葉頂開槽-小翼結構對軸流風機性能和噪聲影響的數值研究

楊天康, 葉學民, 劉 洋, 李春曦

(華北電力大學 河北省低碳高效發電技術重點實驗室,河北保定 071003)

動葉可調軸流風機因變工況靈活、效率較高等優點被廣泛應用[1]。對于葉輪機械,旋轉的葉輪與機匣之間存在間隙,葉頂處的氣流在壓差作用下穿過葉頂間隙,進而形成葉頂泄漏流,該泄漏流與主流混合形成的泄漏渦不僅會使風機性能降低[2],還會使氣動噪聲增大[3]。因此,如何通過葉頂改型來有效減少葉頂泄漏渦,進而提升風機性能并降低噪聲具有現實意義。

目前,葉頂改型主要分為葉頂小翼和葉頂開槽2種方式。Whitcomb[4]針對外流機機翼提出葉頂小翼概念,此后葉頂小翼被引入內流葉輪機領域。張龍新等[5]針對某對旋風機加裝葉頂小翼,指出吸力面小翼可增強葉頂處的穩定性,并降低對旋風機的總聲壓級。雋智輝等[6]在軸流風機葉頂不同位置加裝小翼,發現吸力面小翼可有效減少葉頂泄漏渦,提高風機的全壓和效率。Han等[7]在某壓氣機上加裝壓力面小翼后發現,轉子的失速裕度得到提升。Wu等[8]探究了不同寬度的壓力面小翼對壓氣機性能的影響。李鑫鑫等[9]對某對旋軸流風機葉頂進行開槽處理,發現風機效率隨開槽長度的增加而提高,在葉頂前緣開槽效果更佳。胡建軍等[10]針對某渦輪葉頂設計了一種自發射流耦合葉頂凹槽,有效降低了葉頂泄漏量。Kharati-Koopaee等[11]在某軸流風機葉頂開設不同數量的凹槽,指出單槽葉頂具有最高的性能參數。Ye等[12]對某軸流風機葉頂進行開槽處理,結果表明開槽后風機效率有所提升,但噪聲也會隨之增大。

目前的研究大多將葉頂小翼和葉頂開槽分開,很少將二者結合起來,且研究對象多為壓氣機和渦輪機,鮮有針對大型軸流風機的研究報道,關于葉頂改型對其噪聲的影響研究則更少。為充分結合葉頂小翼和葉頂開槽的優點,筆者提出一種新型的葉頂改型方法,即在葉頂小翼的基礎上開設順流向單/雙斜槽和逆流向單/雙斜槽,并采用數值模擬方法來對比新型葉頂與原葉頂的氣動性能,并分析不同葉頂形狀對風機性能和噪聲的影響,從而確定最佳改型方案。

1 數值計算

1.1 物理模型及參數

某兩級動葉可調軸流風機由集流器、兩級動葉、兩級導葉和擴壓器組成。其中,輪轂直徑為1 188 mm,葉輪直徑為1 778 mm。兩級動葉均為24片相同翼型的葉片,Ⅰ級導葉為23片長短復合葉片,Ⅱ級導葉為23片短葉片。動葉轉速為1 490 r/min,設計體積流量為82.5 m3/s,對應全壓和效率分別為11 865 Pa和88.3%。風機旋轉方向(從電機側向看)為逆時針。

為探究葉頂改型對風機性能和氣動噪聲的影響,針對該風機Ⅰ級動葉構建了5種改型方案,如圖1所示。其中,方案1為僅在吸力面加裝葉頂小翼,小翼厚度為3 mm,小翼寬度為3倍的葉頂厚度[13]。方案2～方案5分別是在方案1的基礎上進行開槽處理,其中方案2為順流向單斜槽,方案3為順流向雙斜槽,方案4為逆流向單斜槽,方案5為逆流向雙斜槽。槽深均為2 mm,槽寬均為3 mm[14]。

