第一級導葉改進對兩級動葉可調軸流風機性能的影響

葉學民，李新穎，李春曦

（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）

兩級動葉可調軸流風機因具有流量大、效率高 及對風道系統適應性好等優勢，已成為現代大型火電機組的重要輔機之一，其耗電量約占廠用電的25%～30%.因此，深入研究其內部的流動特征和能量損失機理對提高風機效率、擴大工況范圍和提高運行安全性等具有重要意義.

在葉輪機械中，導葉是改善內流特征、提高效率的重要部件，其結構形式和位置對上、下游動葉區的做功能力均有影響，并使葉頂區的流動變得非常復雜，導致氣動性能和內流特征發生變化，進而影響整個葉輪機械的效率［1-4］.因此，研究葉輪機械中導葉的性能有利于優化動葉區的做功能力，提高葉輪機械的整機性能.

兩級動葉可調軸流風機的第一級導葉與普通軸流風機不同的最大原因是調節系統的存在，導致兩級動葉軸向距離很長，故其導葉形式也與常用的導葉形式不同.目前，對于軸流風機的研究主要針對動葉安裝角變化及翼型結構［5-8］對其性能的影響.而對兩級動葉可調軸流風機中的導葉，尤其是長短復合式導葉的研究工作未見報道.因此，筆者以額定運行工況（即BMCR 工況）及安裝角β＝3°時的兩級動葉可調軸流風機為研究對象，針對長短復合式導葉中短葉片不同軸向、周向位置和葉片長度等情形，對風機整機和局部進行三維數值模擬，以實現對風機導葉結構的最優配置.

1 數值模擬

1.1 計算模型和網格劃分

以某兩級動葉可調軸流風機內流通道為研究對象，模擬采用的幾何模型如圖1所示，該風機結構參數見表1.

圖1 兩級動葉可調軸流風機結構簡圖Fig.1 Schematic diagram of the two-stage variable vane axial flow fan

根據兩級動葉可調軸流風機各區域的結構特點，將計算域分成集流區、2個動葉區、2個導葉區和擴壓區等區域.利用Gambit首先對第一和第二級動葉區進行網格劃分，然后以此為參考對其他各區域進行合理網格分配，使網格數達到計算精度和計算時間的合理配置.整個計算域采用結構與非結構化網格相結合的形式，并對動葉區葉頂間隙等結構復雜區域進行局部加密.模擬中進行了網格無關性檢驗，分別采用358萬、406萬和496萬等不同網格數對軸流風機進行模擬計算.結果表明：當總計算網格數約為406萬，動葉區和導葉區網格數分別約為258萬和92萬時，可同時滿足計算精度和計算時間的要求.

表1 某兩級動葉可調軸流風機的主要參數Tab.1 Main parameters of the two-stage variable vane axial flow fan

1.2 數學模型與邊界條件

數值模擬采用三維定常N-S方程和Realizablek-ε湍流模型，該湍流模型主要用于旋轉運動、強逆壓梯度的邊界層流動分離、二次流及回流等［5］，因此適用于本文具有強旋轉運動且伴隨各種渦流損失的風機內流模擬.計算采用Segregated隱式方法和標準壁面函數，壁面為無滑移邊界，壓力-速度耦合采用收斂性更好的Simplec算法，動量方程中的對流項、擴散項及湍流黏性系數應用二階迎風格式離散.

在旋轉葉輪和靜止的機殼壁面間采用多重參考系模型MRF進行定常模擬，該方法與采用滑移網格模型進行非定常模擬具有相同的計算精度［9-10］，動靜交界面采用Interface以實現上游出口與下游進口兩交界面上參數的數據交換.集流器進口設置為速度入口，擴壓器出口為自由出流.當各參數的計算誤差小于10-4，且進、出口截面的總壓均不隨時間變化而改變時，即達到穩定狀態，則視計算已收斂.

