某軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能模擬及試驗(yàn)驗(yàn)證*

盧傅安 王晟旻 孫永瑞 雷鵬飛 龍炳祥

（1.沈陽鼓風(fēng)機(jī)集團(tuán)股份有限公司；2.中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心）

0 引言

軸流壓縮機(jī)具有流量大、效率高、結(jié)構(gòu)簡單、易于維護(hù)等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于冶金、航空、空分等領(lǐng)域。傳統(tǒng)工業(yè)上使用的多級軸流壓縮機(jī)一般在成熟的機(jī)型的基礎(chǔ)上進(jìn)行增減級和?；O(shè)計(jì)。而燃?xì)廨啓C(jī)、風(fēng)洞用多級軸流壓縮機(jī)對效率、流量工況范圍要求較高，一般采用定制化的方式進(jìn)行設(shè)計(jì)。在多級軸流壓縮機(jī)內(nèi)部，氣體的流動(dòng)非常復(fù)雜，三維流動(dòng)的影響十分顯著。葉頂間隙泄漏流、葉根角區(qū)失速、二次流和通道渦的形成嚴(yán)重影響軸流壓縮機(jī)的性能。尤其是在三維流動(dòng)效應(yīng)較強(qiáng)的葉片端壁區(qū)域，采用二維或準(zhǔn)三維設(shè)計(jì)體系已不能完全適應(yīng)進(jìn)一步研制高性能多級軸流壓縮機(jī)的需求。為了提高軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能，大量的學(xué)者開展了相關(guān)的研究。Korakianits[1]等學(xué)者發(fā)現(xiàn)葉排間尾跡的相互干涉作用對葉輪機(jī)械整體的氣動(dòng)性能有顯著的影響。Dorney[2]等研究發(fā)現(xiàn)通過調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)子上游靜葉排與下游靜葉排的相對位置（clocking 現(xiàn)象），壓縮機(jī)的效率可提高0.6%～0.7%，并以設(shè)計(jì)工況點(diǎn)的實(shí)測性能參數(shù)來確定模型中的修正系數(shù)。呂偉領(lǐng)[3]等利用PIV和鎖相技術(shù)相結(jié)合，研究了軸流壓縮機(jī)動(dòng)靜葉相干涉現(xiàn)象對內(nèi)部流動(dòng)的影響。此外，有大量學(xué)者研究了靜葉調(diào)節(jié)[4-5]、安裝角變化[6]、排氣蝸殼[7]對軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能的影響。為了更加準(zhǔn)確預(yù)期多級軸流壓縮機(jī)的氣動(dòng)性能，韓明、谷傳綱[8]等學(xué)者在描述機(jī)內(nèi)流動(dòng)、各種損失與壓升的物理模型的基礎(chǔ)上，建立了多級軸流壓縮機(jī)設(shè)計(jì)工況下的性能預(yù)測模型。同時(shí)不少學(xué)者嘗試?yán)萌SCFD軟件NUMECA開展軸流壓縮機(jī)的氣動(dòng)性能計(jì)算分析[9-11]。這些學(xué)者盡管對軸流壓縮機(jī)進(jìn)行了性能預(yù)測，但沒有通過試驗(yàn)驗(yàn)證預(yù)測方法的可靠性。

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，本文采用數(shù)值模擬方法對某三級軸流壓縮機(jī)進(jìn)行了氣動(dòng)性能的模擬，并進(jìn)行該軸流壓縮機(jī)的氣動(dòng)性能試驗(yàn)。

1 軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能的數(shù)值模擬

研究對象為某帶IGV調(diào)節(jié)功能的三級軸流壓縮機(jī)，其參數(shù)如表1所示。其5個(gè)典型工況點(diǎn)參數(shù)如表2所示。

