从扩散器摊位到离心式压缩机中的阶段失速的过渡过程，带有叶片漫射器

摘要

通过实验性和数值分析研究了从扩散器旋转转移到具有叶片扩散器的离心式压缩机中的阶段失速的过渡过程。从速度测量开始，发现旋转失速在漫射器通道的散介侧存在于偏移设计流动状态。数值结果揭示了扩散器失速的典型涡流结构。The diffuser stall cell was caused by the systematic vortical structure which consisted of the tornado-type vortex, the longitudinal vortex at the shroud/suction surface corner (i.e., leading edge vortex (LEV)), and the vortex in the throat area of the diffuser passages. Furthermore, the stage stall, which rotated within both the impeller and diffuser passages, occurred instead of the diffuser stall as the mass flow rate was decreased. According to the velocity measurements at the diffuser inlet, the diffuser stall which rotated on the shroud side was shifted to the hub side. Then, the diffuser stall moved into the impeller passages and formed the stage stall. Therefore, the stage stall was caused by the development of the diffuser stall, which transferred from the shroud side to the hub side in the vaneless space and expanded to the impeller passages.

1.介绍

带叶片扩压器的离心式压缩机因其高压升压特性在工业上得到了广泛的应用。然而，与无叶片扩压器相比，它们很可能导致不稳定现象，如涌流和旋转失速。不稳定的操作范围会因浪涌和旋转的停机坪而扩大，这有可能导致严重的事故。涡轮增压器通常用于广泛的操作范围，包括非设计条件。但是，离心式压缩机没有类似的操作条件。因此，了解旋转档位背后的流动物理特性对于提高高压压气机的性能和在非设计工况下的安全运行具有重要意义。

许多研究者关注轴流压气机的旋转档位[1-4.］．此外，还致力于离心压缩机中的旋转档位研究了几篇文章[5.-8.］．近年来，对具有叶片扩散器的离心式压缩机中发生的扩散器旋转摊位进行了重新开放的兴趣。例如，Spakovszky报道了在浪涌之前的无码空间中发生四单元后行行驶模态波[9.］．埃弗蒂特等人。报道了数值分析的尖峰摊位初始化的产生机制[10］．具有叶片扩散器的离心压缩机中的短波长失速裁射是由漫射器前缘的护罩侧的分离和整个无码空间的径向流动逆转引起的。作为Bousquet等。准确指出，模态波的幅度的生长在差异空间中旋转导致扩散器旋转摊位的发生;从数值分析中显而易见[11］．作者还报道了扩压器失速的非定常行为受到扩压器叶片前缘非定常涡的影响[12那13］．

此外，几个研究人员报道了旋转档位根据涡轮机中的质量流速的减少而改变了规模和行为。在轴向机器中，OUTA等。表明，在转子和定子的相应级联中分别产生和开发的流量堵塞，彼此耦合，并随着级别流量的降低而传播作为级失速电池[14］．Yoshida等人研究了叶轮和扩压器通道内的旋转失速[15］．发现旋转失速的行为取决于叶轮漫射器径向间隙。Mizuki和Oosawa通过在旋转摊位和浪涌期间，在离心式压缩机中进行了实验报告了离心式压缩机中的不稳定流动模式[16］．随着流量的减小，叶轮前缘的半跨失速变为全跨失速。此外，在喘振过程中出现了叶轮进口全跨失速的强烈影响。Zheng和Liu也通过他们的实验研究了旋转隔间和涌流的流动物理[17］．发现旋转档和浪涌的行为取决于转子速度和质量流量。然而，很少有研究人员通过详细研究了内部流场的详细研究报道了旋转失速的过渡过程。

该研究在非设计操作期间研究了从扩散器旋转失速到离心压缩机的离心压缩机的叶片扩散器中的阶段失速。首先，我们专注于通过实验和数值分析的扩散器摊位的发电机制。进行了分离的涡流模拟（DES）分析，以研究扩散器摊位的涡流结构。其次，我们还通过实验调查了旋转失速的过渡特性。

