被测试的压缩机有一个离心涡轮增压器的设计基于用于船用柴油机。压缩机的尺寸表中列出 1压缩机的几何配置和主要测量系统如图 1。在实验过程中,转速, N 的压缩机被设置为6000分钟⁻¹。测试叶轮是open-shroud类型七种主要和分流叶片及其进口和出口直径248 - 328毫米,分别。裹尸布清除叶轮的大约1.0%的叶轮叶片入口角宽度, B 1 = 105年 。 6 毫米。

叶片扩压器是用于实验。叶片扩压器已经15楔式扩散叶片位于两个平行扩散器壁之间的高度, B 4 26.14毫米。叶轮出口之间的距离和扩散前缘, l 我 d 设置为16毫米。最初的楔型扩压器叶片(ODV)是用于实验。叶片是附加到裹尸布的表面通道扩散器。

蜗壳设计给圆周均匀压力在设计操作。近失速点( ϕ = 0.14 ),在圆周方向和减速流在螺旋上升的压力。然而,在无叶片的周向压力的波动空间在非设计工况点±50 Pa最多的压力测量。因此,扩散摊位没有高度的不稳定行为的影响蜗壳的设计。

压缩机的操作点设置使用一个蝶阀安装在出口管。质量流率计算使用孔板流量计和热电偶安装在出口管。压力上升的特点是使用压差传感器测量的(Yamatake JTD920A)安装在压缩机出口的滚动。微分压力传感器的误差小于±0.1%。的测量带宽2.0 kPa 14 MPa。总压强上升在计算了压缩机出口压力上升在出口处压缩机滚动和子午速度由质量流率计算。

调查的压力和速度测量系统不稳定现象也见图 1。压力传感器(Kulite xcq - 062 - 25 - a)的误差在±0.1%是安装充裕的裹尸布表面压缩机。压力探头的直径是1.7毫米。压力测量沿叶轮流道以下几点:叶轮入口(I.I.),叶轮上腹部(即时),和扩压器进口(扩散指数一个和D.I.b)。以上三个点的直径是0.757 D 2 ,0.758 D 2 和1.024 D 2 ,分别。此外,impeller-discharge流测量的知识分布扩散圆周方向(D.I.1-D.I.4),使用由裂膜探针(DANTEC 55 r57)恒温的风速计(90 n10 DANTEC,简化)。裂膜探针的长度是8毫米胶片长度为1.25毫米。测量的位置 D = 339年 mm位于叶轮出口和扩散之间的前缘。四个计量点放置在0度,90度,180度,240度。impeller-discharge流量测量是遍历从中心到裹尸布边每扩散宽度的5%(20分)。不稳定压力和速度跟踪测量25.6 kHz的采样频率。时间分辨率是大约20个样本/叶片传递。

目前使用内部进行了模拟计算流体动力学(CFD)代码,验证了各种涡轮机械流。代码解决了控制方程的连续性,三维可压缩n - s方程,能量方程,理想气体的状态方程。对流通量进行了通量差分分裂(FDS) [ 18),这是扩展到使用单调的三阶逆风保守的法律(MUSCL)插值方案 19]。粘性通量测定的二阶中心差分使用高斯定理。矩阵免费高斯-赛德尔(生产厂)隐式算法用于时间集成( 20.]。DES方法,这是一种混合的方案涉及大涡模拟(LES)和跑 21),采用湍流模型。DES是基于剪切应力传输(SST) k - ω 湍流模型( 22]。这个模型包含依赖当地的紊流长度尺度。模型常数 C D E 年代 设置为推荐值Strelets et al。科氏力和离心力被认为是惯性力项的相对坐标系统。跑和莱斯地区叶轮和扩压器通道如图 2。这个DES仿真代码可以变换RANS-mode墙内进入LES-mode附近地区流体体积。

