整体涡旋流畸变对轴流-离心组合式压气机喘振特性影响的数值研究.pdf

Chinese Journal of TurbomachineryNumericalInvestigation oftheEffectof BulkSwirlDistortiononSurgeCharacteristicsofAxial-centrifugalCombinedCompressor*Ming-yi WangYao-zu WuZhi-heng Wang*Guang Xi（School of Energy and Power Engineering,Xi an Jiaotong University）Abstract：In order to study the influence of bulk swirl distortion on the surge characteristics of an axial-centrifugal combinedcompressor,the plenum chamber model is used to study the compressor outlet chamber effect,and the surge process of combinedcompressor with uniform inlet co-rotating and counter-rotating bulk swirl distortion is simulated respectively.The results show thatunder the co-rotating bulk swirl distortion,there is a strong and wide range co-rotating swirl in the inlet section of the centrifugalimpeller,which inhibits the flow separation inside the impeller to a certain extent.Under the counter rotating bulk swirl distortion,the inlet section of the centrifugal impeller has a great intensity and a wide range of counter-rotating swirl,which intensifies theflow separation inside the impeller and even backflow which causes the compressor deep surge.The stronger co-rotating bulk swirldistortion,the smaller total pressure ratio,inlet massflow and the surge frequency.With the counter-rotating bulk swirl distortion,thestronger bulk swirl,the greater total pressure ratio,inlet massflow and the surge frequency.Keywords：Axial-centrifugal Combined Compressor;Swirl Distortion;Surge;Numerical Simulation摘要：为研究整体涡旋流畸变对轴流-离心组合式压气机喘振特性的影响，本文采用气腔模型来研究压气机出口的容腔效应，分别模拟了均匀进气以及不同旋流强度的正向及负向整体涡旋流畸变作用下，组合式压气机的喘振过程。研究发现，正向整体涡旋流畸变作用下，离心叶轮进口截面近盘侧存在强度较大、范围较广的正向旋流，一定程度上抑制了叶轮内的流动分离；相反地，负向整体涡旋流畸变作用下，离心叶轮进口截面近盘侧存在强度较大、范围较广的负向旋流，使叶轮内的流动分离加剧甚至引发回流，使得压气机系统进入深度喘振工况。正向整体涡旋流畸变的旋流强度越大，组合式压气机的喘振圈及喘振频率越小；负向整体涡旋流畸变作用下，旋流强度越大，喘振圈越大、喘振频率越高。