目前，多数工业离心压缩机为了保证多工况运行条件，常选用进口可调导叶装置^[1]。可调导叶的工作可调范围通常为-20°~+60°，当进口导叶设定在较大的进口角度时，会产生较大的冲角，进而导致压力损失，同时导叶产生的尾迹^[2]效果所导致的强烈的转静子干涉使叶轮的气动参数(速度、压力、气流角等)出现明显的变化^[3]。不仅会使压缩机的气动性能下降，而且会增加叶轮所受的气动载荷，更有甚者会产生叶片的疲劳破坏^[4]。由于动静干涉对叶轮有较大影响，学者的注意力开始转向如何补偿由于动静转子产生的尾迹亏损进而提出尾缘吹气方法。Park等^[5]通过尝试不同吹气方式，发现双缝吹气表现更为优越。Corcoran等^[6-8]发现叶片尾缘补充气流可在叶片后约一个弦长的范围内降低雷诺应力、漩涡团以流速的波动效果, 证明了离散射流会降低尾迹亏损等级与不稳定的流动现象。Wait^[9]和Leitch^[10]通过在轴流风扇添加尾缘补充气流使流动更加均匀，进而降低了非稳态干涉。Brookfield等^[11-13]通过风扇仿真实验证明了添加补充气流孔可以降低动静干涉效果。在低速风机上使用尾缘喷气技术，实现在真实风机上研究尾缘喷气技术。通过数值计算方式，Lewis等^[14-16]建议采用在静子尾缘补充水进而达到降低水轮机中动叶的非定常载荷目的，进而优化出最佳的额外流量范围为1.75%到2%的进口流量，进一步改善了水轮机在非设计工况下的流动现象。吴亚东等^[17-18]通过试验测量和数值模拟的手段研究了上游静子尾缘喷气的尾迹流动特性，以及静子尾迹与下游动叶的相互作用。本文以某带进口可调导叶的离心压缩机为例，对进口导叶设计吹气通道，通过CFD数值计算分析，对比分析有无吹气结构的离心压缩机内部流场。针对导叶可调特点，对比不同导叶开度下吹气的影响，进而采用非定常计算获取后续叶轮所受到的气动载荷的分布规律。

1 压缩机模型

本文选取应用于空气分离并带有可调导叶的某离心压缩机为研究对象。如图 1所示：该压缩机为典型的单级离心压缩机，包括12个进口可调导叶，19个半开式叶轮叶片以及20个扩压器叶片，蜗壳不予考虑。

当压缩机导叶开度为0°时，为设计运行工况，压缩机转速为7 460 r/min，质量流量为31.17 kg·s^-1。进口压力为97 000 Pa，温度为20 ℃，压缩机压比为2.13，效率为80.91。当进口导叶开度逐渐增加时，流量进行相应变化，同时为压缩机提供相应的预旋效果。双缝吹气结构能够较好地减弱尾迹对后续叶轮的影响，该结构被应用在本文的研究中。该压缩机中，可调导叶为直叶片，叶高340 mm，叶根弦长220 mm，最大厚度30 mm，叶顶处弦长30 mm，最大厚度5 mm，导叶距叶轮入口约为1.4倍弦长。进口导叶的吹气槽道模型如图 2所示:以叶根处为例，吹气入口设置在导叶旋转轴线处，选择椭圆形截面作为吹气通道形状，入口位置选择长轴a=20 mm、短轴b=10 mm，吹气通道从叶根延伸至叶顶，其通流面积随着叶高方向逐渐减小。从吹气通道向导叶尾缘方向开设2个槽道，叶根处槽道宽度l= 1.5 mm, 补充气流通过通道、槽道汇入导叶尾缘的主流道中。

2 数值模拟设定

本文采用CFX进行压缩机全通道的数值计算，同时为保证尾迹流场计算的准确性，运用SST(剪切应力输运)湍流模型方程进行定常/非定常模拟，算模型选用真机尺寸，将其划分为3个区域：进口导叶区域、叶轮转子区域、扩压器区域，如图 1所示，吹气的外部装置不予进行模拟。选用理想空气作为工作介质，总能量方程作为传热方式。收敛目标设置为10^-5。为加快收敛，采用定常计算结果作为非定常模拟的初始条件。边界条件设定如下：以进口导叶上游为进口，设定总温总压条件，吹气通道入口以2%压缩机总质量流量作为质量进口边界，以总质量流量为扩压气器出口条件，壁面绝热无滑移。定常计算中选用冻结转子作为转静子交界面，非定常计算中设置为瞬态转静子交界面。在受到导叶尾迹影响显著的叶轮上设置监测点来获取其气动载荷，具体设置在叶片前缘处，从叶根到叶顶，分别在压力面以及吸力面上设置10个监测点(分别命名为P₁~P₁₀，S₁~S₁₀)，如图 3所示，同时为保证监测点时刻获取叶片表面载荷，将监测点关联上相应的旋转坐标系。非定常计算中，时间步长设置为每周180步，总时间设定为25个周期。

