高 原，吳亞?wèn)|,b，歐陽(yáng)華,b

(上海交通大學(xué) a.機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院;b.燃?xì)廨啓C(jī)與民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)教育部工程研究中心，上海 200240)

軸流壓氣機(jī)的不穩(wěn)定工況主要分為以周向不均勻的高頻擾動(dòng)為特征的失速工況和以軸向傳播的低頻高振幅擾動(dòng)為特征的喘振工況.失速時(shí)性能惡化，效率驟減，機(jī)械振動(dòng)加劇.喘振時(shí)情況更為惡劣，發(fā)生超溫、強(qiáng)振，甚至?xí)?dǎo)致壓氣機(jī)毀壞[1].因此，在實(shí)際應(yīng)用中，需要極力避免壓氣機(jī)進(jìn)入喘振或失速.一旦進(jìn)入喘振或失速后，需要采取措施快速有效地退出.

通過(guò)對(duì)壓縮系統(tǒng)不穩(wěn)定工況的不斷探索，研究者總結(jié)出一個(gè)衡量壓縮系統(tǒng)穩(wěn)定性的無(wú)量綱參數(shù)即B參數(shù)，以預(yù)測(cè)壓縮系統(tǒng)不穩(wěn)定工況的表現(xiàn)形式.B參數(shù)較大時(shí)，壓縮系統(tǒng)表現(xiàn)為喘振工況，B參數(shù)較小時(shí)，壓縮系統(tǒng)表現(xiàn)為失速工況.另外，根據(jù)壓氣機(jī)退出失速恢復(fù)到穩(wěn)定工況時(shí)的流量是否大于其進(jìn)入失速工況的流量，可以將壓氣機(jī)的失速工況分為存在滯后性和無(wú)滯后性.本文中研究存在滯后的失速.在以往的研究中，吳艷輝[2]使用由Moore和Greitzer合作完成的MG模型和單通道數(shù)值模擬對(duì)不同壓縮系統(tǒng)過(guò)失速后能否成功退出失速做了對(duì)比，驗(yàn)證了轉(zhuǎn)速越高時(shí)越難以退出失速的結(jié)論，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好.馬彩東等[3]通過(guò)實(shí)驗(yàn)在失速后緩慢開(kāi)啟節(jié)流閥，繪制出退失速的遲滯曲線，并觀察到失速工況的兩個(gè)失速團(tuán)在周向上先尺度減小，然后合二為一，最后經(jīng)過(guò)3轉(zhuǎn)消失，壓氣機(jī)退出失速.Hickman等[4]用實(shí)驗(yàn)得到了某跨音速單級(jí)壓氣機(jī)進(jìn)失速和退失速的失速遲滯性能曲線，其中對(duì)于周向壓力信號(hào)，失速團(tuán)穩(wěn)定時(shí)轉(zhuǎn)速為0.53倍轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，在信號(hào)接近穩(wěn)定時(shí)，擾動(dòng)尖峰前點(diǎn)周向傳遞速度增加到0.73倍轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，而后點(diǎn)增加到0.56倍.李志平等[5]使用MG模型對(duì)比了兩組低速壓氣機(jī)不同轉(zhuǎn)速的性能曲線，認(rèn)為其失速遲滯曲線的拓?fù)洳蛔?，失速與尖點(diǎn)突變模型能映射到統(tǒng)一模型線上.以上研究分別從退失速過(guò)程的實(shí)現(xiàn)條件、流場(chǎng)變化、信號(hào)波動(dòng)及拓?fù)湟恢滦赃M(jìn)行了細(xì)致的分析.