1.3 數值模擬的準確性

準確的數值模擬可獲得風機內部各種流場信息，為其設計和改進提供重要的數據支持，因此，驗證模擬結果的準確性十分必要.圖2給出了兩級動葉可調軸流風機模擬的體積流量范圍內、安裝角β＝3°時風機全壓和效率的模擬結果與風機性能曲線的對比.由圖2可知，風機全壓和效率模擬性能曲線與試驗結果均吻合良好，全壓和效率的平均相對誤差分別為-4.05%和4.41%，保證了數值模擬的可靠性［11］.因BMCR 工況點為額定體積流量工況，其安裝角為β＝3°，故筆者以該工況點及β＝3°為例研究第一級導葉改進對風機性能的影響.

圖2 模擬結果與性能曲線的對比Fig.2 Comparison between simulation and experimental results

2 導葉形式對風機性能的影響

風機中動葉片數和導葉片數通常互為質數，由此可避免從動葉流出的氣流對下游導葉產生沖擊，以減少氣流的脈動及噪聲.依據文獻［12］的選擇原則，當動葉片數為偶數時，導葉片數為動葉片數減1；當動葉片數為奇數時，導葉片數與動葉片數相差1～2片.本文所用兩級動葉可調軸流風機模型的動葉片數和導葉片數分別為24和23，符合葉片數選擇原則.

圖3比較了第一級導葉采用長短復合式導葉和單一長葉片式導葉時的風機性能.由圖3可知，在不同工況下，采用長短復合式導葉時風機的全壓和效率均優于采用單一長葉片式導葉時，尤其在該風機的中小體積流量范圍內，其效率的優勢更加明顯.在BMCR 工況點（即體積流量為82.4m3／s時），導葉形式采用長短復合式葉片結構的風機出口總壓較單一長葉片式時的出口總壓增加了74.61Pa，效率提高了0.7%.由此可見，采用長短復合式導葉時風機的整體性能更好.

熵產率反映了風機內部流動過程中的不可逆能量損失，可作為衡量風機效率的一個重要參數［13］.風機內的總熵產率S包括由黏性耗散和湍流耗散引起的熵產率SVD和STD，其表達式分別為［14］

圖3 導葉形式對風機性能的影響Fig.3 Effects of the guide vane structure on the fan performance

式中：εij和ε′ij分別為平均流場和脈動流場的變形率張量，s-2；V為體積，m3；μ為流體動力黏度，kg／（m·s）；T為溫度，K；物理量符號上“-”表示時均值.

因STD含有速度脈動項而無法直接計算得到，為此采用Kock［15］計算模型，即假設其與湍流耗散率ε和溫度T有關，故其表達式為

圖4為額定工況下風機第一級導葉輪轂截面上單位體積熵產率s的分布.由圖4可知，導葉進口尤其是吸力面s值較大，這是由葉片進口處流體的排擠作用和氣流對葉片產生的沖擊損失造成的；其次，在葉片尾緣處，因尾流渦作用，s值有所增大.當第一級導葉采用長短復合式葉片時，s范圍為30～240 W／（m3·K），而采用單一長葉片式時為50～1 050 W／（m3·K），可見后者的單位體積熵產率明顯大于前者.另外，單一長葉片式導葉的葉片尾流對第二級動葉影響較大，而長短復合式導葉中短葉片的尾流渦對下游動葉影響較小，改善了風機內部流動，提高了氣動性能，這與由圖3得出的結論一致.

導葉效率［16］可衡量風機導葉區的擴壓性能，其定義為ηg＝Δps／Δpd.其中，Δps、Δpd分別表示導葉進、出口的靜壓升和動壓降，Pa.表2給出了第一級導葉采用不同形式時第一、第二級導葉的導葉效率（下標in、out分別表示導葉進口和出口）.對比表2中第一級導葉采用長短復合式和單一長葉片形式時第一、第二級導葉的導葉效率可知，前者較后者的第一、第二級導葉的導葉效率分別提高了1.28%和14.27%.可見，第一級導葉的葉片形式不僅影響本級的導葉效率，而且還影響下游第二級導葉的導葉效率.同時可看出，第二級導葉的導葉效率高于第一級，即第二級導葉的動能利用率較高，且受上游流動結構的影響更大.