2.实验装置和程序

2．1．实验仪器

被测试的压气机是在船用柴油机涡轮增压器的基础上进行离心设计的。压缩机的尺寸如表所示1压缩机和主要测量系统的几何结构如图所示1．在实验中，转速，，压缩机的设定为6000分钟^-1．试验叶轮为开盖式，主叶和分流叶共7片，进出口直径分别为248 mm和328 mm。叶轮的叶冠间隙约为叶轮进口叶片宽度的1.0%，毫米。

实验中采用了叶片扩压器。叶片扩压器有15个楔形扩压器叶片，位于两个平行的扩压器高度之间，，长度为26.14毫米。叶轮出口与扩压器前缘之间的距离，，被设定为16毫米。在实验中使用原始的楔形型扩散叶片（ODV）。叶片附着在通道扩散器的护罩表面上。

设计蜗壳的目的是在设计工况下给予周向均匀压力。摊位附近()时，流动沿周向减速，蜗壳周围压力上升。然而，从压力测量结果来看，非设计点无叶片空间的周向压力波动最多为±50 Pa。因此，蜗壳设计对扩压器失速的非定常性能影响不大。

2.2。测量方法

压缩机的运行点是通过在出口风道上安装蝶阀来设定的。采用孔板流量计和安装在出口管道端的热电偶对质量流量进行了计算。利用安装在压缩机涡旋轴出口处的压差传感器(Yamatake JTD920A)测量了压升特性。差压探头误差小于±0.1%。测量带宽为2.0 kPa ~ 14mpa。压气机出口处的总压升高由压气机涡旋出口处的压升高和经向速度由质量流量计算得到。

用于研究不稳定现象的压力和速度测量系统也在图中说明1．压力传感器(Kulite, XCQ-062-25A)误差在±0.1%以内，安装在与压气机罩表面齐平的位置。压力探头直径为1.7 mm。沿叶轮流道测量如下点的压力:叶轮进口(I.I.)、叶轮中部(I.M.)、扩压器进口(D.I.a和D.I.b)。以上三点的直径是0。757, 0.758，1.024.， 分别。Furthermore, the spanwise distribution of the impeller-discharge flow was measured in the diffuser circumferential direction (D.I.1–D.I.4), using by a split-film probe (DANTEC, 55R57) with a constant-temperature anemometer (DANTEC, Streamline 90N10). The length of split-film probe was 8 mm and the film length was 1.25 mm. The measurement locationmm位于叶轮出口和扩压器前缘之间。四个测量点分别放置在0℃、90℃、180℃和240℃。每隔5%的扩压器宽度(20个点)，从轮毂到叶冠一侧进行叶轮流量测量。在25.6 kHz采样频率下测量了非定常压力和速度轨迹。时间分辨率约为20个样本每叶片通过周期。

3.计算过程

3．1．控制方程

目前的模拟是使用内部计算流体动力学(CFD)程序进行的，该程序已在各种叶轮机械流动中进行了验证。该程序解决了连续的控制方程，三维可压缩Navier-Stokes方程，能量方程，和理想气体的状态方程。对流通量采用通量差分裂法(FDS) [18]，利用保守律(MUSCL)插值的单调迎风格式将其推广到三阶[19］．利用高斯定理确定了粘性通量为二阶中心差分。采用矩阵自由高斯-塞德尔(MFGS)隐式算法进行时间积分[20.］．DES方法是一种涉及大涡模拟（LES）和RAN的混合方案[21]，用于湍流模拟。DES基于剪切应力输运(SST)k-ω.湍流模型(22］．该模型包含对本地湍流长度尺度的依赖性。模型常数被设置为Strelets等人推荐的价值。科里奥利和离心力均被认为是相对坐标系中的惯性力术语。叶轮和漫射器通道的rans和les区域都在图中示出2．该DES模拟代码可以将RAN模式在墙壁附近的区域中转换为流体体积内的LES模式。