在分析退失速過(guò)程時(shí)，對(duì)于壓縮系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)仿真，MG模型[6]能夠在一定程度上準(zhǔn)確預(yù)測(cè)由進(jìn)口管道、壓氣機(jī)、出口管道、穩(wěn)壓室及節(jié)流閥組成的壓縮系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能.其關(guān)鍵是取平均半徑位置的周向平均參數(shù)，并將擾動(dòng)視為入口的一個(gè)幅值變化的正弦波，最終對(duì)壓力平衡方程和質(zhì)量守恒方程進(jìn)行變換，再進(jìn)行Galerkin近似后得到表示總壓系數(shù)、流量系數(shù)及擾動(dòng)幅值隨時(shí)間變化的3個(gè)常微分方程.Mansoux等[7]取消了周向平均的假設(shè)，以傅里葉變換對(duì)擾動(dòng)進(jìn)行周向分解，最終將方程寫成矩陣形式，一方面能得到周向流量的變化情況，另一方面提高了結(jié)果的精度.Gravdahl等[8]在經(jīng)典MG模型的基礎(chǔ)上加上了轉(zhuǎn)速變化，引入轉(zhuǎn)子動(dòng)態(tài)方程，在原有的常微分方程中加入由轉(zhuǎn)速變化而新產(chǎn)生的項(xiàng)，并加入可代表轉(zhuǎn)速的B參數(shù)隨時(shí)間變化的第4個(gè)常微分方程.這些MG模型在不斷發(fā)展的同時(shí)，也得到了廣泛應(yīng)用.Sari等[9]利用變轉(zhuǎn)速M(fèi)G模型對(duì)失速發(fā)展結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)閥門應(yīng)與轉(zhuǎn)速協(xié)同控制才能更好退喘.蘇三買等[10-11]等對(duì)MG模型進(jìn)行了一系列的研究，經(jīng)過(guò)不斷發(fā)展形成了完備的理論體系，并對(duì)加上執(zhí)行裝置的壓氣機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行了建模.除此之外，其他學(xué)者[12-15]對(duì)于MG模型的拓展和應(yīng)用均取得了良好成果.

在關(guān)于退失速的文獻(xiàn)中，很少涉及不同退喘開(kāi)閥速度的效果及其給整個(gè)壓縮系統(tǒng)帶來(lái)的影響.因此，本文以某單級(jí)軸流低速壓氣機(jī)為原型，將以壓力平衡方程、質(zhì)量守恒方程及轉(zhuǎn)子動(dòng)態(tài)方程為基礎(chǔ)的MG模型仿真和以RANS方程為基礎(chǔ)進(jìn)行三維流場(chǎng)求解這兩種數(shù)值模擬方法相結(jié)合，針對(duì)退喘閥控制對(duì)壓氣機(jī)性能的影響這一問(wèn)題展開(kāi)研究，并具體分析了退喘閥以不同速度開(kāi)閥對(duì)退失速這一過(guò)程的影響及其機(jī)理.

1 研究對(duì)象和研究方法

1.1 研究對(duì)象

研究對(duì)象以某單級(jí)壓氣機(jī)為原型，試驗(yàn)臺(tái)如圖1所示.壓氣機(jī)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速為 3 000 r/min，設(shè)計(jì)流量為6.8 kg/s，輪轂比為0.75，有46片動(dòng)葉和44片靜葉.退喘閥為快速響應(yīng)氣動(dòng)球閥，排氣節(jié)流閥為蝶閥.詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1.

圖1 單級(jí)壓氣機(jī)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of single stage compressor system

表1 壓氣機(jī)參數(shù)Tab.1 Parameters of compressor

1.2 基于MG模型的數(shù)值仿真

為了衡量壓縮系統(tǒng)的不穩(wěn)定工況表現(xiàn)形式，通過(guò)壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速、當(dāng)?shù)芈曀?、穩(wěn)壓室容積、平均截面面積、壓氣機(jī)及前后管道總長(zhǎng)求得B參數(shù)，其定義為

(1)

式中：U為壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速；as為當(dāng)?shù)芈曀伲籚p為穩(wěn)壓室容積；Ac為平均截面面積；Lc為壓氣機(jī)及前后管道總長(zhǎng)度.

