻的一级或两级冲击式涡轮。在这里承受单级双转子速度分级冲击式涡轮。流淌方向涡轮进口燃气总管涡轮进口法兰盘喷嘴第一级转子叶片固定叶片其次级转子叶片转子轮盘dddmdt图 4、典型的单级双转子速度分级冲击式涡轮依据试验及阅历得出此发动机
21、涡轮泵的涡轮的以下数据： 涡轮燃气混合比，液氧/RP-1 煤油=0.408；C ；涡轮燃气的等压比热， C= 2.733361焦耳/克p涡轮燃气比热比， g =1.124 ；涡轮进口处燃气总温， T0= 760o C;C ；涡轮燃气的气体常数， R = 9.08m /涡轮进口处燃气总压， p0涡轮出口处燃气静压， pe= 4.4MPa 确定；= 0.19MPa 确定；涡轮燃气总的有效能含量， DH = 8.35KJ / kg ；涡轮燃气流量， wt= 41.73kg / s涡轮轴转速，7000r/min 喷嘴特征比=9.7；喷嘴速度系数， kn= 0.96喷嘴喉部面积系数， ent喷嘴出口面积
22、系数， ene= 0.97= 0.95转子和静子叶片的出口面积系数， eb 2= 0.95转子和静子叶片的弦长， Cb= 35.56mm喷嘴和叶片出口处的隔板厚度， tn第一级转子叶片的稠度=1.82 静子叶片的稠度=1.94其次级转子叶片的稠度=1.67= t= 1.27mmb依据上述数据可计算涡轮的构造和尺寸：0、1、2、3、4 代表喷嘴、第一级转子叶片、静子叶片、其次级转子叶片的进口状况；以及其次级转子叶片出口状况的各点。1、2、3、4代表喷嘴、第一级转子叶片、静子叶片和其次级转子叶片出口状况的各点，按抱负等熵膨胀过程考虑。0-1、1-2、 2-3、 3-4代表在喷嘴、第一级转子叶片、静
23、子叶片和其次级转子叶片中的抱负等熵膨胀过程的轨迹。0-1、1-2、 2-3、 3-4 代表在喷嘴、第一级转子叶片、静子叶片和其次级转子叶片中的实际过程的轨迹。1-1、2-2、3-3、4-4代表由于在喷嘴、第一级转子叶片、静子叶片和其次级转子叶片中摩擦损失和再热造成的在抱负等熵膨胀过程之间沿等压线的差额。“0”代表喷嘴进口。T =喷嘴进口总温=涡轮进口总温=760 OC0p =喷嘴进口总压=涡轮进口总压=4.4MP确定0DH =涡轮燃气总的等熵焓降=涡轮燃气总的有效能量=8.35KJ/kgh= 喷嘴效率=kn2 = 0.962 = 0.92n“1”代表喷嘴出口即第一级转子叶片进口。假设了总的等熵
24、焓降DH 的约 6%是在转子和静子叶片中进展，故喷嘴中的等熵焓降DH0-1” = DH (1- 6%) = 7.849KJ我们可以写出DH= C T 1- (1 )g -1g p0-1”p 0p0由此，喷嘴出口处的燃气总压 p1= 0.234MP2gJ DH0-1”喷嘴出口处燃气喷射速度C = k1n= 1200.912m / s喷嘴内的再加热量q=(1- kn2 )C 21= 0.63KJ / kgnrk 2 2gJnDH”经过等熵膨胀以后在喷嘴出口处的燃气温度T1” = T -00-1Cp= 473.5 OCp144喷嘴出口处的燃气密度r=1 = 1.05kg / m31TR1关于喷嘴出口
25、处喷射的燃气流方向，我们取a为25o 。1Ucosa在抱负状况下，当双转子速度分级冲击式涡轮的涡轮速度比为=1C41时，效率hnb达最大值。由此，在转子平均直径处的圆周速度U = 271.272m / s涡轮转子平均直径dm= 720U = 739.14mmp N第一级转子叶片进口处的燃气相对气流角b ：1tan b=C sin a11= 0.622; b= 31o 53”1C cos a - U11C sina第一级转子叶片进口处的燃气相对流速V =1“2”第一级转子叶片出口=静子叶片进口1bsin11 = 961.95m / s假设所给定的喷嘴后面有 6%反力度是由两个转子和一个静子所均分
26、。这样就可估算在第一级转子叶片中的等熵焓降。DH= 0.167 KJ / kg1-2”第 一 级 转 子 叶 片 出 口 处 的 燃 气 相 对 流 速k 2V 2 + 2gJh DHb1n1-2”V = 873.6m / s2在第一级 转子叶片 中的再加 热量：qbr1= (1- k 2 )bV 212gJ+ (1-h)DHn1-2”= 0.98KJ / kg第一级转子叶片出口处的燃气静压： p2= p 1-1DHg1-2” g -1C T= 0.21787MPp 1经 过 等 熵 膨 胀 后 再 第 一 排 转 子 叶 片 出 口 处 的 燃 气 静 温 ：DHT ” = T -211-2
27、” Cp= 490.2 OCq第一排转子叶片出口处燃气的实际静温： T2= T ”+2br 2 = 525.7 OCC第一级转子叶片出口处的燃气密度： r2= 144 pRT2p2 = 0.95kg / m3关于第一级转子叶片出口不对称叶片处燃气的相对流淌方向，我们取b2角 为 25 O 。 第一 级转子 叶片 出 口处 的绝 对 气流角 a2可 由 下式计 算tana=V sin b22= 0.707;a= 35O15”2V cos b -U22V sin b2第一级转子叶片出口处确实定流速C=2sina22 = 633.984m / s“3”静子叶片出口等于其次级转子叶片出口在静子叶片内的
