離心壓縮機喘振特性及噴射擴穩研究

（合肥通用機械研究院有限公司 壓縮機技術國家重點實驗室，合肥 230031）

0 引言

現代離心壓縮機普遍具有寬工況高性能需求，其內部流動現象復雜。失速和喘振因其流動機制的復雜性和后果的嚴重性，已成為限制寬工況寬高壓縮機研發的核心問題之一，為此深入研究喘振機理、拓寬壓縮機穩定工作范圍是亟待解決的關鍵問題。

早在1955年，Emmons等［1］在離心壓縮機實驗中發現了兩種不同的喘振現象，即發生在靠近特性曲線最高點正斜率部分的輕度喘振和更低流量點的深度喘振，在轉速較低處，這兩種喘振現象中間存在一個無喘振區，但在轉速較高時，兩個喘振區重合，無喘振區消失，研究表明離心壓縮機的失速和喘振特性比軸流壓縮機要復雜得多。之后有關離心壓縮機喘振的研究大量展開。1988年，麻省理工的Fink［2］對某渦輪增壓器進行了詳細的失速和喘振數據測量，研究了增壓器后帶不同體積容腔對喘振特性的影響，認為誘導輪葉尖處的失速是引起喘振的關鍵因素。1999年，Ribi等［3］研究了輕度喘振情況下壓縮機與附屬管路間的能量交換問題，結果表明，輕度喘振情況下各部件對能量輸入的貢獻主要取決于各自穩態特性曲線的斜率。Hiradate等［4］對多級離心壓縮機的喘振展開實驗研究，指出級間耦合會改變系統穩定性，某級流動的失穩會誘發系統輕喘。由于失速與喘振密切相關，且失速往往發生于喘振前，因此目前喘振研究較多關注與失速相關的輕度喘振。

目前離心壓縮機延遲喘振、拓寬喘振裕度的方法可分為被動控制和主動控制兩類，被動控制方法主要就是機匣處理。1975年，Amann等［5］對某車用渦輪增壓器的研究發現，有葉擴壓器內的失速限制了壓縮機工作范圍，在葉輪出口蓋側開周向槽且其后接氣腔，對拓寬穩定性范圍有益。Jansen等［6］發現離心壓縮機工作范圍在低速時主要受誘導輪控制，而在高速時受有葉擴壓器控制，于是研究了葉輪入口蓋側的軸向槽和擴壓器入口盤側的徑向斜槽對穩定性的影響，工況范圍擴展了近30%。Fisher等［7］采用入口自循環放氣的方法，適當選擇放氣位置，如誘導輪喉部之后，可實現減小喘振流量的同時增加堵塞流量。之后有關離心壓縮機機匣處理的研究大量開展。主動控制方法最早應用于軸流壓縮機，Lim等［8］在一低速軸流壓縮機上比較了連續噴射和間斷噴射的效果，與連續噴射相比受控制的間斷噴射可額外提升喘振裕度，同時減少噴射空氣總量。針對離心壓縮機方面，噴射口一般布置于葉輪進口或擴壓器進口前。Skoch［9］研究了某離心壓縮機擴壓器入口處氣流切向噴射的擴穩效果，結果表明于擴壓器葉排的入口氣流攻角減小是氣流噴射拓寬穩定工況范圍的原因。Halawa等［10］研究了不同噴射質量流量和角度對改善離心式壓縮機喘振裕度的影響。Hirano等［11］使用周向錯開角度的兩根噴管在葉輪機匣進口噴氣，研究了周向相對位置對擴穩效果的影響。國內目前少有離心壓縮機噴射擴穩的文獻，相關試驗研究有待開展。

本文建立了離心壓縮機工況動態特性監測系統，進行了喘振動態特性試驗。基于該系統設計實現了主動控制機匣噴射擴穩方案，研究了不同噴射孔數和噴射流量對擴穩效果的影響。

1 喘振特性試驗

1.1 動態特性監測系統

離心壓縮機動態特性監測系統主要由變頻電機、增速齒輪箱、軸承箱、壓縮機主機、進排氣管道、油路系統，冷卻系統，傳感器以及數據采集系統組成，如圖1所示。該系統具有測量壓縮機實時性能參數和振動數據、變轉速和變負荷調節等功能。

