齒形襟翼結構尾緣軸流風機性能仿真研究

鄭 楠， 葉學民， 楊天康， 李春曦

(華北電力大學 能源動力與機械工程學院，河北保定 071003)

大型軸流風機以體積流量大、高效率區寬等優勢被廣泛用于航空、能源和化工等領域，但運行中普遍存在能耗高、噪聲大和結構振動等問題[1-2]。為此，國內外學者提出了表面開槽、增設端壁機匣、葉尖處理、葉片彎掠、尾緣襟翼、鋸齒尾緣和尾緣吹氣等多種主動流動控制措施[3-4]。

葉片結構特性是影響風機性能和氣動噪聲的重要因素之一。研究表明，增設尾緣襟翼可有效改善翼型的性能。Alber等[5]進行了風力機風洞實驗，發現采用高度為0.5%c(c為弦長)和1%c的Gurney襟翼(GF)時，葉片升力系數可分別提升9.3%和16.9%。Chen等[6]研究了不同高度的GF對軸流風機性能的影響。Zhu等[7]分析了不同高度和寬度的GF對直葉片垂直軸風機性能的影響。Li等[8]模擬了GF對軸流風機性能、氣動噪聲及內流特征的影響。

另外，采用鋸齒尾緣技術不僅降噪效果突出，而且其結構簡單。葉學民等[9]研究了不同鋸齒長度的尾緣對軸流風機氣動噪聲、壓力及性能的影響，發現鋸齒尾緣可明顯降低軸流風機的中低頻段噪聲和流道中氣流的壓力脈動強度。Ryi等[10]通過風洞實驗發現，采用直鋸齒和斜鋸齒尾緣葉片可降低風機氣動噪聲。仝帆等[11-12]基于數值計算闡述了鋸齒尾緣的降噪機理，認為鋸齒尾緣可抑制翼型的尾渦脫落、推遲邊界層分離并降低流場的壓力脈動，在反向對稱渦的作用下渦結構快速破碎成小尺度渦，從而中低頻段氣動噪聲得到明顯抑制。

上述研究表明，增設尾緣襟翼在提升翼型性能方面具有一定的優勢，但氣動噪聲會隨之增大；基于仿生結構的鋸齒尾緣在一定程度可降低氣動噪聲，但在某些工況下翼型的性能會有一定程度的降低。為此，筆者提出一種新型齒形襟翼結構，采用計算流體力學和計算氣動聲學的方法，分析該結構對某兩級動葉可調軸流風機性能、氣動噪聲特性和內流結構的影響，探討其影響機理，以期為風機的性能優化提供依據。

1 數值模擬

1.1 幾何模型

圖1為某兩級動葉可調軸流風機模型示意圖。計算區域由集流器、兩級動葉、兩級導葉和擴壓器組成。動葉數為24，導葉數為23，兩級動葉采用相同翼型，Ⅰ級導葉為等厚的復合式圓弧板，Ⅱ級導葉為相同長度的等厚圓弧板。動葉高度為295 mm，葉輪直徑為1 778 mm，葉頂間隙為4.5 mm，轉速為1 490 r/min，動葉中部弦長c為198 mm。設計工況點的體積流量為82.5 m3/s，全壓為11.866 kPa，全壓效率為88.3%。

圖1 風機模型示意圖

為充分利用襟翼和齒形尾緣結構帶來的不同優勢，現提出一種新型尾緣結構，即在葉片尾緣處增設齒形襟翼，研究其結構及齒長對風機性能和氣動噪聲的影響。Bianchini等[13-15]的研究結果表明，高度為2%c的襟翼可顯著提升翼型的性能?；谏鲜鼋Y果，擬在動葉尾緣加裝垂直于翼弦的襟翼，其高度h和寬度b分別為2%c和0.5%c。取齒形襟翼的齒寬λ=7 mm，齒長l幾何參數見表1。其中，方案1為常見的襟翼結構，其他方案為不同齒長的齒形襟翼結構。葉片模型示意圖見圖2。

表1 齒形襟翼幾何參數

(a) 原風機葉片

1.2 計算方法

采用Fluent多重參考系模型(MRF)對整機進行定常數值計算，選用帶有旋轉流動、二次流修正的Realizablek-ε湍流模型[2]。壓力-速度耦合采用收斂性更好的SIMPLEC算法，動量方程中擴散項和對流項等選擇二階迎風離散格式。動、靜交界面采用interface邊界條件，以實現兩交界面的數據傳遞。集流器入口設為速度邊界條件，擴壓器出口選擇自由出流。當各項監視參數殘差小于10-4且進出口截面的平均總壓不變時，視計算已收斂。