表2 第一級導葉采用不同形式時第一、第二級導葉的導葉效率Tab.2 Efficiency of the first-and second-stage guide vane with various forms of first-stage guide vane adopted

圖4 第一級導葉輪轂截面上單位體積熵產率s的分布Fig.4 Contour of entropy production rate per unit volume on hubcross section of the first-stage guide vane

通過對比風機整機性能和單級導葉效率可知，長短復合式導葉對改善風機性能效果較好，故下文將在長短復合式導葉結構的基礎上，對短葉片處于不同軸向、周向位置及葉片長度時的風機性能進行深入研究.

3 短葉片位置及長度對風機性能的影響

3.1 軸向位置對風機性能的影響

圖5為位于不同軸向位置的短葉片示意圖，其中Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ分別表示短葉片位于第一級導葉的入口、中間和出口位置.分析圖6給出的風機性能曲線可知，短葉片軸向相對位置對風機全壓和效率有顯著影響.當短葉片位于Ⅰ時，風機性能最優；短葉片位于Ⅱ時，性能最差，尤其是小體積流量區的全壓和效率降幅較大；當短葉片位于Ⅲ時，其性能介于兩者之間.同時可以看出，隨著體積流量的增大，短葉片軸向位置對風機性能的影響逐漸減小，當體積流量為92.5m3／s時，短葉片在Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ3個不同位置處的全壓和效率相差較小.

圖5 短葉片軸向位置示意圖Fig.5 Schematic diagram for different axial positions of short vane

圖6 短葉片軸向位置對風機性能的影響Fig.6 Effect of axial position of short vane on the fan performance

為進一步分析短葉片軸向位置對內流特征的影響，圖7給出了上述3個軸向位置處第一級導葉進、出口的總壓分布.由圖7可知，短葉片不同的軸向位置對上游動葉出口和下游動葉進口總壓分布的影響也不盡相同.當短葉片位于Ⅰ時，第一級葉輪出口總壓整體呈24個周向均勻分布的高壓區，第二級葉輪進口處高壓區呈現兩兩相鄰分布，中間沒有短葉片尾流形成的低壓區.而短葉片位于Ⅱ和Ⅲ時，第一級葉輪出口的總壓呈現12個高壓區和12個低壓區，且交替出現，僅在兩相鄰短葉片附近出現壓力突變，第二級葉輪進口處短葉片尾流形成的低壓尾帶區則穿插在高壓區和次高壓區之間，其總壓分布不均勻性對第二級葉輪內部的氣流流動以及葉輪做功將產生不利影響.

圖7 第一級導葉進、出口截面的總壓分布Fig.7 Total pressure distribution at inlet and outlet cross section of the first-stage guide vane

表3給出了短葉片位于不同軸向位置時風機各區域的熵產率.由表3可知，風機中由速度脈動產生的湍流耗散所引起的熵產率STD占主導地位，其數值遠大于黏性耗散引起的熵產率SVD，且兩者相差約2～3個數量級.對比表中不同區域熵產率S可得出，動葉區熵產率S較大，其原因是動葉區葉輪做功產生的不可逆流動損失較大，雖經第一級導葉進行整流，但氣流的湍流程度仍大于風機進口處，故第二級葉輪的熵產率大于第一級葉輪.其次是導葉區，氣流在導葉中實現動能與壓能間的轉化，產生的熵產率較大；當短葉片位于第一級導葉不同軸向位置時，該軸流風機的集流器和第一級葉輪的熵產率變化不大，從第一級導葉開始熵產率發生較大改變，風機內各區域熵產率總和由小到大分別為短葉片位于Ⅰ、Ⅲ和Ⅱ位置.由此可見，短葉片位于Ⅰ位置時，風機湍流耗散引起的不可逆損失較小，且短葉片主要對第一級導葉及其后面結構的氣流流動產生影響，而對第一級導葉前面結構產生的波動影響較小.