表1 軸流壓縮機(jī)相關(guān)參數(shù)Tab.1 The parameters of axial compressor

表2 軸流壓縮機(jī)工況點(diǎn)Tab.2 Five operating points of axial compressor

1.1 計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

本文對該三級軸流壓縮機(jī)進(jìn)行三維流場計(jì)算，計(jì)算域包括頭罩、壓縮機(jī)段及擴(kuò)散段。分析區(qū)域從截面2到截面3。如圖1所示。

圖1 軸流壓縮機(jī)計(jì)算域Fig.1 Calculation domain of axial compressor

對該軸流壓縮機(jī)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。所有流動(dòng)區(qū)域網(wǎng)格均為六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，同時(shí)對邊界層網(wǎng)格進(jìn)行加密，使得計(jì)算區(qū)域壁面Y plus 絕大部分均在1 附近，各級動(dòng)靜葉區(qū)域Y plus均小于5。并對該三級軸流壓縮機(jī)的網(wǎng)格進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性分析。最終的網(wǎng)格如圖2 所示。網(wǎng)格數(shù)量如表3所示。

圖2 計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Calculation grid

表3 各區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)量Tab.3 Number of grids in each region

1.2 邊界條件

進(jìn)口邊界條件設(shè)置為：總壓、總溫、軸向進(jìn)氣。

出口邊界條件設(shè)置為：質(zhì)量流量；壁面為絕熱無滑移條件。

此外，在氣動(dòng)性能分析中，均考慮了動(dòng)葉葉頂間隙，同時(shí)忽略了密封對氣動(dòng)性能的影響。在氣動(dòng)性能分析中，均只進(jìn)行了單通道定常分析。

1.3 求解器及收斂判定

采用商業(yè)軟件CFX17.2 求解三維定?？蓧嚎s雷諾平均N-S（Reynolds-averaged Navier-Stokes,RANS）方程來對氣動(dòng)性能進(jìn)行數(shù)值預(yù)測。采用基于k-ω 的剪切應(yīng)力輸運(yùn)（Shear Stress Transport,SSY）湍流模型封閉控制方程。對流項(xiàng)采用高分辨率二階迎風(fēng)格式，擴(kuò)散項(xiàng)采用二階中心格式進(jìn)行RANS方程的空間導(dǎo)數(shù)項(xiàng)離散。

將連續(xù)性方程、三個(gè)方向速度方程、能量方程、湍動(dòng)能方程及Omega 方程的相對殘差設(shè)置為1×10-5，作為流場計(jì)算的收斂標(biāo)準(zhǔn)。

1.4 數(shù)值模擬結(jié)果

采用上述數(shù)值模擬方法，對壓縮機(jī)的5個(gè)典型工況進(jìn)行計(jì)算，得到如表4所示的數(shù)值預(yù)測性能。

表4 數(shù)值模擬結(jié)果Tab.4 Numerical simulation results

2 軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能試驗(yàn)

軸流壓縮機(jī)試驗(yàn)裝置主要包括集流器、過濾器、閥門、壓縮機(jī)本體（含第一、二拐角段）、驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)（含電機(jī)和變頻器）、輔助系統(tǒng)（含盤車裝置、防喘振系統(tǒng)、潤滑油系統(tǒng)、供氣系統(tǒng)、冷卻水接口等）和控制系統(tǒng)。

2.1 試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)

氣動(dòng)性能試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)為ISO5389，其中等熵效率采用扭矩儀測功率方法進(jìn)行計(jì)算。

2.2 試驗(yàn)臺布置

軸流壓縮機(jī)試驗(yàn)布置如圖3 所示。軸流壓縮機(jī)進(jìn)氣管路前端連接集流器，用來測量氣體流量。集流器連接帶有空氣過濾裝置的直管路，用來過濾空氣中的雜質(zhì)，確保壓縮機(jī)安全運(yùn)轉(zhuǎn)。在進(jìn)口直管路布置總壓與總溫測點(diǎn)。進(jìn)口管路連接至壓縮機(jī)進(jìn)口法蘭。出口管路上布置總壓與總溫測點(diǎn)，之后連接調(diào)節(jié)閥。彎頭后的排氣出口布置至廠房外。軸流壓縮機(jī)性能測試總體布局如圖4 所示。其中截面②和截面③之間為軸流壓縮機(jī)性能測試截面。