3．2．计算域

数字模拟中使用的计算域在图中示出3.．网格系统包括所有流道(14个叶轮和15个扩散器流道)。计算区域划分为三个区域:动叶轮区、静扩压区和动叶尖间隙区。蜗壳区域不包含在模拟中。对于包括顶部间隙区域在内的整个域，采用AutoGrid5 ver9.1 (NUMECA International)多块结构网格进行网格生成。在全环空分析中，叶轮(包括间隙区)和扩压器系统的单元数分别为2620万和2480万。计算网格包括7个主叶片和分流叶片和15个扩散叶片，有5100万个单元。细胞壁的细胞宽度为0.1μ.m，与a相对应的y +沿所有实体表面近似等于1的参数。从局部环空分析的网格相关性试验来看，网格密度足以捕获扩散叶片附近涡的非定常行为。

３．３．边界条件

在流入边界处，固定总压力和温度。在流出边界处，假设具有负载系数的节流电阻在边界和外部大气之间存在。质量流量未在出口边界处固定，因为我们假设具有负载系数的节流阻力，以便模拟由失速引起的速度和压力波动。在实验和数值模拟中，我们已经观察到压缩机出口处的质量流量波动。因此，出口边界处的静压与通过边界的质量流速有关。在分离移动叶轮和静止漫射器帧的滑动边界上，内插的最新数据通过使用滑动网格而被插补以获得用于不稳定模拟的相对侧的数据。墙壁条件采用了非光纤和绝热条件。

4.结果与讨论

4.1。测试压缩机的摊位特性

压气机性能的实验结果和数值结果如图所示4.．从DES不稳定分析获得数值总压力升高特性。流量和总压力升高系数定义如下：

ODV实验结果用图中的黑圈表示。模拟是在七个工作点进行的，从设计点(）到深度摊位（φ.= 0.10)。不稳定的DES分析的时间平均结果与使用ODV获得的测量结果吻合良好，除了摊位点的结果外（φ.= 0.14和0.10）。其中一个原因是，在这个数值模拟中没有得出蜗壳的额外损失。特别是在深度摊位点（φ.= 0.10)时，用CFD计算得到的压缩机性能数据高于实验得到的数据。由此产生的问题是性能明显不匹配φ.= 0.10稍后将详细考虑。

为研究旋转失速的非定常特性，采用分膜风速仪对叶轮出口流量进行了测量φ.= 0.14和0.10。FFT（快速傅里叶变换）的空间分布导致跨翼展方向示于图中5.．纵轴表示径向速度波动的强度。流量系数的测量，φ.= 0.14，表明在护罩侧附近25 Hz发生的大速度波动强度发生。我们已经报告说，25 Hz的这些不稳定的现象相当于叶轮转速的25％，是由漫射器通道内的旋转摊位引起的[12］．因此，这个扰动，如图所示5(一个)，被认为是由扩散器失速波动导致的。当质量流量减少时（φ.= 0.10)，图中22 Hz处没有发现扩压器失速波动，出现了较大强度的速度波动5 (b)．来自上一项研究[23[我们发现，在叶轮和漫射器通道内旋转的大强度波动，称为“阶段档”。与漫射器失速相比，阶段停止电池在整个跨度上具有更大的速度波动强度，特别是在轮毂侧附近。另外，从压力实验中，发现扩散器和阶段失速电池的数量是一种。因此，测试压缩机的旋转失速行为随着质量流量的降低而变化。

4.2。扩散器摊位细胞的结构

首先，在流量系数下漫射器失速电池的旋转结构φ.= 0.14，采用数值分析进行调查。为研究旋转失速的非定常特性，在两个位置(D.I.a和D.I.b)测量了机匣壁面静压波动。图中给出了实验和数值计算的机匣压力轨迹6.．红线表示低通滤波迹线，并且将低通滤波器频率设置为30 Hz。从两个实验和数值迹线，可以观察到在无形的空间中传播的干扰。这种干扰的旋转速度约为叶轮速度的25％。25 Hz的不稳定现象，其等于25％的叶轮转速，由扩散器旋转失速引起。此外，由于叶轮摊位引起的扰动规模远远小于来自图中的扩散器入口的扩散器失速的紊乱量大，因此可以排除叶轮失速波动的影响5.．因此，扩散器失速的数值计算结果与实验结果吻合较好。

