杨波 梁齐文/上海交通大学

燃气轮机压气机改型设计研究

杨波 梁齐文/上海交通大学

0　引言

轴流压气机是燃气轮机的核心装置之一，随着工业的发展，为了增加生产和提高经济效益，对燃气轮机压气机的流量和压比等都提出了更高的要求，因此需要设计一台性能满足要求的燃气轮机压气机。压气机设计通常采用加级的方法［1］，采用前加级的方式较多，前加级也可称为加零级［2-3］。其设计手段相对比较完善，模拟试验与调整试验比较充分，而且前加级可获得较高的压比和较大的质量流量，可使燃气轮机的输出功率显著提高，如果设计得当还能减小流动损失，提高整机的效率［4］。

1　改型设计原理

燃气轮机压气机改型设计以相似理论为基础，确保在改型前后，压气机原通流部分仍处在相似工况条件。为了满足相似工况，改型前后压气机通流部分必须满足如下条件：

1）Re数超过临界值，流动处于自模化区；

2）绝热指数K要保持不变；

3）表征速度水平的圆周马赫数

4）表征流量大小的轴向马赫数相等

最终得到总参数表示的模型与实物的折合流量和折合转速的关系式为

2　母型机介绍

本文改型设计采用的母型机是一应用于3 000kW移动式电站燃气轮机机组的轴流压气机。该压气机级数为11，进出口均有导流叶片以改变气流方向，整机采用等内径的通流形式，叶片扭曲规律采用等αm流型设计，见图1为母型机实物。

3　改型设计流程及参数选取

为了增加燃气轮机的输出功率，需要将母型压气机的总压比提高到9.2以上，而现有的压气机无法满足这个压比需要，因此需要对母型机进行改型设计，使之满足生产需求。本文的改型设计流程如图2所示。通过分析讨论，本文采用前加三级的方式进行改型设计，为了便于分析，加级叶片从前到后命名为R03，S03，R02，S02，R01，S01；改型部分的通流形式采用等内径，外径的倾斜角度与母型机的进口相同；第03级和第02级采用文献［5］中的跨音叶型，第01级采用母型机第1级的叶型。

4　三维数值计算分析

4.1改型机模型

通过反复的参数修改和迭代计算，最终得到满足压比要求的压气机模型，将改型设计后的压气机称为改型机，其整机几何模型如图3所示，叶片表面非常光滑，造型的方法满足要求。

4.2计算网格划分

网格划分时采用的是O4H网格拓扑结构，这类网格对不同模型有较好的适应性。展向网格点数设为73，以满足计算中三重网格的需要。第一层壁面网格长度设为5.0×10-6m。总网格数约为2 141万，最小正交角为27.9°，最大延展比为1 373，最大膨胀比为2.51，网格质量较好，满足计算需要。图4为母型机第1级的壁面网格图和叶顶蝶形网格的局部放大示意图。从图中可以看出在叶顶、叶根、前缘和尾缘这些流动的重要区域网格均加密处理。

4.3数值计算条件

在计算求解器中，边界条件设定为：进口采用轴向进气并给出总温293.0K和总压101 302.7Pa，出口给定平均静压900 000.0Pa，转速为6 843.0 r/min；周期边界为默认值，不做改动；固体壁面均设为绝热边界。初始条件设定为叶轮机械模式，以便能加快收敛速度。数值计算通过求解三维雷诺平均Navier-Stokes方程实现，采用最为常用的Spalart-Allmaras一方程湍流模型，空间离散采用二阶中心差分格式，时间离散采用显式四阶Runge-Kutta法。此外，在求解器中还内置了一些加速收敛的方法，如多重网格法、当地时间步长法和隐式残差光顺法。当总体残差小于10-6、最大残差小于10-4、进出口质量流量相对误差在0.1％以下，其他参数如总压比、绝热效率保持稳定时，认为计算收敛。

4.4相似理论的验证

由于改型设计以相似理论为设计准则，首先需要验证母型机R1进口参数与改型机R1进口参数是否满足相似条件。在设计工况下，母型机和改型机的折合转速和折合流量对比如表1所示。改型机折合转速的相对误差小于0.1％，折合流量的相对误差约为0.7％，两者误差均满足设计要求。