圖3 軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能試驗(yàn)布置簡圖Fig.3 Layout diagram of aerodynamic performance test of axial compressor

圖4 模型機(jī)性能測試總體布局Fig.4 Overall layout of performance test for model machine

截面②位于模型機(jī)進(jìn)口蜂窩器前，用于測量模型機(jī)進(jìn)口的總壓、靜壓和總溫。探針布置方式如圖5 所示。該截面布置有6個(gè)總壓排架，6個(gè)靜壓測點(diǎn)，4個(gè)總溫測點(diǎn)。

圖5 測試截面2測點(diǎn)布置Fig.5 Test point layout of test section 2

截面③位于模型機(jī)出口，用于測量模型機(jī)出口總壓、靜壓和總溫，探針布置方式如圖6 所示。該截面布置有2 個(gè)總壓排架，3 個(gè)靜壓測點(diǎn)和4 個(gè)總溫測點(diǎn)。排架與筋板的相對位置角度如圖6 所示。試驗(yàn)現(xiàn)場如圖7 所示。

圖6 測試截面3測點(diǎn)布置Fig.6 Test point layout of test section 3

圖7 試驗(yàn)現(xiàn)場圖Fig.7 Test on site

2.3 測量設(shè)備

軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能測試相關(guān)的主要測試儀器、儀表的相關(guān)信息如表4所示。

表4 軸流壓縮機(jī)主要試驗(yàn)儀器儀表Tab.4 Main test instruments of axial compressor

2.4 工況點(diǎn)穩(wěn)定及喘振點(diǎn)的判斷標(biāo)準(zhǔn)

在測試過程中，連續(xù)兩分鐘之內(nèi)總壓比變化在1‰，同時(shí)扭矩變化5‰來判斷該工況點(diǎn)是否穩(wěn)定。通過關(guān)喘振閥門直至總壓比發(fā)生突降，判斷該工況點(diǎn)是否發(fā)生喘振。

2.5 誤差分析

主要針對壓比和等熵效率進(jìn)行誤差分析。根據(jù)《熱能與動(dòng)力機(jī)械測試技術(shù)》，用間接測量結(jié)果的誤差估計(jì)方法進(jìn)行誤差分析，誤差計(jì)算函數(shù)為：

其中，Δxi為直接測量誤差，Δy為間接測量誤差，壓比的計(jì)算公式為：

根據(jù)上式，各直接測量參數(shù)誤差表示為：

則壓比總誤差為：

根據(jù)上述間接誤差計(jì)算公式得到試驗(yàn)各工況點(diǎn)的壓比誤差如表5所示，可以看出各工況點(diǎn)的壓比誤差最大值為-0.012%。

表5 壓比誤差分析結(jié)果Tab.5 Analysis results of pressure ratio error

效率的計(jì)算公式為：

根據(jù)上式，各直接測量參數(shù)誤差為：

效率誤差分析結(jié)果如表6 所示。從表6 可知，不同工況點(diǎn)等熵效率偏差值最大為1.44%。

表6 等熵效率誤差分析結(jié)果Tab.6 Analysis results of isentropic efficiency error

3 結(jié)果及分析

為了驗(yàn)證該軸流壓縮機(jī)試驗(yàn)的可靠性，對工況點(diǎn)5進(jìn)行了4次復(fù)測，結(jié)果見圖8所示。折合流量的定義為：，其中Qm為質(zhì)量流量，T0為壓縮機(jī)進(jìn)口總溫，P0為壓縮機(jī)進(jìn)口總壓。