(a) 原葉頂

1.2 計算方法及邊界條件

采用Fluent進行數值模擬,基于多重參考系(MRF)模型對該軸流風機性能進行定常計算。控制方程包括連續性方程、雷諾時均方程和Realizablek-ε湍流模型,其中在計算旋轉運動時Realizablek-ε模型具有明顯優勢[15]。壓力-速度耦合采用收斂性較好的SIMPLEC算法,控制方程中的對流項、擴散項和湍流黏性系數均采用二階迎風格式。計算域進、出口分別采用速度入口和自由出流;動靜交界面用interface連接;當進、出口質量流量差值小于10-5kg/s,湍流動能k、耗散率ε和各方向速度殘差均低于10-4且進、出口總壓保持恒定時即認為計算收斂。

采用寬頻噪聲源模型和計算氣動聲學(CAA)2種方法進行噪聲分析。其中,寬頻噪聲源模型包含Proundman噪聲源模型和邊界層噪聲模型,通過定常計算可準確預測噪聲源分布,具有計算時長較短等優勢,但無法獲得噪聲的時域和頻域特征。為此,采用CAA方法將定常計算結果作為初場,采用大渦模擬進行非定常計算[16],在Ⅰ級動葉區的葉頂間隙處設置監測點,獲取監測點處的靜壓信息,對其進行快速傅里葉變換,得到監測點處的靜壓脈動頻域分布,進而推斷出聲源的強弱和頻譜分布。動葉區選用滑移網格,壓力-速度耦合選用PISO算法,采用精度較高的二階隱式時間推進法進行氣動噪聲模擬,時間步長選用風機旋轉1°的時間,即1.118 6×10-4s。

1.3 網格劃分無關性驗證

采用ICEM對風機全流道進行網格劃分,針對集流器和擴壓器采用結構化網格,可同時保證高網格質量和低網格數;對于動葉區和靜葉區,則采用適應性較好的非結構化網格,重點對動葉區進行網格劃分,并在葉頂間隙處利用尺寸函數進行加密。壁面處第1級邊界層網格高度為4.4×10-5m,此時可保證無量綱壁面距離y+<1,網格劃分如圖2所示。

(a) 全機網格

為消除網格數對計算結果的影響,對原風機進行網格無關性驗證,在不同網格數下對設計體積流量下的風機進行模擬,以樣本值為基準,采用全壓偏差和效率偏差進行分析。由表1可知,隨著網格數的增加,全壓和效率偏差逐漸減小,且當網格數大于1 505萬時,繼續增加網格數對計算結果影響不大。考慮到計算量和時長等因素,選取網格數為1 505萬。

表1 網格無關性驗證

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80～92.5 m3/s范圍內對原風機的全壓和效率模擬值與樣本值進行對比。由表2可知,在設計體積流量下,全壓偏差和效率偏差分別為2.86%和3.95%;在體積流量qV為80～92.5 m3/s下平均全壓偏差和效率偏差分別為2.98%和3.08%,均低于5%,表明模擬結果可準確反映風機的運行狀態。

表2 全壓和效率模擬值與樣本值對比

2 結果及分析

2.1 風機性能

為表征葉頂改型后風機性能的變化,定義全壓變化率αp=(p-po)/po,其中po和p分別為葉頂改型前后風機的全壓,定義效率變化率αη=(η-ηo)/ηo,其中ηo和η分別為葉頂改型前后的風機效率。圖3為不同方案下的性能對比。由圖3(a)可知,吸力面小翼可提升風機全壓;在方案2～方案4下風機全壓進一步提升;全壓變化率隨體積流量的增加均呈先減小后增加的趨勢,其中方案2的提升效果最明顯,在設計體積流量下全壓提升率為1.36%。各方案下全壓大小依次為方案2>方案3>方案4>方案1>方案5。由圖3(b)可知,各方案均可有效提高風機效率,且在體積流量較大時提升效果更明顯,在設計體積流量下方案1～方案5的效率變化率分別為0.46%、1.11%、1.03%、0.44%和0.41%。

