CN112160943A - 一种燃气轮机压气机机匣防喘结构及其喘振裕度评价方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种燃气轮机压气机机匣防喘结构及其喘振裕度评价方法，包括压气机机匣，在压气机机匣的前部设置有机匣处理段，机匣处理段包括防失流段内腔，防失流段内腔内侧设置有防失流段内环，防失流段内环上设置有轴向斜槽与防失流段内腔内的回流腔连通，且在防失流段内腔内设置有径向挡板；所述轴向斜槽沿其所在圆半径线旋转90^o，与转子叶片的叶片弦线平行，且轴向斜槽沿所在圆轴线旋转45^o；通过改变轴向斜槽的结构，改变进气量与进气流动情况；同时，对排气段进行优化，增大轴向速度，提高了流量系数，改善了顶部冲角过大的流动状态，有效地进行了扩稳，具有能够有效降低增加空气量、减小动叶片叶尖处攻角、减小失速点的流量的特点。

Description

一种燃气轮机压气机机匣防喘结构及其喘振裕度评价方法

技术领域

本发明涉及流体机械压气机技术领域，具体涉及一种燃气轮机压气机机匣防喘结构及其喘振裕度评价方法。

背景技术

轴流风扇/压气机作为一种广泛应用的流体机械，如何提高其工作稳定性一直是计算热点和难点，国际上对提高稳定性裕度的扩稳措施进行了各种探索，主要包括可调叶片，机匣处理(周向槽和轴向缝)，叶顶喷气，大小叶片等；机匣处理作为一种有效的被动扩稳措施，出现于上世纪60年代，因其结构简单，易于安装，扩稳效果良好，得到了广泛的计算与应用；多年来，机匣处理的扩稳机理及其设计方法一直是叶轮机匣领域的计算热点和难点问题；

压气机机匣处理的主要作用是减小失速点的流量，从而增加压气机的喘振裕度，而目前现有的机匣结构在进行机匣处理的过程中，存在进气段进气量较小、排气段对轴向速度的增加量较小等问题；

因此，急需设计出一种压气机机匣处理结构，来改变进口进气量与进气流动情况，提高流量系数，改善顶部冲角过大的流动状态，有效地进行扩稳、减小失速点的流量。

发明内容

针对上述存在的问题，本发明旨在提供一种燃气轮机压气机机匣防喘结构及其喘振裕度评价方法，通过改变轴向斜槽的结构，以改变进口进气量与进气流动情况；同时，对排气段的几何构型进行优化，增大轴向速度，提高了流量系数，改善了顶部冲角过大的流动状态，有效地进行了扩稳，具有能够有效降低增加空气量、减小动叶片叶尖处攻角、减小失速点的流量的特点。

为了实现上述目的，本发明所采用的技术方案如下：

一种燃气轮机压气机机匣防喘结构，包括压气机机匣，在压气机机匣的前部设置有机匣处理段，机匣处理段包括防失流段内腔，防失流段内腔内侧设置有防失流段内环，防失流段内环上设置有若干轴向斜槽，轴向斜槽与防失流段内腔内的回流腔连通，且在防失流段内腔内设置有若干径向挡板(12)，形成多个空气流道；所述轴向斜槽沿其所在圆半径线旋转90°，与转子叶片的叶片弦线平行，且轴向斜槽沿其轴线旋转45°。

一种评价燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法，包括：

步骤一：确定计算域，选取压气机的一个流道，并将流道出口位置沿Z轴向下游延伸1倍动叶弦长作为计算域；

步骤二：划分计算网格，采用可视化IGG/AutoGrid5进行单通道网格的划分，整个计算域分为主流区与机匣处理区；

步骤三：确定计算主流区与机匣处理区的三维粘性定常流场的方法；

步骤四：在确定叶轮组的三维粘性定常流场的评价方法后，对叶轮组在设计工况和低压工况下的喘振裕度进行计算，并在计算后，对燃气轮机压气机机匣防喘结构的机匣处理性能进行评价：

式中，π和G分别表示总压比和流量，下标s和0分别表示机匣处理近失速点和工作点。

优选的，步骤二所述的对主流区和机匣处理区划分网格的具体步骤包括：

S201.在主流区网格生成过程中，捕捉近壁面湍流附面层流动的详细流动特征，加密靠近壁面的网格，近壁面第一层网格距离固壁距离取0.001mm；

S202.将y+值控制在低雷诺数湍流模型要求的范围之内，壁面附近的网格沿壁面法向方向按几何级数的规律加密，网格数为该方向网格总数的三分之一，边界层外的网格均匀分布；

其中：1≤y⁺≤10；

S203.在机匣处理区网格划分过程中，采用Autogrid5划分结构化网格，并在机匣处理区和转子区之间设置转/静子交界面。

优选的，步骤二所述的主流区利用NUMECA中专门针对叶轮机械部分网格生成模块AutoGrid整体划分网格，主流区网格拓扑结构采用O4H型结构。

优选的，步骤三所述的确定的计算主流区与机匣处理区的三维粘性定常流场的方法包括：

S301.采用Fine/Turbo模块对叶轮机械通流部分的三维粘性定常流场进行计算，在Fine/Turbo模块中，N-S方程求解器为EURANUS，空间离散采用中心差分格式辅助人工粘性项；

S302.转/静子交界面采用混合面法处理，求解混合面法所用到的求解器是Jameson的有限体积差分格式，并结合Spalart-Allmaras湍流模型对相对坐标系下的三维雷诺平均Navier-Stokes方程进行求解，采用显式四阶Runge-Kutta法时间推进以获得定常解，同时加入二阶和四阶人工粘性项以消除数值计算中过程中的伪数值振荡；