圖8 該軸流壓縮機(jī)多次試驗(yàn)值對比（工況5）Fig.8 Comparison of multiple test values of the axial compressor(operating points 5)

從圖9 可知，4 次試驗(yàn)曲線基本重合，重復(fù)性良好。其它工況也類似，這里不一一列出。

圖9 CFD和試驗(yàn)氣動(dòng)性能對比（工況1）Fig.9 Comparison of CFD and test performance(operating points 1)

該軸流壓縮機(jī)的5 個(gè)試驗(yàn)工況下的氣動(dòng)性能如圖10～圖14 所示。從圖10 可以看出，試驗(yàn)的等熵效率曲線異常，這主要是由于工況1的轉(zhuǎn)速較低，該軸流壓縮機(jī)扭矩小，導(dǎo)致扭矩儀測量誤差較大。從圖10～圖14可知，在5 個(gè)試驗(yàn)工況下，該軸流壓縮機(jī)的等熵效率的數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)值吻合良好。各試驗(yàn)工況下等熵效率試驗(yàn)值與CFD 的差別為-1.9%～2.8%。除了近喘區(qū)域外，該軸流壓縮機(jī)的總壓比的試驗(yàn)值均高于數(shù)值結(jié)果。各試驗(yàn)工況下總壓比試驗(yàn)值與CFD 差別為0.0022～0.0117。同時(shí)各個(gè)馬赫數(shù)試驗(yàn)的喘振線與CFD 預(yù)測的喘振線吻合良好。各工況點(diǎn)的詳細(xì)對比如表5 和表6 所示。因此，氣動(dòng)性能數(shù)值預(yù)測方法是可靠的。該軸流壓縮機(jī)在常溫常壓工況下的氣動(dòng)性能滿足設(shè)計(jì)要求。

圖10 CFD和試驗(yàn)氣動(dòng)性能對比（工況2）Fig.10 Comparison of CFD and test performance(operating points 2)

圖11 CFD和試驗(yàn)氣動(dòng)性能對比（工況3）Fig.11 Comparison of CFD and test performance(operating points 3)

圖12 CFD和試驗(yàn)氣動(dòng)性能對比（工況4）Fig.12 Comparison of CFD and test performance(operating points 4)

圖13 CFD和試驗(yàn)氣動(dòng)性能對比（工況5）Fig.13 Comparison of CFD and test performance(operating points 5)

圖14 各工況下總壓比曲線的數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)值對比圖Fig.14 Comparison of CFD result and test result of total pressure ratio curve under various working conditions

表7 該軸流壓縮機(jī)的數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)對比（等熵效率）Tab.7 Comparison of numerical calculation and test for the axial compressor(isentropic efficiency)

表8 該軸流壓縮機(jī)的數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)對比（總壓比）Tab.8 Comparison of numerical calculation and test for the axial compressor(total pressure ratio)

4 結(jié)論

本文對某軸流壓縮機(jī)內(nèi)部的流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對該軸流壓縮機(jī)的氣動(dòng)性能進(jìn)行了試驗(yàn)測試，得出如下結(jié)論：

1）對該軸流壓縮機(jī)的各個(gè)工況分別進(jìn)行了6 次復(fù)測，多次試驗(yàn)曲線基本重合，說明該軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能試用的重復(fù)性良好，試驗(yàn)結(jié)果可信。

2）該軸流壓縮機(jī)各個(gè)馬赫數(shù)工況下的總壓比的試驗(yàn)值均高于數(shù)值結(jié)果。各馬赫數(shù)下等熵效率的數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)值吻合良好。各個(gè)馬赫數(shù)試驗(yàn)的喘振線與數(shù)值預(yù)測的喘振線吻合良好。因此，氣動(dòng)性能數(shù)值預(yù)測方法是可靠的；

3）該軸流壓縮機(jī)氣動(dòng)性能滿足設(shè)計(jì)要求。