表3 短葉片位于不同軸向位置時風機各區域的熵產率Tab.3 Entropy production rate in various fan regions under different axial positions of short vane

3.2 周向位置對風機性能的影響

短葉片相對于長葉片吸力面處于不同周向位置也會對其兩側流道的通流性產生影響，進而改變其內流特征.按圖8所示短葉片相對于長葉片吸力面的不同周向位置，分別計算了不同體積流量下的風機性能（見圖9），其中d表示短葉片相對于長葉片吸力面的周向距離，mm；t表示兩長葉片間的柵距，mm，短葉片位置分別為t／8、t／4、t／2、3t／4和7t／8.

圖8 短葉片周向位置示意圖Fig.8 Arrangement drawing of short vanes in circumferential position

由圖9可知，當短葉片由d＝t／8移至d＝t／2，即從長葉片的吸力面向中間柵距靠近時，風機全壓和效率均提高，尤其是效率明顯提高；當短葉片由d＝7t／8移至d＝t／2時，即從長葉片的壓力面向中間柵距移動時，風機性能也逐漸改善，故短葉片位于長葉片中間位置d＝t／2時，風機的全壓和效率均優于其他位置.另外，從中間位置向兩側偏移相同距離時，如d＝t／4和d＝3t／4，則靠近吸力面側的風機模型性能較好，但離吸力面距離越近，風機的全壓和效率越低.

圖10為額定工況下、短葉片在不同周向位置時第一級導葉某截面單位體積熵產率s的分布，圖中虛線框為長葉片位置.由圖10可知，s較大的區域主要位于葉片頂部和根部，頂部主要由葉頂泄漏渦影響使得損失增加，而根部則由流體的黏性及刮削渦引起；其次，葉片吸力面的s值大于壓力面，表明導葉吸力面氣流的湍流程度大于壓力面.當短葉片由d＝t／8變化到d＝7t／8時，最大單位體積熵產率smax呈先減小后增大的趨勢，當d＝t／2時，smax為180 W／（m3·K），而當d＝t／8和d＝7t／8 時則分別增至240 W／（m3·K）和260 W／（m3·K）.顯然，位于中間柵距時風機單位體積熵產率s較小，即d＝t／2時第一級導葉擴壓過程中的不可逆能量損失較小.

圖9 短葉片周向位置對風機性能的影響Fig.9 Effect of short vane circumferential position on the fan performance

衡量動葉做功能力和導葉擴壓能力的參數分別為葉輪總壓升系數ψrt和導葉靜壓升系數Dgs，其表達式分別為

式中：p1t、p2t分別為葉輪進、出口總壓，Pa；u為葉輪圓周速度，m／s；p1s、p2s分別為導葉進、出口總壓，Pa.

圖11和圖12給出了葉輪總壓升系數和導葉靜壓升系數與相對徑向高度（r-rh）／（R-rh）的關系，其中r為從輪轂到輪緣任意半徑；rh、R分別為輪轂和輪緣半徑；圖中d的下標1、2分別表示第一、第二級.從圖11和圖12可以看出，當短葉片位于不同周向位置時，第一級葉輪的總壓升系數ψrt1和第一級導葉的靜壓升系數Dgs1基本保持不變；但對于第二級葉輪和導葉，當短葉片位于d2＝t／2，即兩相鄰長葉片中間柵距時，總壓升系數ψrt2和靜壓升系數Dgs2均高于其他位置的數值，尤其是第二級導葉的靜壓升優勢更為明顯.因此，當第一級導葉的短葉片處于不同周向位置時，對第一級葉輪的做功能力及其自身的擴壓減速作用影響較小，但對第二級葉輪的做功能力和第二級導葉的靜壓升能力影響較大，且當短葉片位于d2＝t／2時達到良好效果.