关键词：组合式压气机；旋流畸变；整体涡；喘振；数值模拟中图分类号：TH45；TK474.8+3文章编号：1006-8155-（2023）03-0020-07文献标志码：ADOI：10.16492/j.fjjs.2023.03.0004王铭毅武耀族王志恒*席光（西安交通大学能源与动力工程学院）整体涡旋流畸变对轴流-离心组合式压气机喘振特性影响的数值研究*基金项目：国家科技重大专项项目（2017-0004-0016）*通讯作者：王志恒，.整体涡旋流畸变对轴流-离心组合式压气机喘振特性影响的数值研究 20Chinese Journal of Turbomachinery第65卷，2023年第3期Http:/turbo- Vol.65，2023,No.30引言轴流-离心组合式压气机具有结构紧凑、稳定工作范围宽、可靠性好以及适应大流量工况的优点，被广泛应用于现代的航空涡轴发动机中1。现代航空涡轴发动机研发中对高推重比、低耗油率以及在高温、高原等极端环境下保持高性能水平的不断追求2-3，更容易引发非均匀/非轴对称问题（进气畸变），造成航空涡轴压气机的稳定工作裕度减小，导致压气机喘振和旋转失速。为满足隐身性和超机动性的要求，现代航空发动机常采用S弯进气道布置，压气机进口处易引起旋流畸变，严重影响压气机的气动稳定性。旋流畸变的研究最早可追溯到上世纪70年代，德、意、英联合研制的Tornado战斗机由于未考虑旋流畸变的影响，在试飞过程中发动机发生了严重的喘振4，从此，旋流畸变的研究逐渐得到重视。1987年，Genssler等5提出了可用于Tornado战斗机地面试验的旋流畸变发生器设计方案，Viswanath等6基于Genssler设计的旋流畸变发生器，进行轴流风机进气旋流畸变实验，在进气道出口的气动交界面上观察到了整体涡，实验结果显示，整体涡旋流畸变使风机效率明显降低。Schmid等7研究了正向及负向整体涡旋流畸变对涡轮发动机性能的影响，实验表明，正向整体涡旋流畸变使发动机的喘振边界左移。负向整体涡旋流畸变使喘振边界右移。此外，监测了发动机内部的周向压力波动，在负向整体涡旋流畸变条件下，观察到了Spike型失速先兆波。我国对旋流畸变的相关研究起步较晚，近十年来，国内研究人员也对压气机进口旋流畸变进行了广泛的研究。2011 年，符小刚等8模拟了四面体涡流发生器产生的对涡畸变对风洞流场的影响。2016年，屠宝锋等9设计了一种叶片式旋流发生器，研究了整体涡旋流畸变和对涡旋流畸变对于低速轴流压气机性能的影响。空军工程大学的程邦勤团队对压气机的进口旋流畸变进行了大量的研究10-14,对叶片式旋流畸变发生器的旋流角形成机理进行了研究，并设计了旋流畸变发生网以形成不同形式、不同强度的旋流畸变，并对整体涡旋流畸变对压气机过失速影响机理进行了深入分析。迄今为止，国内外对于旋流畸变的研究主要集中在旋流场的模拟，以及旋流畸变对压气机性能影响的研究上，其中，研究的旋流畸变形式主要为整体涡和对涡旋流畸变，研究的对象多为单极压气机或单转子。受限于计算资源，旋流畸变作用下压气机喘振过程的数值模拟没有广泛开展。目前已进行的地面试验也尚未涵盖旋流畸变条件下轴流-离心组合式压气机的喘振及旋转失速研究。由于国防工业发展对先进战机研发的迫切需求，旋流畸变带来的组合式压气机稳定裕度降低和气动稳定性丧失已经成为亟需解决的问题，旋流畸变引发的压气机喘振和旋转失速成为限制压气机乃至航空发动机性能进一步提高的瓶颈。目前没有学者深入研究旋流畸变对组合式压气机喘振特性的影响，对旋流畸变在组合式压气机内部的传播特性以及旋流畸变诱发压气机流动失稳的机理也缺乏详实的分析，本文设置不同的进气旋流角分布来模拟不同强度的整体涡旋流畸变的旋流场，通过全三维 URANS方法计算压气机内部流动，模拟组合式压气机的喘振特性。目的在于揭示不同强度的整体涡旋流畸变对组合式压气机喘振特性的影响，分析压气机喘振过程中旋流畸变在轴流-离心组合式压气机内部的传播特性，并研究旋流畸变作用下压气机喘振的诱发机理。1数值模拟和参数定义1.1研究对象本文选取某轴流-离心组合式压气机开展研究，包含轴流转子(AR)、第一排轴流静叶(AS1)、第二排轴流静叶(AS2)、离心叶轮前的导流支板(GV)、高速叶轮(IMP)、径向叶片扩压器(RVD)和轴向叶片扩压器(AVD)，见图1。