黃月晴,楊愛(ài)玲,宋文杰,陳二云,戴 韌

(1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093)

部分葉高串列擴(kuò)壓器對(duì)離心壓氣機(jī)性能的影響

黃月晴1,2,楊愛(ài)玲1,2,宋文杰1,2,陳二云1,2,戴 韌1,2

(1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093)

為了保證離心壓氣機(jī)壓比同時(shí)拓寬其穩(wěn)定工作范圍，將部分葉高概念引入串列擴(kuò)壓器設(shè)計(jì)中，獲得部分葉高串列擴(kuò)壓器，并基于數(shù)值方法研究串列葉柵前后排葉片相對(duì)周向位置以及前排葉片相對(duì)高度對(duì)離心壓氣機(jī)與串列擴(kuò)壓器性能的影響.在相對(duì)周向位置為30%的串列擴(kuò)壓器基礎(chǔ)上，利用不同部分葉高葉片設(shè)計(jì)串列擴(kuò)壓器前排葉片，獲得不同的部分葉高串列擴(kuò)壓器.結(jié)果表明：串列葉柵前后排葉片相對(duì)周向位置對(duì)擴(kuò)壓器的擴(kuò)壓能力以及穩(wěn)定工作范圍有很大影響，當(dāng)相對(duì)周向位置處于20%～30%內(nèi)時(shí)離心壓氣機(jī)的整體性能達(dá)到最佳；與原離心壓氣機(jī)相比，當(dāng)前排葉片相對(duì)高度h/B分別為40%和50%時(shí)，離心壓氣機(jī)的喘振裕度可分別增加21%和25%，總壓比和等熵效率僅下降1%左右.

離心壓氣機(jī)；串列擴(kuò)壓器；相對(duì)周向位置；部分葉高葉片；數(shù)值模擬

串列擴(kuò)壓器因其擴(kuò)壓能力強(qiáng)和高效率得到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注.Pampreen[1]設(shè)計(jì)了一種由3排葉柵組成的串列擴(kuò)壓器，并與通道型擴(kuò)壓器的性能進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)串列擴(kuò)壓器不論是穩(wěn)定運(yùn)行范圍還是效率，都優(yōu)于通道型擴(kuò)壓器.Japikse[2]引用Pampreen未公開發(fā)表的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)當(dāng)?shù)诙湃~柵吸力面前緣相對(duì)于第一排葉柵壓力面尾緣相對(duì)周向位置(Relative Circumferential Position，RCP)為節(jié)距的10%時(shí)，串列葉柵的運(yùn)行效率最高.Seleznev等[3]通過(guò)對(duì)比單排葉片的葉柵擴(kuò)壓器和串列擴(kuò)壓器的性能，發(fā)現(xiàn)串列擴(kuò)壓器的效率高于單排葉片的葉柵擴(kuò)壓器，且當(dāng)相對(duì)周向位置為10%時(shí)，其效率最高.李紹斌等[4]通過(guò)數(shù)值方法研究了串列葉柵后排靜葉周向位置對(duì)壓氣機(jī)性能的影響，結(jié)果表明串列葉柵后排靜葉周向位置合理有利于抑制流動(dòng)分離，降低損失.吳東坡等[5]對(duì)分別采用無(wú)葉擴(kuò)壓器和串列擴(kuò)壓器時(shí)的某高能頭半開式離心壓縮機(jī)的級(jí)進(jìn)行了流動(dòng)模擬和性能分析，結(jié)果表明在高能頭系數(shù)的級(jí)中采用串列擴(kuò)壓器可以有效地改善葉輪出口流場(chǎng)，降低流動(dòng)損失，提高壓力恢復(fù)系數(shù)和級(jí)效率.

