葉頂形狀對軸流風機氣動噪聲影響的數值研究

葉學民， 張建坤， 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，河北保定 071003)

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葉頂形狀對軸流風機氣動噪聲影響的數值研究

葉學民， 張建坤， 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，河北保定 071003)

以某兩級動葉可調軸流風機為例，采用Fluent軟件對5種改進的葉頂形狀下的風機性能進行了模擬，并引入大渦模擬和FW-H聲學模型獲得了不同葉頂形狀下風機的噪聲源分布和氣動噪聲特征.結果表明：5種葉頂形狀均可有效提高風機性能，提升效果依次為逆流向斜槽、雙斜槽、上階梯葉頂和下階梯葉頂，而順流向斜槽僅在小體積流量下使得風機性能明顯提升；葉頂形狀改進后，葉頂泄漏渦的影響增強，造成葉頂區和葉片前緣噪聲顯著增大，為風機內主要噪聲源；風機各區域的聲壓幅值均受顯著影響，且越靠近噪聲源,受影響越突出；該風機內噪聲主要以中低頻的旋轉噪聲為主，各區域噪聲均在基頻位置達到最大值，葉頂形狀改進后聲壓級隨頻率增大發生小幅提高，頻譜形態發生明顯改變.

動葉可調軸流風機； 葉頂形狀； 噪聲特征； 泄漏渦

因運行效率高和易調節等優點，動葉可調軸流風機被廣泛用作燃煤電廠的送、引風機和一次風機.尤其是當前面臨嚴格的超低排放要求，使得煙風系統阻力增大，采用兩級動葉可調軸流風機已經逐漸成為現行機組設計和改造的優先選擇[1].

研究表明，葉頂間隙形狀對通風機全壓、噪聲和效率有著重要影響，合理的葉頂形狀選擇對保證風機安全高效運行至關重要[2-3].目前，對葉頂間隙領域內的研究主要集中在葉頂改型和間隙控制2方面.董興杰等[4]模擬分析了葉片開槽處理對離心風機的影響，發現其可有效減少葉片尾緣漩渦和通道渦，并由此提高流場穩定性.張永軍等[5]模擬了葉尖開槽對某高壓渦輪機械的影響，結果表明其可減弱泄漏渦和泄漏流量，進而提高做功能力.Nho等[6]實驗研究了葉頂處理成凹槽等11種情形下壓氣機的性能，發現葉頂開凹槽時的氣動性能最好.Saha等[7]模擬了某渦輪機械處理成不同凹槽狀葉頂時的性能，發現壓力邊有小翼的凹槽狀葉頂間隙結構可有效減少葉頂泄漏流.Prakash等[8]通過在某渦輪機械上將凹式葉頂改進為壓力邊傾斜凹槽，使其效率小幅提高.de Maesschalck等[9]通過切割某一渦輪葉片葉頂而顯著降低了葉頂傳熱系數，提高了其性能.此外，葉學民等[10]模擬了單級動葉可調軸流風機葉頂采用凹槽和雙凹槽時的影響，發現這2種結構可有效削弱泄漏流，提高風機性能.孫海鷗等[11]對某壓氣機在均勻及非均勻間隙下的模擬表明，葉頂間隙增大時壓氣機的效率和壓比等性能出現衰退，且不同間隙對性能衰退程度的影響也明顯不同.毛佳妮等[12]針對某壓氣機設計了一種頂部帶有“燕尾冠”的葉片，模擬發現該設計可削弱葉頂間隙泄漏渦.