為分析動葉區靜壓時域特征、噪聲源分布和湍動能變化與齒長間的內在聯系，將穩態計算結果作為大渦模擬(LES)計算的初場，選擇壓力-速度耦合的PISO算法，并采用精度較高的二階隱式時間推進法進行氣動噪聲模擬[3]。動葉區流動結構復雜，能量變化劇烈且壓力脈動顯著，故選擇動葉輪旋轉域為噪聲源面，在Ⅰ、Ⅱ級動葉尾緣25%、50%、75%葉高處的流道內設置具有代表性的監測點(M1～M6)，用于監測該區域的瞬時靜壓變化，監測點布置見圖3。

圖3 監測點分布

1.3 網格劃分及無關性驗證

采用ICEM對動葉區和靜葉區分別進行非結構、結構化網格劃分，并對齒形區域進行網格加密，如圖4所示。為評估網格數對模擬結果的影響，對原風機模型進行網格無關性驗證，結果見表2。當網格數為1 010萬時，繼續增加網格數對計算精度的影響很小。因此，選擇1 010萬網格進行模擬，此時Ⅰ、Ⅱ級動葉區網格數分別為453萬和451萬。

表2 網格無關性驗證

(a) 整機網格

1.4 模擬結果驗證

為驗證模擬結果的準確性，在體積流量qV為80.0～92.5 m3/s范圍內對風機全壓Δp和全壓效率η的模擬值與實驗值進行對比，如圖5所示。在設計體積流量qV,d為82.5 m3/s時，全壓和全壓效率模擬值與實驗值間的偏差分別為0.66%和3.98%；在全體積流量范圍內，全壓平均偏差為0.77%，全壓效率平均偏差低于3.3%。這表明所建模型、網格劃分及所選模型均可滿足計算要求，故模擬結果可準確反映風機的性能。

圖5 全壓和全壓效率模擬值與實驗值的對比

2 結果與分析

2.1 風機性能

圖6為原風機和5種方案下風機全壓和全壓效率曲線。由圖6可知，方案2～方案5在大體積流量側均可顯著提升風機全壓和全壓效率，且運行高效區較原風機明顯變寬。由圖6(a)可知，方案1～方案5均可在全體積流量范圍內有效提高風機全壓，設計體積流量qV,d為82.5 m3/s時，方案1～方案5下的全壓較原風機分別提升14.74%、14.21%、12.87%、11.81%和11.03%，即隨著齒長的減小，全壓呈增大趨勢。

由圖6(b)可知，與原風機相比，方案1～方案5的風機全壓效率在小體積流量側有所下降，但在大體積流量側提升幅度較大，且體積流量越大，全壓效率提高越明顯。同時，改型后風機的最大全壓效率向大體積流量側移動。當qV大于設計體積流量時，與原風機相比，方案4的風機全壓效率增幅最大，其全壓效率在qV為92.5 m3/s時較原風機提高1.71%。雖然方案1的全壓提升最大，但其全壓效率在較寬體積流量范圍內均遠低于原風機，而方案2～方案5在提高全壓、改善大體積流量側全壓效率和拓寬運行高效區等綜合性能方面表現更優?？紤]到風機常在大體積流量、變工況條件下運行，故方案4為齒形襟翼結構尾緣改型的最佳方案。

(a) 全壓

2.2 時域分析

圖7給出了設計體積流量下風機在1個旋轉周期內監測點M1～M3的靜壓時域特性。由圖7可知，不同齒長襟翼下各監測點的靜壓呈周期性變化，其波動周期約為0.001 68 s，波動頻率為596 Hz，靜壓波動頻率與葉片通過頻率一致。這是由動葉旋轉過程中周期性打擊周圍流體所致，與Shin等[16]所得到的非穩態壓力變化規律相符。

(a) M1

由圖7可知，原風機的靜壓脈動頻繁，靜壓峰值點脈動呈類似正弦波特征，方案1～方案5的靜壓脈動明顯減緩，總體呈拋物線形。以監測點M1為例進行分析，原風機的靜壓均值為1 681 Pa，靜壓相鄰峰值與谷值之差最大為146 Pa。采用方案1時靜壓最小谷值仍比原風機最大峰值高49 Pa。采用方案2～方案5時，靜壓均值隨齒長增加呈先減小后增大的趨勢，且其變化幅度隨齒長的增加也有所增大，其中方案4的靜壓均值最小，較原風機減小402 Pa。同一方案下，靜壓均值沿葉高方向逐漸減小，Ⅱ級動葉區的靜壓均值沿葉高方向的分布規律與Ⅰ級動葉區一致。與原風機相比，5種方案的靜壓脈動明顯減小，這有利于降低當地氣動噪聲；但另一方面，由于方案1的靜壓脈動幅度顯著增大，致使當地噪聲增大，而采用方案2～方案5后靜壓均值明顯減小，尤其方案4的葉片靜壓均值降幅最大，因此對應的降噪效果最為顯著。