其中：混合面求解器采用双精度求解器，专家参数设定：LOCCOR＝0；MUCLIP＝500000；RSTOL＝0.0001；VIS2＝1.3；VIS4＝0.13。

优选的，步骤四所述的具体过程包括：

S401.在确定评价方法后，对压气机在设计工况下工作的三维流场进行模拟，给出模拟三维流场的边界条件和压气机机匣在模拟三维流场中的收敛标准；

S402.对压气机在设计工况下工作的稳定裕度进行计算分析，并对燃气轮机压气机机匣防喘结构在设计工况下的机匣处理性能进行评价；

S403.在确定评价方法后，对压气机在低压工况下工作的三维流场进行模拟，给出模拟三维流场的边界条件和压气机机匣在模拟三维流场中的收敛标准；

S404.对压气机在低压工况下工作的结果进行计算分析，并对燃气轮机压气机机匣防喘结构在低压工况下的机匣处理性能进行评价。

本发明的有益效果是：本发明公开了一种燃气轮机压气机机匣防喘结构及其喘振裕度评价方法，与现有技术相比，本发明的改进之处在于：

(1)本发明设计了一种燃气轮机压气机机匣防喘结构，通过改变轴向斜槽的结构，以改变进口进气量与进气流动情况；同时，对排气段的几何构型进行优化，增大轴向速度，提高了流量系数，改善了顶部冲角过大的流动状态，有效地进行了扩稳，具有能够有效降低增加空气量、减小动叶片叶尖处攻角、减小失速点的流量的特点；

(2)同时，设计了一种评价燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法，并通过模拟压气机机匣结构在设计工况和低压工况下工作时的总压分布、熵增和相对马赫数分步等分布曲线，对该方法的可行性进行验证，证明本方法在计算压气机机匣结构的稳定裕度是具有很好的收敛效果，证明本方法可以很好的对压气机机匣结构的稳定裕度进行计算；同时利用本方法对燃气轮机压气机机匣防喘结构的稳定与度进行计算，得到燃气轮机压气机机匣防喘结构在低工况下改善峰值效率低工况下稳定裕度提高了2.6％，证明了本燃气轮机压气机机匣防喘结构的可行性，本方法具有收敛效果好、计算精度高的优点。

附图说明

图1为本发明压气机机匣处理段的结构示意图。

图2为本发明防失流段内腔的结构示意图。

图3为本发明防失流段内环的结构示意图。

图4为本发明轴向斜槽与压气机叶片结构的俯视图。

图5为本发明轴向斜槽的剖视图。

图6为本发明计算燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法计算燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的的流程图。

图7为本发明实施例1的计算域图。

图8为本发明实施例1机匣处理结构与主流道交界面图。

图9为本发明实施例1设计工况下计算结果收敛情况图。

图10为本发明实施例2Y+值分布云图。

图11为本发明实施例1低压工况下计算结果收敛情况图。

图12为本发明实施例3原型机匣处理结构熵增分布图。

图13为本发明实施例3原型机匣处理结构的相对马赫数分布图。

图14为本发明实施例4原型机匣处理结构总压分布图。

图15为本发明实施例4原型机匣处理结构增熵分布图。

图16为本发明实施例4原型机匣处理结构相对马赫数分布图。

图17为本发明实施例4原型机匣处理结构低工况下压比流量，效率流量特性图。

图18为本发明实施例5机匣处理结构改进图。

图19为本发明实施例5机匣处理结构改进后的总压及速度流线分布图。

图20为本发明实施例5机匣处理结构改进后的增熵分布图。

图21为本发明实施例5机匣处理结构改进后的相对马赫数分布图。

图22为本发明实施例5机匣处理结构机匣处理排气段截面图。

图23为本发明实施例5机匣处理结构改进后的三种结构排气段截面轴向流速C_a图。

图24为本发明实施例5涡系结构分布对比图。

图25为本发明实施例5相对熵增分布图对比图。

图26为本发明实施例5相对马赫数分布对比图。

图27为本发明实施例5下游叶栅截面的熵增分布对比图。

图28为本发明实施例5机匣处理排气段截面图。

图29为本发明实施例5排气段截面轴向流速图C_a的对比图。

图30为本发明实施例5原型与改进型压比流量，效率流量特性对比图。

其中：在图1-图5中：1.防失流段内腔，11.回流腔，12.挡板，2.防失流段内环，21.轴向斜槽，3.压气机叶片；

在图9中：(a)表示原型机匣在设计工况下的进出口流量曲线图；(b)表示原型机匣在设计工况下的全局残差曲线图；(c)表示原型机匣在设计工况下的效率曲线图；(d)表示原型机匣在设计工况下的压比曲线图；

在图11中：(a)表示原型机匣在低压工况下的进出口流量曲线图；(b)表示原型机匣在低压工况下的全局残差曲线图；(c)表示原型机匣在低压工况下的效率曲线图；(d)表示原型机匣在低压工况下的压比曲线图；

在图12中：(a)为子午流面熵增分布图；(b)为机匣处理区域熵增三维视图；(c)为子午流道回转涡系图；

在图13中：(a)为原型机匣处理结构叶根的相对马赫数分布图；(b)为原型机匣处理结构叶中的相对马赫数分布图；(c)为原型机匣处理结构叶中的相对马赫数分布图；

在图14中：(a)为原型机匣处理结构机匣处理结构通流部分总压分布图；(b)为原型机匣处理结构机匣处理结构机匣处理子午流面涡流分布图；(c)为原型机匣处理凹槽内涡流分布图；