在数值模拟计算域采用如图 3。网格系统包括所有的流动通道(14叶轮和15扩散通道)。计算域分为三个区域:移动叶轮,静止的扩散器,叶尖间隙区域移动。蜗壳地区是不包括在这个仿真。整个域包括叶尖间隙区域,多次拉丝的网格生成结构化网格使用AutoGrid5 ver9.1 (NUMECA国际)。在整个环分析,叶轮(包括间隙区域)和扩散器系统26.2和2480万个细胞,分别。计算网格包含七种主要和分流叶片和15扩散叶片和有5100万个细胞。细胞墙的宽度为0.1 μ 米,这对应于一个 y +参数是约等于一个沿固体表面。从电网依赖测试部分环分析,网格密度足够为了捕捉的不稳定行为扩散叶片附近的漩涡。

在流入边界,总压强和温度是固定的。流出边界,一个节流阻力负载系数被认为存在之间的边界和外部氛围。质量流率不是固定在出口边界,因为我们假设节流阻力负载系数来模拟速度和压力波动造成的停滞。我们已经观察到在压缩机的出口质量流量波动实验和数值模拟。因此,静态压力出口边界是通过边界与质量流率。整个滑动边界分离移动叶轮和静止的扩散器框架,一侧的最新数据是插值获得对面的数据通过使用滑动网格的非稳态模拟。墙上采用中性和绝热条件条件。

压缩机性能的实验和数值结果表现出图 4。数值DES的总压力上升特征得到不稳定分析。和总压力上升流动系数定义如下: (1) ϕ = 60 问 π 2 D 2 2 B 2 N , Ψ t = 60 2 Δ p t ρ π 2 D 2 2 N 2 / 2 。

ODV实验结果用图中的黑色圆圈。的七个操作点进行了模拟设计点( ϕ o p t = 0.24 )到深失速点( ϕ = 0.10)。定结果不稳定的DES分析获得的测量结果具有很好的一致性,而且使用ODV,除了结果失速点( ϕ = 0.14和0.10)。原因之一是,额外的损失从蜗壳数值模拟没有得出结论。特别是在深失速点( ϕ = 0.10),压缩机性能数据获得的数值,利用CFD,比实验,获得更高的价值。结果关于性能非常不匹配的问题 ϕ = 0.10详细考虑后。

调查旋转失速的非定常特性,impeller-discharge流与裂膜式风速计测量 ϕ = 0.14和0.10。的空间分布FFT(快速傅里叶变换)结果的方向如图 5。纵轴代表径向速度波动的强度。流量系数的测量, ϕ = 0.14,显示速度的大强度波动发生在25 Hz附近的裹尸布。我们已经报道,这些不稳定现象在25赫兹,这相当于25%的叶轮转速,是由于扩散通道内的旋转失速( 12]。因此,这种干扰,如图 5(一个),被认为是由于扩散器失速的波动。当质量流量减少( ϕ = 0.10),扩散器失速速度波动不存在和大强度波动发生在22赫兹在图 5 (b)。从先前的研究[ 23),我们发现大强度的波动,称为“停滞阶段,”旋转叶轮和扩压器内的通道。与扩散器相比停滞,停滞阶段的细胞更大强度的速度波动在整个跨度,尤其是在靠近中心。此外,从压力实验,扩散器的数量和舞台停滞细胞被发现。因此,检测压缩机的旋转失速行为随质量流量下降。

首先,扩散器的旋转结构细胞停滞在流量系数 ϕ = 0.14使用数值分析研究。调查旋转失速的非定常特性,汽缸壁静压波动措施在两个位置(方向指示器一个和D.I.b)。实验和数值套管压力痕迹呈现在图 6。红线代表低通滤波跟踪和低通滤波器频率设置为30 Hz。从实验和数值痕迹,无叶片的空间中传播的扰动可以观察到。这种扰动是大约25%的转速叶轮速度。在25 Hz的不稳定现象,这相当于叶轮转速的25%,是由于扩散器旋转失速。此外,叶轮失速的影响波动可能被排除在外,因为叶轮停滞所造成的骚乱的规模远小于扩散器的摊位在扩散器入口从图 5。因此,扩散器失速的数值结果是在良好的协议与实验的结果。