此外，在非潜能时代的径向空间中的瞬时壳体压力波动= 0.0-31.5如图所示7.．垂直轴是每个扩散器叶片，其标记为从一到十五次标记。由黑色虚线圆形表示的低壳体静压区域，随着时间的推移，传播到下一个扩散器通道。该区域的转速约为叶轮转速的25％。因此，可以得出结论：该低静态压力区域是由漫射器旋转的止痕电池引起的。此外，在漫射器入口处测量的径向速度波动如图所示8.．红、蓝线分别代表扩散通道编号1-2和7-8。如图所示的红色虚线8.，表示为所有扩散器通道计算的径向速度的平均值。如图所示，扩散器通道数7-8的径向速度低于平均径向速度，因为扩散器旋转失速电池从非潜能时间接近漫射器通道数7-8，，如图所示7.．在无量纲时间，，扩压器流道数7-8径向速度明显降低。因此，这些结果表明，扩压器通道内的流动是由于扩压器失速室形成的堵塞效应而受阻的。

然后，在非潜能时间的低静压区域的瞬时涡旋结构，，如图所示9.．几个失速扩压通道内的涡结构如图7-11所示7.，通过q定义可视化[24]并通过非歧视螺旋色。在非跨度时间的流场中，，在7号和9号扩压叶片的吸力面上观察到连接叶冠壁和扩压器吸力面的龙卷风型旋涡。在8号和10号扩压叶片吸力面上也出现了纵向涡。这个漩涡叫做LEV。LEV被开发出来后，在非设计点的扩压通道内形成了实质性的堵塞。此外，在8号和10号扩压叶片压力面附近还发现了另一种涡结构。这个涡在喉道区域形成了一个堵塞，导致了叶冠附近的强烈倒流。因此，确定在失速室内形成了发展的涡结构。

为了了解扩压器失速室的非定常行为，在无量纲时间内，扩压器通道内的瞬时涡结构数为7 ~ 8那,是可视化的。在漫射器通道中，涡旋核心由漫射器通道号7-8中的非歧视螺旋呈现，图中示出了10．首先，在无量纲时间产生扩压叶片吸力面上的龙卷风型旋涡．龙卷风型分离是由阳离子侧附近的散射叶片引起的龙卷风型分离，该侧面是由延时电池接近扩散器通道数7-8的延伸电池引起的。然后，开发了龙卷风型涡旋，并在非跨度时间的护罩/抽吸表面角落观察到LEL．由于扩散器通道内的高不利的压力梯度，所开发的LEV延伸到下一个扩散器叶片（第8号）。另外，在扩散器叶片号7的抽吸表面上观察到LEV腿。利是由扩散器叶片的抽吸表面上的二次流动影响引起的。由于垂直压力梯度，吸入表面附近的流动卷起到护罩侧，并在护罩/抽吸表面拐角处形成纵向涡流。在无量纲时间，，LEV与下一个扩散器前缘相互作用，形成了喉部区域阻塞，诱导了护罩侧附近的强烈反转流动。因此，在随着时间的推移，将分离涡流被认为是在漫射器叶片号8的抽吸表面上产生的，因为与扩散器叶片号8的入射角是高度阳性的。还观察到新形成的龙卷风型涡旋和LEV在漫射器叶片号7的前缘附近。