2.3 噪聲分布

圖8為M1～M3處的聲壓級分布。由圖8可知，在0～1 200 Hz頻段內，各方案下氣動噪聲頻譜無顯著差異。當頻率>1 200 Hz時，原風機聲壓級振蕩較為明顯，平均聲壓級為68 dB；方案1的聲壓級較原風機小幅增大，這與文獻[17]中的研究結論一致；采用方案2～方案5后，高頻氣動噪聲大幅下降，其中方案3和方案4的高頻降噪最為顯著，但方案3在倍頻處氣動噪聲波動更加明顯；方案2～方案5的氣動噪聲降低幅度沿葉高方向逐漸減小。

圖8 不同方案下的聲壓級分布

2.4 噪聲源分布

在氣動聲學中，靜壓時均值pRMS能清晰直觀地反映出噪聲源的位置和強度分布，其表達式為：

(1)

式中：pi為瞬時壓力，Pa；t為時間，s；N為總采樣數。

壓力面(PS)前緣分離渦、尾緣脫落渦和葉頂泄漏渦在葉片吸力面(SS)對應位置形成較大的速度脈動和壓力脈動，即噪聲源主要分布在葉片吸力面前緣、尾緣和葉頂附近，故pRMS在葉片吸力面的變化更為顯著[18]。

圖9給出了Ⅰ級動葉區葉片吸力面pRMS的分布特征。由圖9可知，不同齒長襟翼下噪聲源呈現相似的分布特征，葉片尾緣頂部、葉根和葉頂中部發生劇烈的壓力變化，為主要噪聲源區。沿葉片后緣方向pRMS呈先增大后減小再增大的分布特點，這與Li等[18]得出的pRMS沿葉片尾緣方向減小的計算結果不同。其可能原因是本研究中動葉為安裝角可調的大彎角扭葉片，葉頂泄漏渦與主流在葉頂中部附近相互匯合并發生作用，造成該區域速度和壓力持續產生不規律的劇烈變化。在葉片尾緣頂部和葉根區域，由于尾跡渦不斷交替脫落，發生強烈的尾渦分離，造成局部噪聲源強度增大。由圖9(b)可知，采用方案1時葉片做功能力增強，吸力面與壓力面之間的壓差增大，導致噪聲源強度隨局部葉頂泄漏渦強度的增大而增大，襟翼同時抑制了葉片流動邊界層的分離[17]，且葉根處的泡狀渦得到顯著改善，該處噪聲源強度降低。從圖9(c)～圖9(e)可以看出，相較于原風機，方案2～方案5的葉片葉頂區域噪聲源強度隨齒長的增加呈先增大后減小的趨勢，葉根處分離渦強度減小，其分布區域也縮小，表現為高pRMS分布區域縮小，且方案4在葉頂及尾緣頂部pRMS增幅不大的前提下，大大降低了尾緣根部噪聲源強度并減小了高噪聲源強度分布區域。從圖9(e)可以進一步看出，葉片尾緣頂部分離渦及葉頂中部泄漏流產生的壓力變化仍是產生氣動噪聲的主要原因，因此下一步可同時優化鋸齒分布及葉頂流動，進行深度降噪。

(a) 原風機

圖10給出了設計體積流量下不同方案的最大靜壓時均值pRMSmax的變化。由圖10可知，齒長對Ⅰ級動葉區pRMSmax的影響較小，但在Ⅱ級動葉區，pRMSmax隨齒長的增大呈先增大后減小的趨勢，且方案2下Ⅱ級動葉區的pRMSmax最大。其原因不僅是Ⅱ級動葉區的靜壓時均值高于Ⅰ級動葉區，且其流場比Ⅰ級動葉區更為復雜，方案4下Ⅰ、Ⅱ級動葉區的渦結構見圖11。

圖10 不同方案下pRMSmax的變化

圖11 方案4下Ⅰ、Ⅱ級動葉區的渦結構

2.5 湍流強度分布

為進一步了解不同齒長襟翼對風機性能、內流結構和氣動噪聲影響的內在機理，圖12給出了原風機、方案1和方案4在不同相對弦長cx位置截面上的湍流強度等值線分布。其中，cx=x/c1，x為截面距前緣的距離，c1為葉頂弦長。湍流強度ε為：