在图15中：(a)为原型机匣处理结构机匣处理结构子午视图增熵分布图；(b)为原型机匣处理结构机匣处理结构三维视图增熵分布图；(c)为原型机匣处理结构机匣处理结构机匣处理区增熵分布图；

在图16中：(a)为无机匣处理叶顶截面相对马赫数分布图；(b)为带机匣处理叶顶截面相对马赫数分布图；

在图17中：(a)为低压工况下原型机匣处理压比-流量特性图；(b)为低压工况下原型机匣处理效率-流量特性图；

在图18中：(a)为机匣处理改进结构1图；(b)为机匣处理改进结构2图；(c)为机匣处理改进结构3图；

在图19中：(a)为机匣处理改进结构1总压及速度流线分布图；(b)为机匣处理改进结构2总压及速度流线分布图；(c)为机匣处理改进结构3总压及速度流线分布图；

在图20中：(a)为机匣处理改进结构1机匣处理区域熵增分布图；(b)为机匣处理改进结构2机匣处理区域熵增分布图；(c)为机匣处理改进结构3机匣处理区域熵增分布图；

在图21中：(a)为机匣处理改进结构1叶顶截面相对马赫数分布图；(b)为机匣处理改进结构2叶顶截面相对马赫数分布图；(c)为机匣处理改进结构3叶顶截面相对马赫数分布图；

在图24中：(a)为匣处理原型涡系结构涡系结构分布图；(b)为机匣处理改进3型涡系结构分布图；

在图25中：(a)为匣处理原型涡系结构机匣处理的熵增分布图；(b)为机匣处理改进3机匣处理的熵增分布图；

在图26中：(a)为匣处理原型涡系结构机匣处理的相对马赫数分布图；(b)为机匣处理改进3机匣处理的相对马赫数分布图；

在图27中：(a)为匣处理原型涡系结构机匣在下游叶栅截面的熵增分布图；(b)为机匣处理改进3机匣在下游叶栅截面的熵增分布图；

在图30中：(a)为原型与改进型压比-流量特性对比分布图；(b)为原型与改进型效率-流量特性对比分布图。

具体实施方式

为了使本领域的普通技术人员能更好的理解本发明的技术方案，下面结合附图和实施例对本发明的技术方案做进一步的描述。

燃气轮机是以连续流动的气体为工质带动叶轮高速旋转，将燃料的能量转变为有用功的内燃式动力机械，是一种旋转叶轮式热力发动机，使用时，当燃气轮机的压气机空气流量减小使动叶攻角增大到临界攻角附近时，动叶中的某几个叶片可能首先发生分离，在这些出现分离区的叶片前面出现明显的气流堵塞现象，这个气流区使周围的流动发生偏转，从而引起上面叶片攻角增大并分离，同时下面叶片的攻角减小并解除分离使分离区相对于叶片向上传播，因此失速区就朝着与叶片旋转方向相反的方向移动，这种移动速度比圆周速度要小，站在绝对坐标系上观察时，失速区以较低的转速与压气机叶轮做同方向的旋转运动，称为旋转失速，如果失速的叶片过多会导致压气机喘振，喘振是气流沿压气机轴线方向发生的低频率、高振帽的振荡现象，微弱的喘振听不到声音，但强烈的瑞振会发出低沉的声音，严重时放炮，压力、转速等参数大幅度波动；推力杆失去控制；振动加大；气流中断而发生熄火停车，

喘振的根本原因是由于气流攻角过大，在叶背处发生分离而且这种气流分离扩展到整个叶栅通道，此时压气机叶栅完全失去扩压能力，不能将气流推向后方，克服后面较强的反压，于是流量急剧下降，由于动叶叶栅失去扩压能力，后面的高压气体可能倒流至前面，压气机后面的反压降的很低，整个压气机流路这一瞬间变得通畅，由于压气机仍保持原来的转速，大量的气流被重新吸入压气机，流入动叶的气流出负攻角很快增加到设计值，压气机后面也建立起高压气流，这是喘振过程中气流重新吸入状态，然而发生喘振的流动条件没有改变，随着压气机后面的反压不断升高，压气机流量叉开始减小，过程重复。

针对上船用燃气轮机在低工况易发生喘振的技术问题，本发明设计了一种燃气轮机压气机机匣防喘结构及其喘振裕度评价方法；

参照附图1-5所示的一种燃气轮机压气机机匣防喘结构，包括压气机机匣，在压气机机匣的前部设置有机匣处理段，机匣处理段包括防失流段内腔1，防失流段内腔1内侧设置有防失流段内环2，防失流段内环2上设置有若干轴向斜槽21与防失流段内腔1内的回流腔11连通，且在防失流段内腔1内设置有若干径向挡板12，使得回流腔内形成多个气体流道；所述轴向斜槽21沿其所在圆半径线旋转90°，与转子叶片的叶片弦线平行，且轴向斜槽21沿所在圆轴线旋转45°。

本结构设计的燃气轮机压气机机匣防喘结构在工作时，受压气机压差的作用，从气流工质内环轴向斜槽21进入防失流段内腔1，经防失流段内腔1将脉动气流能量耗散后，从防失流段内腔的另一侧流出，与主流掺混；靠近机匣处理结构位置产生的与主流方向相反的回流，回流通过防失流段内环2的轴向斜槽21进入内腔，形成环流，环流与主流速度方向相同，掺混后增大了主流的流速，在回流的作用下，增大了叶顶处的轴向速度，减小了动叶片叶尖处攻角，从而降低了压气机叶片叶顶区域的气流分离，而机匣处理的内腔室通过进一步将脉动气流能量耗散，抑制了压气机旋转分离区的发展，进一步改善了顶部冲角过大的流动状态，有效地进行了扩稳，避免喘振现象。