压气机的设计转速为51800r/min，各叶排的叶片数见表1。依据以上轴流-离心组合式压气机几何模型，建立压气机单通道计算模型(图2)。采用商用软件ANSYS CFX求解三维RANS方程，采用k-湍流模型和有限体积法对方程进行离散。模型进口给定滞止温度288.15K，滞止压力101325Pa，在稳态性能计算中，根据压气机出口边界条件工况的不同分别设置为质量流率和静压，壁面采用绝热无滑移边界，周期性边界采用旋转周期边界，相邻叶排间匹配采用混合平面法(Mixing Plane Stage)。根据配合壁面函数使用的k-模型的许用条件，边界层网格保证近壁面y+在2060之间。保持网格的分布形式相同，分别绘制了三套不同疏密程度的网格，其中，疏网格的网格总数为70万，中网格的网格总数为143.74万，密网格的网格总数为510万。进行网格无关性验证，分别采用以上三种网格计算轴向均匀进气条件下轴流-离心组合式压气机的稳态性能，获得压气机的总压比-流量、绝热效率-流量曲线，见图3。采用疏网格进行计算，获得的压气机性能曲线与采用其他两套网格得到的性能曲线有较大图1轴流-离心组合式压气机子午流道Fig.1Meridional passage of the axial-centrifugal combinedcompressor叶排叶片数AR13AS123AS223GV3IMP11RVD15AVD58表1压气机各叶排叶片数Tab.1Blades number of compressor 21Chinese Journal of Turbomachinery的差异。采用中网格计算获得的性能曲线与采用密网格获得的性能曲线相差不大，其中最大总压比的相对误差为0.9%，最高绝热效率相对误差为0.1%。因此，本文选取中网格作为计算网格，其中各叶排的网格数见表2。图2计算区域及网格Fig.2Calculation domain and the grid(a)AR(b)AS1,AS2(c)GV(d)IMP(e)RVD(f)AVD表2各叶排单通道网格数Tab.2Grid quantity of each single passage(a)总压比-流量特性曲线(b)绝热效率-流量特性曲线图3网格无关性验证Fig.3Grid independence verification叶排网格数/万AR22AS110AS210GV28IMP57RVD10AVD61.2参数定义旋流角是评定旋流畸变水平最基本的指标，其定义为：=arctanUUx(1)式中，U为气动交界面（Aerodynamic Interface Plane,AIP）上某位置处的周向速度；Ux为AIP上某位置处的轴向速度。美国汽车工程师学会于2022年更新了旋流畸变评价标准15，在旋流角的基础上，采用四个参数来评估旋流畸变，分别为旋流扇区（Sector Swirl,SS）、旋流强度（SwirlIntensity,SI）、旋流方向（Swirl Directivity,SD）以及旋流组数（Swirl Pairs,SP）。旋流强度SI描述了指定测环上由旋流造成的周向流动偏离轴向流动的畸变水平；旋流方向SD反映了指定测环上旋流的整体趋势，其中，标准负向整体涡旋流畸变SD=-1，标准对涡旋流畸变的旋流方向SD=0。下面结合某AIP测环上的旋流角分布（图4）对各参数的表达式进行介绍。SS+i=1+i+i()id(2)SS-i=1-i-i()id(3)SIi=SS+i+i+|SS-i-i360(4)SDi=SS+i+i+SS-i-iSS+i+i+|SS-i-i(5)SPi=SS+i+i+|SS-i-i2MaxofSS+i+ior|SS-i-i(6)1.3整体涡旋流畸变对组合式压气机气动性能影响的数值研究根据进口气流的旋转方向与轴的转动方向是否一致，可以将整体涡旋流畸变分为正向整体涡旋流畸变和负向整体涡旋流畸变。本文选取单通道模型中网格方案作为计算网格，对正向和负向进口整体涡旋流畸变，各设置两个图4测环上旋流角分布15Fig.4Swirl angle distribution in measuring-ring15整体涡旋流畸变对轴流-离心组合式压气机喘振特性影响的数值研究 22Chinese Journal of Turbomachinery第65卷，2023年第3期Http:/turbo- Vol.65，2023,No.3不同的旋流强度开展数值模拟，选取的整体涡旋流畸变水平见表3。