另一方面，由于受到離心力與科氏力的作用，附面層內(nèi)低速氣流逐漸向葉片吸力面與輪蓋側(cè)堆積，導(dǎo)致此區(qū)域速度較低，而輪盤與壓力面?zhèn)人俣容^高，因此離心葉輪出口氣流沿周向和軸向呈非均勻分布.非均勻的氣流與下游擴(kuò)壓器葉片之間的動(dòng)靜干涉使得擴(kuò)壓器進(jìn)口流場(chǎng)產(chǎn)生了非定常現(xiàn)象，不僅影響葉片擴(kuò)壓器的性能，甚至還可能影響離心壓氣機(jī)的整機(jī)性能.朱營(yíng)康等[6]對(duì)安裝在輪蓋側(cè)的半葉高擴(kuò)壓器進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)其可以在較大的工況范圍內(nèi)提高擴(kuò)壓器的壓力恢復(fù)系數(shù),并且提高整個(gè)壓氣機(jī)級(jí)的總壓和多變效率.為了降低離心葉輪尾跡與葉片擴(kuò)壓器的相互干涉，筆者在串列擴(kuò)壓器的前排葉片引入部分葉高設(shè)計(jì).部分葉高概念最早由Yoshinaga等[7]于1987年提出，利用部分葉高葉片可以提高無(wú)葉擴(kuò)壓器的壓力恢復(fù)系數(shù)，同時(shí)使沿葉高的速度分布更均勻.

筆者將安裝在輪蓋側(cè)的部分葉高葉片引入串列擴(kuò)壓器前排，相關(guān)公開發(fā)表的研究表明，裝在輪蓋側(cè)的半葉高擴(kuò)壓器性能稍優(yōu)于其他形式的半葉高擴(kuò)壓器[8]，因此筆者將研究安裝在輪蓋側(cè)的半葉高擴(kuò)壓器，通過(guò)數(shù)值模擬分析部分葉高對(duì)串列擴(kuò)壓器性能的影響以及影響機(jī)理.

1 部分葉高串列擴(kuò)壓器模型

本文的離心葉輪型線來(lái)源于發(fā)動(dòng)機(jī)及渦輪機(jī)聯(lián)盟弗里的希哈芬股份有限公司(MTU)設(shè)計(jì)的開式后彎離心葉輪，其設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速為35 200 r/min,葉片數(shù)為15；擴(kuò)壓器則是Rothstein[8]設(shè)計(jì)完成的通道型擴(kuò)壓器，葉片數(shù)為23，該離心壓氣機(jī)設(shè)計(jì)質(zhì)量流量qm,d=2.405 kg/s.宋文杰[9]首先利用數(shù)值模擬獲得了該離心葉輪出口氣流參數(shù)(如出口氣流角、馬赫數(shù)等)的分布，然后根據(jù)串列葉柵設(shè)計(jì)方法,參考NACA平面葉柵實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)選擇NACA 65-(4A10)06作為葉型，為該離心葉輪設(shè)計(jì)了串列擴(kuò)壓器.表1給出了r3/r2=1.14條件下該串列擴(kuò)壓器前后排葉柵參數(shù)，r2、r3分別指離心葉輪出口和串列擴(kuò)壓器葉片進(jìn)口半徑(見(jiàn)圖1).

表1 串列葉柵幾何參數(shù)(r3/r2=1.14)

圖1 部分葉高串列擴(kuò)壓器示意圖

前后排葉片周向位置示意圖如圖2所示.為了獲得串列擴(kuò)壓器前后排葉片的最佳相對(duì)位置,首先令前后排葉片的相對(duì)周向位置LRCP分別為10%、20%、…、80%和90%，從而獲得9種串列擴(kuò)壓器模型，通過(guò)數(shù)值方法分析相對(duì)周向位置對(duì)離心壓氣機(jī)性能的影響，獲得性能最佳的串列擴(kuò)壓器.然后將部分葉高設(shè)計(jì)引入串列擴(kuò)壓器前排葉片，令串列擴(kuò)壓器前排葉片高度h與串列擴(kuò)壓器高度B的比值分別為20%、30%、…、90%和100%，形成不同的部分葉高串列擴(kuò)壓器，如圖1所示，h/B為100%時(shí)對(duì)應(yīng)采用全葉高串列擴(kuò)壓器的原離心壓氣機(jī).最后，通過(guò)數(shù)值模擬方法分析h/B對(duì)離心壓氣機(jī)性能及擴(kuò)壓器內(nèi)流動(dòng)的影響.

