變工況下動葉安裝角異常對軸流風機氣動和噪聲特性的影響

李春曦， 尹 攀， 葉學民

（華北電力大學 電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室，保定071003）

動葉可調軸流風機具有徑向尺寸小、重量輕、流量大、啟動力矩小和適應性強等優點．其通過改變動葉安裝角不僅可以高效地實現工況調節，而且可避免小流量下容易進入失速區的不足，是一種高效節能的運行方式，因此正逐步成為大型鍋爐送風機、一次風機和其他通風系統的主流選擇［1］．

隨著軸流風機向大型化和精密化發展，其內部結構日趨復雜，運行過程中出現了新的不安全因素，如變工況時動葉安裝角發生非同步調整現象，由此誘發風機異常振動和噪聲增加，嚴重時可能導致風機停機檢修．目前，對風機的研究主要是針對離心風機［2］，對軸流風機的研究主要集中于葉片受力斷裂［3］、不同工況下的氣動特性［4－6］、噪聲特性［7－9］、失速與喘振［1］等方面．有關動葉安裝角異常對軸流風機的影響，僅有葉學民等［10－11］對異常葉片安裝角正向偏離6°、12°和18°下的內流特征和運行性能進行了研究．而在實際運行中，因負荷調整需要，軸流風機常處于變工況運行，故易發生動葉大角度偏離現象（圖1），由此改變了軸流風機運行性能并影響其安全運行，而變工況下葉片安裝角大角度偏離對風機內流特征、噪聲和運行性能的影響尚未見相關研究報道．因此，深入研究動葉可調軸流風機變工況下葉片安裝角異常時的影響具有一定的現實意義和參考價值．

圖1 單動葉大角度偏離Fig．1 Larger drift of single blade installation angle

筆者以帶后導葉的OB－84型軸流風機為研究對象，通過對多種工況下單動葉安裝角發生不同程度偏離時風機內的流場特征進行三維數值模擬，分析風機全壓、效率、內流和噪聲特征的變化，并與正常情形下進行比較，以探討風機內流特征和宏觀性能的變化．

1 數值計算方法

1．1 幾何模型

以OB－84型軸流風機為研究對象，幾何模型見圖2，其結構包括集流區、動葉區、導葉區和擴壓區等4部分．風機轉速為1 200r／min，動葉外徑D為1 500mm，葉片數為14，采用NACA翼型葉片，導葉數為15，動葉與導葉沿圓周方向均勻分布，風機輪轂比為0．6，葉頂間隙為5mm．該風機動葉安裝角定義為1／2葉高所在截面處的翼弦與圓周方向間的夾角，其初始值為32°（圖3）．圖3為動葉安裝角正向和反向偏離時的動葉位置示意圖．

圖2 OB－84型軸流風機結構示意圖Fig．2 Structural diagram of an OB－84axial flow fan

圖3 動葉異常偏轉示意圖Fig．3 Schematic diagram of installation angle deviation

1．2 控制方程及邊界條件

控制方程采用雷諾時均方程和雙方程Realizable k－ε湍流模型．因Realizable k－ε湍流模型可準確地模擬旋轉流計算、帶方向壓強梯度的邊界層計算和分離流等問題，因此適合OB－84型軸流風機的數值計算．采用有限體積法離散控制方程，壓力－速度耦合采用Simplec方法．方程中的變量和黏性參數采用二階迎風格式離散，近壁區采用標準壁面函數．為提高計算精度，對流項和擴散項分別采用二階迎風差分格式．以集流器進口截面和擴壓器出口截面作為模擬區域的進口和出口，進口邊界條件為速度進口，出口邊界條件為自由出流．

對總網格數分別為120萬、196萬、246萬和312萬等情形進行了模擬和對比，殘差要求小于10－4．結果表明，網格數為120萬和196萬時的計算結果精度不高，246萬網格與312萬網格時的流動特征基本相同，但計算量顯著減小，因此采用246萬網格進行模擬．風機整體取非結構化網格，其中動葉區和導葉區分別為91萬和48萬網格，對葉頂間隙進行網格加密處理．圖4給出了風機全壓的模擬結果與原試驗值的比較．由圖4可知，模擬值與試驗值吻合良好，在模擬范圍內的最大偏差和平均偏差分別為2．61%和1．44%，設計工況下的偏差僅為0．18%，表明所用計算模型和網格數可準確地反映該風機的性能，保證了數值模擬的可靠性．