正向整体涡旋流畸变和负向整体涡旋流畸变均会使组合式压气机的性能降低、稳定工作范围减小，同时，正向整体涡旋流畸变使得轴流-离心组合式压气机的喘振边界和堵塞边界整体向左偏移，负向整体涡旋流畸变效果相反，且正向（负向）整体涡的旋流强度越大，喘振边界和堵塞边界的偏移程度也越大（图5）。2整体涡旋流畸变条件下组合式压气机喘振特性的数值研究Niazi和Stein等人16-17在压气机出口引入气腔模型，模拟压气机出口的容腔效应，研究了轴流压气机的旋转失速问题；陈雪飞等18采用气腔模型成功模拟了离心压气机的喘振过程，证实采用气腔模型，可以有效地模拟轴流及离心压气机的喘振过程。本文在开展压气机喘振的模拟中，采用气腔模型模拟压气机的出口容腔效应：Pn+1p=Pnp+RTpnVpDt(m p-m t)(7)式中,为等熵指数；R为气体常数;Tpn和Pnp分别为上一时间步压气机出口与容腔交界面的温度和压力；Pn+1p为下一时间步压气机出口截面的压力；m p为压气机出口质量流量；m t为容腔出口节流质量流量。相较于压气机稳态性能的计算，在压气机喘振过程的数值模拟中，以中网格方案进行周向旋转得到的全通道网格作为计算网格，将压气机的进出口边界设置为开口边界条件，保持进口的绝对总温及绝对总压不变；出口给定容腔节流流量，容腔体积设置为压气机最后一排叶片通道的10 倍体积（Vplenum=0.06437m3）；动静交界面采用 TransientRotor Stator，静子部件为自然连接；物理时间步长设置为t=1.997110-5s，每个物理时间步设置3个虚拟时间步；湍流模型选用带壁面函数的k-湍流模型。当节流流量设置为m t=2.15kg/s时，喘振过程中最小的进口质量流量Min0.00kg/s，此时压气机处于尚未发生回流的轻度喘振临界工况，压气机的喘振频率为42.26Hz，图6为均匀进气条件下压气机轻度喘振临界工况时，组合式压气机总压比的波动轨迹。为了便于比较旋流畸变对压气机喘振形式的影响，设置压气机出口容腔节流流量为m t=2.15kg/s，分析在不同旋流形式和旋流强度的旋流畸变条件下，组合式压气机的喘振特性。2.1整体涡旋流畸变的旋流强度及旋流方向对组合式压气机喘振特性的影响分析不同旋流强度在正向整体涡旋流畸变作用下，组合式压气机的喘振特性。参照表3中正向整体涡旋流畸变的两种进气方案，确定压气机进口截面旋流角的分布形式，模拟压气机的喘振工况，喘振过程中组合式压气机的总压比波动轨迹见图 7。结果显示，出口容腔节流流量m t=2.15kg/s时，旋流强度为SI=10、SI=20的正向整体涡旋流畸变条件下，压气机均处于轻度喘振工况，且相较于SI=10的进气方案，SI=20时，组合式压气机的总压比-流量振荡幅值更小。比较两种进气方案下压气机的喘振频率，旋流强度为SI=10时，压气机的喘振频率为35.77Hz；旋流强度为SI=20时，喘振频率为26.72Hz，可见正向整体涡旋流强度较大的情况下，压气机的喘振频率更低，与均匀进气时相差更大。进气方案正向方案1正向方案2SD11SI1020进气方案负向方案1负向方案2SD-1-1SI1020表3整体涡旋流畸变进气方案Tab.3Inlet conditions of bulk swirl distortion图5整体涡旋流畸变条件下，组合式压气机性能曲线Fig.5The performance curve of combined compressor withbulk swirl distortion(a)总压比-流量特性曲线(b)绝热效率-流量特性曲线图6均匀进气条件下压气机喘振过程总压比波动轨迹Fig.6Fluctuation trajectory of total pressure ratio duringcompressor surge with a uniform inlet 23Chinese Journal of Turbomachinery正向整体涡旋流畸变条件下（SI=20），组合式压气机的 轻 度 喘 振 过 程 包 括 流 动 崩 溃 阶 段（A1B1，持 续0.003994s，约占喘振周期的 10.67%）、流动恢复阶段（B1C1，持续0.004993s，约占喘振周期的13.34%）和持续增 压 阶 段（C1A1，持 续 0.02844s，约 占 喘 振 周 期 的75.99%）。