圖2 串列擴(kuò)壓器幾何示意圖

2 數(shù)值模擬方法與驗(yàn)證

2.1 流動(dòng)控制方程及邊界條件

數(shù)值模擬基于計(jì)算流體力學(xué)商用軟件CFX完成.流動(dòng)控制方程為N-S方程，湍流場(chǎng)通過(guò)SST湍流模型進(jìn)行模擬，近壁面使用自動(dòng)壁面處理函數(shù).控制方程組采用基于有限元的有限體積法進(jìn)行離散.

為了減小計(jì)算量，計(jì)算時(shí)僅考慮了旋轉(zhuǎn)葉輪域和擴(kuò)壓器域，離心葉輪的進(jìn)口和擴(kuò)壓器出口有適當(dāng)?shù)难娱L(zhǎng)段，計(jì)算域包含2個(gè)離心葉輪流道和3個(gè)擴(kuò)壓器流道，如圖3(a)所示.圖3(b)和圖3(c)分別為單葉片流道和單擴(kuò)壓器流道圖.計(jì)算域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行離散，為了保證近壁區(qū)的模擬精度，預(yù)設(shè)第一層壁面網(wǎng)格的y+等于1，計(jì)算域總網(wǎng)格數(shù)為102萬(wàn).數(shù)值模擬涉及進(jìn)口、出口、固體壁面、動(dòng)靜交界面以及周期性5類邊界條件.離心葉輪(擴(kuò)壓器)流道兩側(cè)采用節(jié)點(diǎn)一一對(duì)應(yīng)的周期性邊界條件，葉輪域與擴(kuò)壓器域的動(dòng)靜交界面則采用混合平面法處理，固體壁面給定無(wú)滑移條件，進(jìn)口指定進(jìn)口總溫、總壓(湍流強(qiáng)度設(shè)置為5%)，出口給出質(zhì)量流量條件.計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為1/Ω，Ω為離心葉輪旋轉(zhuǎn)角速度.

當(dāng)離心壓氣機(jī)運(yùn)行接近喘振時(shí)，其內(nèi)部流動(dòng)將出現(xiàn)明顯的非定常流動(dòng)特征，基于定常N-S方程很難獲得收斂的數(shù)值解.因此，在近喘振點(diǎn)，求解的控制方程為非定常N-S方程.另外，從離心壓氣機(jī)性能曲線可知，當(dāng)其運(yùn)行接近喘振工況時(shí)隨著質(zhì)量流量的減小壓比增長(zhǎng)梯度非常大，此時(shí)再采用質(zhì)量流量出口邊界條件不易收斂，改為壓力出口邊界條件.其他邊界條件和數(shù)值離散格式與定常流場(chǎng)求解相似，只是時(shí)間步長(zhǎng)從1/Ω改為5.839 55×10-6s，離心葉輪與擴(kuò)壓器的動(dòng)靜交界面處理改為瞬態(tài)轉(zhuǎn)子靜子法.

(a) 計(jì)算域整體

(b) 離心葉輪流道

(c) 擴(kuò)壓器流道

2.2 數(shù)值模擬方法驗(yàn)證

圖4給出了80%離心葉輪設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速(28 541 r/min)下、r3/r2=1.14時(shí)，原離心壓氣機(jī)的總壓比π*及等熵效率η隨質(zhì)量流量qm的分布，圖中實(shí)驗(yàn)值來(lái)自文獻(xiàn)[10]，且P1、P2、M和S1分別對(duì)應(yīng)近喘振點(diǎn)、稍遠(yuǎn)離喘振點(diǎn)、氣動(dòng)設(shè)計(jì)點(diǎn)和近堵塞點(diǎn).從圖4可以看出，無(wú)論是總壓比還是等熵效率，模擬值與實(shí)驗(yàn)值基本吻合，其中最大誤差出現(xiàn)在P2工況，總壓比的相對(duì)誤差值為3%.圖5為P1工況下，離心葉輪出口絕對(duì)速度和子午速度云圖.從圖5(a)可以看出，數(shù)值方法獲得的絕對(duì)速度稍大于實(shí)驗(yàn)值，與實(shí)驗(yàn)值相比，高速區(qū)的范圍更接近于流道中間而不是偏向吸力面.從圖5(b)可以看出，在流動(dòng)核心區(qū)，模擬值與實(shí)驗(yàn)值分布基本接近.但近輪轂側(cè)的模擬值的低速范圍要大于實(shí)驗(yàn)值.圖4和圖5表明，所采用的方法在離心壓氣機(jī)級(jí)的性能及內(nèi)部流場(chǎng)模擬方面均具有較好的精度，說(shuō)明本文數(shù)值模擬方法是可靠的.