圖1 工況特性監測系統Fig.1 The monitoring system of working conditions

離心壓縮機采用半開式徑向葉輪，為單級懸臂結構，葉片數16，采用無葉擴壓器，設計轉速為14 250 r/min。試驗臺設計為開式系統，當壓縮機工作時，處于室溫狀態的大氣進入進氣管道，經壓縮后的氣體經過出口管道和排氣電動閥，最終排入大氣。進排氣管道布置溫度和壓力傳感器，排氣管道上設計孔板流量計以測量壓縮機流量。在變頻電機和增速齒輪箱之間安裝有扭矩儀用于測量主機的轉速和扭矩，同時在壓縮機主軸安裝有軸振動傳感器，配合溫度傳感器等儀器對試驗系統進行實時監測。采用美國NI數據采集系統自主開發數采和控制程序，實現離心壓縮機溫度、壓力、流量、轉速、扭矩等性能參數的測試，同時利用該系統對壓縮機的執行部件如電動閥等進行控制。

1.2 喘振特性

喘振監測是主動擴穩的基礎，研究通過對離心壓縮機喘振工況下進排氣壓力、流量等參數的測試分析，獲得壓縮機喘振發生前后特征參數的變化規律。通過數采系統控制排氣壓力調節閥的開度實現喘振工況，使壓縮機由正常工作狀態進入喘振區，同時分別記錄壓縮機的轉速、進排氣流量、溫度與壓力，再通過閥門調節退出喘振狀態，由此可獲得各個轉速的喘振臨界點。通過調節轉速改變工況曲線，可得到離心壓縮機全轉速工況的喘振邊界。圖2示出離心壓縮機在轉速為14 750 r/min時，由穩定工況進入喘振工況和由喘振工況退出過程中的動態壓力波形。從圖2（a）中可以看出壓縮機系統在穩態時，進氣壓力和排氣壓力的波動幅值較小，波形表現出一定的隨機特性。當壓縮機從穩態進入喘振工況時，進出口壓力波動幅度變大，并表現出一定的周期特性。出口壓力脈動幅度大大高于進口壓力脈動，排氣壓力脈動峰峰值為0.027 2 MPa，進氣壓力脈動峰峰值為0.008 8 MPa。喘振時，壓縮機進口管段出現顯著的倒流現象，喘振頻率約為5.5 Hz。喘振時進出口壓力脈動的平均值均低于穩定工況的相應壓力值。進氣管道流動進入深度喘振的起始時刻要落后于排氣管道進入深度喘振的起始時刻，退喘時則相反。

圖3分別示出壓縮機在不同轉速下喘振時進排氣壓力的脈動波形。由圖可以看出，轉速越高，喘振時進排氣壓力的脈動幅值也越大。在8 680 r/min時，進、排氣壓力的脈動峰峰值約為0.002 9，0.009 5 MPa，隨著轉速的升高，在 10 700，12 690，14 750 r/min時進氣壓力的脈動幅值分別為0.004 4，0.00 6，0.008 9 MPa；排氣壓力的脈動幅值分別為0.013 7，0.020 4，0.026 3 MPa。通過頻譜分析，在此4 個轉速下的喘振頻率分別為 6.3，6.1，5.8，5.5 Hz，隨著轉速的升高，壓縮機的喘振頻率略有降低。

2 噴射擴穩試驗

2.1 主動控制機匣噴射（ACCI）系統

針對目前離心壓縮機擴穩以機匣處理被動方式為主的情況，基于上述試驗系統提出了主動控制機匣噴射擴穩方案，如圖4所示。當試驗臺終端顯示壓縮機進出口流量及壓力出現顯著波動時，2種方案可供選擇，其一是打開防喘控制閥，退出喘振工況；另一方案是打開主動控制系統，通過從葉輪機匣表面的一圈小孔射入高壓氣體沖走端壁區域低能量流體，實現退喘。開孔機匣結構如圖5所示，高壓空氣由金屬軟管引至機匣外部的環形腔內，再由機匣內側的小孔射入葉輪流道中。機匣一側的流場在葉輪流道拐彎后易出現流動分離，因此將小孔布設于葉輪子午流道曲率最大位置，通過噴氣抑制流動分離，改善該區域通流狀況。孔徑為5 mm，孔軸線與葉輪軸線平行，通過封閉部分小孔可改變噴射孔的數目。

圖4 主動控制噴射擴穩系統Fig.4 The stability enhancement system with active control casing injection