图8为负向整体涡旋流畸变条件下，压气机喘振过程的总压比波动轨迹，结果显示，出口容腔节流流量m t=2.15kg/s时，旋流强度SI=10和SI=20的负向整体涡旋流畸变条件下，组合式压气机均进入带回流过程的深度喘振工况，SI=10时压气机回流程度较小，喘振频率为48.01Hz，SI=20时压气机回流程度较大，喘振频率为51.62Hz。负向整体涡旋流畸变条件下（SI=20），组合式压气机的一个深度喘振周期包括四个阶段，其中流动崩溃阶段（A2B2）持续0.001997s,占喘振周期的10.31%；回流泄压阶段（B2C2）持续0.001498s，占喘振周期的7.73%；流动恢复阶段（C2D2）持续0.01188s，占喘振周期的61.34%。离心叶轮是组合式压气机的主要做功部件，由表4和表5可见，在压气机喘振过程中离心叶轮的进出口总压比发生剧烈波动，在流动崩溃阶段（A1B1，A2B2），离心叶轮的进出口总压比急剧降低，在流动崩溃阶段的结束时刻达到最小值。在流动崩溃阶段，轴流转子的进出口总压比变化不大，且持续保持在较高的水平。以上结果表明，流动崩溃阶段，离心叶轮的做功能力急剧降低，轴流转子的做功能力变化不大，说明正向及负向整体涡旋流畸变作用下，组合式压气机的流动崩溃主要是离心叶轮内流动恶化导致的。时均结果显示，径向和轴向叶片扩压器以及第一排轴流静叶的进出口总压比较小，关注流动崩溃阶段的结束时刻（B1，B2），可见进出口总压比最小的是径向叶片扩压器，其次为轴流第一排静叶。流动崩溃阶段，径向叶片扩压器和轴流第一排静叶内产生了较大的流动损失。2.2喘振过程中旋流畸变在压气机内部的传播特性图9为轻度喘振过程中轴流转子进口截面的旋流角分布，可见轻度喘振过程中轴流转子周向各分流道进口截面的旋流角分布情况较为相似，各分流道进口截面沿展向旋流角的差异较大，特别是在流动崩溃阶段的结束时刻（B1）。轴流转子进口截面上的旋流角明显分为3层，其中，近盖侧区域存在较大的负旋流角，中部叶高区域存在较大的正向旋流角，近盘侧区域旋流角相对较小。由正向整体涡旋流畸变条件下，压气机轻度喘振过程中离心叶轮进口截面的旋流角分布(图10)可见，离心叶轮进口截面上，旋流角的展向及周向分布都不均匀，特别是在流动崩溃的结束时刻（B1），离心叶轮从中间叶高到近盖侧的广大区域内，存在较大的正向旋流角，而越靠近盘侧区域，旋流角越小，个别分流道近盘侧区域甚至还出现了较大的负向旋流角。图7正向整体涡旋流畸变，压气机喘振过程总压比波动轨迹Fig.7Fluctuation trajectory of total pressure ratio duringcompressor surge with co-rotating bulk swirl distortion图8负向整体涡旋流畸变，压气机喘振过程总压比波动轨迹Fig.8Fluctuation trajectory of total pressure ratio duringcompressor surge with counter-rotating bulk swirl distortion时刻A1时刻B1时刻C1时刻时均总压比AR1.63651.59521.43531.4710AS10.96620.87290.94410.9396AS20.99470.99670.96980.9776GV1.00281.17110.99500.9973IMP6.02134.27915.69225.8334RVD0.93420.81380.70590.8269AVD0.98880.96590.55980.8792时刻A2时刻B2时刻C2时刻D2时刻时均总压比AR1.84281.83551.31141.66311.6620AS10.97880.96760.91450.95160.9494AS21.00791.02670.97030.97800.9880GV1.02521.27430.98250.99460.9906IMP5.56793.14104.17655.33635.1736RVD0.93290.90220.87560.72530.8331AVD0.99070.98680.96430.56150.8694表5负向整体涡旋流畸变喘振过程的不同时刻，压气机内各叶排进出口总压比（SI=20）Tab.5Total