而葉頂間隙的改變往往會伴隨葉頂區域壓力脈動和速度脈動的增強，由此使風機噪聲顯著提高，嚴重影響運行維護人員的身心健康[13].因此，深入研究不同葉頂形狀對軸流風機氣動噪聲特性的影響有重要意義.近年來，CFD技術作為研究軸流風機內流特征和噪聲特性的重要手段，已得到廣泛認可.Ghasemian等[14-15]采用模擬方法預測了水平和豎直方向風力機的氣動噪聲特性.Fukano等[16]對比了某低壓軸流風機在不同流量系數和葉頂間隙下的噪聲，發現葉頂間隙泄漏渦的相互干擾使風機噪聲增加.李業等[17]采用大渦模擬和FW-H模型研究了彎掠軸流風機氣動噪聲特征，結果表明聲壓級隨轉速增大而提高，驗證了葉片轉動頻率是噪聲的主要激勵頻率.Nezym[18]開展了帶導葉軸流風機的實驗研究，結果顯示導葉的出氣角及高度對其損失和噪聲有顯著影響.此外，國內外還有一些學者專注于噪聲主動控制與被動控制技術的研究[19-20].

綜上所述，葉頂間隙領域內的研究側重于壓氣機等高壓渦輪機械的性能、流場和損失方面，而關于葉頂形狀對兩級動葉可調軸流風機性能影響的研究尚未報道，伴隨葉頂間隙形狀改變而導致的噪聲的變化，更是尚未涉及.為此，筆者針對某600 MW機組配套的兩級動葉可調一次風機，采用大渦模擬(LES)與基于Lighthill聲類比的FW-H模型相結合的方法對其進行數值模擬，該方法考慮了運動物體邊界對聲源的影響及四極子源、偶極子源和單極子源疊加的相互作用，更具普遍適用性和可行性[21].基于上述模擬結果，進而開展葉頂形狀對軸流風機性能影響的研究，獲得風機內氣動噪聲特性，從而為全面評估葉頂形狀對風機性能影響提供依據.

1 數值計算方法

1.1 模型建立

某燃煤機組600 MW配套的一次風機模型如圖1所示，包括集流器區、兩級動葉區、兩級靜葉區和擴壓器區.葉輪直徑為1 778 mm，輪轂比為0.67；I級、II級動葉采用相同翼型結構，葉片數為24，葉頂間隙為4.5 mm；I級靜葉采用長短復合式等厚圓弧板，葉片數為23，II級靜葉為單一長度等厚圓弧板，葉片數為23；工作轉速為1 490 r/min，風機旋轉方向(從電機側看)為逆時針，其中動葉片調節范圍為-25°～21°.設計工況點參數：體積流量為82.46 m3/s，全壓為11 865.5 Pa.

圖1 軸流風機模型及監測點分布

Fig.1 Model of the axial flow fan and arrangement of the monitoring points

為提高該軸流風機的運行性能，擬對葉頂采取如圖2所示的5種葉頂形狀改進方案，圖2(a)所示為原葉頂，圖2(b)～圖2 (f)為改進方案.其中方案一為逆流向斜槽，方案二為順流向斜槽，方案三為雙斜槽，由于間隙內泄漏渦位置靠近葉片中部[10]，所以所嘗試斜槽開設位置均在葉片中部附近；方案四與方案五為階梯狀葉頂，其葉頂階梯高度為3 mm，其中方案四為上階梯葉頂，方案五為下階梯葉頂.

(a)原葉頂(b)方案一(c)方案二(d)方案三(e)方案四(f)方案五

圖2 不同葉頂形狀

Fig.2 Structure of differently shaped blade tips

1.2 計算方法

先對模型進行定常數值計算，采用帶旋轉修正的Realizablek-ε湍流模型[3].因寬頻噪聲源模型包含了Proundman噪聲源模型和邊界層噪聲模型，能較準確地預測噪聲分布，故采用寬頻噪聲源模型獲得風機氣動噪聲的聲功率分布.其中Proundman噪聲源模型采用統計方法推導出適用于每個個體單元的聲功率表達式，適用于由湍流邊界層、尾跡區的湍流脈動和分離流動等流體內部的壓力脈動所產生的四極子聲源.而邊界層噪聲源模型對剛性表面上壓力脈動產生的輻射聲壓進行積分，從而計算出低雷諾數情況下表面偶極子聲源輻射出的噪聲聲功率，其是針對由葉片及機殼固壁表面的壓力脈動所產生的偶極子聲源[21].筆者主要研究不同葉頂形狀對兩級動葉可調軸流風機噪聲的影響，其氣動噪聲主要是由動葉區和機殼壁面的壓力脈動引起的，與寬頻噪聲源模型應用條件相符，故待流場穩定后引入寬頻噪聲源模型以獲得風機內部的噪聲分布.