圖10 第一級導葉某截面單位體積熵產率分布圖Fig.10 Counter of entropy production rate per unit volume on a certain cross section of the first-stage guide vane

圖11 葉輪總壓升系數Fig.11 Total pressure rise coefficient of the impeller

圖12 導葉靜壓升系數Fig.12 Static pressure rise coefficient of the guide vane

3.3 長度對風機性能的影響

當短葉片位于第一級導葉入口、兩相鄰長葉片中間柵距時，分別選取290mm、320mm 和350mm 3種短葉片長度L來分析短葉片長度對風機性能的影響，如圖13所示.由圖13可知，L＝320mm 時風機的全壓和效率最好，當縮短或增加短葉片長度時風機全壓和效率的性能曲線均低于L＝320mm 時，僅在風機較大體積流量92.5m3／s時，L為290mm和350mm 的全壓和效率略大于L＝320 mm.另外，短葉片長度對效率的影響明顯大于對全壓的影響.因此，短葉片的最佳長度為320 mm，且短葉片長度主要影響風機效率而對全壓的影響程度較小.

圖13 短葉片長度對風機性能的影響Fig.13 Effect of short vane length on the fan performance

圖14給出了不同短葉片長度時風機各區域總熵產率S和湍流耗散引起的單位體積熵產率sTD.由圖14可知，第一、第二級葉輪的sTD值較大，且第二級葉輪的sTD大于第一級，原因是葉輪中葉片對氣流做功產生的湍流耗散較大，且葉頂及葉片尾部形成葉頂泄漏渦和尾流渦，故其內部產生的不可逆損失較大，而擴壓器中湍流耗散引起的單位體積熵產率sTD最小.3種不同短葉片長度下風機各區域的sTD差距并不明顯，僅在擴壓區及第二級導葉區L＝320 mm 的sTD略小于L為290mm 和350mm 時.

圖14 不同短葉片長度時風機各區域總熵產率S 和湍流耗散引起的單位體積熵產率sTDFig.14 Sand sTDvalues in various fan regions with different lengths of the short vane

圖14中短葉片長度對總熵產率S的影響表明，短葉片長度的影響主要體現在第二級葉輪之后，并隨著氣流的流動，其不穩定性幅度逐漸增加，到擴壓器后影響程度達到最大.以第二級葉輪為分水嶺，在此之前L為290mm、320mm 和350 mm 時，風機的總熵產率S相差不大；而在第二級葉輪之后L＝320mm 的總熵產率明顯低于L為290mm 和350 mm 時的總熵產率，尤其是對擴壓器內的總熵產率影響顯著，L＝320 mm 時的總熵產率僅為22.47 W／K，明顯小于另外2 種情況下.雖然擴壓器單位體積熵產率較低，但其體積最大，且在此處實現動能與勢能間的轉化，故總熵產率S較大.因此，短葉片長度對風機整體性能的影響主要體現在擴壓器的擴壓性能上，且短葉片長度為320 mm 時風機各區域內的總熵產率均較低.

4 結 論

（1）在不同工況下，采用長短復合式導葉時風機整機的全壓和效率均優于采用單一長葉片式導葉，尤其在該風機的中小體積流量范圍內，其效率的優勢更加明顯.同時，長短相間結構的風機單級導葉效率也高于單一長葉片時的效率.

（2）第一級導葉中短葉片的軸向、周向以及葉片長度均對風機的性能有影響.當短葉片位于第一級導葉入口位置Ⅰ時，湍流耗散引起的不可逆損失較小，風機的全壓和效率較高；當短葉片處于不同周向位置時，對第一級葉輪的做功能力及其自身的擴壓減速作用影響較小，但對第二級葉輪的做功能力和第二級導葉的靜壓升能力影響較大，且當短葉片位于d＝t／2時達到良好效果；短葉片長度對風機的影響主要體現為擴壓器的擴壓性能，當L＝320mm時，風機整體產生的不可逆損失較小.

（3）采用320 mm 長度的短葉片，且短葉片位于第一級導葉入口、兩相鄰長葉片中間柵距時，風機的全壓和效率均達到最優效果.

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