(2)

式中：u、v和w分別為x、y和z方向上的瞬時速度。

由圖12(a)可知，原風機、方案1和方案4在cx=0.5～1.0范圍內的湍流強度脈動較大，且該區域主要分布在吸力面側，這與前文pRMS在葉片吸力面變化更為顯著的結果一致。與原風機相比，方案4顯著降低了葉片前緣分離渦和葉頂泄漏渦共同作用產生的湍流脈動強度。對比不同方案下cx=0處的湍流強度分布可知，方案4使葉片前緣分離渦數量減小，這對于降低葉片前緣的湍流強度也有一定的改善作用。

(a) 原風機

為詳細說明湍流強度變化的內在原因，圖13對比了3種方案下的渦結構。由圖13(b)可知，采用方案1時，由于尾緣脫落渦繞過襟翼后自葉根向葉頂傾斜發展，在尾緣脫落渦和葉頂泄漏渦的共同作用下，湍流強度脈動由葉頂中部延伸至葉片尾緣的流道內，且葉片兩側的湍流強度分布并未得到明顯改善，這是方案1葉片氣動噪聲提高的主要原因。方案4的齒形襟翼降低了尾緣附近的尾跡湍流強度，且減小了葉根泡狀渦和尾跡渦的大小及分布。

(a) 原風機

2.6 降噪機理

Chong等[19]發現了鋸齒尾緣反向對稱渦的存在，認為在壓力面與吸力面之間的壓差作用下，壓力面部分氣流從鋸齒間隙泄漏至吸力面，與吸力面氣流摻混，在鋸齒兩側的間隙生成流向相反的對稱渦。Wang等[20]研究了波浪形前緣葉片吸力面齒頂、齒中和齒槽截面區域上的瞬時渦量分布，認為在波浪前緣流動分離處存在反向對稱渦，且2個相鄰渦旋的強烈相互作用使黏性耗散加快。圖14給出了原風機和方案4中不同截面處的瞬時渦量分布。與原風機相比，方案4葉片尾緣處的流動發生顯著變化，這表現為在鋸齒前后存在壓差和速度梯度，在鋸齒尾緣處產生了一對垂直、旋向相反的渦(標記A)。這與楊景茹等[12]的研究結果相似，但與其發現的鋸齒尾緣降噪機理相比，齒形襟翼尾緣降噪機理的不同之處在于在吸力面與壓力面之間壓差的作用下，齒形襟翼齒峰、齒中和齒槽截面內也產生了一對水平的反向對稱渦(標記B)。為清晰說明水平反向對稱渦的存在，圖15給出了方案4齒峰截面處的流場示意圖。

(a) 原風機

圖15 方案4齒峰截面處的流場

綜上可知，2對反向對稱渦相互作用強烈，減小了附著渦和尾跡渦等非定常渦結構及所占區域面積，改變了齒形襟翼周圍的湍流強度、渦量分布及渦脫落頻率，能量耗散加快，有利于抑制黏性應力輻射的四極子噪聲[21]，這是齒形襟翼結構尾緣能降噪的主要原因。

3 結 論

(1) 齒形襟翼結構可顯著提高風機的性能，且全壓增幅與齒長成反比，4種齒長在全體積流量范圍內平均增幅為12.93%；增設齒形襟翼后，風機全壓效率最高點向大體積流量側移動，運行高效區變寬，但在小體積流量側全壓效率稍有下降。

(2) 與原風機相比，齒形襟翼葉片靜壓均值隨齒長的增大呈先減小后增大的趨勢，其中方案4的靜壓均值最小，較原風機降低402 Pa，高頻氣動噪聲顯著降低；齒形襟翼葉片尾緣頂部和葉頂區域噪聲源強度隨齒長的增大先增大后減小，葉根處分離渦強度減小，其分布區域也縮小，且方案4葉片在葉頂pRMS增幅不大的前提下，尾緣根部噪聲源強度及分布區域顯著減小，在改善全壓效率、全壓和降噪方面方案4的綜合性能最優。

(3) 齒形襟翼使葉片前緣分離渦和葉頂泄漏渦共同作用產生的湍流脈動強度降低，減小了尾跡渦大小及其分布區域，對葉片前緣的湍流強度也有一定的改善作用；在鋸齒前后壓差以及吸力面與壓力面之間壓差的作用下，產生了2對反向對稱渦，其相互作用強烈，能量耗散加快，這是齒形襟翼結構尾緣能降噪的主要原因。