以B參數(shù)為核心的經(jīng)典MG模型主要含有3個(gè)常微分方程，見(jiàn)文獻(xiàn)[7].變轉(zhuǎn)速分布式MG模型在原有MG模型對(duì)動(dòng)態(tài)過(guò)程求解總壓平衡方程、質(zhì)量守恒方程的基礎(chǔ)上，添加轉(zhuǎn)子動(dòng)態(tài)方程并將轉(zhuǎn)速變化代入到各個(gè)方程中.并且使用傅里葉級(jí)數(shù)對(duì)原本作周向平均的流量進(jìn)行分解，使其結(jié)果精度增加并能表示擾動(dòng)在周向的傳播情況，其矩陣形式為

(2)

(3)

(4)

本文在測(cè)量試驗(yàn)臺(tái)尺寸后，選取壓縮系統(tǒng)參數(shù)如表2.

表2 壓縮系統(tǒng)參數(shù)Tab.2 Parameters of compression system

其中，求解方程需事先給定壓氣機(jī)穩(wěn)態(tài)特性曲線.本文中通過(guò)穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬求得穩(wěn)態(tài)性能，代入軸對(duì)稱性能曲線，壓氣機(jī)壓升系數(shù)Ψc和流量系數(shù)Φ的關(guān)系如下式：

Ψc=Ψc0+

(5)

式中：Ψc0、H及W分別為軸對(duì)稱性能曲線參數(shù)，通過(guò)擬合求解得到Ψc0、H及W分別為 0.185 4、0.153 2 及 0.104 3.

1.3 基于RANS方程的數(shù)值仿真

RANS方程的求解主要基于CFX計(jì)算平臺(tái)，計(jì)算域及網(wǎng)格劃分如圖2所示.入口邊界距動(dòng)葉前緣為1.5倍動(dòng)葉葉尖弦長(zhǎng)，退喘閥中心距靜葉尾緣為2.5倍靜葉葉尖弦長(zhǎng)，出口邊界距靜葉尾緣為3.5倍靜葉葉尖弦長(zhǎng)，分別在葉片和退喘閥門周圍進(jìn)行加密.入口邊界條件給定總壓和總溫.下游退喘閥門邊界條件用質(zhì)量流量控制，出口邊界條件采用徑向平衡方程，并且為了使雙出口管道系統(tǒng)能夠耦合并符合真實(shí)情況，使用節(jié)流閥模型確定中徑處?kù)o壓：

圖2 網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2 Diagram of grid generation

(6)

式中：p0為大氣壓力；ρE為出口截面氣流平均密度；UEe為垂直出口氣流速度；γJ為節(jié)流閥開(kāi)度系數(shù).動(dòng)靜交界面穩(wěn)態(tài)計(jì)算時(shí)使用凍結(jié)轉(zhuǎn)子法，瞬態(tài)計(jì)算時(shí)使用瞬態(tài)轉(zhuǎn)子定子法.葉片、機(jī)匣及輪轂壁面均為絕熱無(wú)滑移壁面.

網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢測(cè)時(shí)，分別使用網(wǎng)格量N為 7×104、1.6×105、2.1×105及3×105的單通道模型.圖3為使用各模型進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算得到的無(wú)量綱性能曲線，綜合考慮計(jì)算的準(zhǔn)確度與耗時(shí)后，最終取1.6×105網(wǎng)格.對(duì)比k-ε、k-ω和切應(yīng)力傳輸(Shear Stress Transport，SST)不同湍流模型和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，如圖4所示.可見(jiàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和k-ε及SST均較為接近，且近失速時(shí)更接近SST模型，故選取SST湍流模型求解RANS方程.時(shí)間步長(zhǎng)為3.95×10-5s，相當(dāng)于每個(gè)動(dòng)葉通道分為11個(gè)時(shí)間步.