实施例1：

压气机机匣处理的主要作用是减小失速点的流量，从而增加压气机的喘振裕度，在本实施例中，对原型机处理机匣进行分析计算，分析不同结构形式机匣处理的性能作用，以喘振裕度改进量作为机匣处理性能评价指标进行评价：

式中，π和G分别表示总压比和流量，下标s和0分别表示机匣处理近失速点和工作点；

为了对上述机匣处理扩稳结构的喘振裕度进行计算，本实施例设计一种评价燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法，对燃气轮机压气机机匣防喘结构的喘振裕度进行计算，从而分析轴向斜槽21的开孔角度、斜度与压气机扩稳性能之间的关系，对机匣结构的机匣处理性能进行评价；

所述评价燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法包括：

步骤一：确定计算域，采用计算流体力学方法对压气机流场进行数值模拟，为减少计算量，采用周期边界处理方法，计算域只包括一个气体流道，此外，为保证计算收敛，将出口位置沿Z轴(工质流向)向下游延伸1倍动叶弦长，其计算域如图7所示；

步骤二：划分计算网格，采用可视化IGG/AutoGrid5进行单通道网格的划分，整个计算域划分为主流区与机匣处理区，具体划分过程包括：

S201.在主流区网格生成过程中，主流流道利用NUMECA中专门针对叶轮机械部分网格生成模块AutoGrid整体划分网格，主流区网格拓扑结构采用O4H型结构；在网格生成过程中，考虑粘性流场计算中低雷诺数湍流模型的应用，捕捉近壁面湍流附面层流动的详细流动特征，加密靠近壁面的网格，近壁面第一层网格距离固壁距离取0.001mm；

S202.将y+值控制在低雷诺数湍流模型要求的范围之内(1≤y⁺≤10)，壁面附近(近似于边界层内)的网格沿壁面法向方向按几何级数的规律加密，网格数约为该方向网格总数的三分之一，边界层外的网格均匀分布；

S203.在机匣处理区网格划分过程中，机匣处理结构采用Autogrid5划分结构化网格，在机匣处理区和转子区之间设置转/静子交界面。

步骤三：确定计算叶轮组的三维粘性定常流场的方法，具体过程如下：

S301.采用Fine/Turbo模块对叶轮机械通流部分的三维粘性定常流场进行计算，在Fine/Turbo模块中，N-S方程求解器为EURANUS，空间离散采用中心差分格式辅助人工粘性项；

S302.转/静子交界面采用混合面法处理，求解混合面法所用到的求解器是Jameson的有限体积差分格式，并结合Spalart-Allmaras湍流模型对相对坐标系下的三维雷诺平均Navier-Stokes方程进行求解，采用显式四阶Runge-Kutta法时间推进以获得定常解，同时加入二阶和四阶人工粘性项以消除数值计算中过程中的伪数值振荡，为提高计算效率，采用多重网格法、局部时间步长和残差光顺等加速收敛措施；

其中：由于机匣处理结构的几何尺度相比于整个计算域非常小，因此采用双精度求解器保证计算的收敛性，其中专家参数设定：LOCCOR＝0；MUCLIP＝500000；RSTOL＝0.0001；VIS2＝1.3；VIS4＝0.13；

步骤四：在确定叶轮组的三维粘性定常流场的评价方法后，对叶轮组在设计工况和低压工况下的喘振裕度进行计算，具体过程如下：

S401.在确定评价方法后，对压气机在设计工况下工作的三维流场进行模拟，给出模拟三维流场的边界条件和压气机机匣在模拟三维流场中的收敛标准；

1.边界条件

对压气机三维流场进行模拟，进口给定总温，总压和气流角，出口给定平均静压，壁面采用绝热无滑移边界条件，边界条件设置如下：(1)进口边界：流动方向为轴向，设定均匀总压为99300Pa，均匀总温为300K；

(2)出口边界：平均静压为430000Pa；(3)固壁：无滑移固壁，绝热；(4)转子转速：7436RPM；(5)工质：空气；(6)转/静交界面处理：主流区各转/静交界面采用ConservationCouplingby pitchwise row，机匣处理结构的转静交界面采用Non reflecting 1D，为了保证计算的收敛性，将专家参数loccor设置为0，转/静交界面如图8所示，其中深色部分为交界区；

2.收敛标准

在三维流场计算中，判断算例收敛的准则为：(1)总残差降低至一定水平后不再降低；(2)总参数随迭代步数增加不再改变，总参数包括效率、压比、输出功率和扭矩等；(3)进出口流量差异不超过0.5％；(4)总参数随迭代步数增加呈周期性波动；

图9分别给出了经过7000次迭代计算后的计算收敛情况，由图可以看出，全局残差已经下降到了10e-4并有继续下降的趋势，计算效率和压降在小范围内保持相对稳定，进出口流量差异在0.3％以内且不再发生明显变化，因此可以判断本设计工况条件下，本方法的计算结果收敛；

S402.对压气机在设计工况下工作的结果进行计算分析：

(1)计算：利用喘振裕度计算公式对于压气机在设计工况下工作的喘振裕度进行计算：

(2)分析：采用CFView软件对叶轮组全工况模拟结果的总体参数进行处理和分析，各总体参数计算的表达式如下：

效率：

功率：P＝M·n

压降：

出口气流角：α₁＝arctg(V_t/V_z)，β₂＝arctg(W_t/W_z)