此外,瞬时套管压力波动在无因次时间在无叶片的空间 t ∗ 见图-31.5 = 0.0 7。纵轴是每个扩散叶片,标签与数字从1到15。套管静压较低地区,由一个黑色虚线圆,传播到下一个随着时间的推移扩散通道。这个地区的旋转速度大约是叶轮转速的25%。因此,它可能会得出结论,这种低静压地区是由细胞扩散器旋转失速。此外,扩散器入口的径向速度波动测量如图 8。红色和蓝色线代表了扩散通道数字1 - 2和7 - 8,分别。红色虚线,如图 8表明,径向速度的平均值计算扩散通道。如这个图所示,扩散通道数字7 - 8的径向速度低于平均径向速度,因为扩散器旋转失速细胞接近扩散通道数字从无量纲时间7 - 8, t ∗ 一个 = 0.0 ,如图 7。在无量纲时间, t ∗ c = 4 。 5 的径向速度扩散通道数字7 - 8明显减少。因此,这些结果表明扩散通道内的流动是停滞不前的堵塞效应扩散器失速细胞形成。

然后,瞬时旋转的结构低静压地区的无量纲时间, t ∗ c = 4 。 5 ,见图 9。涡结构在几个停滞扩散通道数字7 - 11,如图 7,由Q-definition可视化 24通过无量纲螺旋性)和彩色。在流场无量纲时间, t ∗ c = 4.5 ,tornado-type涡连接裹尸布墙和扩散器吸力面观察扩散叶片的吸力面号码7和9。还开发了纵向涡的扩压器叶片吸力面数字8和10。这个漩涡叫做列弗。列弗是开发和扩散器内形成大量堵塞通道在非设计工况点。此外,另一个旋转的结构被发现扩散叶片压力面附近的数字8和10。这漩涡形成堵塞咽喉区,诱导强势逆转流附近的裹尸布。因此,它是确定发达停滞细胞内形成旋涡的结构。

理解的不稳定行为扩散器失速细胞,瞬时旋转的结构内扩散通道数字在无量纲时间7 - 8 t ∗ 一个 , t ∗ b , t ∗ c 是可视化。无量纲的漩涡核心的螺旋性扩散通道内数字7 - 8如图 10。首先,tornado-type漩涡的吸力面扩散叶片是在无量纲时间生成的 t ∗ 一个 = 0.0 。tornado-type分离是由积极的迎角附近的扩散叶片裹尸布,这导致了停滞细胞接近扩散通道数字7 - 8。然后,tornado-type涡是发达国家和列弗是观察到裹尸布/吸力面角无量纲时间 t ∗ b = 2.1 。发达列弗是扩展到下一个扩散器叶片(8)因为不良高扩散通道内的压力梯度。此外,观察LEV腿的吸力面扩散叶片数量7。列弗是由于二次流的影响扩散叶片吸力面。吸力面附近的流卷起的裹尸布边,因为垂直压力梯度,形成了纵向涡在裹尸布/吸力面角。在无量纲时间, t ∗ c = 4.5 ,列弗与下一个扩散器前缘,形成了喉咙堵塞,引起强烈的反转流附近的裹尸布。因此,分离涡生成被认为是在扩压器叶片吸力面8号随着时间的推移,由于入射角扩散叶片8号是非常积极的。新成立的tornado-type涡和列弗也观察到扩散叶片前缘附近的7号。