圖4 風機全壓的數值模擬結果與試驗值的比較Fig．4 Comparison of fan total pressure between simulated and experimental results

1．3 聲場預估

采用寬帶噪聲源模型模擬葉輪區域的噪聲源分布．因噪聲沒有固定的頻率，在涉及寬頻噪聲的情形下，通過求解雷諾時均方程得到湍流參數的統計學分布，并采用聲學類比的方法獲得寬帶噪聲源的分布．聲功率W 和聲功率級LW的表達式分別為

式中：ρ0為氣體密度，kg／m3；a0為聲速，m／s；l為湍流尺度，m；u為氣流速度，m／s；c為常數；W0為基準聲功率，其值為10－12W．

2 計算結果及分析

為研究變工況下異常動葉安裝角偏離度Δβ的影響，假定某單動葉發生正向偏離度Δβ＝10°、Δβ＝20°、Δβ＝30°、Δβ＝40°、Δβ＝50°和反向偏離度 Δβ＝－10°、Δβ＝－20°、Δβ＝－30°等情形，Δβ＝0°表示正常狀態．變工況取流量系數φ為0．20、0．223、0．25和0．27的情形進行研究，其中φ＝0．223為設計流量．

2．1 異常葉片正向偏離

2．1．1 變工況下Δβ對風機性能的影響

表1給出了葉片安裝角正常和5種異常正向偏離情形下的全壓和效率．由表1可知，當流量系數φ一定時，隨著Δβ增大，全壓和效率總體呈降低趨勢．當Δβ＝10°時，與Δβ＝0°時相比，雖然全壓在φ＝0．25和φ＝0．27工況下明顯提高，但效率卻有所降低．當Δβ＝20°時，全壓和效率均顯著降低，與Δβ＝0°時相比，φ為0．20、0．223、0．25和0．27工況下全壓分別降低46%、37%、22%和10%，效率分別降低30%、25%、18%和13%，即大流量下全壓和效率的降低幅度相對較小．當Δβ≥30°時，全壓與效率的降低幅度有所減緩，表明隨著Δβ增大，Δβ的影響逐漸減小．當Δβ＝40°和Δβ＝50°時，各工況下的全壓和效率約為正常風機的50%左右，此時風機的運行性能已經嚴重惡化．值得注意的是，當Δβ＝0°時，設計流量下的效率最高，而當Δβ＝10°和Δβ＝20°時，最高效率點ηmax位于φ＝0．25和φ＝0．27等大流量區，當Δβ≥30°時，ηmax又逐漸恢復到設計工況點，其中Δβ＝40°對應的ηmax位于φ＝0．20的小流量區．

表1 正向偏離下的風機全壓和效率Tab．1 Total pressure and efficiency of fan under cocurrent deviation

當動葉安裝角偏離嚴重時，即Δβ≥20°，因沖角增大引起邊界層分離以及尾渦損失、沖擊損失和二次流損失等顯著增大，由此改變風機內的流場和壓力場，從而導致風機全壓和效率均迅速降低．隨著Δβ進一步增大，異常葉片引起的能量損失的增加幅度有限，因此全壓和效率下降幅度減小，但與正常情形相比，已嚴重影響了風機性能，并使風機不穩定工作區擴大，容易造成機組運行的不穩定．

2．1．2 動葉出口截面處的總壓分布

為分析變工況下沿周向和徑向上風機內流特征及異常葉片對其他周向流道的影響，取距離葉片后緣50mm處的動葉出口截面上的總壓分布作為研究對象．此截面處，流動特征受動、靜葉的相互作用，且流動發展較為充分，可在一定程度上反映當地內流特征的典型變化．圖5給出了正向偏離下出口截面處的總壓分布，圖中標出了異常葉片投影區和葉輪旋轉方向．盡管異常葉片對整個周向流場均有影響，但其影響主要集中在異常葉片周向下游的若干流道，因此圖5僅給出總壓變化比較劇烈的區域．