28、等熵焓降DH= DH= 0.167 KJ / kg2-3”1-2”k 2C 2 + 2gJh DHb2n2-3”静子叶片进口处的燃气确定流速C =3= 590.7m / s在静子叶片内的再加热q= (1- kbsbC 22 )22gJ+ (1-h)DHn2-3”= 0.43KJ / kgHg静子叶片出口处的燃气静压 p = p 1-2-3” g -1 = 0.20284MP32C Tp 2经 过 等 熵 膨 胀 以 后 再 静 子 叶 片 出 口 处 的 燃 气 静 温 ：DHT ” = T -322-3” Cp= 519.6 OCq静子叶片出口处的燃气实际静温： T3= T ”+3bs =
29、535.7 OCCp静子叶片出口处的燃气密度： r3144 p=30.87kg / m3RT3关于静子叶片出口处的燃气确定流淌方向，我们取a为35 OCa33 a 。静2子 叶 片 出 口 处 的 相 对 气 流 角 b2可 由 下 式 计 算 ：tan b =C sina33= 1.596; b= 57O56”3C cosa -U333C sina3静子叶片出口处的相对流速V =3sin b33 = 399.9m / s“4”其次级转子叶片出口在其次级转子叶片内的等熵焓降： DH= DH= 0.167 KJ / kg3-4”1-2”第 二 级 转 子 叶 片 出 口 处 的 燃 气 相 对
30、流 速 ：k 2V 2 + 2gJh DHb3n3-4”V = 398.07m / s3在第二级转子叶片内的再加热量qbr 2= (1- k 2 )bV 232gJ+ (1-h)DHn3-4”= 0.18KJ / kg第二级DHg转 子叶片出 口处的燃 气静压p = p431-3-4” g -1C Tp 3= 0.18933MP(确定 0.18615MP确定p )e由于再热效应， p4稍高于涡轮出口压力不完全膨胀。经 过 等 熵 膨 胀 以 后 ， 在 第 二 级 转 子 叶 片 出 口 处 的 燃 气 静 温T ” = T43- DHC3-4”p= 529.6OCq其次级转子叶片出口处燃气的
31、实际静温： T4= T ”+4br 2 = 536.3 OC C其次级转子叶片出口处的燃气密度： r4= 144 pRT4p4 = 0.81kg / m3关于其次级转子叶片出口处不对称叶片燃气的相对流淌方向，我们取b4角为 44 O 。 其次级转子叶片出口处确实定气流角 a4可由下式计算：tana=V sin b44= 18.5;a= 86O55”4V cos b -U444V sin b4其次级转子叶片出口处确实定流速： C=4喷嘴尺寸：sina44 = 276.8m / s2g +1epnt0ggg +1g -1RT0t必需的喷嘴总喉部面积： A=wnt= 8528.8mm2我们取喷嘴喉部
32、处径向高度hnt为 38.1mm。由此喷嘴在喉部处的宽度：hb=nt=3.93mmnt喷嘴特征比喷嘴数目： z=nbnt= 57Ahnt ntp d节距或喷嘴间距： P =nm = 40.74mmzn我们允许在喷嘴出口角qn与喷嘴喷射的燃气气流角a1之间的角度为 2 o ，于是q= a - 2 = 23on1144 w喷嘴必需的总出口面积 A=ner C et= 34676.3mm211 ne我们得到喷嘴出口处的径向高度和宽度：Ah=ne= 41.656mm;nep dmzAsinqn- z tn nbne第一级转子叶片尺寸在dmne=n= 14.63mm hne处叶片弦长C节距或叶片间距：
33、p=br1叶片稠度b =19.5mm叶片数： zbr1p d=mp= 119br1允许在进口叶片角 qb1r1与进口相对气流角 b1之间差 2o7 ” ， 于是qb1r1= b + 2o7 ” = 34o1使出口叶片角qb 2r1等于出口相对气流角b2：q= bb 2 r12= 25o我们选定进口处叶片径向高度： hb1r1= h(1+ 0.08) = 44.96mmne进口处叶片通道宽度： bb1r1= pbr1sinq- tb1r1b= 9.63mm必需的叶片出口总面积： A=b 2r1144 wr V et= 53224mm2出口处叶片的径向高度： h2 2 b 2A=b 2r1= 64
34、.0mmb 2r1p dsinq- z tmb 2r1b b在出口处叶片通道的宽度： bb 2r1h= pbr1+ hsinq- tb 2r1b= 7.39mm叶片的平均径向高度： h=br1b1r12b 2r1 = 54.5mm承受带冠的锥形叶片，并且它所承受的由于离心力造成的拉伸应力与不带冠的均匀叶片接近一样。叶片承受 Timken 合金制造，其密度为rb= 4.806kg / m3 。检验根部截面上的离心拉伸应力：Scr1= 0.00045721 r hd gb br1 mN 2 = 89.98MN / m2静子叶片尺寸：节距或叶片节距： pbs= 叶片弦长C叶片稠度b =18.31mm叶片数： zbsp d=mp= 127bs在 进 口 叶 片 角 qb1s与 进 口 绝 对 气 流 角 a2之 间 允 许 误 差 2o24” ：qb1s= a + 2o 24” = 37o2保持出口叶片角qb 2 s= a = 35o3叶片在进口处的径向高度： hb1s