为了更好地理解扩压叶片附近涡的产生机理，图中显示了扩压叶片吸力面和机匣壁面静压的时均分布和等值线11．抽吸表面和壳体壁上的载体代表压力梯度向量。此外，漫射器抽吸表面上的限制流线型在图中示出12．在扩压器前缘附近，吸力面上垂直压力梯度的强度从轮毂到跨中逐渐增大，这是因为旋涡型涡在叶冠侧形成了低压区。从吸力面的极限流线可以观察到龙卷风型涡腿的焦点在扩压器前缘。此外，由于扩压器前缘附近的高垂直压力梯度，吸力面流线从轮毂侧向上卷至叶冠侧。如图所示11 (b)，护罩壁上的周向压力梯度向量的方向在扩散器前缘的抽吸表面附近强不良，这是龙卷风型分离涡旋的起源。喉部区域中的压力梯度向量被引导到叶轮出口和后续扩散器叶片的前缘。这是因为扩散器通道内的静压恢复。

综上所述，扩散器失速的结构如图所示13．最初，在扩散器叶片的抽吸表面上产生连接护罩壁和扩散器吸入表面的龙卷风型涡旋。利用龙卷风型涡旋的增长开发，由于护罩侧附近的高不利压力梯度，它接近后续扩散器叶片。然后，开发的LEV与后续扩散器前缘相互作用，随着时间的推移形成了喉部区域堵塞。喉部区域的堵塞诱导围绕护罩侧附近的高幅度的径向反转流，并且由于后流动而形成下一个分离涡流。最后，喉部区域堵塞导致龙卷风型涡旋和lev。由系统涡旋结构形成的扩散器档节细胞，并且由龙卷风型涡旋，LEV和喉部阻塞组成，传播到后续扩散器叶片。因此，龙卷风型涡流和LEL的演变是具有叶片扩散器的离心式压缩机中的扩散器旋转失速的原因。

被测压缩机为低压比离心式压缩机;但扩压器失速室涡结构的研究结果不仅适用于低压流体机械，也适用于高压压缩机。例如，Everitt等[10[[endnoteref: 1]]报道了与本文类似的高速离心压气机扩压器前缘的非定常涡。此外，我们通过CFD分析证实了LEV在高速时具有相同的形式，在后期低质量流量时LEV的尺寸有所增加，正如我们在之前的文章中提到的[12］．因此，我们可以说，通过本文对扩散器摊位的涡流结构获得的知识也应用于高压配量离心式压缩机。

4.3。过渡到舞台摊位

接下来，通过实验分析研究了阶段失速池的产生机制φ.= 0.10。进行了速度和压力测量，以揭示级失速发生时的详细流场。数字14示出了径向速度和套管壁压迹线（30Hz低通滤波器）在扩散器入口处的测量结果。低通滤波器通过逆傅里叶变换传导到切割高频范围的测量光谱。左上角和右图分别表示轮毂侧和护罩侧的径向速度迹线。同时测量左两个迹线和右侧。这些数字表明，基本上发生在护罩侧的径向反转流量，并且压力波动的强度在往来的空间中很小（蓝色背景颜色：条件（a））。然而，在护罩侧突然加速径向速度，并在轮毂侧减速（红色背景颜色：条件（b））。然后，还存在大的压力和速度波动强度（绿色背景颜色：条件（c））。截止频率（30Hz）更接近观察到的旋转停顿频率（25Hz和22 Hz）。然而，截止频率是合适的，因为我们专注于本研究中的整个间歇性过程（（a） - （c））。另外，在D.I.1-D.I.4使用两个分裂膜探针，测量条件（a）和（b）上的叶轮排放流程的血管径向速度分布，如图所示15．在轮毂侧设置一个探头，用于捕捉失速工况(a)至(c)，另一个速度探头用于测量各工况下的速度分布。在(a)流量条件下，叶冠一侧的流量在所有测点上都是反向的。此外，反向流动在d.i 1 - d.i。4.moved from the shroud side to the hub side on condition (b). Thus, it was assumed that the flow condition in vanless space atφ.= 0.10分为三种行为并不稳定地切换。