表1　母型机和改型机折合转速和折合流量对比

在压气机的改型设计中，折合转速和折合流量相等的条件是通过相似理论推导出来的。因此在设计中，首要满足速度系数和进口马赫数相等的条件，即进口气流角和马赫数相等的条件。母型机和改型机的R1进口气流角和马赫数对比如图5、图6所示，规定R1进口气流角为与转动方向的夹角，且为相对气流角，马赫数为进口相对马赫数。图5（a）和图5（b）的气流角基本在20°～50°之间，在30％叶高以上区域，两图相同位置的气流角基本相等；30％叶高以下区域，改型机的气流角相对小一些，但两者的分布规律基本一致。图6（b）要比图6（a）中相同区域的马赫数小一些，但沿径向和周向的分布规律基本相同，两者相同位置的马赫数差值不超过0.05。综上所述，在对母型进行改型设计时，满足了相似理论的要求，可对设计出的改型机进行深入分析。

图7为改型机与母型机各级特性参数的对比情况。为了方便作图和比较，将改型机第03，02，01级的级序设定为-2，-1，0，其他各级不变。图7（a）中，从第2级到第11级，改型机和母型机的各级总压比基本相同。母型机第1级略低于改型级。图7（b）中，随着级数的增加，改型机与母型机的各级绝热效率的差值是逐渐增大的，但误差都较小。改型机第03级和第02级作为跨音级，绝热效率很高，均在92％左右。图7（c）中，改型机前三级的反动度很大，导致第1级的反动度差别最大。后面各级反动度基本相同。综上所述，改型设计对母型机的影响较小，改型设计取得了良好的效果。

4.5总体性能分析

通过三维数值计算，在转速n=6 843r/min下，得到改型机总体气动特性线如图8（b）所示。随着流量的增大，改型机的总压比越来越小，并且减小的趋势越来越快；绝热效率先缓慢增加到最大值，随后急剧减小。在设计工况下，改型机质量流量为64.838kg/s，绝热效率为80.56％，总压比为9.234。与母型机相比，改型机的变工况性能明显变差，特别是从设计流量到最大流量，性能曲线很陡，符合压气机性能曲线中“压气机级数越多，性能曲线越陡，稳定工作区域越窄”的变化规律。

4.6改型机内部流场分析

4.6.1第03级和第02级流场分析

图9为改型机的第03级和第02级90％、50％、10％叶高处B2B面马赫数分布图。从图中可以看出，气流在动叶和静叶吸力面的加速流动得到了明显的控制。在静叶叶根区域，马赫数最大值低于1，有效的抑制了激波的产生。在动叶叶顶区域，马赫数较大，特别是第03级动叶90％叶高处，相对马赫数最大值约为1.3，在其吸力面的中间区域有一道正激波，产生了一些激波损失。三维数值计算结果表明，第03级的绝热效率为91.53％，第02级的绝热效率为92.05％，比母型机的亚音级的效率高很多，充分说明了该跨音叶片的气动性能优越。第03级的绝热效率比第02级稍低，主要是因为第03级动叶流道内存在激波损失，导致总损失增加。

R03与R02吸力面极限流线分布如图10所示。图10（a）中，由于在R03根部叶片厚度和弯角较大，加上轮毂附面层的影响，导致气流分离点比较靠前。中部区域流动状态良好，分离点靠近尾缘，但是随着叶高的增加，气流速度也逐渐增加，离心力更大，流动分离点逐渐前移。在离心力的作用下，动叶吸力面附面层内的低速流体向叶顶移动。在70％叶高以上区域，又加上激波的存在，两者相互作用，引起流动阻塞，下方流线急剧往上偏转，甚至出现了回流区，流动状态严重恶化。图10（b）中，R02的吸力面极限流线分布比较均匀，由于R02流道内马赫数相对较小，没有产生激波，气流分离点基本都在尾缘区域。