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢測(cè)Fig.3 Detection of grid independence

圖4 湍流模型驗(yàn)證Fig.4 Verification of turbulence model

2 結(jié)果分析

2.1 不同開(kāi)閥速度性能對(duì)比

MG模型在失速前一段任何一個(gè)工況作為初場(chǎng)，總會(huì)由于“慣性”而先發(fā)展至失速曲線，再進(jìn)行退失速.故為了保證MG模型初場(chǎng)的穩(wěn)定，將失速充分發(fā)展至回流曲線.CFX軟件計(jì)算由穩(wěn)態(tài)計(jì)算的某一失速工況點(diǎn)開(kāi)始，轉(zhuǎn)為同工況的瞬態(tài)計(jì)算并經(jīng)過(guò)兩轉(zhuǎn)使流場(chǎng)得到一定的發(fā)展，以此為統(tǒng)一初場(chǎng)開(kāi)始退失速.

退失速過(guò)程中，數(shù)值模擬保持節(jié)流閥開(kāi)度不變，設(shè)定退喘閥流量在不同時(shí)間內(nèi)線性增加到同一目標(biāo)流量0.091 kg/s來(lái)表示不同的開(kāi)閥速度.此目標(biāo)流量換算成全周時(shí)退喘閥流量為0.15 kg/s，壓氣機(jī)出口流量約為0.28 kg/s，選取此流量能夠使壓氣機(jī)退出失速.在MG模型中對(duì)應(yīng)目標(biāo)開(kāi)度為0.45，分別取開(kāi)閥速度系數(shù)C=1、10、20、+∞(瞬開(kāi))，則退喘閥門開(kāi)度γT可表示為

γT=0.2+0.25γ(CΔt)

(7)

式中：γ(x)為線性開(kāi)閥函數(shù)，滿足γ(x)=x，x∈[0,1]；Δt為開(kāi)閥時(shí)間.

2.1.1開(kāi)閥速度系數(shù)C=1 圖5中給出了閥門以C=1時(shí)開(kāi)啟的退失速性能曲線，圖中MG線表示MG模型周向平均后的動(dòng)態(tài)結(jié)果，由黑色向紅色漸變代表進(jìn)失速到退失速的發(fā)展過(guò)程；RANS線為CFX瞬態(tài)計(jì)算得到的壓氣機(jī)流量系數(shù)及壓比系數(shù)的動(dòng)態(tài)發(fā)展結(jié)果，由藍(lán)色向粉色漸變代表退失速的發(fā)展過(guò)程.V1、V2分別為進(jìn)失速閥門曲線和退失速閥門曲線，并取剛開(kāi)閥門時(shí)的工況點(diǎn)A進(jìn)行流場(chǎng)分析.

剛開(kāi)閥門時(shí)，RANS線并未像MG線一樣逐漸增大流量，而是向流量減少的方向發(fā)展.這是因?yàn)轫敳康退倭黧w流向出口邊界受阻，在節(jié)流閥和退喘閥整體開(kāi)度不足以退出失速時(shí)，會(huì)在靠近出口機(jī)匣處形成大范圍回流，這種回流進(jìn)一步堵塞了出口流場(chǎng)，而使壓氣機(jī)發(fā)展至更嚴(yán)重的失速工況.圖6為開(kāi)閥后經(jīng)過(guò)0.4轉(zhuǎn)時(shí)截取的瞬時(shí)流線圖像，圖中v為速度，對(duì)應(yīng)圖5性能曲線的A點(diǎn).