无叶空间中各工况下速度波动的功率谱如图所示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,特别是靠近中心的那一边。此外，利用小波变换对低通滤波后的速度轨迹进行分析，以估计压气机内出现的旋转失速的非定常行为。速度信号的小波变换，，定义如下: 在哪里是时间,是母子波，是一个比例因子，是一个时间转换因子，和．在这项工作中，Gabor母亲小波 应用于捕获旋转失速扰动。这里，常量参数，，被定义为= 32在这项工作。数字17显示了小波变换的轮廓对于低通滤波后的径向速度轨迹在轮毂侧。纵轴表示频率，．当径向速度减速时，出现了扩散器失速波动。然后，25 Hz处的不稳定干扰消失，并且在条件（c）上发现了阶段的失速波动。最后，在条件（a）上未发现阶段的摊位波动。因此，认为旋转在护罩侧旋转的扩散器摊位突然移动到毂侧并进化成阶段的档位。

数字18示出了叶轮通道内径向空间和套管壁压迹线（30 Hz低屁股过滤器）的径向速度的同时测量结果。顶部图是集线器侧的径向速度迹线。底部三个图表代表了子午线的壳体压力迹线，即i.i.，i.m.和d.i.a.从I.i.的结果。即，条件（b）的压力波动的规模大于条件（a），因为扩散器摊位被认为被扩展到叶轮通道。此外，在叶轮通道中也发现了阶段的失速波动。数字19示出了在子午线方向上在叶轮护罩壁上测量的每个流动条件的功率谱。红色，绿色和蓝线表示I.i.，I.M.和D.I.的压力波动水平。根据这些结果，在流动条件（a）上的叶轮通道内未找到扩散器摊位电池。然而，在条件（B）上的叶轮通道内发生漫射器的压力波动。因此，在发生阶段失速之前，被认为扩散器失速将扩展到叶轮通道中。最后，通过在条件（c）上的扩散器失速的膨胀形成阶段失速电池。此外，从I.I的功率谱中发现了在55Hz处测量的压力波动。关于条件（a）和（b）。基于上一份报告[12那13]，这种55 Hz压力波动是由叶轮旋转档位引起的。在轴向压缩机中，据报道，由多个涡流组成的摊位细胞合并到单个涡旋细胞中。单涡电池阻挡了转子和定子通道中的流量，因为质量流量减小[14］．在轴向压缩机的早期阶段的建议的失速电池结构类似于上面观察到的扩散器止动单元。CFD分析能够捕获叶轮和扩散器摊位细胞;然而，在流量系数下找不到扩散器摊位到阶段档位的发展φ.= 0.10。因此，实验结果与CFD结果不匹配φ.= 0.10因为阶段摊位劣化了压缩机性能。将在未来的研究中进行详细的实验和CFD分析，以检查叶轮和扩散器/阶段停滞细胞之间的关系。

总之，在叶轮和扩散器通道内旋转的阶段档位而不是随着质量流量减小而导致扩散器失速（φ.= 0.10)。扩散器失速，这旋转在护罩的一边，突然转移到轮毂的一边。扩散器失速进入叶轮通道，形成级失速。因此，级失速是由扩压器失速的发展引起的，在无叶空间内从叶冠侧转移到轮毂侧，并扩展到叶轮流道。实际上，改变扩压器失速位置所引起的垂直结构的变化是理解级失速产生机理的关键。在今后的工作中，我们将通过CFD分析，重点研究级失速发生前扩压器失速的非定常结构。此外，我们将揭示阶段失速回到扩散器失速过程的线索(条件(c)到(a))。

