動葉安裝角異常反向偏離對軸流風機性能的影響

葉學民， 李春曦， 尹 攀

（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）

動葉可調軸流風機作為一種通用流體機械廣泛應用于電力、冶金、石化、煤炭和礦山等領域.該風機的動葉調節系統允許連續調整轉子的動葉角度以滿足不同工況下的風量需求，具有很高的調節效率.但部分風機的工作環境非常惡劣，如輸送含有粉塵的兩相介質，因粉塵顆粒進入調節結構引發卡澀，從而導致風機動葉調節異常［1］.另外，由于動葉調節機構精密，動葉的安裝質量也是導致葉片出現非同步調節的重要原因之一［2］.

對于此類大型回轉機械，現場不僅難以獲取動葉異常偏轉時的有效數據，而且更難捕獲風機的內流特征及其細節.近年來，數值模擬方法給葉輪機械的研究提供了契機［3］.目前，對軸流風機的研究多集中在大型軸流風機的失速與喘振現象［2，4］、葉頂間隙處的泄漏流動和泄漏渦特征［5－7］以及低速軸流風機的前緣滯流區特征和后緣尾跡特征［8］.對其噪聲的研究則主要關注葉頂間隙產生的漩渦與噪聲間的關系［9］、變工況下葉尖間隙誘發的噪聲特征［10］及葉片非等間距周向布置時的降噪機理［11］等方面.而對于動葉異常對軸流風機性能造成的影響，僅葉學民等［12－14］模擬分析了動葉安裝角小角度異常、多葉片相鄰和相間時的風機內流特征和運行性能的變化.

在動葉調節過程中，異常動葉偏轉方向與正常調整方向相反（即動葉安裝角出現反向偏離）也是動葉異常偏轉的現象之一，這會導致軸流風機出力不足，甚至引發喘振和失速等更大危害.然而，對于兩異常葉片反向偏離時，異常葉片安裝角偏離度和異常葉片間的相位關系對風機性能的影響尚未有文獻進行報道.筆者以OB－84型動葉可調軸流風機為例，通過研究兩異常葉片反向偏離情形下的風機性能曲線及特征截面上的總壓、熵產率和噪聲分布變化，探討異常葉片安裝角偏離度和相位關系對風機性能的影響.

1 數值計算方法

1.1 幾何模型

以OB－84型動葉可調軸流風機為研究對象［15］（見圖1），該風機轉速為1 200r／min，動葉外徑為1 500mm，葉片數為14，采用NACA翼型葉片；導葉數為15，動葉與導葉沿周向均勻分布，風機輪轂比為0.6，葉頂間隙為5mm.

1.2 數學模型

風機整體采用非結構化網格（圖1），對葉頂間隙處進行網格加密處理.模擬中，分別對網格數為1 96萬、246萬和312萬等情況的模擬結果與原性能曲線進行了比較.結果表明，當網格數為246萬時，模擬范圍內風機全壓和效率的平均偏差分別為1.44%和5.0%，可滿足流場細節分析的要求，且有效縮短了計算時間.因此，筆者所進行的模擬計算選用246萬網格數，其中動葉區和導葉區的網格數分別為91萬和48萬.

控制方程組采用帶旋流修正的Realizable k－ε湍流模型，該模型適用于旋轉流動、強逆壓梯度的邊界層流動、流動分離和二次流等情形［12－14］.以集流器進口截面和擴壓器出口截面作為模擬區域的進、出口，進口邊界條件為速度進口，出口邊界條件為自由出流.

圖1 軸流風機結構及計算域網格Fig.1 Structural diagram and grid division of the axial fan

1.3 熵產率計算模型

為考察葉片異常時引起的流動損失變化，采用熵產率分布特征來進行分析.風機內單位體積的熵產率包括黏性耗散引起的熵產率sVD和湍流耗散引起的熵產率sTD［16］：

式中：εij和ε′ij分別為平均流場和脈動流場的變形率張量；μ和T分別為流體的動力黏度和溫度；“－”表示時均值.

因sTD含有速度脈動項而無法直接計算得到，此處采用Kock等［17］的簡化計算模型：

式中：ε為湍流耗散率，m2／s3；ρ為流體密度，kg／m3.

2 計算結果及分析

為分析兩異常動葉的安裝角偏離度和所處相位變化對風機性能的影響，選取兩異常動葉的相位關系如圖2所示，其中相位關系分為相間（1號和2號，1號和3號）和相對（1號和4號）等3種情形.安裝角偏離度Δβ選10°、20°和30°，當Δβ＝0°時表示葉片安裝角處于正常狀態.取動葉區出口截面上的總壓分布、中間截面上的熵產率和噪聲分布來分析風機周向截面上內流特征的變化.