圖6 工況點(diǎn)A的回流流場(chǎng)堵塞狀況Fig.6 Blockage of reflux flow field at operation point A

遲滯回線可以分為4個(gè)部分：壓氣機(jī)穩(wěn)態(tài)特性曲線、從穩(wěn)定工況節(jié)流進(jìn)入失速的進(jìn)失速閥門曲線、開(kāi)閥后仍處在不穩(wěn)定狀態(tài)的失速曲線和以遲滯形態(tài)退出失速的退失速閥門曲線.圖5中MG線形成明顯的遲滯環(huán)，在剛開(kāi)始退失速時(shí)，工況逐漸沿著回流的曲線折返，然后經(jīng)過(guò)失速曲線，接著在退失速閥門曲線上有較高的壓升，最終進(jìn)入穩(wěn)定特性線后沿著特性線逐漸增大流量.其中，進(jìn)入失速和退出失速的過(guò)程相較更快，其閥門曲線可以用流量系數(shù)的二次函數(shù)表示，如圖5中V1和V2，其函數(shù)ΨV1、ΨV2分別為

圖5 C=1時(shí)退失速性能Fig.5 Stall recovery performance at C=1

ΨV1=18.88Φ2

(8)

ΨV2=7.113Φ2

(9)

圖7 C=10時(shí)退失速性能Fig.7 Stall recovery performance at C=10

圖8 C=20時(shí)退失速性能Fig.8 Stall recovery performance at C=20

圖9 C=+∞時(shí)退失速性能Fig.9 Stall recovery performance at C=+∞

表3 瞬時(shí)云圖對(duì)應(yīng)時(shí)刻Tab.3 Corresponding time of instantaneous contours

對(duì)比3個(gè)工況的MG線，開(kāi)閥速度越快，開(kāi)閥瞬間的壓降越大，相應(yīng)退失速過(guò)程最大壓降越大.在瞬開(kāi)閥門的極端情況中，不再有失速曲線，而是直接跳躍至退失速閥門曲線.

3個(gè)工況時(shí)均處理后的RANS線與MG線趨勢(shì)均大致相同，說(shuō)明CFX中的前處理及參數(shù)設(shè)置基本準(zhǔn)確.不過(guò)在閥門曲線段，RANS線逐漸由凸曲線變凹曲線，這是因?yàn)殚y門開(kāi)啟速度越快，退失速過(guò)程的壓力均值越低，且隨著開(kāi)閥速度的進(jìn)一步加快，其降低程度更大.

下文著重對(duì)比C=10和瞬開(kāi)兩種方式開(kāi)閥時(shí)，退失速過(guò)程中細(xì)節(jié)性能參數(shù)的變化.如圖10、11分別為分布式MG模型中以不同速度開(kāi)閥，流量接近平穩(wěn)時(shí)周向當(dāng)?shù)亓髁康淖兓闆r，其中θ1=0°、θ2=120°、θ3=240° 分別為周向均布的3個(gè)測(cè)點(diǎn)的位置，τ為時(shí)刻.由分布式MG模型結(jié)果可以看出，隨著開(kāi)閥速度的加快，流量信號(hào)穩(wěn)定所需時(shí)間縮短，同時(shí)其波動(dòng)幅度增大，不過(guò)其波動(dòng)仍近似規(guī)則的正弦形狀.對(duì)比擾動(dòng)的周向傳播速度，即圖10、11中斜線，可見(jiàn)兩者斜率大致相同，表示退失速時(shí)擾動(dòng)的周向傳播速度并不隨開(kāi)閥速度而發(fā)生改變，這與文獻(xiàn)[4]中退失速會(huì)加快擾動(dòng)周向傳播速度的結(jié)果有所不同，產(chǎn)生差異的原因在下文解釋.