5.结论

通过实验和通过CFD分析研究了扩散器失速的涡流结构和从扩散器摊位到延伸到离心式压缩机中的阶段失速。

研究结果总结如下:(我)在测试的压缩机中，在非设计流动操作期间，扩散器倒置以25％的叶轮转速旋转。实验性和数值结果均显示扩散器失速电池在流动通道的护罩侧的差异空间中的旋转。此外，在22Hz发生大的波动，并且当质量流量减小时由阶段失速引起的。舞台摊位在无往文空间的整个跨度上膨胀。(2)扩散器摊位电池的涡流结构由龙卷风型涡旋，LEV和喉部阻塞组成。停止细胞的典型涡流结构传播到后续的扩散器通道。（iii）这种龙卷风式分离是由叶片在叶冠侧的正入射角引起的。LEV随着龙卷风型旋涡的增长而发展，并延伸到后续的扩散叶片。开发的LEV随后与后续扩压器前缘相互作用，形成喉部区域堵塞。最后，喉道面积堵塞形成了旋涡和LEV。扩散器旋转失速是由龙卷风型旋涡和LEV的演化引起的。(iv)随着质量流量的降低，在护罩侧旋转的漫射器延迟突出到毂侧。漫射器停止然后移动到叶轮通道中并形成到级摊位中。阶段失速是由漫射器档的发展引起的，该扩散器失速从护罩侧转移到横向空间中的枢轴侧并膨胀到叶轮通道。

命名法

	扩散器通道高度（m）
：	直径(米)
：	质量流量（kg / s）
：	叶轮出口与漫射器前缘（M）之间的距离
：	转速(最低-1）
：	体积流量（m3./ s）
：	小波系数
：	扩压叶片数
：	叶轮叶片数量
：	频率（Hz）
：	时间(年代)
：	刀片通过时间（s）
：	无量纲时间(）
：	静压（PA）
：	总压力（PA）
：	速度（m / s）
：	径向速度(米/秒)
：	叶轮出口（m / s）的圆周速度。