以上述得到的流場作為LES的初場，并選用二階隱式時間推進法對其進行氣動噪聲模擬，選擇兩級動葉區為聲源面，噪聲監測點分別設置在集流器區、兩級動葉區、兩級靜葉區和擴壓區，以表征風機內部不同區域的噪聲分布，如圖1所示.

1.3 網格劃分及無關性檢驗

在Gambit中對風機進行建模并分區域劃分網格.優先對I級、II級動葉進行網格劃分，并利用尺寸函數對葉頂區域進行加密，其他區域網格劃分參考動葉區，風機整機網格采用結構化、非機構化混合網格.

網格數對模擬結果的影響如圖3所示.由圖3可知，網格數超過550萬時，繼續增加網格數對模擬結果的準確性影響很小，但計算時長卻顯著增加.故網格劃分選取550萬網格數.葉頂形狀改進后，對局部區域進行加密，網格數會相應增加.

圖3 網格無關性驗證Fig.3 Validation of grid independence

1.4 模擬結果驗證

為驗證數值模擬的準確性，將原風機模擬結果與樣本曲線進行對比(見表1).由表1可知，在80.0～92.5 m3/s全體積流量范圍內，模擬結果與樣本值偏差均被控制在5%以內，由此保證了模擬的準確性.

表1 模擬結果與樣本值的對比Tab.1 Comparison between simulated and experimental results

2 計算結果與分析

2.1 性能影響

葉頂形狀對風機性能的影響如圖4所示.從圖4可以看出，與原葉頂相比，在全體積流量范圍內，逆流向斜槽葉頂和階梯狀葉頂均可有效提高風機的全壓和效率，提升效果依次為方案一、方案三、方案四和方案五.設計體積流量下，原葉頂全壓為12 050 Pa，葉頂形狀改進后上述4個方案的全壓分別提高565 Pa、406 Pa、381 Pa和325 Pa；原葉頂效率為0.855，葉頂形狀改進后對應的效率分別提高0.80%、0.51%、0.33%和0.39%；且隨體積流量增大，全壓提升效果略有減小，即在小體積流量側提升效果更加明顯.方案二(順流向斜槽)則僅在小體積流量下全壓和效率提升較為明顯，隨體積流量的增大，其全壓和效率反而低于原葉頂.綜合考慮風機性能提升效果及葉頂改進成本，方案一是最優選擇.

(a) 全壓

(b) 效率圖4 不同葉頂形狀下風機性能曲線Fig.4 Fan performance under different blade tip shapes

2.2 葉頂間隙流場及壓力分布

為了深入揭示不同葉頂形狀對風機性能影響的機理，圖5給出了設計體積流量下某軸向截面處葉頂間隙內泄漏流場及壓力場分布，其中PS和SS分別代表壓力面和吸力面.

從圖5(a)可以看出，在葉頂間隙內，大部分氣流由壓力面向相鄰葉片吸力面移動，而少部分氣流在壓力面和吸力面壓差作用下通過葉頂間隙，形成葉頂泄漏；并在吸力面側與主流發生摻混形成泄漏渦和高損失區.從圖5(b)可以看出，葉頂進行逆流向斜槽改進后，間隙內流場趨于更加復雜，進入葉頂間隙的泄漏流在沖擊機殼壁面后返回斜槽、撞擊其底部，形成一渦核中心靠近斜槽底部且充滿整個間隙的漩渦，該漩渦存在較大黏滯阻力，阻礙了后續泄漏流，有效降低了泄漏流在吸力面與主流的摻混程度，降低了泄漏損失及二次流損失.類似地，方案二中的葉頂泄漏渦分布區域較小，且其渦核中心向吸力面側發生偏移.方案三間隙內流動特征與方案一類似，但其泄漏渦分布區略小，使得其性能提升不如方案一.從圖5(e)和圖5(f)可以看出，階梯狀葉頂內，泄漏渦中心位于間隙較小的高位臺階處，在上階梯葉頂的間隙內，因流通面積突然縮小，減小了泄漏渦分布區域，并使渦核中心向吸力面偏移.與此相反，下階梯葉頂呈現漩渦分布區域擴大、渦核中心更靠近葉片中部區域的特征.