圖5 機匣噴射結構Fig.5 Configuration of casing injection

2.2 擴穩性能

氣流的射入會對壓縮機的流動特性產生影響，在相同的前蓋板結構下，對不同數目噴射孔時的離心壓縮機工作性能進行了測量。圖6示出噴射條件下實測的離心壓縮機擴穩效果，橫坐標為壓縮機進口的體積流量，縱坐標為壓縮機出口管路測量的表壓。

圖6 不同開孔數目下的擴穩效果Fig.6 Effect of hole numbers on stability enhancement

表1所列為擴穩量和壓力提升的具體數值?？刂茋娚錃怏w流量為2.5 Nm3/min，壓力為0.45 MPa。由圖可以看出，機匣噴射能夠顯著地減小離心壓縮機的最小流量，增大壓縮機的穩定運行工況范圍。

表1 不同開孔數目和轉速下的擴穩效果Tab.1 Stability enhancement with different hole numbers and rotational speeds

擴穩量Δφ定義為:

在開孔數目為8時，隨著壓縮機轉速的升高，擴穩效果降低，在轉速為10 580 r/min時，擴穩效果為29.26%，而隨著轉速的升高，當轉速為12 650，14 730 r/min時，其擴穩效果降低為24.44%和9.36%。對于其它的開孔數目，也存在相同的趨勢。同時，由圖還可以看出，由于主動控制噴射系統的作用，壓縮機穩定工況范圍在擴大的同時，其排氣壓力也有了進一步的提升。在開孔數目為8時，對于 10 580，12 650，14 730 r/min 的轉速，離心壓縮機的排氣壓力分別提高了7.8%，5.8%，7.2%。

圖7所示為開孔數目為4，噴射氣體流量分別為1，1.8，2.5 Nm3/min時的擴穩效果，橫縱坐標的定義同圖5，上述噴射量分別為設計流量的1.8%，3.2%，4.5%。

圖7 噴射量對擴穩效果的影響（4孔）Fig.7 Effect of injection rate on stability enhancement（4 holes）

由圖可以看出，在噴射量為2.5 Nm3/min時擴穩效果要比噴射量較小時的擴穩效果明顯。但壓縮機的排氣壓力隨噴射量的增大無顯著升高。在10 580 r/min轉速下，隨噴射流量增大壓縮機的擴穩量分別為23.6%，25.5%，32.3%，在12 650 r/min轉速下，相應的擴穩量分別為6.2%，11.2%，12.1%，在14 730 r/min轉速下擴穩量相對較小。

開孔數量為16時的擴穩和壓力提升效果與開孔數量為4時差異不大，在10 580，12 650 r/min轉速下，隨噴射量的增大壓縮機擴穩量逐漸增加，而排氣壓力增加不明顯。

2.3 小孔噴射流場

試驗測試只能獲得外特性數據，為分析小孔噴射的擴穩機理，展開了相關數值研究。針對16孔的壓縮機機匣噴射，建立了數值分析模型，流動網格由21塊H型網格拼接而成，如圖8所示。計算由定常流場初始化，流道每劃過一個孔流場變化一個周期，期間設置30個物理時間步。圖9所示為一周期內不同時刻流道中間切面的相對總壓云圖，由圖可見小孔噴射的流道區域相對總壓較周圍更高，而當該區域遠離小孔時，低總壓范圍延伸至該處，損失增大。噴射氣流吹散機匣附近的低能量流體，改善了流動狀況。

圖8 小孔噴射流場網格Fig.8 Computational mesh of the flow field with hole injection

圖9 不同時刻流道中間切面的相對總壓分布Fig.9 Distribution of relative total pressure in the middle of flow passage at different moments

3 結論

（1）出口壓力脈動幅度遠高于進口壓力脈動，進氣管道入喘的起始時刻落后于排氣管道入喘的起始時刻，退喘時則相反，壓縮機喘振頻率隨轉速升高略有降低。

（2）葉輪機匣噴射在擴大壓縮機穩定工況范圍的同時，使排氣壓力亦獲得顯著的提升，隨噴射量的增大壓縮機擴穩量顯著增加；建立小孔噴射流場模型，通過數值模擬呈現了噴射氣流改善端壁區流動狀況而導致擴穩的機理。

研究工作可為寬高離心壓縮機的防喘和擴穩設計提供技術支撐，進一步的工作可考慮研究機匣噴射結構參數對壓縮機擴穩能力的影響。