圖10 C=10，接近穩(wěn)定時(shí)當(dāng)?shù)亓髁縁ig.10 Local flow rate at C=10 near steady condition

圖11 C=+∞,接近穩(wěn)定時(shí)當(dāng)?shù)亓髁縁ig.11 Local flow rate at C=+∞ near steady condition

數(shù)值模擬中，分別在級(jí)后的葉尖、葉中及葉根部位設(shè)置測(cè)點(diǎn)，觀察各設(shè)置工況中測(cè)點(diǎn)壓力隨閥門開(kāi)啟的變化情況，如圖12所示，圖中ps為靜壓.對(duì)比徑向3個(gè)區(qū)域，可知瞬間開(kāi)閥時(shí)在徑向各部位均引起了強(qiáng)烈的壓力波動(dòng).以速度系數(shù)為10和20進(jìn)行開(kāi)閥，則主要在葉尖及葉中產(chǎn)生波動(dòng).以不同速度開(kāi)閥時(shí)，葉尖的壓力變化總是相對(duì)于葉根較為劇烈.這是因?yàn)閯?dòng)靜葉區(qū)域失速的流場(chǎng)同圖6，堵塞主要發(fā)生在葉尖區(qū)域，而葉根區(qū)域流動(dòng)較順暢，則退失速時(shí)壓力波動(dòng)也呈現(xiàn)出由葉根到葉尖逐漸增強(qiáng)的趨勢(shì).

圖12 級(jí)后測(cè)點(diǎn)壓力變化Fig.12 Pressure changes at point after the stage

2.2 不同開(kāi)閥速度退失速過(guò)程流場(chǎng)分析

2.2.1C=10時(shí)退失速過(guò)程流場(chǎng)分析 由于堵塞和最明顯變化的區(qū)域均為葉尖區(qū)域，現(xiàn)提取C=10時(shí)，失速過(guò)程中幾個(gè)關(guān)鍵時(shí)刻，90%葉高處云圖和流線圖進(jìn)行流場(chǎng)分析，如圖13所示，瞬時(shí)截取的云圖即為 2.1.2 中C=10時(shí)的6個(gè)工況.T1時(shí)刻代表了T1～T2時(shí)段的失速流場(chǎng)的基本特征：級(jí)前后壓差很低，葉頂流場(chǎng)基本堵塞.另外，通過(guò)將低壓區(qū)和流線圖相對(duì)照，即圖13的T2時(shí)刻和圖14，可以發(fā)現(xiàn)低壓區(qū)和堵塞流場(chǎng)的前端位置相對(duì)應(yīng).T2時(shí)刻漩渦向下游遷移，與低壓區(qū)位置不再對(duì)應(yīng).

圖13 C=10退失速流場(chǎng)變化Fig.13 Flow changes in stall recovery at C=10

圖14 C=10，T2時(shí)刻流線圖Fig.14 Diagram of streamline of T2 at C=10

對(duì)于低壓區(qū)，T2～T3時(shí)段低壓區(qū)逐漸向下游移動(dòng)并最終抵達(dá)葉片前緣.T3～T4時(shí)段，低壓區(qū)在依附于動(dòng)葉吸力面前緣后，一方面由于動(dòng)葉的轉(zhuǎn)動(dòng)效應(yīng)在周向拉伸，另一方面又被軸向流動(dòng)的高速氣流拖拽沿吸力面從前緣移至中部.同時(shí)高速氣流的沖擊作用使低壓區(qū)的一部分分離，分離的小低壓團(tuán)向下游遷移并逐漸消散，這個(gè)過(guò)程使得低壓區(qū)被削弱，接著從壓力面由前緣溢流至吸力面，形成一個(gè)周期.在T4～T5時(shí)段，被減弱的低壓區(qū)再次經(jīng)過(guò)這樣一個(gè)周期過(guò)程.之后低壓區(qū)由壓力面過(guò)渡到吸力面，形成新的吸力面低壓區(qū)，新的低壓區(qū)充分發(fā)展后，保持穩(wěn)定，此時(shí)動(dòng)葉區(qū)域已經(jīng)基本流通.在T6時(shí)刻，靜葉及出口管道擾動(dòng)消散后流場(chǎng)穩(wěn)定變化，退失速過(guò)程完成.