表达式中n、M分别代表转速和扭矩，

和

分别代表理想级进口总压、出口总压、进口总温和出口总温，V_t、V_z、W_t、W_z分别代表绝对周向分速度、绝对轴向分速度、相对周向分速度和相对轴向分速度；

S403.在确定评价方法后，对压气机在低压工况下工作的三维流场进行模拟，给出模拟三维流场的边界条件和压气机机匣在模拟三维流场中的收敛标准，具体过程如下：

1.边界条件

对低工况运行时，机匣处理进行数值计算，设定边界条件如下：

(1)进口边界：流动方向为轴向，设定均匀总压为99300Pa，均匀总温为300K；(2)出口边界：平均静压为188000Pa；(3)固壁：无滑移固壁，绝热；(4)转子转速：5567RPM；(5)工质：空气；(6)转/静交界面处理：主流区各转/静交界面采用Conservation Couplingbypitchwise row，机匣处理结构的转静交界面采用Non reflecting 1D，为了保证计算的收敛性，将专家参数loccor设置为0；

2.收敛条件

图11给出了经过8000次迭代计算后的计算收敛情况，可以看出，全局残差下降到了10e-4，并呈周期性振荡收敛，效率和压降保持振荡性收敛，且不再发生变化，进出口流量差值在0.3％以内且振荡收敛，因此可以判断本低压工况条件下，本方法的计算结果收敛；

S404.对压气机在低压工况下工作的结果进行计算分析：

(1)计算：利用喘振裕度计算公式对于压气机在低压工况下工作的喘振裕度进行计算：

分析：采用CFView软件对叶轮组全工况模拟结果的总体参数进行处理和分析。

实施例2：对Y+值的结果值进行运算，检测y⁺的值是否在0～10之间，判断本评价方法步骤二网格划分方法的可行性：

(1)计算结果表明，本方法壁面绝大部分区域y⁺<10，流道区域y⁺<5，叶轮组三维网格总数为1800万，网格总块数为221，经过网格质量检查，网格参数均在合理取值范围内，检查结果如下：

表1.1三维网格质量检查

(2)进一步对本发明计算燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法的Y+值的结果值进行运算，检测y+的值是否在0～10之间，判断本评价方法的可行性：通过图10所示的Y+值分布云图可以看出，整个通流部分计算域的Y+值均控制在10以内，满足本次计算湍流模型的需求，尤其是在机匣处理段，由于对壁面网格的加密，使得机匣处理网格的Y+值控制在2以内，满足计算要求；

实施例3：在实施例1步骤S402计算得到压气机在设计工况下工作的喘振裕度后，还包括利用Y+值分布、熵增分布和相对马赫数分布的大小对于本评价方法的而可行性进行进一步的验证过程，具体包括：

(1)对于Y+值的结果值进行运算，具体过程和结果如上述实施例2所示(如图10所示)，证明本评价方法满足计算要求；

(2)利用本方法所述的参数设定对于增熵分布的结果值进行模拟，可以看出，本发明所划分的计算域内的子午流面、机匣处理和子午流道区域在工作时，如图12所示，均产生了增熵，通过图12的模拟效果可以看出，本评价方法满足计算要求；

(3)利用本方法所述的参数设定对于相对马赫数分布的结果值进行模拟，如图13所示，根据机匣处理结构时叶根、叶中以及叶顶截面的相对马赫数分布图，在压差作用下，气流进入机匣环形腔室并流向级的进口，由于机匣处理会使叶顶轴向速度增加，从而抑制叶顶气流分离，同时，这种循环流动把进入动叶的主流空气挤向轮毂，使轮毂处轴向速度增加，因此，通过分析叶顶截面相对马赫数分布，判断在回流腔的作用下机匣处理对轴向流速的影响程度，通过模拟效果可以看出，本评价方法满足计算要求；即通过利用上述3个参数对本方法可行性的评价可以得到，本方法在压气机在设计工况下工作的喘振裕度的评价方法满足计算要求。

实施例4：在实施例1步骤S404计算得到压气机在低压工况下工作的喘振裕度后，还包括利用总压分布、Y+值分布、熵增分布和相对马赫数分布的大小对于本评价方法的而可行性进行进一步的验证过程，具体包括：

(1)总压分布

低工况下，通流部分总压分布如图14(a)所示，可以看出，受涡流强度变化的影响，在机匣处理段，主流与机匣处理区总压损失较大；分析机匣处理段流场分布，如图14(b)所示，在总压损失区，主流通道与机匣回流腔内部均产生了回转涡流，相比于设计工况，主流区的回转涡流范围较大，此时产生较大涡流损失，低工况通流部分轴向流速降低，在第一级动叶出口同样产生了一个明显的回转涡，导致下游叶栅气流不稳定，产生了气动损失；机匣处理进气段首先经过环行凹槽，如图14(c)所示，凹槽内部压力较大，高压气流在通过凹槽的同时，在凹槽腔内部形成了复杂不规则流动涡系，这些涡系结构造成两种损失，一是凹槽内部的涡系损失，二是在射流流出凹槽到达环行腔室内部，多个凹槽射流的二次掺混形成了更为明显的掺混损失，从而增大了凹槽腔室内部的熵增，通过图14的模拟效果可以看出，本评价方法满足计算要求；

(2)熵增分布

将低压工况参数带入本方法中，对于增熵分布的结果值进行模拟，得到如图15所示的增熵分布情况，分析低工况时机匣处理段的熵增分布情况，与额定工况相似，在机匣处理内部以及机匣处理与主流通道交汇区域产生了明显的熵增，并且在第二级叶栅同样产生了较明显的熵增，结合总压分布结果，可以得到低工况时，机匣处理的下游叶栅同样产生了较明显的气动损失，通过图15的模拟效果可以看出，本评价方法满足计算要求；