(a) 總壓比

(b) 等熵效率

(a) 葉輪出口絕對(duì)速度

(b) 葉輪出口子午速度

3 計(jì)算結(jié)果與分析

對(duì)離心壓氣機(jī)而言，最重要的性能參數(shù)包括總壓比、等熵效率、喘振裕度以及穩(wěn)定工作范圍，因此首先分析前后排葉片相對(duì)周向位置的變化對(duì)離心壓氣機(jī)性能參數(shù)的影響.圖6給出了設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下，不同相對(duì)周向位置串列擴(kuò)壓器的離心壓氣機(jī)總壓比和等熵效率曲線.由圖6可知，當(dāng)LRCP增大時(shí)，離心壓氣機(jī)級(jí)的總壓比逐漸增大，等熵效率逐漸升高，在LRCP=30%時(shí)達(dá)到最大值，隨著LRCP繼續(xù)增大，總壓比逐漸減小，等熵效率降低.不過(guò)LRCP從10%增加到30%，級(jí)的總壓比和等熵效率的增長(zhǎng)幅度相對(duì)較小，當(dāng)質(zhì)量流量為2.36 kg/s時(shí)，總壓比增大了0.6%，等熵效率提高了0.44%.

(a) 總壓比

(b) 等熵效率

圖6 串列擴(kuò)壓器相對(duì)周向位置對(duì)離心壓氣機(jī)總壓比和等熵效率的影響

Fig.6 Influence of RCP on the total pressure ratio and isentropic efficiency

圖7給出了喘振裕度隨LRCP的變化趨勢(shì)，圖中縱坐標(biāo)為離心壓氣機(jī)的喘振裕度，其定義為

(1)

圖7 串列擴(kuò)壓器相對(duì)周向位置對(duì)離心壓氣機(jī)喘振裕度的影響

可見(jiàn)，當(dāng)LRCP=10%、20%和30%時(shí)，離心壓氣機(jī)喘振裕度相對(duì)較大，分別為7.04%、7.28%和7.15%；當(dāng)LRCP=40%和50%時(shí)，離心壓氣機(jī)喘振裕度迅速減小.這表明串列擴(kuò)壓器前后排葉片的相對(duì)周向位置對(duì)離心壓氣機(jī)的穩(wěn)定工作范圍有較大影響，LRCP在20%～30%內(nèi)較為有利.

筆者在LRCP=30%的串列擴(kuò)壓器基礎(chǔ)上，將擴(kuò)壓器前排葉片設(shè)計(jì)為部分葉高形式，并對(duì)離心壓氣機(jī)流場(chǎng)與性能進(jìn)行分析.圖8為設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速下、前排葉片相對(duì)高度h/B從20%增加到90%時(shí)，離心壓氣機(jī)的總壓比和等熵效率.由圖8可知，雖然h/B由20%增加到90%時(shí)，離心壓氣機(jī)的總壓比和等熵效率持續(xù)小幅下降，這表明串列擴(kuò)壓器前排葉片采用部分葉高設(shè)計(jì)將不利于離心壓氣機(jī)總壓比的增大和等熵效率的提高.從圖8還可以看出，采用部分葉高串列擴(kuò)壓器的離心壓氣機(jī)的性能曲線變得更為平坦，這說(shuō)明其穩(wěn)定工作范圍增加.圖9為離心壓氣機(jī)喘振裕度S隨前排葉片相對(duì)高度h/B的變化趨勢(shì).從圖9可以看出，喘振裕度隨h/B的增加呈先增加后減小的趨勢(shì)，當(dāng)h/B增加到80%和90%時(shí)，離心壓氣機(jī)在工作質(zhì)量流量大于設(shè)計(jì)質(zhì)量流量時(shí)已發(fā)生了喘振.當(dāng)擴(kuò)壓器前排葉片高度等于40%和50%的擴(kuò)壓器高度時(shí)，喘振裕度為8.6%和8.9%，相比全葉高串列擴(kuò)壓器的喘振裕度(7.1%)，分別增加了21%和25%；而由圖8可知，此時(shí)h/B為40%和50%的離心壓氣機(jī)的總壓比和等熵效率與全葉高時(shí)相比下降量都在0.9%～1.1%.這表明，在串列擴(kuò)壓器前排葉片采用部分葉高技術(shù)后，離心壓氣機(jī)的總壓比和等熵效率雖略有下降，但是合適的部分葉高串列擴(kuò)壓器能明顯增加離心壓氣機(jī)的喘振裕度和穩(wěn)定工作范圍.