由圖5（a）表明，當動葉調節處于正常狀態時，周向上的總壓基本上呈現周期性分布．小流量φ＝0．20下，各流道內均存在一顯著高壓區，此時對應的風機全壓最高，其原因為在葉輪轉速保持不變的情況下，通過風機的流量越小，單位質量流體獲得的機械能越多，因此其總壓越高．隨著流量增加，總壓總體呈降低趨勢，且葉頂間隙處的低壓區也趨于明顯，總壓變化與表1中數據反映的趨勢一致．當某一葉片安裝角發生偏離時，異常葉片擾亂了總壓在周向上的周期性分布，在異常葉片附近呈現非周期性分布（見圖5（b）～圖5（f）），其影響主要集中在異常葉片周向下游的多個流道，這與動葉旋轉方向保持一致．與圖5（a）進行比較可知，雖然Δβ增大使對應的總壓峰值均高于Δβ＝0°時的情形，但在異常葉片的周向相鄰流道形成塊狀的低壓區或涵蓋周向多個流道的低壓帶，因此，總體上總壓仍呈降低趨勢．

圖5 正向偏離下動葉出口截面處的總壓分布Fig．5 Total pressure distribution on exit surface under cocurrent deviation

由圖5（b）可知，當Δβ＝10°時，異常葉片周向下游流道的總壓分布十分紊亂；φ＝0．20時，在周向下游流道的葉高中部和頂部形成2個明顯低壓區，在其附近的葉頂和葉根處存在一較小的高壓區；隨著流量增加，異常葉片周向相鄰流道的低壓區逐漸擴大（φ＝0．223和φ＝0．25時），在φ＝0．27時低壓區演變為中壓區，而遠離異常葉片的低壓區隨流量增加先演變為中壓區（φ＝0．223和φ＝0．25時），而后演變為覆蓋范圍較大的低壓區（φ＝0．27時）．由圖5（c）可知，當Δβ＝20°時，異常葉片周向下游流道的低壓區進一步擴大，尤其是φ＝0．223和φ＝0．27時，低壓區演變為包括周向數個流道的低壓帶，嚴重惡化了其內流特征，從而導致風機全壓與效率迅速降低；當Δβ≥30°時，低壓區逐步演變為低壓帶，且隨流量增加，其影響區域沿旋轉方向從葉高中下部擴展至葉高中上部．由圖5（e）和圖5（f）可知，Δβ＝40°和Δβ＝50°對應的低壓帶沿徑向進一步擴大，其范圍覆蓋整個流道的大部分并延長至周向多個流道，且低壓區的總壓也有所降低，這一特征在φ＝0．27時表現得更為明顯．

異常葉片安裝角的偏離改變了周向總壓的周期性分布，其影響主要集中在沿旋轉方向的周向下游流道，這是因為異常動葉使進入該流道內的氣體總量減小，排擠的流量在葉輪旋轉作用下分配給下游多個流道，從而影響其周向下游流道流動特征，遠離異常葉片的周向下游流道及其上游流道則幾乎不受影響．而且偏離程度和風機流量越大，其影響越顯著，具體表現為隨Δβ增大，異常葉片誘發的相鄰流道內的低壓區逐漸演變為包括周向多個流道的低壓帶，并隨流量增加，其影響范圍沿旋轉方向從葉高中下部擴展至葉高中上部，低壓帶的總壓值進一步減小，由此導致全壓和效率降低．