(3)相对马赫数分布

利用本方法所述的参数设定对于相对马赫数分布的结果值进行模拟，如图16所示，其中图16(a)为不带机匣处理，图16(b)为有机匣处理，可以看出，低压工况时叶顶截面流速明显降低，在机匣回流腔的作用下，原型机匣处理结构叶顶截面相对马赫数较大，通过分析叶顶截面相对马赫数分布，判断在回流腔的作用下机匣处理对轴向流速的影响程度，通过模拟效果可以看出，本评价方法满足计算要求；

(4)低工况下压比流量，效率流量特性：

利用本方法所述的参数设定对于相对马压比流量，效率流量的曲线值进行模拟，如图17所示，通过如17的曲线可以看出，本评价方法满足计算要求；通过上述实验验证过程可以得到，本评价方法在低压工况下也适用，即可以看出，本方法在压气机在低压工况下工作的喘振裕度的计算也计算要求。

通过上述实施例2-4可以看出，本发明所设计的计算燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法满足计算要求；利用本评价方法，将计算数据带入稳定裕度改进量计算公式，对原型机匣处理的喘振裕度改进量进行计算：其中，在转速为5567RPM情况下，工作点压比为2.6，流量为50kg/s，机匣处理近失速点压比为2.63，流量为47.36kg/s，得到原型机匣结构的稳定裕度为6.7％。

实施例5：利用本发明计算燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法对燃气轮机压气机机匣防喘结构的喘振裕度进行计算，证明本燃气轮机压气机机匣防喘结构的优越性，同时，为进一步证明本改进的优越性，同时设计两个对比改进进行计算：

1.改进方案设计：同时设计3种改进情况进行对照实验：

(1)改进1：轴向斜槽21沿半径线旋转23°，孔与轴线平行，如图18(a)所示；

(2)改进2：轴向斜槽21沿半径线旋转90°，孔与叶片弦线平行，如图18(b)所示；

(3)改进3(本发明改进)：轴向斜槽21沿其所在圆半径线旋转90°，与转子叶片的叶片弦线平行，且轴向斜槽21沿所在圆轴线旋转45°，如图18(c)所示；

2.利用本发明所述方法对上述3种情况下的喘振裕度进行计算，具体过程如下：

(1)在进行网格划分时对交界面网格均进行加密处理，计算边界条件及前处理与设计工况下相一致，设定其相同的边界条件，进口给定总温，总压和气流角，出口给定平均静压，壁面采用绝热无滑移边界条件，其中，分别进行了设计工况与低工况下的计算；

(2)对于设计工况，进口边界：流动方向为轴向，设定均匀总压为99300Pa，均匀总温为300K；出口边界：平均静压为430000Pa；固壁：无滑移固壁，绝热；转子转速：7436RPM；工质：空气；

其他工况时，分别计算了7000RPM、6800RPM、6400RPM、6100RPM、5700RPM、5567RPM工况，其中，对于低压工况(5567RPM)时，进口边界：流动方向为轴向，设定均匀总压为99300Pa，均匀总温为300K；出口边界：平均静压为188000Pa；固壁：无滑移固壁，绝热；转子转速：5567RPM；工质：空气。

转/静交界面处理：主流区各转/静交界面采用Conservation Coupling bypitchwise row，机匣处理结构的转静交界面采用Non reflecting 1D，为了保证计算的收敛性，将专家参数loccor设置为0；

3.对上述三种改进型机匣处理结构在设计工况下进行计算，分别分析改进结构对压气机的总体气动特性影响，改进结构的总压、熵增、轴向马赫数分布等进行分析：

(1)总压分布：如图19所示，由三种改进结构总压及速度流线分布可以看出，在压差作用下，在回流腔内以及主流通道内部均产生了回转涡流，在机匣处理进气段，与主流交汇导致了主流近内机匣避免的气动损失。对于第三种改进型结构而言，回流腔内部涡轮形状相对于其他两种改进型较规则，由三维总压分布图可明显看出，在主流近壁面位置，改进3型结构的机匣处理使得此处主流回转涡区域的总压损失较小；

(2)熵增：为进一步对比分析机匣处理对能量损失的影响，将熵增分为两个区域，一是机匣腔室内部，一是机匣处理段与主流的交汇处；

由图20可以看出，在机匣腔室内部，改进1型的熵增明显高于2、3型，尤其是在环形凹槽区域熵增最明显，说明此处流动情况最恶劣，相比1型，2、3型凹槽内部熵增相对较低，且在进气段回流腔室内，熵增均低于改进结构1，对比分析其凹槽改进方式，说明当环形凹槽倾斜有一定角度时，可以降低机匣处理内部的气动损失；在机匣处理段与主流的交汇处，结合总压分布结果，发现，在相对比结构1、2，结构3在主流近内机匣表面处得熵增相对较低，这种结构的机匣处理改善了气流交汇区的流动情况；

选取机匣改进结构3型凹槽内部截面总压流场相对平滑，没有出现大范围涡流现象，这种结构降低了凹槽内部涡流损失。

(3)相对马赫数分布：在机匣处理的作用下，轴向流速会增大，因此，对比分析改进型结构在轴向对流速的影响情况，三种改进结构的叶顶截面相对马赫数分布如图21所示，三种结构的机匣处理区域中，流速均有所增加，对比流速变化幅度，可以看出，在叶顶截面，改进3结构相对于改进1与2，高马赫数范围区增大，尤其是在动叶栅前缘，其轴向流速最大，改进结构3对主流的作用最明显；