pressure ratio of each balde row duringcompressor surge process with counter-rotating bulk swirldistortion(SI=20)表4正向整体涡旋流畸变喘振过程的不同时刻，压气机内各叶排进出口总压比（SI=20）Tab.4Total pressure ratio of each balde row duringcompressor surge process with co-rotating bulk swirldistortion(SI=20)整体涡旋流畸变对轴流-离心组合式压气机喘振特性影响的数值研究 24Chinese Journal of Turbomachinery第65卷，2023年第3期Http:/turbo- Vol.65，2023,No.3分析负向整体涡旋流畸变条件下，压气机深度喘振过程中轴流转子进口截面的旋流角分布（图11），发现在流动崩溃阶段（A2B2），轴流转子进口截面旋流角的周向分布及展向分布均存在明显的差异，在流动恢复阶段(C2D2)，轴流转子各分流道进口截面的旋流角分布基本相似。此外，回流泄压阶段（B2C2），轴流转子进口截面上旋流角沿展向的分布出现明显的分层，且分层规律与正向整体涡旋流畸变条件下轻度喘振B1时刻类似，即近盖侧存在较大的负向旋流角，中间叶高区域存在较大的正向旋流角，近盘侧旋流角相对较小。在负向整体涡旋流畸变条件下，压气机深度喘振过程中离心叶轮进口截面的旋流角分布(图12)可见，A2时刻和D2时刻，离心叶轮各分流道进口截面上旋流角分布基本相似，在回流泄压阶段（B2C2），离心叶轮从中间叶高到近盖侧道进口截面上旋流角分布基本相似，在回流泄压阶段（B2C2），离心叶轮从中间叶高到近盖侧的区域内，正向旋流角区域逐渐扩大，到C2时刻，离心叶轮进口截面上的大部分区域存在较大的正向旋流角，仅近盘侧区域有旋流角较小，个别分流道进口截面近盘侧区域存在较大的负向旋流角。2.3整体涡旋流畸变作用下组合式压气机的失稳机理图13为正向及负向整体涡旋流畸变作用下，压气机喘振过程中流动崩溃阶段的结束时刻，轴流压气机级内的三维流线图。为了便于观察是否有局部回流产生，对流线图采用轴向速度着色。由图可见，轴流压气机级内未观察到失速团，在近机匣区域存在轴向速度为负的流线，说明在压气机的流动崩溃阶段，随着进口质量流量降低，轴流转子近机匣的局部区域发生堵塞，并产生了局部回流，到流动崩溃阶段结束时刻，轴流转子近机匣区域的局部回流已经完全发展到了压气机的上游进气口，在压气机进口段近机匣区域形成了回流区。图9正向整体涡旋流畸变压气机喘振过程的不同时刻，轴流转子进口截面的旋流角分布（SI=20）Fig.9The swirl angle distribution of the axial rotor inlet atdifferent times of the compressor surge process with co-rotating bulk swirl distortion（SI=20）图10正向整体涡旋流畸变压气机喘振过程的不同时刻，离心叶轮进口截面的旋流角分布（SI=20）Fig.10The swirl angle distr ibution of the centrifugalimpeller inlet at different times of the compressor surgeprocess with co-rotating bulk swirl distortion（SI=20）(c)C2时刻(d)D2时刻图11负向整体涡旋流畸变压气机喘振过程的不同时刻，轴流转子进口截面旋流角分布（SI=20）Fig.11The swirl angle distribution of the axial rotor inlet