為了驗(yàn)證由MG模型中得出的退失速過(guò)程擾動(dòng)周向轉(zhuǎn)遞速度不變的結(jié)論，現(xiàn)對(duì)比失速團(tuán)兩次經(jīng)過(guò)動(dòng)葉流道的時(shí)間間隔，T3與T4時(shí)段的間隔時(shí)間為0.059轉(zhuǎn)，T4與T5的間隔時(shí)間為0.04轉(zhuǎn)，可發(fā)現(xiàn)第2次經(jīng)過(guò)動(dòng)葉流道時(shí)時(shí)間更少.現(xiàn)針對(duì)文獻(xiàn)[4]的結(jié)論，結(jié)合流場(chǎng)分析結(jié)果給出如下解釋：低壓區(qū)在受到周向高速氣流的沖擊作用被分離一部分后，其強(qiáng)度被削弱，并因此在周向加速，更接近轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)速度.在文獻(xiàn)[7]的分布式MG模型中，即使將擾動(dòng)進(jìn)行周向傅里葉變換，其本質(zhì)還是一個(gè)入口擾動(dòng)，并未涉及到擾動(dòng)在動(dòng)葉流道內(nèi)的損失過(guò)程，故而未能模擬出這種現(xiàn)象.

2.2.2C=10，20退失速過(guò)程流場(chǎng)變化對(duì)比 在C=20時(shí)退失速流場(chǎng)靜壓云圖中，取對(duì)應(yīng)圖13中流場(chǎng)特征的時(shí)刻進(jìn)行對(duì)比分析，如圖15，瞬時(shí)截取的云圖即為 2.1.2 中C=20時(shí)的6個(gè)工況.整體上看，C=10與C=20兩者低壓區(qū)和漩渦的運(yùn)動(dòng)規(guī)律基本一致.

圖15 C=20退失速流場(chǎng)變化Fig.15 Flow changes in stall recovery at C=20

3 結(jié)論

本文針對(duì)退失速時(shí)的退喘閥門不同控制方式的效果進(jìn)行了研究，主要結(jié)論如下：

(1)將MG模型和CFD軟件這兩種數(shù)值模擬方法相結(jié)合，以MG模型驗(yàn)證CFD計(jì)算的前處理和參數(shù)設(shè)置的準(zhǔn)確度，以CFD軟件對(duì)MG模型流場(chǎng)細(xì)節(jié)的欠缺作補(bǔ)充.總體來(lái)看，兩者對(duì)退失速性能預(yù)測(cè)的趨勢(shì)基本一致.

(2)在較為緩慢開(kāi)閥工況中，剛開(kāi)閥門時(shí)其開(kāi)度過(guò)小，不僅不利于退出失速，在某些情況下產(chǎn)生下游至退喘閥的回流，會(huì)進(jìn)一步堵塞流場(chǎng)，使壓氣機(jī)性能更加惡化.

(3)文中選取了一個(gè)能使壓氣機(jī)退出失速的目標(biāo)流量，主要比較了不同開(kāi)閥速度對(duì)壓氣機(jī)性能的影響.對(duì)于文中存在遲滯回線的壓氣機(jī)系統(tǒng)，開(kāi)閥速度越慢，在遲滯回線上停留的時(shí)間越長(zhǎng)，退失速所需時(shí)間越長(zhǎng).開(kāi)閥速度越慢，產(chǎn)生的流場(chǎng)波動(dòng)就越大.

(4)對(duì)于分布式MG模型的預(yù)測(cè)結(jié)果，以不同的速度開(kāi)啟退喘閥，退失速過(guò)程流量擾動(dòng)周向轉(zhuǎn)遞速度不變，說(shuō)明退失速過(guò)程在本質(zhì)上是相同的.CFD數(shù)值模擬的結(jié)果也證實(shí)了這一結(jié)論，并另外比較了不同開(kāi)閥速度時(shí)流場(chǎng)的變化.開(kāi)閥速度越快，擾動(dòng)受軸向高速氣流削弱程度越大，致使其周向傳遞速度加快而更接近轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)速度.