2．1．3 變工況下Δβ對風機噪聲的影響

異常葉片對軸流風機的另一宏觀影響表現為噪聲變化．表2給出了不同工況下Δβ對風機最大聲功率級LWmax的影響．由表2可知，隨流量增加，LWmax總體呈增大趨勢，大流量φ＝0．27下的LWmax總體最高，其值基本在135～143dB．Δβ的影響在不同工況下有所不同，在φ＝0．223和φ＝0．25工況下，LWmax隨Δβ增大而增大；在φ＝0．20工況下，LWmax在Δβ＝0°～40°內逐漸增大，而在 Δβ＝50°時略有減小；當φ＝0．27時，LWmax的最大值出現在 Δβ＝20°時，而隨Δβ的進一步增大，LWmax則減小．對比各工況下的噪聲可知，Δβ的影響主要體現在φ＝0．20～0．25內LWmax的增大．另外，與全壓和效率的變化類似，Δβ對噪聲的影響在10°～30°時相對顯著，而在40°～50°時較有限，但LWmax仍保持在130dB以上．

為進一步研究變工況下異常葉片安裝角偏離度對動葉區噪聲分布的影響，圖6給出了動葉中間截面處的聲功率級分布．由圖6（a）可知，正常情形下，各工況下流道內的聲功率級均呈周期性分布，最大噪聲源集中在葉頂和葉片表面的較小區域，其值為85dB，這與氣流流經葉片時由邊界層分離及漩渦破碎等引起的葉頂間隙與葉片表面的流動變化有關．流道中部存在一顯著低噪區，隨流量增加，低噪區進一步擴大且靠近葉片吸力面，這是由葉輪旋轉效應所導致的．

表2 正向偏離下的聲功率級Tab．2 Acoustic power level under cocurrent deviation dB

隨Δβ增大，在異常葉片的周向相鄰流道形成高噪區，或在周向下游多個流道形成高噪帶，而低噪區的范圍逐漸減小或消失，使得風機噪聲總體呈增大趨勢．當Δβ＝10°（圖6（b））時，異常葉片壓力面附近產生一聲功率級為100dB的高噪區（φ＝0．20），隨流量增加，該高噪區逐漸變小直至消失（φ＝0．25～0．27），低噪區的范圍較圖6（a）有所減小，但其數值有所增大，此時異常葉片的影響主要集中在其周向相鄰流道．當Δβ＝20°（圖6（c））、φ＝0．20～0．223時，形成了延續周向下游多個流道、位于葉高中上部的高噪帶；當φ＝0．25和φ＝0．27時，高噪帶退化為只影響異常葉片周向相鄰流道的高噪區．當Δβ＝30°（圖6（d））時，雖然聲功率級峰值與Δβ＝20°時相同，但與圖6（c）相比，在φ＝0．20～0．25內均形成高噪帶，且其范圍沿徑向進一步變寬，φ＝0．27時的高噪區也擴展至周向下游2個流道．當Δβ＝40°和Δβ＝50°時，高噪帶的影響區域基本不變，但與圖6（d）相比，周向下游相鄰流道內的高噪區進一步擴展至整個徑向流道，而且上游流道內的葉高中上部也存在一個明顯的高噪區．由此猜測，因異常角度增大導致邊界層脫離區范圍擴大，造成脫落的渦流與流道內主流的相互作用增強，從而導致風機噪聲增大．

綜上所述，Δβ＝10°時對噪聲分布的影響僅局限在異常葉片周向附近的單個流道，Δβ＝20°和Δβ＝30°時的影響擴展至周向多個流道，并形成狹長的高噪帶，導致風機噪聲提高，Δβ＝40°和Δβ＝50°時的高噪帶進一步變寬，且其影響范圍逆旋轉方向移動一個流道．在同一Δβ下，隨流量增加，高噪帶有減小趨勢．

圖6 正向偏離下中間截面的聲功率級分布Fig．6 Acoustic power level distribution on middle surface under cocurrent deviation

2．2 異常葉片反向偏離

2．2．1 變工況下Δβ對風機性能的影響

表3給出了動葉反向異常偏離時風機全壓和效率的變化．由表3可知，反向偏離時全壓和效率均低于正常值，且隨Δβ增大，全壓和效率均呈現降低趨勢．與異常葉片正向偏離時類似，當Δβ＝－10°時，全壓和效率約下降10%，而當Δβ＝－20°和Δβ＝－30°時，全壓和效率則急劇下降，嚴重影響風機的正常運行．與正向偏離不同的是，Δβ＝－10°～－30°時，在整個流量范圍內全壓和效率均低于正常情形下的值，且效率最高點ηmax大多處于設計流量下（Δβ＝－10°時對應的ηmax位于φ＝0．25下）．當Δβ＝－20°時，在整個流量范圍內全壓降低24．6%～28．7%，效率降低18%～19%，且小流量區所受的影響大于大流量區所受影響．