(a) 總壓比

(b) 等熵效率

圖9 前排葉片相對(duì)高度對(duì)離心壓氣機(jī)喘振裕度的影響

圖10給出了額定工況下具有不同前排葉片相對(duì)高度的串列擴(kuò)壓器內(nèi)不同流向位置處的渦量云圖.圖10中，首先分析前排葉片所在流道部分，發(fā)現(xiàn)前排葉片尾緣處的尾跡范圍隨著前排葉片相對(duì)高度的增加而增加，且與h/B=100%時(shí)相比，由于葉根存在間隙，所以壓力面?zhèn)纫约叭~根的低能流體會(huì)在壓力面與吸力面?zhèn)鹊膲翰钭饔孟孪蛭γ鎮(zhèn)葯M向流動(dòng)，在葉根間隙形成泄漏渦.從圖10還可以看出，沿著流向，擴(kuò)壓器前排葉片輪轂側(cè)上的渦量較大區(qū)域不斷增加，且?guī)缀跽紦?jù)了整個(gè)流道的寬度，而當(dāng)h/B=100%時(shí)，此渦量較大區(qū)域只存在于前排葉片壓力面?zhèn)雀浇γ鎮(zhèn)葞缀醪淮嬖?由于受到前排葉片的影響，后排葉片吸力面?zhèn)鹊牧鞯烂黠@存在前排葉片的尾跡，且尾跡區(qū)域隨著前排葉片相對(duì)葉高的增加而增大.

圖10 氣動(dòng)設(shè)計(jì)點(diǎn)下擴(kuò)壓器內(nèi)的渦量云圖

圖11給出了前后排葉片流道的總壓損失系數(shù)ω隨h/B的變化曲線，圖中FVP表示前排葉片，AVP表示后排葉片.由圖11可知，隨著前排葉片相對(duì)高度h/B從10%逐漸增加到90%，前排葉片所在流道的總壓損失一直呈上升趨勢(shì).這種分布特點(diǎn)與圖10給出的渦量分布云圖吻合，也是采用部分葉高串列擴(kuò)壓器后離心壓氣機(jī)等熵效率與總壓比略降的原因.圖11表明后排葉片流道的總壓損失系數(shù)隨h/B的變化趨勢(shì)與前排葉片所在流道的總壓損失系數(shù)變化趨勢(shì)大致相同.

圖11 部分葉高串列擴(kuò)壓器內(nèi)總壓損失系數(shù)

4 結(jié) 論

(1) 串列葉柵相對(duì)周向位置對(duì)擴(kuò)壓器的擴(kuò)壓能力以及穩(wěn)定工作范圍有很大影響，前后排葉片相對(duì)周向位置LRCP在20%～30%內(nèi)較為有利.

(2) 在串列葉柵相對(duì)周向位置為30%的基礎(chǔ)上，對(duì)前排葉片使用部分葉高串列擴(kuò)壓器，并通過(guò)數(shù)值模擬方法分析了不同前排葉片相對(duì)葉高條件下的離心壓氣機(jī)性能.數(shù)值結(jié)果表明，在串列擴(kuò)壓器前排葉片采用部分葉高技術(shù)后，當(dāng)h/B為40%和50%時(shí)，離心壓氣機(jī)的總壓比和等熵效率雖略有下降，但是喘振裕度和穩(wěn)定工作范圍明顯增加.

[1] PAMPREEN R C.The use of cascade technology in centrifugal compressor vaned diffuser design[J].Journal of Engineering for Power,1972,94(3):187-192.

[2] JAPIKSE D.Centrifugal compressor design and performance[M].Vermont,USA:Concepts ETI Inc.,1996.