一种改进的理解产生机制的扩散叶片附近的漩涡,时间上的分布和等值线的静态压力扩散器吸力面和汽缸壁如图 11。向量在吸力面和汽缸壁代表压力梯度向量。此外,在导叶吸力面极限流线见图 12。扩散前缘附近的强度垂直吸力面的压力梯度逐渐从中心增加中跨因为tornado-type涡流导致低压地区附近的裹尸布。从吸力面极限流线,tornado-type涡腿的焦点是扩散器观察到前沿。此外,吸力面流线卷起从中心到裹尸布因为垂直高压力梯度扩散前缘附近。如图 11 (b),圆周方向的压力梯度向量裹尸布墙上强烈不利扩散前缘吸力面附近,tornado-type分离涡的起源。压力梯度向量在咽喉区是针对叶轮出口和扩压器叶片前缘的成功。这是因为扩散器内的静压恢复通行。

总而言之,扩散器失速的结构如图 13。最初,tornado-type涡生成连接裹尸布墙和扩散吸力面扩压器叶片的吸力面。列弗发达tornado-type涡的发展和它接近成功扩散叶片因为逆压力梯度高附近的裹尸布。然后,发达LEV与成功扩散前缘,形成了喉咙堵塞面积随着时间的流逝。堵塞咽喉区附近诱导高震级的径向流动逆转裹尸布的一面,和下一个分离涡形成,因为回流。最后,喉咙区域堵塞导致tornado-type涡和列弗。扩散器失速的细胞,它是由系统的旋转的结构和由tornado-type漩涡,列弗,和喉咙堵塞,传播到成功扩散叶片。因此,tornado-type涡的演变和列弗扩散器旋转失速的原因在离心式压缩机叶片扩压器。

测试压缩机低压比离心式压缩机;然而旋涡的扩散阻碍细胞结构的结果可以推广不仅低压流体机械,而且高压压缩机。例如,埃维里特et al。 10]报道了类似的非定常扩散前缘的漩涡高速离心压缩机,与我们的论文。此外,我们确认了列弗有相同的形式在高速度和列弗的大小以低质量流量增加后期通过CFD分析,正如我们在我们之前提到过文献[ 12]。因此,我们可以说本文获得的知识扩散器失速的旋涡的结构也应用于高压配给离心式压缩机。

接下来,停滞阶段细胞的产生机制是通过实验分析调查 ϕ = 0.10。速度和压力进行了测量,揭示了详细的流场,舞台失速发生时。图 14显示了径向速度的测量结果和汽缸壁压力痕迹(30 Hz低通滤波器)在扩散器入口。低通滤波器由傅里叶反变换的测量光谱减少高频范围。顶部左边和右边的数字代表中心端的径向速度跟踪和裹尸布,分别。左边两个痕迹,同时正确的测量。这些数据表明,径向逆流基本上发生在裹尸布边的强度压力波动小的无叶片的空间(蓝色背景颜色:条件(a))。然而,裹尸布上的径向速度突然加速和减速轮毂一侧(红色背景颜色:条件(b))。然后,还有一个大强度的压力和速度波动(绿色背景颜色:条件(c))。截止频率(30 Hz)接近观察旋转摊位频率(25 Hz和22赫兹)。然而,截止频率是合适的,因为我们专注于整个间歇过程(条件(a) - (c))。此外,高空impeller-discharge流的径向速度分布的条件(a)和(b)在D.I.1-D.I测量。4使用由两个裂膜探头,如图 15。探测器设置在中心端为了捕捉失速条件(a) (c)。另一个速度探头是测量速度分布在每个条件。流动条件(a),裹尸布的一面都是逆转点。此外,在D.I.1-D.I逆流。4moved from the shroud side to the hub side on condition (b). Thus, it was assumed that the flow condition in vanless space at ϕ = 0.10分为三个行为和交换使不稳定。