atdifferent times of the compressor surge process withcounter-rotating bulk swirl distortion（SI=20）图12负向整体涡旋流畸变喘振过程的不同时刻，离心叶轮进口截面旋流角分布（SI=20）Fig.12The swirl angle distribution of the centrifugalimpeller inlet at different times of the compressor surgeprocess with counter-rotating bulk swirl distortion（SI=20）图13流动崩溃结束时刻，轴流压气机级内部三维流线（SI=20）Fig.13Three dimensional streamline in the axialcompressor stage at the end of flow collapse period（SI=20）(a)A2时刻(b)B2时刻(a)A1时刻(b)B1时刻(c)C1时刻(a)A1时刻(b)B1时刻(c)C1时刻(a)A2时刻(b)B2时刻(c)C2时刻(d)D2时刻(a)B1时刻(b)B2时刻 25Chinese Journal of Turbomachinery由表4及表5可知，在流动崩溃阶段，离心叶轮内的流动严重恶化。分析在整体涡旋流畸变条件下，流动崩溃阶段结束时刻的离心叶轮内部三维流线分布（图14），发现在流动崩溃阶段，随着进气流量持续减小，叶轮流道内发生了严重的流动堵塞，离心叶轮流道发生了严重的旋转脱离，在流动崩溃的结束时刻，叶轮流道充满了低速的涡团，导致离心叶轮的性能显著恶化。此外，分析了径向叶片扩压器流道内的三维流线分布（见图15），结果显示，正向整体涡旋流畸变作用下，B1时刻，径向叶片扩压器内出现尺度较小的低速流体团；在B2时刻，径向叶片扩压器内存在大规模的低速流体团，径向扩压器也发生了严重的流道失稳。负向整体涡旋流畸变条件下，压气机深度喘振过程中，离心叶轮和径向叶片扩压器内失速团周期性地产生和消失，是导致压气机性能发生周期性振荡的根本原因。3结论1）相对于均匀进气，正向整体涡旋流畸变对组合式压气机的喘振具有一定的抑制作用，其中，正向整体涡旋流畸变的旋流强度越大，组合式压气机的喘振圈及喘振频率越小。与之相反，负向整体涡旋流畸变加剧了组合式压气机的喘振，旋流强度越大，喘振圈越大、喘振频率越高。2）在整体涡旋流畸变作用下，流动崩溃阶段结束时刻，轴流转子进口截面出现旋流角分层现象，在近机匣的环状区域出现较大的负向旋流，轴流压气机级发生较严重的局部回流。负向整体涡旋流畸变作用下，离心叶轮进口截面也出现了旋流角分层的现象，近盘侧区域存在较大强度的负向旋流，离心叶轮的做功能力显著降低。3）正向整体涡旋流畸变作用下，离心叶轮进口截面近盘侧存在强度较大、范围较广的正向旋流，在一定程度上抑制了叶轮内的流动分离；相反地，负向整体涡旋流畸变作用下，离心叶轮进口截面近盘侧存在强度较大、范围较广的负向旋流，叶轮内的流动分离加剧甚至引发回流，导致径向叶片扩压器流动失稳，压气机系统进入深度喘振工况。参考文献1高丽敏，高磊，祝启鹏.轴流/离心组合压气机一体化设计及数值模拟J.风机技术，2016，58(1)：41-49.2肖蔓.AATE和ITEP计划下的涡轴发动机分阶段研发综述J.航空发动机，2016，42(2)：98-102.3肖蔓.美国轻型侦察直升机及其动力装置的发展J.航空动力，2020(5)：27-31.4CH Law,AJ Wennerstrom,WA Buzzell,et al.Turbine 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period（SI=20）图15流动崩溃结束时刻，径向叶片扩压器内部三维流线（SI=20）Fig.15Three dimensional streamline in the radial vanediffuser at the end of flow breakdown period（SI=20）(a)B1时刻(b)B2时刻整体涡旋流畸变对轴流-离心组合式压气机喘振特性影响的数值研究 26