(4)轴向流速：根据机匣处理的作用原理，分析这几种机匣处理结构对轴向流速的改善情况，取第一级动叶进口，即机匣处理排气段主流径向截面，位置如图22所示；可以看出，受机匣处理的影响，在排气段截面，改进型结构3的轴向流速相对于原型机匣处理在近叶顶区域流速增大，而改进型结构1相对于原型机匣的轴向流速有所降低，如图23所示，改进型结构3的轴向流速相对于原型机匣处理在近叶顶区域流速增大，而改进型结构1相对于原型机匣的轴向流速有所降低；

通过对设计工况下三种机匣处理的总压、熵增、相对马赫数、轴向截面流速改善情况这三种气动特性进行对比分析，综合考虑发现，在设计工况下，机匣处理改进结构第3型效果最佳，即：机匣孔沿半径线旋转90度，孔与叶片弦线平行，然后将孔沿其轴线旋转45度，改进1效果最差，因此选取优化结构3在低工况进行分析；

4.对上述三种改进型机匣处理结构在低压工况下进行计算，分别分析改进结构对压气机的总体气动特性影响，改进结构的流场涡系结构分布、熵增、相对马赫数分布、下游叶栅截面熵增、压比流量，(1)设计工况：低工况运行时设定流动方向为轴向，设定均匀总压为99300Pa，均匀总温为300K；出口边界：平均静压为180000Pa；固壁：无滑移固壁，绝热；转子转速：5567RPM；工质：空气；主流区各转/静交界面采用Conservation Coupling bypitchwise row，机匣处理结构的转静交界面采用Non reflecting 1D，为保证计算的收敛性，将专家参数loccor设置为0；

(2)流场涡系结构分布

对于原型机匣处理，在低工况下，主流流速降低，在机匣进口区域与主流交汇处，在主流与回转流的相互作用下，主流机匣表面产生了面积较大的回转涡，这种涡系结构导致了气动损失的增大，降低了压气机工作效率，而改进型机匣处理在此区域所产生的涡系较弱，回流范围减小，对压气机气动性能影响降低，主要是由于环形凹槽的结构形式，增大了机匣处理进气段的流量同时不会导致回转流的流动恶化，从而有效降低了这个部分的涡流强度，增大了轴向流速，降低了涡流损失；

(3)熵增：对原型机匣处理与改进型机匣处理的熵增分布进行对比分析，计算云图如25所示，在机匣内部，原型机匣熵增明显大于改进型机匣，尤其在环形凹槽以及回转腔进气段，熵增相对降低；在主流区，机匣进气段与内壁机匣交接部分，改进型机匣的熵增反而相对于原型有所增大，这主要时由于改进型机匣的进气量高于原型机匣，从而在交界处，掺混流能量相对较大导致，但相对于一级动叶叶顶区域，改进型机匣所导致的熵增要低于原型机匣；

(4)相对马赫数分布：为分析改进型机匣在轴向对流场流速的影响情况，选取两种类型机匣处理叶顶截面的相对马赫数，如图26所示，对比在一级动叶前缘位置流场轴向流速分布，可以看出，改进型机匣处理在轴流方向的流速明显高于原型机匣处理时叶顶截面流速，高流速区域相对增大，轴向流速明显增加，在第一级静叶前，防失速腔的空气量增加使得动叶片叶尖处攻角减小，降低了叶片的攻角损失；

(5)下游叶栅截面熵增：由于机匣处理对于下一级叶栅气动特性同样产生了重要影响，因此截取下一级叶栅进口截面，分析两种类型机匣处理对下游叶栅气动特性影响情况，分析此截面的流动损失情况，通过原型机与改进型机匣在下游叶栅截面的熵增分布如图27所示，可以明显看出受壁面附面层的影响，两种截面熵增均主要集中在近叶顶区域，原型机的熵增较大，改进型熵增同样主要集中在近叶顶区域，但其分布情况较原型机有明显改善，损失减小；

(6)轴向流速：根据机匣处理的作用原理，分析这几种机匣处理结构对轴向流速C_a的改善情况，取第一级动叶进口，即机匣处理排气段主流径向截面，位置如图28所示，通过低压工况原型机匣与改进3型机匣在机匣处理排气段S2流面的轴向速度对比，可以看出，在近叶顶60％-90％区域，改进型机匣处理使得主流轴向流速相对原型机匣时明显增大，如图29所示，从而改善了轴向主流流动情况；

通过对设计工况下三种机匣处理的总压、熵增、相对马赫数、轴向截面流速改善情况这三种气动特性进行对比分析，综合考虑发现，在设计工况下，机匣处理改进结构第3型效果最佳，即：机匣孔沿半径线旋转90度，孔与叶片弦线平行，然后将孔沿其轴线旋转45度，改进1效果最差，因此选取优化结构3在低工况进行分析；

5.选取优化结构3在低工况下的效率流量特性和轴向流速等进行分析：

(1)压比流量，效率流量特性：对原型与改进型机匣处理低工况下的压比流量特性进行计算，压比-流量特性以及效率-流量特性计算汇总如图30所示，可以看出，改进型结构原始机匣处理，其喘振裕度增大，在增大了喘振裕度的同时，气动效率有所提高；