上述結果表明,吸力面小翼可有效提升風機性能,且在小翼上開設順流向斜槽可進一步提升風機性能。在體積流量較大時,各改型方案的性能提升均更明顯,考慮到近年來電廠超低排放改造使得煙風系統阻力增加,因此在大流量側的性能提升具有現實意義。綜合考慮全壓和效率的變化,方案2為最佳改型方案。

2.2 內流特征

為進一步探究葉頂改型對風機性能的影響,對葉頂間隙處的內流特征進行分析。考慮到葉頂泄漏渦往往在葉頂中部開始形成,同時兼顧改型后的開槽位置,在葉頂處取3個截面進行分析,改型前后的截面位置相同。圖4為方案3下截面位置和形狀示意圖。

圖4 葉頂處截面位置和形狀示意圖

圖5為不同方案下3個截面上葉頂間隙處的渦量云圖和流場速度矢量連線分布。截面上空白處對應葉頂及小翼部位。由圖5(a)可知,葉頂處呈現較為復雜的流場特征:在A截面處,葉頂附近的流體從吸力面流向壓力面;而在葉頂中后部(B截面和C截面)有明顯的葉頂泄漏流,并在吸力面附近與主流混合,產生泄漏渦(區域Ⅰ),各截面上的流場速度矢量連線均在白色固體處中止,以此體現流體質點撞擊到固體壁面這一特征,該現象與文獻[6]中的結果一致;泄漏渦使該區域的能耗增大,進而葉頂處的做功能力降低[17]。由圖5(b)可知,在吸力面加裝小翼后,葉頂處的流場明顯發生改變,葉頂壓力面側產生一渦流(區域Ⅱ),該渦流會阻礙泄漏流的運動,流體通過該渦流后繼續向吸力面移動。與原型相比,方案1下渦團尺寸明顯減小,且渦量較原葉頂有所降低,表明葉頂間隙內的渦流對泄漏渦有抑制作用。對比圖5(c)～圖5(f)可知,在葉頂小翼上開設順流向斜槽時,槽內氣流與泄漏流方向相反,兩股氣流相互對沖,在氣流交界處產生新的渦流(區域Ⅲ),該渦流的渦量較大,這對葉頂間隙內的泄漏流有較好的阻塞效果,有效限制了泄漏渦的產生[18]。值得注意的是,方案3中A截面處有一大渦量區(區域Ⅳ),但由于此截面泄漏流尚未形成,因此該區域未起到抑制泄漏渦的作用;同時,由于上游斜槽的分流作用,下游斜槽內的流量受到限制,使得方案3對泄漏渦的抑制作用弱于方案2。在方案4和方案5下,槽內氣流與泄漏流同向,并未產生新的渦流,其流場速度矢量連線和渦量分布與方案1相似。對比上述結果可知,方案2下泄漏渦尺寸和渦量最小,因此性能提升效果最佳。

(a) 原葉頂

2.3 噪聲預估

(a) 原葉頂

由圖6(a)可知,在單流道的中心區域聲功率級較低,有一處聲功率級最低的區域,在動葉區靠近壁面處聲功率級較高,其中吸力面頂部附近有一處聲功率級最高的區域。這是因為氣動噪聲主要是壓力脈動引起的,對于原葉頂風機,葉頂間隙內的泄漏流與主流混合后形成泄漏渦,從而造成該區域內速度脈動和壓力脈動增大,故該聲功率級較大區域對應泄漏渦的發生位置,其中聲功率級最高達到130 dB,說明葉頂泄漏渦和葉頂間隙為主要噪聲源[15]。由圖6(b)可知,在吸力面加裝葉頂小翼后聲功率級的總體分布保持不變,吸力面頂部附近的聲功率級有所降低,最高聲功率級為120 dB,這是由于葉頂小翼限制了泄漏渦的發展。此外,葉頂壓力面側也有一處高聲功率級區域,此處對應加裝小翼后葉頂壓力面側生成的渦流區,這也驗證了渦流區噪聲較高這一結論。對比圖6(c)～圖6(f)可知,當順流向開槽時,斜槽附近均出現了高聲功率級區域,這是由于該區域存在渦流;同時,吸力面頂部附近的高聲功率級區域范圍較小,這是因為當地泄漏渦渦量較低。同理,逆流向斜槽時由于未能產生新的渦流,斜槽處的聲功率級較低,泄漏渦處高聲功率級區域范圍也較大。