希腊字母

：	空气密度（kg / m3.）
：	流量系数
：	总压力上升系数
：	母亲小波函数。

下标

1：	叶轮入口
2：	叶轮出口
3：	扩散器前沿
4：	扩散器后缘。

缩写

D.E.:	扩散器出口
D.I .:	扩压器进口
I.I .:	叶轮入口
我是。：	叶轮上腹部
列弗:	前缘涡
ODV:	原始楔形扩散叶片。

利益冲突

作者声明他们没有利益冲突。

致谢

本研究得到了国家自然科学基金资助项目(资助项目启动号)的资助。16H07293来自日本科学促进会。

参考

1. F. K. Moore和E. M. Greitzer，“轴向压气机系统失速后瞬态理论:第1部分方程的发展”，燃气轮机动力工程学报，第108卷，第69-76页，1986年。视图:谷歌学者
2. E. M.Greitzer和F. K. Moore，“轴向压缩机系统中停滞瞬态的理论：第2部分应用，”燃气轮机与动力工程学报，卷。108，没有。2，pp。231-239,1986。视图:出版商网站|谷歌学者
3. I. J. Day，“在轴流压缩机中取得成立，”叶轮机械学报，第115卷，第1-9页，1993年。视图:谷歌学者
4. M. Onoue，M.Kuroumaru，T.Tanino和M. Furukawa，“轴向压缩机转子中的多个短尺度摊位细胞的传播”，涡轮机械杂志(第122卷)1，第45 - 54,2000页。视图:出版商网站|谷歌学者
5. U. Haupt, M. raumberg, a . N. Abdel-Hamid，“离心压缩机中宽频带压力波动的叶片激励”，叶轮机械学报，第110卷，第4期。1, 129-137, 1988。视图:出版商网站|谷歌学者
6. U. Haupt，U. Seidel，A. N.Abdel-Hamid和M. Rautenberg，“在离心式压缩机中的不稳定流动，具有不同类型的叶片扩散器”，“叶轮机械学报，第110卷，第4期。3，pp。293-302，1988。视图:出版商网站|谷歌学者
7. I. Tomita, S. Ibaraki, M. Furukawa, K. Yamada，“叶尖泄漏涡对离心式压缩机工作范围增强的影响”，涡轮机械杂志，卷。135，不。3，第051020,2013项。视图:出版商网站|谷歌学者
8. Y.Fukuda，Y. Takeyama和Y. Ohta，用笼罩的叶轮在离心式鼓风机中旋转不稳定的特点，“JSME的事务，卷。80，不。809，pp。1-11,2014（日语）。视图:谷歌学者
9. Z. S. Spakovszky，《离心式压缩机中反向旋转失速波》涡轮机械杂志第126卷，第4期。1，页1 - 12,2004。视图:出版商网站|谷歌学者
10. J. N. Everitt和Z. S. Spakovszky，“离心式压缩机叶片扩压器失速初始研究”，涡轮机械杂志，卷。135，不。1，物品ID 011025,2012。视图:出版商网站|谷歌学者
11. Y. Bousquet，N.Binder，G. Dufour，X. Carbanneau，M. Roumeas和I. Trebinjac，带叶片扩散器的离心式压缩机中失速初始机制的数值模拟，“涡轮机械杂志，卷。138，不。12，物品ID 121005,2016。视图:出版商网站|谷歌学者
12. N. Fujisawa, S. Hara, Y. Ohta, T. Goto，“带叶片扩压器的离心压缩机前缘涡和扩压器失速的非定常行为”，载于美国机械工程师协会(ASME) FEDSM 2014会议记录, 2014年。视图:谷歌学者
13. N. Fujisawa，S. Ikezu和Y. OHTA，“在离心式压缩机中的扩散器摊位和不稳定涡流的结构”2016年美国机械工程师协会涡轮增压展览会论文集，2016年。视图:谷歌学者
14. E. Outa, Y. Ohta, D. Kato, K. Chiba，“均匀进口条件下轴向压气机叶栅深层旋转失速演化的二维研究”，载于第14届国际空气呼吸发动机协会的诉讼程序，页1-11,1999。视图:谷歌学者
15. Y. Yoshida，H. Tsurusaki，Y.Murakami和Y. Tsujimoto，“疏远的离心叶轮/叶片漫射器系统（第1次报告）”JSME的事务，第56卷，第56期。530，页2991 - 2998,1990(日语)。视图:谷歌学者
16. S. Mizuki和Y. Oosawa，“旋转失速和喘振下离心压缩机通道内的非定常流动”，涡轮机械杂志(第114卷)2, 312-320页，1992。视图:出版商网站|谷歌学者
17. X. Zheng And A. Liu，“一条离心式压缩机中的两种政题浪涌的现象和机制”涡轮机械杂志(第137卷)8、文章编号081007,2015。视图:出版商网站|谷歌学者
18. J.L. Steger和R. F.变暖，“磁性磁气动力方程的助熔剂载体分裂，应用于有限差分方法”计算物理学，卷。40，不。2，pp。263-293,1981。视图:出版商网站|谷歌学者|MathSciNet
19. B. van Leer， "朝向最终的保守差分方案。第五，Godunov方法的二阶续计算物理学第32卷，第2期。1，第101-136页，1979。视图:出版商网站|谷歌学者
20. E. Shima，“结构化/非结构化cfd的简单隐式方案”，载于第29届流体动力学会议论文集，pp。325-328,1997。视图:谷歌学者
21. P. R. Spalart，M .-h。Jou，M. Strelets和S. R. Allmaras，“关于翅膀和杂交Rans / LES方法的LES的可行性的评论，DNS / LES的进步，”第一个AFOSR国际DNS / LES国际会议的诉讼程序，1997年。视图:谷歌学者
22. M. Strelets，“大规模分离流动的分离涡模拟”，AIAA纸，第2001-0879号，2001年。视图:谷歌学者
23. S.Ikezu，N. Fujisawa和Y. OHTA，“带有叶片漫射器的离心式压缩机的特点”第六届亚洲热物理和流体科学联合研讨会论文集，2016年。视图:谷歌学者
24. J. Jeong和F. Hussain，《漩涡的识别》流体力学杂志，第285卷，第69-94页，1995年。视图:出版商网站|谷歌学者|MathSciNet

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