圖2 異常動葉間的相位示意圖Fig.2 Schematic diagram of phases between abnormal blades

2.1 運行性能和內流特征的變化

2.1.1 運行性能曲線

圖3和圖4分別給出了兩動葉異常時對風機運行性能的影響.由圖3和圖4可知，兩動葉異常時的全壓（p）和效率（η）曲線嚴重偏離正常值，并且隨Δβ的增大，風機全壓和效率均大幅下降，因此，風機性能更加惡化.且兩異常葉片間的相位影響在不同Δβ下也有所不同.

由圖3（a）和圖4（a）可知，當Δβ＝10°時，全壓維持在2 000Pa以下，異常葉片間的相位變化對全壓和效率的影響程度基本相同，異常葉片為1號和2號時的影響最大，為1號和3號時的影響最小.與原性能曲線相比，最高效率點由設計流量系數φ＝0.223移至大流量區φ＝0.24，且隨流量的增大，效率降幅更大.由圖3（b）和圖4（b）可知，當Δβ＝20°時，風機全壓和效率進一步降低.此時，2種相間關系的影響大體類似，但1號和2號相位關系的影響較弱，而異常葉片為相對關系的影響明顯高于相間關系，由此對應的全壓和效率值明顯低于后者.而受異常葉片影響，最高效率點移至小流量系數φ＝0.21附近.由圖3（c）和圖4（c）可知，Δβ＝30°時的性能曲線變化與Δβ＝20°時類似，但風機性能顯著惡化，此時全壓最大值已降低至正常值的50%以下.值得注意的是，當風機處于大流量區φ≥0.25時，異常葉片影響下的風機全壓僅為數百帕，且效率低于50%.尤其相對關系的異常葉片在φ＝0.27時，其全壓僅為63Pa，效率為3%，此時風機的做功能力幾乎喪失，不能起到輸送流體的作用.

圖3 不同Δβ下異常葉片相位對全壓的影響Fig.3 Effects of phase andΔβof abnormal blades on full pressure

圖4 不同Δβ下異常葉片相位對效率的影響Fig.4 Effects of phase andΔβof abnormal blades on fan efficiency

為進一步分析異常葉片對風機性能的影響程度，表1給出了在設計流量系數下，與正常狀態相比，在異常葉片相位和安裝角偏離度Δβ影響下全壓和效率的相對變化率.由表1可知，在相同Δβ下，隨異常葉片間隔的增大，全壓和效率的相對變化率總體呈增大趨勢，即風機全壓和效率總體降低.這是因為隨著異常葉片間隔的增大，單個異常葉片對流場的獨立影響逐漸顯著，對流場原有周向對稱性的破壞逐漸加劇，進一步擴大了異常葉片引起的流場畸變對風機整體流場的影響區域（見下文內流特征分析）；而且，因異常葉片擾動區增大，使得邊界層脫離區作用范圍擴大，造成脫落的渦流與流道內的主流相互作用區域增大，導致風機全壓和效率降低.由此導致對異常葉片附近流道和旋轉方向下游流道內流特征的總體影響逐漸加劇，并造成當地流動損失增大，且由表1可知，隨著Δβ的增大，該不利影響更為突出.

表1 全壓和效率的相對變化率Tab.1 Relative variation of full pressure and efficiency%

2.1.2 總壓分布

風機通常在設計工況下運行，因此，針對設計工況分析葉片安裝角正常時的風機內流特征，并比較異常葉片相位和Δβ對風機性能的影響.圖5為葉片安裝角正常時動葉出口截面上的總壓分布，由圖5可知，總壓在周向上總體呈周期性對稱分布，而徑向上總壓的高壓區集中在葉高中上部，這也是葉片對氣流做功、總壓得以提高的主要區域［13，18］.

圖5 正常工況下出口截面上的總壓分布Fig.5 Total pressure contour on outlet cross section under normal condition

受葉輪旋轉影響，在相鄰葉片間的流道內也形成明顯的高壓區.圖6～圖8給出了相位關系和安裝角偏離度Δβ對出口截面總壓的影響.由圖6～圖8可知，異常葉片不僅改變了總壓周向分布的對稱性，而且不同相位和Δβ下的總壓分布形態也明顯不同.當Δβ＝10°時（圖6），異常葉片為1號和2號、1號和4號時在異常葉片附近出現了相對低壓區（總壓低于1 400Pa），而葉片異常為1號和3號時則出現多處高壓區（總壓高于3 400Pa）.因此，相位為1號和3號時對應的風機全壓較高，這與圖3（a）所得結論一致.