的功率谱速度波动在每个条件无叶片的空间如图 16。速度波动(以25 Hz)引起的扩散器失速附近发现了裹尸布边条件(a)。然后,扩散转移到中心旋转波动方面条件(b)。最后,速度的大强度波动造成的停滞阶段被发现在整个跨度,特别是在中心附近的一面。此外,低通滤波速度跟踪分析小波变换来估计旋转不稳定行为的摊位出现在压缩机。速度信号的小波变换, u ( t ) ,定义如下: (2) W 一个 , b = 1 一个 ∫ ψ ∗ T u t d t , 在哪里 t 是时间, ψ ∗ ( T ) 是一个母小波, 一个 是一个比例因子, b 是一个时间变换因子,然后呢 T = ( t - - - - - - b ) / 一个 。在这部作品中,伽柏母小波 (3) ψ ∗ T = 1 2 π 一个 e - - - - - - T 2 / 2 σ 2 e - - - - - - 我 T 是申请获取旋转失速扰动。在这里,恒定的参数, σ ,被定义为 σ = 32这项工作。图 17给出了小波变换的等高线 W ( 一个 , b ) 低通滤波的径向速度在中心端痕迹。纵轴表示频率, f 。径向速度减速时,扩散器失速波动出现。25 Hz的非定常扰动消失了,和停滞阶段波动条件(c)被发现。最后,停滞阶段波动不存在条件(a)。因此,它被认为是扩散器失速旋转在裹尸布边突然搬到中心,演变成停滞阶段。

图 18显示了同步测量的结果无叶片的径向速度的空间和汽缸壁压力痕迹叶轮通道内(30 Hz low-ass过滤器)。上面的图是径向速度跟踪中心一侧。底部的三个数字代表了套管压力子午方向的痕迹,I.I.,即时消息,D。我。一个。From the results at I.I. and I.M., the scale of pressure fluctuation in condition (b) was larger than condition (a), because the diffuser stall was considered to be expanded to impeller passages. In addition, the stage stall fluctuation was also found in the impeller passages. Figure 19显示每个流动状态的功率谱测量叶轮子午方向的裹尸布墙。红、绿、蓝线表示I.I.的压力波动水平,即时消息,D。我。一个。From these results, the diffuser stall cell was not found within the impeller passages on the flow condition (a). However, the pressure fluctuation of the diffuser stall occurred within the impeller passages on condition (b). Thus, the diffuser stall was considered to expand into the impeller passages before the stage stall occurred. Finally, the stage stall cell was formed by the expansion of the diffuser stall on condition (c). Furthermore, the pressure fluctuations measured at 55 Hz were found from the power spectra of I.I. on conditions (a) and (b). Based on the previous report [ 12, 13),这55 Hz压力波动是由于叶轮旋转失速。轴流式压缩机,据报道,阻碍细胞,由多个漩涡,细胞合并成一个单一的漩涡。单涡细胞阻塞流在转子和定子的段落的质量流率降低( 14]。建议停滞细胞结构在轴向压缩器的早期阶段是类似于上面的扩散阻碍细胞观察。CFD分析能够捕捉叶轮和扩压器失速细胞;然而扩散器的发展停滞阶段停滞不存在流量系数 ϕ = 0.10。因此,实验和CFD结果发生在性能不匹配 ϕ = 0.10,因为停滞阶段压缩机性能恶化。详细的实验和CFD分析将在未来的研究进行检查叶轮和扩压器/阶段停滞细胞之间的关系。

总之,停滞阶段,旋转叶轮和扩压器通道内,而不是扩散器失速的发生质量流率降低( ϕ = 0.10)。扩散器失速,旋转在裹尸布方面,突然转移到中心。然后,扩散器失速进入叶轮通道,形成了停滞阶段。因此,舞台摊位是由扩散器的发展停滞,这从裹尸布转移到中心的无叶片的叶轮通道空间和扩大。事实上,垂直结构的变化从转移扩散摊位的位置是理解《盗梦空间》的关键机制停滞阶段。在未来的工作中,我们将关注的不稳定结构扩散器失速前发生失速通过CFD分析的阶段。此外,我们将展示舞台的线索摊位恢复过程扩散器失速(条件(c) (a))。