4.6.2第01级流场分析

改型机的第01级叶型为10C叶型，作为跨音级和亚音级的过渡级，需要确定其是否与跨音级匹配良好。图11和图12分别是第01级动叶和静叶前缘速度矢量图，可以看出，不同叶高处的气流进口角与叶型前缘匹配良好，气流的滞止点基本在前缘的中间区域，没有偏离到吸力面或者压力面，冲角在合适的范围内，流动状态稳定，也说明了第02级静叶的几何出口角设计的比较合理，设计程序具有相当精度。

4.6.3出口流场分析

图13为改型机计算出口轴向速度大小和气流方向的分布图。从图13（a）中可以看出，速度总体成“中间大，两边小”的分布规律，平均值大小约为115.2m/s。出口大部分区域轴向速度在80m/s以上，中径附近部分区域甚至达到了140m/s。在轮毂和轮廓附近有小部分区域轴向速度很小，在80m/s以下，这是因为该段区域上游正好是出口导叶（OGV）的尾迹，其速度很小，又加上轮毂、轮廓的附面层粘滞作用的综合影响造成的。图13（b）中，出口大部分区域气流角在85°～95°之间，仅在轮毂和气缸内壁的极小部分区域气流角度小于80°，基本满足轴向出气的条件。

5　总结

1）前加级要求母型机气动性能良好，并且第1级进口截面相对马赫数较小。否则，前加级会严重影响各级之间的性能耦合，最终大大削弱整机性能，不能满足设计要求。

2）改型机第1级进口的气流角和马赫数的分布与母型机基本一致，后面各级的气动参数如总压比、绝热效率、反动度等的分布，与母型机也基本相同，满足了相似理论的要求。也说明了本文开发的一维中截面和S2流面通流计算程序在用于改型设计时，较好地完成设计任务，达到相当精度。

3）本文将跨音叶型用于改型机的前两级中，计算结果表明，前两级的绝热效率均在92％左右，两级的平均级压约比为1.266，说明该叶型有效地控制了激波损失和流动分离，达到了设计要求。并且设计点效率比母型机稍高，流动状态得到了一定的改善，改型设计取得了成功。

［1］李景银，石雪松.高压轴流压缩机的加减级设计及模化设计［J］.风机技术，2004（5）：1-4.

［2］Ragland T L.Industrial Gas Turbine performance Uprates：Tips，Trieks，and Traps［J］.ASME Journal of Engineering for Gas Turbinesand Power，1998，120（4）：727-734.

［3］彭泽玫，刘刚.航空燃气轮机原理（上册）［M］.北京：国防工业出版社，2000：100-107.

［4］苗厚武，刘建华.压气机加级设计的匹配问题［J］.航空动力学报，1993（4）：396-398.

［5］安利平，黄萍.一种基于计算几何控制无量纲参数的叶片造型方法［J］.燃气涡轮实验与研究，2013，26（4）：8-12.

■本文以某燃气轮机压气机为母型机，进行了压气机的改型设计。改型设计主要是依据相似理论来进行计算的，其中某些重要参数的选取，决定了设计的成功与否。基于气动设计的要求以及母型机的特点，采用了跨音叶片应用于改型设计中。在一维中截面、S2流面以及整机三维数值模拟结果分析的基础上，通过多次修正，最终获得了满足气动设计要求的高效压气机改型设计。同时，通过分析改型机组跨音级的气动参数，验证了选取的跨音叶片的可靠性和实用性。

■燃气轮机压气机；改型设计；S2流面；相似理论

The Study of Modification Design on Gas Turbine Com pressor

Yang Bo，Liang Qi-wen/Shanghai Jiao Tong University

In this paper，the modification design on gas turbine compressor had been studied.The design method was based on the similarity theory in which some parameters played very important roles in the compressor modification design.Furthermore，a kind of transonic blades was applied to the modified compressor.Based on the calculation resultsof 1D crosssection，S2 stream surfaceand overall 3D numerical simulation the new compressor design was proved to meet the aerodynamic design requirements well by correcting. Besides，the flow field of transonic stage was studied further to observe the performance of thechosen transonicblade.

gas turbine compressor；modification design；S2 stream surface；similarity theory

TH453；TK474.8+1

A

1006-8155-2016（04）-0059-06

10.16492/j.fjjs.2016.04.0120

2016-04-03上海200240