(a) 原葉頂

(b) 方案一

(c) 方案二

(d) 方案三

(e) 方案四

(f) 方案五圖5 葉頂間隙流場及壓力分布

Fig.5 Leakage flow field and pressure contours around the tip clearance

葉頂間隙泄漏渦改變了該區域的壓力場分布，并在葉頂局部形成一低壓區，如圖5所示，該低壓區分布也可在一定程度上反映葉頂受間隙泄漏渦的影響程度.圖5(a)表明，在原葉頂泄漏渦分布區存在一明顯的低壓區；葉頂形狀改進后，因泄漏渦的存在使得葉頂間隙通道內壓力明顯下降，并擴大了低壓區范圍.對比圖5(a)～圖5 (f)可知，方案一和方案三的低壓區分布較其他方案明顯增大，表明這2種方案受葉頂處漩渦影響明顯，因而性能提升突出.

此外，葉頂泄漏渦的形成會造成葉頂區域壓力脈動和速度脈動的增強，使葉頂區域噪聲水平顯著提高.為此，下文開展了葉頂形狀對風機噪聲影響的研究.

2.3 噪聲預估

圖6給出了不同葉頂形狀下的最大聲功率級.由圖6可知，風機內噪聲最大聲功率級隨體積流量的增大基本呈增加趨勢，這主要是由于風機內的噪聲是由動葉區與機殼壁面處的速度脈動和壓力脈動引起的，而其脈動強度隨體積流量的增大而提高[16]；同時改進葉頂形狀對風機噪聲影響顯著，原葉頂下最大噪聲聲功率級最小，之后依次為方案二、方案三、方案一、方案五和方案四；設計體積流量下，原葉頂最大噪聲聲功率級為143.5 dB，葉頂形狀改進后方案二、方案三、方案一、方案五和方案四的最大聲功率級分別提高了4.9 dB、5.1 dB、16.8 dB、25.8 dB和27.9 dB.

圖6 不同葉頂形狀下的最大聲功率級Fig.6 Maximum sound level under different tip shapes

為進一步研究葉頂形狀對風機噪聲的影響，圖7給出了定常計算收斂后風機動葉區內某軸向截面處的聲功率級分布.由圖7可知，穩定狀態后，動葉區各流道的聲功率級呈相似的周期性分布，最大聲功率級均出現在葉頂附近，這主要是由于葉頂處泄漏流在吸力面側與主流摻混形成泄漏渦，造成此處速度脈動與壓力脈動最大.同時，對比圖7(a) ～圖7 (f)可知，改進葉頂形狀后，主流通道內的聲功率級變化不大，而葉頂處的噪聲均顯著增強，噪聲變化由大到小依次為方案一、方案二、方案五、方案三和方案四.由此說明，改進葉頂形狀后，方案一受葉頂泄漏渦影響最大，葉頂處的速度分布受干擾最強，噪聲最大.