表3 反向偏離下的風機全壓和效率Tab．3 Total pressure and efficiency of fan under countercurrent deviation

與表1相比可知，異常葉片反向偏離時的影響總體小于正向偏離時，這是由于異常葉片正向偏離時，因沖角增大導致沖擊損失和二次流損失增大，尤其安裝角偏離度Δβ較大（如圖1）的情形，異常葉片會使流道中產生顯著的漩渦損失和沖擊損失，并堵塞兩側流道，使通過此流道的流體被排擠到相鄰流道，同時伴隨葉輪的旋轉效應，進一步加劇了異常葉片引起的流場畸變對周向下游流場的影響．而在反向偏離情形下，沖角變化引起的內流損失相對較小，異常葉片并未嚴重堵塞流道，受排擠的流體量也較少，在一定程度上削弱了異常葉片對下游流場的影響，因此正向偏離情形下對風機性能的惡化程度大于反向偏離情形．

為比較異常葉片在相同偏離程度、不同偏轉方向時的影響，表4給出了相同Δβ下同向和反向偏離時全壓和效率的差值．由表4可知，Δβ＝10°對應的全壓和效率在φ＝0．223、φ＝0．25和φ＝0．27時均高于Δβ＝－10°時，且隨流量增加，其差值增大；當偏離20°時，僅在φ≥0．25內正向偏離時的全壓高于反向偏離，而效率僅在φ≥0．27時才呈現正向偏離時的值較高；當偏離30°時，在幾乎整個流量范圍內，正向偏離下的全壓和效率均低于反向偏離下，即隨偏離程度的增大，異常葉片反向偏離下的值總體大于正向偏離下的值．

表4 不同偏離方向下全壓和效率差值的比較Tab．4 Comparison of total pressure and efficiency under different deviations of installation angle

2．2．2 動葉出口截面處的總壓分布

異常葉片反向偏離造成流場畸變，形成與正向偏離有所不同的內流特征．圖7給出了反向偏離下出口截面處的總壓分布．由圖7（a）可以看出，Δβ＝－10°時，隨流量增加，動葉出口截面處的總壓降低很快，這與全壓變化趨勢一致，異常葉片對周向下游流道總壓的影響十分明顯，且異常葉片兩側壓差有所減小（與圖5（b）相比），從而可減小該葉片的葉頂泄漏損失．另外，流道內形成的高壓區零散地分布在異常葉片周向附近及下游的2個流道內（φ＝0．20），隨流量增加，高壓區逐漸減小直至消失，并衍生出零散的小范圍低壓區（φ＝0．25）和覆蓋整個周向相鄰流道的低壓區（φ＝0．27）．當Δβ＝－20°時，在φ＝0．20和φ＝0．223下葉根區形成狹長的低壓帶，延伸至異常葉片周向下游的多個流道；在φ＝0．25和φ＝0．27時，低壓帶進一步畸變，造成異常葉片周向下游流場嚴重紊亂，且低壓帶由葉根部逐步擴散到葉頂區．當Δβ＝－30°時，低壓帶的影響區域進一步擴大，主要集中在葉根區，異常葉片周向下游相鄰流道內的低壓區幾乎占據整個流道．

圖7 反向偏離下出口截面處的總壓分布Fig．7 Total pressure distribution on exit surface under countercurrent deviation

對比圖7中的總壓分布可知，隨Δβ增大，雖然高壓區峰值逐漸增大，但其作用范圍十分有限，與此同時，低壓區對應的總壓值卻明顯減小，且低壓帶的影響范圍十分顯著，因此，隨Δβ增大，風機全壓和效率大幅降低．