网格划分采用turbo-grid对单叶轮流道进行六面体结构化网格划分，吹气通道采用Gambit进行混合网格处理。考虑网格无关性以及计算效率，采用的网格数为320万，最小正交角为19.45°，同时近壁面网格Y⁺均符合湍流模型要求。

3 数值计算结果及分析 3.1 压缩机性能分析

为考察吹气条件对压缩机运行性能影响，以2%吹气为例，图 4给出了导叶0°~+60°对应压缩机效率及压比结果对比，可以看出，不同导叶开度下，吹气对压缩机整机的运行特性影响相对较小。

3.2 吹气流场特征

图 5所示为吹气结构内流线分布图，可以看出补充气体流动均匀，吹气流从外部吹气装置进入，通过双槽道结构，由径向转向轴向，流向导叶尾缘区域，进而补充尾迹的亏损，补偿尾迹对后续流场的影响，说明吹气装置在压缩机中能正常工作。

由于在尾缘出现的边界层分离，在导叶流场中会产生一个低速低压区域，称为黏性尾迹。对尾迹区的动量亏损沿着周向进行积分，将其分为纯尾迹、弱尾迹、无动量亏损尾迹以及射流四种尾迹流动特征，这里定义无量刚化动量亏损厚度θ/d如下：

$ \frac{\theta }{d} = \int\limits_{ - \infty }^{ + \infty } {\frac{U}{{{U_\infty }}}(1 - \frac{U}{{{U_\infty }}})} {\rm{d(}}\frac{y}{d}{\rm{)}} $

(1)

式中：U为平均速度，U_∞为来流速度，d为导叶厚度。根据公式，将不同喷气情况下的尾迹区流动分为纯尾迹(θ/d>0)、弱尾迹(θ/d>0)、无动量亏损尾迹(θ/d≈0)和射流(θ/d < 0)^[19]。

图 6所示导叶开度为0°时尾缘吹气(1.5%、2.0%、2.5%)前后的导叶中径截面矢量图对比，(x/d为导叶后相对距离)加入吹气结构后，尾迹分别呈现出不同类型。在纯尾迹条件下，导叶尾缘后低速区明显，随着距离的增加，尾迹的影响范围出现了一定的扩大。导叶尾缘吹气，但量较低，形成了如图 7(b)中的弱尾迹流动，速度有所恢复，但还存在着尾迹特性。随着吹气的增加，吹气填补了尾迹的亏损，形成了无动量亏损尾迹。当吹气进一步加大时，流动呈现出了明显的射流现象。

图 7 (a)给出了在轴向位置x=3d的轴向速度分布，纵坐标速比，横坐标代表相对于导叶厚度d的周向y位置。直观地观察尾缘在4种情况下的速度分布，从纯尾迹的低速亏损，吹气到亏损逐渐减少，进而达到无动量亏损，最终形成射流的形式。图 7 (b)、(c)给出了不同轴向位置的无动量亏损尾迹与纯尾迹的轴向速度分布，纯尾迹随着轴向距离的增加，速度亏损逐渐减少，但与主流流动还有明显的差距。而无动量亏损尾迹到x=10d处的分布与主流速度几乎一致。从开度导叶0°结果可以看出，尾缘吹气起到了明显的效果。

考虑可调导叶的运行特性，导叶开度随着不同工况要求而变化，当导叶的开度逐渐增加时，由导叶产生的尾迹影响随着冲角的加大而产生的壁面层分离而更加显著，如图 8，以导叶开度40°为例，在导叶的吸力面处出现了明显壁面分离，形成涡团，低速区域较开度0°条件下明显加大，加强了尾迹的影响强度和宽度。而尾缘吹气的位置无法涉及该区域，这种约束随着导叶开度加大而越发明显，当以相同与开度0°工况下2%的吹气量条件，导叶后流场不足以达到无动量亏损尾迹的条件。