2.4 噪聲分布

由噪聲預估可知,動葉區葉頂處噪聲較大,因此在Ⅰ級動葉葉頂間隙吸力面側中后段設置監測點M,如圖7所示。

圖7 監測點位置

圖8給出了原葉頂和方案1下監測點M處的靜壓時域分布。由圖8可知,改型前、后監測點M處靜壓分布特征相似,在1個旋轉周期內有24個峰值點,該數目與動葉片數相同,且各壓力峰值接近,這是由于風機轉動時葉片周期性地拍打周圍介質,表明計算已趨于穩定。另外,改型后的靜壓幅值較原葉頂時有所降低,表明葉頂改型有利于降低風機噪聲。

圖8 M點處靜壓時域分布

2.4.1 總聲壓級

總聲壓級SPL為:

(1)

式中:PSD為功率譜密度,Pa2/Hz;pref為參考靜壓,其值為2×10-5Pa。

圖9為不同方案下的總聲壓級。由圖9可知,原葉頂時監測點處的總聲壓級最高為161.05 dB。在吸力面加裝葉頂小翼可有效降低風機噪聲,但在葉頂開槽后噪聲均增大,不同方案下監測點處總聲壓級大小依次為原葉頂>方案3>方案2>方案5>方案4>方案1。對比圖6和圖9可知,監測點M處的總聲壓級與對應高度處的聲功率級在一個數量級上,且較聲功率級更高,此結論與文獻[14]中的結論一致。

圖9 不同葉頂的總聲壓級

2.4.2 頻域分布

圖10為葉頂改型前、后監測點M處聲壓級的頻域分布。風機轉速為1 490 r/min,Ⅰ級動葉片數為24,對應基頻f=596 Hz。由圖10可知,在基頻處原葉頂的聲壓級達到最大值,在倍頻處聲壓級達到極大值。與原葉頂相比,改型后監測點M處的聲壓級均有所降低,在高倍頻處降幅更為明顯。原葉頂下監測點M處5倍頻及之后倍頻處的平均聲壓級為131.1 dB,方案1～方案5下監測點M對應倍頻處的平均聲壓級分別為116.32 dB、122.16 dB、125.08 dB、116.47 dB和117.04 dB。這表明葉頂改型可有效降低風機噪聲。綜上,方案1的降噪效果最好。

(a) 原葉頂

2.4.3 噪聲源分布

為更直觀地反映噪聲源的位置和強度分布,探究葉頂改型對風機噪聲的影響,引入靜壓脈動時均值prms:

(2)

式中:n為總采樣數;pi為瞬時靜壓,Pa;t為時間,s。

由前文分析可知,泄漏渦發生在葉頂吸力邊側,葉頂附近為最大噪聲區,葉頂改型后同樣也是對葉頂附近的噪聲影響最大,故在葉頂和吸力面頂部附近prsm的變化最明顯。圖11給出了不同方案下葉頂和吸力面頂部的prsm分布。由圖11(a)可知,對于原葉頂,葉頂中后部的壓力變化較劇烈,故噪聲源主要位于葉頂中后部,而葉頂前部噪聲較低,這是由于葉頂泄漏流主要位于葉頂中后部。同時,吸力面頂部一處區域的prms也較高,該區域處于泄漏渦附近,受泄漏渦的影響而導致噪聲較強,此結果與鄭楠等[19]的研究結果一致。