圖6 Δβ＝10°時出口截面上的總壓分布Fig.6 Total pressure contours on outlet cross section atΔβ＝10°

當Δβ＝20°時（圖7），低壓區范圍進一步擴大.異常葉片為1號和2號時，在葉根區產生帶狀低壓區，沿旋轉方向擴展至葉高中部.當異常葉片為1號和3號時，低壓范圍由葉根區擴大至下游流道的葉頂區，形成覆蓋整個流道的低壓帶.當異常葉片為1號和4號時，形成基本對稱的總壓分布，其低壓區也延續至異常葉片下游流道的葉頂區.對比圖7中各圖可知，相間異常葉片對內流特征的影響有疊加效應，而相對異常葉片的影響范圍有限，因而其總壓基本呈對稱分布.

當Δβ＝30°時（圖8），葉片安裝角偏離度進一步增大，且與葉輪旋轉方向相同，因而造成內流特征的顯著惡化，嚴重影響風機的整體性能.因此，低壓區總壓數值進一步降低，范圍擴大至覆蓋異常葉片下游的多個流道.其中，相對關系時的低壓區變化最為顯著，影響范圍也增大至下游多個流道的大部分區域，這一影響與宏觀上風機全壓和效率顯著降低的結論一致（圖3（c）和圖4（c））.另外，除異常葉片為1號和3號時的總壓分布有局部高壓區出現外，其余2種情形對內流特征的影響主要表現為低壓區的變化，且周向大部分區域均受異常葉片的影響.

圖7 Δβ＝20°時出口截面上的總壓分布Fig.7 Total pressure contours on outlet cross section atΔβ＝20°

圖8 Δβ＝30°時出口截面上的總壓分布Fig.8 Total pressure contours on outlet cross section atΔβ＝30°

2.1.3 熵產率分布

熵產率可用于描述流場中能量損失的當地細節特征，從而反映該過程的不可逆程度［16－17］.取動葉區中間截面上的熵產率分布作為其平均變化來研究徑向和軸向上的內流損失.圖9為設計流量系數下動葉正常時中間截面上的熵產率分布.由圖9可知，該情形下的熵產率分布具有極好的周向對稱性，且絕大部分區域的熵產率均低于50W／（m3·K），僅在葉片頂部的極小區域存在稍大的熵產率區，這與葉頂存在的泄漏損失有關［4－6，19］.

圖9 正常工況下中間截面上的熵產率分布Fig.9 Contour of entropy generation rate on middle cross section under normal condition

由總壓分布變化可知，因動葉異常導致風機內流特征出現明顯紊亂現象，風機內部熵產增加，并導致風機效率降低.圖10～圖12分別為Δβ＝10°、Δβ＝20°和Δβ＝30°時中間截面上的熵產率分布.當Δβ＝10°時，中間截面上的整體熵產率變化不大，與圖9類似，高熵產率區仍集中在葉頂處的狹小區域；其他高熵產率區則零散地分布于異常葉片下游的葉高中部區域，此時風機的內流損失相對較小，這與此時風機效率降低幅度不大的結論一致.

當Δβ＝20°時，高熵產率區大幅增加，且數值明顯增大，這與圖4（b）中風機效率顯著降低的結果相符.因異常葉片反向偏離方向與旋轉方向相同，使得進入異常葉片所在流道內的流體被排擠到旋轉方向的上游流道，造成上游流道的內流損失增大，因而此處的熵產率較高，并出現覆蓋整個流道的高熵產率區，如2號和3號葉片.而且受旋轉效應影響，1號和2號異常葉片間耗散和內流損失的疊加作用有所減小，因而2號葉片上游的熵產率有所減?。ㄅc圖11（b）和圖11（c）相比）.隨著異常葉片間距的增加，該疊加作用逐漸減弱，異常葉片為1號和4號時，由異常葉片引起的高熵產率區互不干擾，呈對稱分布.當Δβ＝30°時，異常葉片附近的內流損失進一步增大，由此造成的高熵產率區在數值和范圍上均大幅增大，因而導致風機效率急劇降低（圖4（c））.其中，相間關系的異常葉片導致高熵產率區幾乎充滿了兩葉片間的流道和上游流道的大部分區域.