将计算数据带入稳定裕度改进量计算公式，对原型机匣处理的喘振裕度改进量进行计算，其中，在转速为5567RPM情况下，工作点压比为2.6，流量为50kg/s，机匣处理近失速点压比为2.69，流量为47.29kg/s，得到稳定裕度改进量为9.36％，轴向斜槽21的优化方案相对于原始机匣处理将喘振裕度增大了2.66％；

即：通过对上述几种机匣性能计算结果对比，可以得到如下结论：

优化周向槽处理机匣可以在整个流量范围内提高压气机压比，低工况下改善峰值效率低工况下稳定裕度提高了2.6％。

证明了本发明所述的燃气轮机压气机机匣防喘结构：通过改变轴向斜槽的结构，包括其开孔旋转角度，凹槽孔倾斜角度，以改变进口进气量与进气流动情况，同时，对排气段的几何构型进行了优化，增大轴向速度，提高了流量系数，改善了顶部冲角过大的流动状态，有效地进行了扩稳。

以上显示和描述了本发明的基本原理、主要特征和本发明的优点。本行业的技术人员应该了解，本发明不受上述实施例的限制，上述实施例和说明书中描述的只是说明本发明的原理，在不脱离本发明精神和范围的前提下，本发明还会有各种变化和改进，这些变化和改进都落入要求保护的本发明范围内。本发明要求保护范围由所附的权利要求书及其等效物界定。

Claims (6)

1.一种燃气轮机压气机机匣防喘结构，其特征在于，包括压气机机匣，在压气机机匣的前部设置有机匣处理段，机匣处理段包括防失流段内腔(1)，防失流段内腔(1)内侧设置有防失流段内环(2)，防失流段内环(2)上设置有若干轴向斜槽(21)，轴向斜槽(21)与防失流段内腔(1)内的回流腔(11)连通，且在防失流段内腔(1)内设置有若干径向挡板(12)，形成多个空气流道；所述轴向斜槽(21)沿其所在圆半径线旋转90°，与转子叶片(3)的叶片弦线平行，且轴向斜槽(21)沿其轴线旋转45°。

2.根据权利要求1所述的一种评价燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法，其特征在于，包括：

步骤一：确定计算域，选取压气机的一个流道，并将流道出口位置沿Z轴向下游延伸1倍动叶弦长作为计算域；

步骤二：划分计算网格，采用可视化IGG/AutoGrid5进行单通道网格的划分，整个计算域分为主流区与机匣处理区；

步骤三：确定计算主流区与机匣处理区的三维粘性定常流场的方法；

步骤四：在确定叶轮组的三维粘性定常流场的评价方法后，对叶轮组在设计工况和低压工况下的喘振裕度进行计算，并在计算后，对燃气轮机压气机机匣防喘结构的机匣处理性能进行评价：

式中，π和G分别表示总压比和流量，下标s和0分别表示机匣处理近失速点和工作点。

3.根据权利要求2所述的一种评价燃气轮机压气机机匣防喘结构的喘振裕度的方法，其特征在于：步骤二所述的对主流区和机匣处理区划分网格的具体步骤包括：

S201.在主流区网格生成过程中，捕捉近壁面湍流附面层流动的详细流动特征，加密靠近壁面的网格，近壁面第一层网格距离固壁距离取0.001mm；

S202.将y+值控制在低雷诺数湍流模型要求的范围之内，壁面附近的网格沿壁面法向方向按几何级数的规律加密，网格数为该方向网格总数的三分之一，边界层外的网格均匀分布；

其中：1≤y⁺≤10；

S203.在机匣处理区网格划分过程中，采用Autogrid5划分结构化网格，并在机匣处理区和转子区之间设置转/静子交界面。

4.根据权利要求3所述的一种评价燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法，其特征在于：步骤二所述的主流区利用NUMECA中专门针对叶轮机械部分网格生成模块AutoGrid整体划分网格，主流区网格拓扑结构采用O4H型结构。

5.根据权利要求2所述的一种评价燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法，其特征在于：步骤三所述的确定的计算主流区与机匣处理区的三维粘性定常流场的方法包括：

S301.采用Fine/Turbo模块对叶轮机械通流部分的三维粘性定常流场进行计算，在Fine/Turbo模块中，N-S方程求解器为EURANUS，空间离散采用中心差分格式辅助人工粘性项；

S302.转/静子交界面采用混合面法处理，求解混合面法所用到的求解器是Jameson的有限体积差分格式，并结合Spalart-Allmaras湍流模型对相对坐标系下的三维雷诺平均Navier-Stokes方程进行求解，采用显式四阶Runge-Kutta法时间推进以获得定常解，同时加入二阶和四阶人工粘性项以消除数值计算中过程中的伪数值振荡；

其中：混合面求解器采用双精度求解器，专家参数设定：LOCCOR＝0；MUCLIP＝500000；RSTOL＝0.0001；VIS2＝1.3；VIS4＝0.13。

6.根据权利要求2所述的一种评价燃气轮机压气机机匣防喘结构喘振裕度的方法，其特征在于：步骤四所述的具体过程包括：

S401.在确定评价方法后，对压气机在设计工况下工作的三维流场进行模拟，给出模拟三维流场的边界条件和压气机机匣在模拟三维流场中的收敛标准；

S402.对压气机在设计工况下工作的稳定裕度进行计算分析，并对燃气轮机压气机机匣防喘结构在设计工况下的机匣处理性能进行评价；

S403.在确定评价方法后，对压气机在低压工况下工作的三维流场进行模拟，给出模拟三维流场的边界条件和压气机机匣在模拟三维流场中的收敛标准；

S404.对压气机在低压工况下工作的结果进行计算分析，并对燃气轮机压气机机匣防喘结构在低压工况下的机匣处理性能进行评价。

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