(a) 原葉頂

對比圖11(a)和圖11(b)可知,當在吸力面加裝葉頂小翼后,葉頂處的噪聲源變化較為明顯。加裝小翼后,prms最大區域向尾緣方向移動,且對應面積有所減小,表明小翼降低了葉頂處的噪聲,同時小翼吸力面上的高prms區域較原葉頂也有所減小,說明小翼有效抑制了泄漏渦,降低了吸力面上由泄漏渦引起的噪聲。

由圖11(c)可知,當在吸力面小翼上開設順流向斜槽時,葉頂處的主要噪聲區范圍變大,且斜槽處的prms提高,這是因為斜槽處存在渦流,使得方案2葉頂處的噪聲高于方案1,但方案2中小翼吸力面處的prms較方案1明顯降低,說明此時泄漏渦得到有效抑制,使得吸力面處的噪聲進一步降低。總體效果為方案2的總噪聲大于方案1,此結果與前文噪聲預估結果一致。

2.5 渦結構

為深入分析葉頂改型前后對泄漏渦的影響機理,引入Q準則對渦結構進行分析,Q準則用于表征瞬態渦結構,可直觀描述渦的結構和位置[20],Q>0表示流體的轉動張量大于應變張量,此時流動渦結構占主導地位。

(3)

式中:Ω為旋轉(渦量)張量;S為應變張量;u、v、w分別為x、y、z方向的速度。

圖12為Q=9×105s-2時不同方案下葉頂處的渦量識別圖。由圖12(a)可知,原葉頂處的渦結構較為簡單,泄漏渦主要從葉頂中部開始產生,在吸力面側向外發展,同時由于流道內主流方向的影響,使得泄漏渦具有從前緣向尾緣移動的趨勢。此時,葉頂中部泄漏渦不受其他渦的影響,發展較為獨立,具有明顯向主流道發展的趨勢。由于受到上游處泄漏渦的影響,葉頂后部泄漏流與主流的摻混較弱,因此葉頂后部泄漏渦較葉頂中部的渦團范圍偏小,文獻[21]中也出現了類似現象。由圖12(b)可知,當在吸力面加裝葉頂小翼時,葉頂處的渦結構變得更加復雜,葉頂間隙內存在大量的條狀渦,使得葉頂泄漏流受到阻塞,泄漏渦受到抑制,具體表現為泄漏渦向主流道發展的趨勢弱于原葉頂,而渦結構分布更靠近吸力面側;同時,區域Ⅰ處葉頂后部的泄漏渦范圍縮小更加明顯。

(a) 原葉頂

對比圖12(b)和12(c)可知,采用方案2后葉頂泄漏渦結構進一步發生變化:區域Ⅱ處泄漏渦的渦結構分布較為離散,大尺度渦發生破碎,同時向吸力面側的發展趨勢較方案1更明顯,表明泄漏流受到阻塞的程度更高,此時泄漏渦對主流造成的能量損失進一步減少。同時可以看出,方案2下葉頂間隙內的渦結構較方案1更為復雜,且渦尺度(區域Ⅲ)較大,說明方案2具有更強的阻塞葉頂泄漏流的能力。

3 結 論

(1) 在吸力面加裝葉頂小翼后風機全壓和效率均提升,在小翼上開設順流向斜槽后性能更優,方案2下風機的性能最佳,對應全壓和效率變化率分別為1.36%和1.11%。

(2) 各種改型方案均會使葉頂間隙內的流場更復雜,泄漏渦的渦量均有不同程度的減小,順流向開槽時葉頂間隙內會形成新的渦流,這會進一步限制泄漏渦的發展。在吸力面加裝葉頂小翼后泄漏渦向主流道發展的趨勢減緩,在小翼上開設順流向斜槽后渦結構分布較為離散,大尺度渦發生破碎,渦核位置靠近吸力面側,葉頂處渦結構更為復雜,泄漏渦損失進一步減小。

(3) 泄漏渦和葉頂間隙為主要噪聲源,吸力面小翼可有效降低風機噪聲,在小翼上開槽后噪聲源分布發生變化,總聲壓級增大。綜合考慮風機性能和噪聲變化,方案2為最佳改型方案。