圖10 Δβ＝10°時中間截面上的熵產率分布Fig.1 0 Contours of entropy generation rate on middle cross section atΔβ＝10°

圖11 Δβ＝20°時中間截面上的熵產率分布Fig.1 1 Contours of entropy generation rate on middle cross section atΔβ＝20°

圖12 Δβ＝30°時中間截面上的熵產率分布Fig.1 2 Contours of entropy generation rate on middle cross section atΔβ＝30°

2.2 噪聲特征

異常葉片的另一重要影響表現為風機噪聲的變化，圖13為采用Realizable k－ε模型得到的不同情形下的最大聲功率級Lw.由圖13可知，在正常狀態下，風機的Lw隨流量系數的增大而增大.當Δβ＝10°時，異常葉片并未改變聲功率級的總體變化趨勢，但異常葉片導致各流量系數下的Lw整體增大，且異常葉片為1號和2號時的Lw增大幅度最為明顯.當Δβ＝20°時，與Δβ＝10°時相比，異常葉片為1號和2號時Lw的變化不大，但另外2種異常工況下Lw變化非常顯著，在模擬流量系數范圍內Lw保持在145dB的高噪聲等級.當Δβ＝30°時，異常葉片為1號和3號時對應的Lw相對較大，3種異常工況下的噪聲等級總體處于130～140dB.

圖13 不同相位和Δβ下噪聲的數值預估Fig.1 3 Numerical prediction of noise at different phases andΔβ

圖14 正常工況下中間截面的聲功率級分布Fig.1 4 Contour of acoustic source power level on middle cross section under normal condition

圖15 Δβ＝10°時中間截面上的聲功率級分布Fig.1 5 Contours of acoustic source power level on middle cross section atΔβ＝10°

圖14為設計流量系數下動葉區中間截面上的聲功率級分布.由圖14可知，葉片正常時其聲功率級呈周期性對稱分布，相鄰葉片間的中部存在一顯著且范圍較大的低噪區，受流體與葉片相互作用及葉片表面上邊界層分離的影響，葉片表面附近的噪聲高于相鄰葉片流道間的噪聲，最大噪聲源位于葉頂間隙處的微小區域，其值約為90dB，這與葉頂處泄漏損失的影響密切相關［4－6，18－19］.

受葉輪旋轉和異常葉片影響，各流道內的氣流具有非均勻性，當非均勻氣流周期地作用于周圍介質時，將產生壓力脈動，進而增大噪聲.異常葉片對風機聲功率級分布的影響見圖15～圖17.從圖15～圖17可以看出，隨著Δβ的增大，對應的高聲功率級區變大.當Δβ＝10°時，異常葉片的總體影響較小，并主要集中在異常葉片附近，此時異常葉片為1號和2號時對噪聲的影響較為突出，在兩異常葉片間形成1個明顯的高噪區，因此其對應的噪聲等級較高，這與圖13（a）反映的結果一致.

當Δβ＝20°時（圖16），中間截面上的整體聲功率級的值和范圍均進一步增大.其中，相間關系的兩異常葉片間產生聲功率級達到100dB的高噪聲區，而相對關系的異常葉片在其上下游流道均產生明顯的高噪聲區.當Δβ＝30°時（圖17），異常葉片附近達到100dB的高噪聲區顯著增加，并演變為覆蓋上下游多個流道的高噪聲帶.與內流特征類似，當兩異常葉片距離較近時，高噪聲區表現出一定的疊加性，而異常葉片為1號和4號時，其影響被限制在上下游流道的有限區域內.

圖16 Δβ＝20°時中間截面上的聲功率級分布Fig.1 6 Contours of acoustic source power level on middle cross section atΔβ＝20°

圖17 Δβ＝30°時中間截面上的聲功率級分布Fig.1 7 Contours of acoustic source power level on middle cross section atΔβ＝30°

3 結 論

（1）兩動葉異常反向偏離時，風機全壓和效率曲線會嚴重偏離正常值，且隨著安裝角偏離度Δβ的增大，風機性能顯著下降，兩異常葉片間的相位影響在不同Δβ下也有所不同.當Δβ＝30°、φ≥0.25時，異常葉片影響下的全壓僅為數百帕，效率低于50%.異常葉片使各流量系數下的最大聲功率級Lw整體增大，且Δβ＝20°，異常葉片為1號和3號、1號和4號時的噪聲增大最為明顯，其對應的Lw保持在145dB左右.

（2）異常葉片改變了風機內流特征，不同的異常葉片相位關系和安裝角偏離度對特征截面上的總壓、熵產率和聲功率級分布具有不同的影響.總體上，相間關系的異常葉片對內流特征的影響有疊加效應，相對關系的異常葉片對其附近及下游流場的影響基本對稱.隨著Δβ的增大，異常葉片的影響逐漸顯著，衍生出以范圍更大的低壓區、高熵產率區和高噪聲區為特點的內流特征變化.

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