[3] SELEZNEV K P,GALERKIN I B.Centrifugal compressors[M].Leningred,Russia:Mashinostroenie,1982.

[4] 李紹斌,王松濤,馮國(guó)泰,等.串列葉柵后排靜葉周向位置對(duì)壓氣機(jī)性能影響的數(shù)值研究[J].工程熱物理學(xué)報(bào),2004,25(6):943-945.

LI Shaobin,WANG Songtao,FENG Guotai,etal.Numerical investigation on the compressor performances under different circumferential positions of the rear blades of tandem stator[J].Journal of Engineering Thermophysics,2004,25(6):943-945.

[5] 吳東坡,劉長(zhǎng)勝.離心壓縮機(jī)級(jí)半開式葉輪采用無(wú)葉和串列擴(kuò)壓器的性能分析[J].風(fēng)機(jī)技術(shù),2009(3):8-10,14.

WU Dongpo,LIU Changsheng.Performance analy-sis of vaneless and tandem diffuser on unshrouded impeller of centrifugal compressor stage[J].Compressor,Blower & Fan Technology,2009(3):8-10,14.

[6] 朱營(yíng)康,楊彥.半高導(dǎo)葉擴(kuò)壓器的研究[J].流體機(jī)械,1992,20(8):4-10.

ZHU Yingkang,YANG Yan.Study on the half vane diffuser[J].Fluid Machinery,1992,20(8):4-10.

[7] YOSHINAGA Y,KANEKI T,KOBAYASHI H,etal.A study of performance improvement for high specific speed centrifugal compressors by using diffusers with half guide vanes[J].Journal of Fluids Engineering,1987,109(4):359-366.

[8] ROTHSTEIN M.Entwicklung und experimentelle untersuchung eines radialverdichters mit beschaufeltem diffusor untersuchung eines radialverdichters mit beschaufeltem diffusor variabler geometrie[D].Aachen,Germany:RWTH Aachen,1993.

[9] 宋文杰.基于HALF GUIDE VANES串列葉柵擴(kuò)壓器設(shè)計(jì)[J].能源研究與信息,2015,31(4):234-241.

SONG Wenjie.Influence of relative circumferential position of tandem cascade on the performance of centrifugal compressor[J].Energy Research and Information,2015,31(4):234-241.

[10] ZIEGLER K U,GALLUS H E,NIEHUIS R.A study on impeller-diffuser interaction—part I:influence on the performance[J].Journal of Turbomachinery,2003,125(1):173-182.

Effect of Partial-height Tandem Diffuser on Performance of the Centrifugal Compressor

HUANGYueqing1,2,YANGAiling1,2,SONGWenjie1,2,CHENEryun1,2,DAIRen1,2

(1.School of Energy and Power Engineering,University of Shanghai for Science and Technology,Shanghai 200093,China; 2.Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering,Shanghai 200093,China)

To ensure the pressure ratio of a centrifugal compressor and simultaneously broaden its stable working range,the concept of partial-height blade was introduced to the design of tandem diffuser,and subsequently the effects of relative circumference position (RCP) and relative height of forward blade (RHFB) on the performance of the centrifugal compressor and tandem diffuser were researched by numerical simulation.Based on the tandem diffuser with 30% RCP,different partial-height tandem diffusers were designed with partial-height blades used on the front row.Results show that RCP significantly affects the diffusion ability and stable working range of the diffuser,and the best performance appears as RCP ranges from 20% to 30%.Compared to the whole blade height,the surge margin of centrifugal compressor with RHFB lying in 40%-50% may be increased by 21%-25%,when the total pressure ratio and isentropic efficiency would be reduced only by 1%.

centrifugal compressor; tandem diffuser; relative circumference position; partial-height blade; numerical simulation

2015-11-13

2016-03-26

上海市科委基地建設(shè)資助項(xiàng)目(13DZ2260900)

黃月晴(1991-)，女，安徽宣城人，碩士研究生，研究方向?yàn)閯?dòng)力機(jī)械.電話(Tel．)：18110351223；E-mail：huangyueqing1991@outlook.com．

1674-7607(2017)01-0026-07

TH452

A 學(xué)科分類號(hào)：470.30