(a)原葉頂(b)方案一

(c)方案二(d)方案三

(e)方案四(f)方案五

圖7 某軸向截面處的聲功率級分布

Fig.7 Contour of acoustic power level on an axial section

2.4 氣動噪聲分布

2.4.1 聲源特征

聲源域，即葉輪靜態壓力對時間的變化率可通過聲壓脈動時均值(記為Prms)來得到直觀反映，可以清晰顯示出噪聲源的部位和強度分布.在壓力面產生的葉頂泄漏流在吸力面側附近與主流發生摻混形成泄漏渦，造成葉頂區域及葉片吸力面有較大速度脈動和壓力脈動，這是風機內部的主要噪聲源[13]，故Prms在吸力面側變化尤為明顯.圖8給出了I級動葉區部分葉片吸力面上聲壓脈動時均值的分布特征.由圖8可知，不同葉頂形狀下，噪聲源在吸力面呈相似分布特征，葉頂區域和葉片前緣處Prms較大，為主要噪聲源分布區域；而在葉片中后部的主流通道中，Prms較小.對比圖8(a)～圖8 (f)可知，葉頂形狀改進后，葉頂區域和葉片前緣處高Prms區域數值變化較小，但分布區域明顯擴大，并向葉片中后部發展，在下階梯葉型(方案五)下高Prms區域甚至出現在葉片尾緣處.Prms的劇烈變化主要是由于葉頂泄漏渦和主流在葉片中前部附近相互作用，造成該區域速度和壓力劇烈波動，葉頂形狀改進后，葉頂處泄漏渦分布區域擴大，受此影響高Prms區域分布也隨之擴大.

(a)原葉頂(b)方案一(c)方案二(d)方案三(e)方案四(f)方案五

圖8 不同葉頂形狀下Prms在吸力面上的分布

Fig.8 Distribution ofPrmson the suction side under different tip shapes

表2為設計體積流量下不同葉頂形狀的最大聲壓脈動時均值(記為Prms,max)，此處是針對風機兩級動葉區，故在數值上與圖7存在差異，可在一定程度上反映噪聲源強度.從表2可以看出，不同葉頂形狀對風機內Prms,max有明顯影響，葉頂形狀改進后，Prms,max明顯增大，其中方案一增加最明顯，之后依次為方案三、方案五、方案四和方案二，這也印證了上文的分析結果.

表2 不同葉頂形狀下的Prms，maxTab.2 Prms,max under different tip shapes

2.4.2 聲壓時域分析

為了分析不同葉頂形狀下聲壓信號隨時間的變化特征，圖9給出了設計體積流量下，風機在一個旋轉周期內的聲壓時域特性，監測點位置如圖1所示.由圖9可知，不同葉頂形狀下總體上動葉區聲壓的變化均呈周期性特征，而風機內其他位置的聲壓變化呈類周期特征，這是由動葉區(風機內主要噪聲源)葉片旋轉過程中周期性地打擊周圍介質引起的，且風機內各位置聲壓變化有20個明顯的振幅峰值點，比葉片數略少，這也證明非定常計算達到了穩定狀態[22].此外，不同葉頂形狀對風機動葉區監測點聲壓的變化有一定影響.

對比圖9(b)和圖9(d)可知，II級動葉區的聲壓脈動幅值變化為-1 000 ～ 2 000 Pa，而I級動葉區的聲壓脈動幅值變化為-2 500 ～ 1 000 Pa，I級動葉區聲壓變化區間更大，由此說明I級動葉區噪聲變化更為劇烈.對比圖中I級動葉區不同葉頂形狀的聲壓變化可知，在聲壓峰值點變化不大的條件下，原葉頂、方案二和方案四谷值點為-2 500 Pa，略低于方案一、方案三和方案五的-2 000 Pa，說明各葉頂形狀下原葉頂、方案二和方案四噪聲變化較為劇烈.同時II級動葉區呈類似特征.