2．2．3 變工況下Δβ對風機噪聲的影響

表5給出了異常葉片反向偏離時的風機最大聲功率級LWmax．由表5可知，在φ＝0．20～0．25內，隨Δβ增大，LWmax呈增大趨勢；在φ＝0．27時，Δβ＝－10°和Δβ＝－20°對應的LWmax基本不變，LWmax最小值出現在 Δβ＝－30°，且低于正常情形下的LWmax．在Δβ＝－20°下，與 Δβ＝0°相比，φ 為0．2、0．223、0．25和0．27下LWmax分別增大了8．50dB、5．24dB、4．8dB和1．15dB．另外，與表2相比可知，在偏離度均為10°和20°時，正向偏離對風機噪聲的影響大于反向偏離；在偏離度均為30°時，反向偏離對風機噪聲的影響更顯著．

表5 反向偏離下的聲功率級Tab．5 Acoustic power level under countercurrent deviation dB

圖8給出了異常葉片反向偏離時不同工況下的聲功率級分布．與正向偏離時相比，反向偏移時的聲功率級分布存在明顯差異．由圖8（a）可知，當Δβ＝－10°時，除φ＝0．25外，在異常葉片周向上下游流道內形成占據流道近80%的低噪區；當φ＝0．25時，流道內的低噪區相對較小且靠近葉高中下部，周向上的聲功率級整體較高，因此與Δβ＝0°時相比，其噪聲顯著提高（見表5）；當φ＝0．27時，流道內的低噪區有進一步擴大的趨勢．由圖8（b）可知，當Δβ＝－20°時，異常葉片使得周向下游多個流道內的低噪區消失或顯著減小，在周向下游第二個流道出現一個明顯高噪區，周向下游處的整體噪聲級明顯提高；隨流量增加，此高噪區變小，且在異常葉片吸力面相鄰流道出現一個高、低噪區的交界區域，隨流量增加此交界區域延伸至軸轂．由圖8（c）可知，當Δβ＝－30°、φ＝0．20時，在葉頂形成一個狹長高噪帶，且隨流量增加該高噪帶有減小的趨勢．與圖8（b）相比，由左側標尺值可知，Δβ＝－30°時的聲功率級整體高于Δβ＝－20°時，因此風機噪聲隨Δβ增大呈升高趨勢，這與表4中所給數據的變化趨勢一致．

圖8 反向偏離下中間截面的聲功率級分布Fig．8 Acoustic power level distribution on middle surface under countercurrent deviation

3 結 論

（1）異常葉片正向偏離時，隨Δβ增大，全壓和效率總體呈降低趨勢，且Δβ≥20°時全壓和效率迅速降低；當Δβ≤20°時，小流量下全壓和效率的降低幅度相對顯著，而Δβ≥30°時，對大流量下的風機性能影響明顯．異常葉片對內流特征的影響主要集中在沿旋轉方向的周向下游流道，并引起流場不同程度畸變，隨Δβ增大，異常葉片誘發的周向相鄰流道內的低壓區逐漸演變為包括周向多個流道的低壓帶；隨流量增加，其影響范圍沿旋轉方向從葉高中下部擴展至葉高中上部，低壓帶總壓值進一步減小．Δβ對風機噪聲的影響主要體現在φ＝0．20～0．25內；Δβ＝10°時對噪聲分布的影響僅局限在異常葉片附近的周向單個流道，Δβ＝20°和Δβ＝30°時的影響擴展至周向多個流道，并形成狹長的高噪帶，加劇了風機噪聲的提高，Δβ＝40°和Δβ＝50°時高噪帶進一步變寬．

（2）異常葉片反向偏離時對全壓和效率的影響總體小于正向偏離時．隨Δβ增大，形成集中在葉根區的低壓帶，隨流量增加該低壓帶有所拓寬．總壓分布中，雖然高壓區峰值隨Δβ增大逐漸增大，但范圍有限，而低壓區總壓值卻顯著減小，且影響范圍較大．對最大聲功率級的影響，在偏離程度為10°和20°時，正向偏離對噪聲的影響大于反向偏離；在偏離程度為30°時，反向偏離的影響更顯著，且隨流量增加，高噪帶呈減小趨勢．與正向偏離時相比，反向偏離時的聲功率級分布有顯著不同．

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