根据尾迹区域变化规律，增加不同导叶开度下的吹气量，以达到无动量亏损条件，经过测试，需要的吹气量如表 1所示:为了达到相应的无动量亏损尾迹，吹气量随着导叶开度的增加而加大，虽然吹气使尾迹达到无动量亏损，但由于吹气通道设置在尾缘处，吸力面由于壁面分离产生的低速影响很难弥补。

图 9给出了在轴向距离x=10d处，无动量亏损尾迹分布随导叶开度的变化。随着导叶开度的加大，导叶尾缘位置由中心位置向一侧偏移，如图中斜线所示，吹气条件下，尾缘位置的速度较低速区高，同时壁面分离产生的低速区影响范围也在逐渐加大。当导叶开度加大到50°以上时，由于导叶对气体的预旋的作用进一步加大，同时由于流量的降低，导叶吸力面所产生的低速区进一步加大，低速区成为主流区域速度，尾迹影响从轴向转向周向，在同样轴向距离条件下，尾迹现象在x=10d位置的几乎消失，故无需考虑吹气。

3.3 叶轮气动载荷分析

通过分析可调导叶在有无吹气条件下的流场进而分析非定常的叶轮载荷有助于进一步评估吹气效果。该压缩机在运行过程中，叶片主要承受的气动载荷出现在转频和通过频率位置。通过频率由叶轮叶片转过相邻导叶的时间所决定，是旋转机械中压力波动中的主要频率。对应该2种频率下的谐波数分别为1和12。通过对比叶片载荷的分布规律，分析导叶尾缘吹气的影响。

为消除非定常计算初始时所产生的波动和误差，计算结果统一选自第10周期开始，图 10(a)为导叶0°开度下叶片0.5叶高截面监测点压力时域图对比，对于导叶有无吹气的条件，监测点的压力均数在无吹气条件明显高于吹气条件。在整体波动趋势上，周期性稳定，无吹气条件小波震动更为明显，压力波动主要还是由于叶轮的旋转和导叶尾迹的影响。将对应监测点压力数据进行处理，进行傅里叶变换，获取叶片载荷，获取相应的频域信息，如图 10(b)所示。为分析考虑尾缘吹气影响，主要观察通过频率位置处对应的载荷分布情况。从图中明显看出谐波数为12的频率为载荷分布的主频位置，即由12个可调导叶产生的尾迹影响为主。对比该频率下的载荷，可以看出吹气条件下，该位置的载荷由266 Pa降低至177 Pa，与流场结果分析相符。

图 11给出了开度0°运行工况下，沿着叶高方向，叶轮前缘通频载荷分布对比。无吹气条件下，1、2点靠近叶根处，受到导流锥影响，其载荷明显要低于叶中区域，10号点位于叶顶间隙处，由于潜流作用，其载荷最小。加入吹气结构后，叶轮载荷降低显著，尤其在3号测点，降幅高达84%，由于吹气主要流向叶中区域，随着相对位置的提高，载荷降低程度较叶中区域有所降低。

图 12给出了导叶开度位为40°条件下，叶轮前缘载荷分布，对比导叶0°开度工况，载荷在叶轮前缘分布发生了变化，在中部位置载荷明显提高，而叶顶部分较低。当以2%进行吹气时，由于吹气量不足，尾迹亏损没有受到相应的补偿，载荷几乎没有发生变化。当吹气量提高到4%，形成无动量亏损尾迹时，载荷有部分降低，但相比于开度0°，尾缘吹气的降低载荷效果已经明显削弱，表明当导叶开度加大时，为达到无动量亏损尾迹，吹气的需求量加大，但此时对应的吹气效果不明显。

4 结论

1) 在压缩机运行过程中，由导叶产生的尾迹进而产生的动静干涉影响明显，本论文验证了在可调导叶上采用尾缘吹气是一种削弱尾迹强度，降低叶轮载荷是可行方式。

2) 在不同导叶开度下，以2%压缩机流量进行吹气，对压缩机的性能影响较小；在导叶开度为0°的情况下，分析不同流量下所产生的尾迹现象；而采用2%吹气同时可使导叶形成无动量亏损尾迹形式，使后续叶轮载荷降低，避免压缩机出现叶轮疲劳破坏具有积极意义。

3) 由于受导叶开度的影响，对于可调导叶，尾缘吹气有一定局限性。当开度增加时，气流壁面分离加重，叶轮中部所受载荷加大。为达到无动量亏损尾迹，相应的吹气量需要增加，但叶轮所受载荷并无明显削弱。当导叶开度增至50°以上时，尾迹现象已消失。