不同葉頂形狀下兩級靜葉區聲壓信號呈相似變化，其中I級靜葉區聲壓主要在負壓區變化，而II級靜葉區則主要在正壓區變化.其中原葉頂、方案一、方案二和方案四的I級靜葉區聲壓呈相似的規律分布，聲壓幅值在各時間段變化不大，而方案三和方案五則呈“花瓶”形特征，即在前半周期內聲壓幅值變化較大，而后半周期變化較小.此外，II級靜葉區內，原葉頂、方案一、方案二和方案四峰值點呈“V”形，即聲壓幅值在中段時間內變化較小，而在初始和末段時間內變化較大，方案三和方案五呈相似的分布規律，幅值在一個周期內無較大波動.比較不同葉頂形狀下各聲壓幅值變化可知，原風機靜葉區的聲壓幅值變化最小，表明其靜葉區噪聲較小，壓力和速度脈動較為穩定.在遠離噪聲源的集流區，不同葉頂形狀下其聲壓變化顯著，原葉頂、方案一、方案二和方案四呈“喇叭”形，隨著時間延續，這些方案的聲壓幅值變化呈逐漸減小趨勢，而方案三和方案五時則呈相反的變化趨勢；葉頂形狀改進后，集流區聲壓變化幅值有一定程度的增大，原葉頂聲壓幅值在-840～-720 Pa內變化，葉頂形狀改進后聲壓幅值在-850～-700 Pa變化.而擴壓區聲壓幅值變化受葉頂形狀影響較小.

比較6個區域的聲壓幅值可知，聲壓幅值大小依次為II級動葉區、I級動葉區、II級靜葉區、I級靜葉區、集流區和擴壓區.這是因為風機內的噪聲源主要是具有旋轉運動的兩級動葉區，越靠近噪聲源，風機受氣流壓力脈動的影響就越大，從而增強了該區域內噪聲.此外，隨著與噪聲源距離的增加，監測點受噪聲源周期性的聲波擾動影響就越小，這點從距離噪聲源最遠的集流區聲壓周期性變化最不明顯可以看出.

2.4.3 噪聲頻域特征

聲壓時域分布經快速傅里葉變化后可得到監測點處的噪聲頻譜圖，從而分析不同監測點在各頻段的噪聲分布特性.圖10為設計體積流量下采用不同葉頂形狀時各監測點的噪聲頻譜圖.該軸流風機的基頻為f=1 490×24/60=596 Hz，在噪聲頻譜圖中可找到對應的基頻位置，諧波頻率位置也與頻譜圖中基頻位置相符.圖10中，當頻率大于3 500 Hz后，聲壓級再無明顯變化，可以反映該風機氣動噪聲的離散和寬頻特性.

由圖10可知，不同葉頂形狀下相同區域的噪聲強度隨頻率增加具有相似的變化.各監測點的噪聲均在基頻位置達到最大強度，表明旋轉葉片是風機內的主要噪聲源.因此，兩級動葉區的聲壓級較風機其他區域明顯偏高，且具有較為明顯的六階諧波存在，隨頻率呈鋸齒狀變化，在基頻的倍頻處達到波峰；對比各葉頂形狀的頻域特征可知，動葉區在葉頂形狀改進后聲壓級均有小幅提高.如II級動葉區起始頻率位置，原葉頂為130 dB，方案一～方案五則分別為145 dB、150 dB、138 dB、138 dB和144 dB；在I級動葉區，方案一、方案二和方案三等斜槽葉頂聲壓級在各諧波波峰之間的頻率處變化較為平緩，而原葉頂、方案四和方案五均有小幅震蕩，II級動葉區內呈類似規律.兩級靜葉區內只有基頻位置的諧波峰值點較為突出，在I級靜葉區內，原葉頂、方案二、方案三和方案五在二倍基頻位置左右出現一明顯波峰，而方案一和方案四則無此現象；在II級靜葉區內，只在方案三在二倍基頻出現一波峰.在遠離噪聲源的集流區和擴壓區，聲壓級隨頻率波動較小.此外，對比原葉頂，葉頂形狀改進后，聲壓級隨頻率變化均有小幅提高.按照頻段不同，噪聲頻譜特性可分為低頻、中頻和高頻，圖10表明，各監測點的聲壓級最大值主要集中在低于1 000 Hz的中低頻段，得出該軸流風機的氣動噪聲主要為中低頻噪聲，而該頻段主要以具有離散特性的旋轉噪聲為主.

2.5 湍動能分布

從上述分析可知，由于葉頂處泄漏流與主流摻混形成泄漏渦，造成該區域有較大的壓力脈動和速度脈動，使得風機內的噪聲源主要集中在動葉區葉頂附近.而湍動能的變化是衡量湍流發展或衰退的重要指標，其數值大小可直觀反映該區域的湍流脈動強度，由此從側面反映其噪聲分布.

圖11給出了不同葉頂形狀下葉片附近區域的湍動能分布.由圖11可知，各葉頂形狀下的高湍動能區均集中在葉頂區，而葉頂形狀對湍動能分布有顯著影響.原葉頂下，葉頂中部靠近尾緣區域的湍動能較高，此處即對應為泄漏渦區，而在葉片中下部主流通道區域湍動能較低.葉頂形狀改進后，主流通道內湍動能基本無變化，而在葉頂附近區域，由于改進葉頂形狀后產生了更強的渦流，使得該區域速度脈動和壓力脈動明顯提高，造成該區域湍動能升高.觀察湍動能數值最大區域可發現，其主要集中在斜槽附近和階梯交界處，而此處即為泄漏渦渦核中心所在.這與圖7、圖8所得結論一致.

3 結 論

(1)所提出的5種改進的葉頂形狀均可提高兩級動葉可調軸流風機性能，全體積流量范圍內提升效果依次為方案一、方案三、方案四和方案五；而方案二僅在小體積流量下提升風機性能明顯，大體積流量下反而低于原葉頂.

(2)葉頂形狀改進后，由于葉頂泄漏流和主流摻混形成泄漏渦，造成該區域壓力脈動和速度脈動增強，湍動能升高，聲功率級提高；此外葉頂和葉片前緣的Prms較高，為風機內主要噪聲源.

(3)風機各區域聲壓呈周期或類周期變化，聲壓幅值特征與距聲源距離有關，距離噪聲源越近聲壓脈動越明顯，葉頂形狀改進后聲壓脈動形態和區間發生改變，在動葉區尤為明顯；此外，風機內噪聲具有寬頻性和離散性，主要以中低頻的旋轉噪聲為主，各區域噪聲均在基頻位置達到最大值，動葉區存在明顯的六階諧波，葉頂形狀改進后各區域聲壓級均有小幅提高，頻譜形態也發生一定程度改變.

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Aerodynamic Acoustic Characteristics of an Axial Flow Fan with Different Blade Tips

YEXuemin,ZHANGJiankun,LIChunxi

(MOE's Key Lab of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment,North China Electric Power University, Baoding 071003, Hebei Province, China)

Taking a two-stage variable-pitch axial flow fan as an example, the performance of the fan respectively with five differently shaped blade tips was simulated using Fluent software, so as to obtain the distribution of sound source and acoustic characteristics based on large eddy simulation and FW-H noise model. Results show that all the five blade tips in different shapes can improve the fan performance, in which, the countercurrent-flow-grooved blade tip has the highest improvement effect, followed by the double grooved blade tip, the up-step blade tip and the down-step blade tip, while the current-flow-grooved blade tip only improves the fan performance at lower flow rates. After improving the tip shape of blade, the noise level at tip region and leading edge increases apparently, due to enhanced leakage vortex at blade tip, which are the main sound sources. The tip shape has a significant effect on the amplitude of sound pressure, especially in the area closer to the noise source. The noise within the fan is mainly of the low and medium frequency rotational type, and the noise in all regions reaches its peak value at the fundamental frequency. The blade tip grooving exhibits a slightly increased effect on the sound level resulted from rising frequency, and the morphology of frequency spectrum changes appreciably.

variable-pitch axial flow fan; blade tip shape; acoustic characteristics; leakage vortex

2016-06-01

2016-07-15

河北省自然科學基金資助項目(E2012502016)；中央高校基本科研業務費專項基金資助項目(13MS98)

葉學民(1973-)，男，河北邢臺人，教授，博士，主要從事流體機械、流體動力學理論及應用和新能源技術等方面的研究. 電話(Tel.)：13932203443；E-mail：yexuemin@163.com.

1674-7607(2017)07-0558-11

TH4；O355

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470.30