两异常动叶间的相位关系对轴流风机性能的影响

叶学民， 李春曦， 尹 攀， 李新颖

（华北电力大学 电站设备状态监测与控制教育部重点实验室，保定 071003）

随着动叶可调轴流风机的广泛应用，其安全可靠性日益突出.虽然在设计、材料、结构和工艺上已有较大改善，但引发动叶调整异常的原因仍然不少［1－2］.如动叶检修时因碰撞使叶片产生扭曲，从而引起不平衡，而叶片平衡块未给予及时调整；检修安装时因保养不良造成水及烟灰混合物进入动叶叶柄，引起动叶调节阻力增大；安装反馈指示装置时，因备件螺栓过长而旋得过深，导致顶紧齿轮套筒，造成齿轮套筒移动困难；动叶调节时出现固定轴承损坏或调节杆折断，导致齿轮套筒与调节杆间不能正常固定.上述原因极易造成风机动叶调整异常，进而导致风机出现故障，严重时风机需停机检修.

数值模拟技术不仅可以模拟风机的宏观运行性能，而且可以得到试验研究难以捕获的风机内流特征及其细节变化［3］.目前，对轴流风机的研究多集中在风机的失速与喘振过程及其原因［2］、叶尖区和出口处的二次流［4］和不同形式轴流风机的气动特性方面［5－7］.在噪声方面，则主要关注轴流风机叶片非等间距周向布置时的降噪特性［8］、轴流风机的宽频噪声特征［9］和变工况下叶尖间隙引起的噪声特征等［10－11］.对于动 叶 调 整 异 常 情 形，叶 学 民 等［12－13］研究了动叶安装角异常时风机的内流特征和运行性能，结果表明：动叶安装角的异常程度和异常叶片数目对风机性能具有显著的负面影响.但针对两动叶异常下的风机性能，叶学民等仅分析了动叶安装角小角度反向偏离时两异常叶片相位关系的影响.

然而，鉴于实际运行中动叶可调轴流风机遇到的异常工况复杂多变，动叶安装角出现严重偏离的极端情形等小概率事件也时有发生［13］，且异常叶片安装角可能同时发生正向偏离，而这方面的影响尚未见相关文献报道.笔者以OB－84型轴流风机为研究对象，采用CFD技术对两异常动叶处于3种相位关系且安装角发生多种程度正向偏离时进行数值模拟，获取风机内流和噪声特征及运行特性，从熵产率角度分析其损失变化，探讨异常叶片间相位关系的影响.

1 数值计算方法

1.1 风机本体模型

OB－84型轴流风机［14］的转速为1 200 r/min，动叶外径为1 500 mm，叶片数为14，采用NACA翼型叶片；导叶数为15，动叶与导叶沿周向均匀分布，风机轮毂比为0.6，叶顶间隙为5 mm.几何模型如图1所示，其结构包括集流区、动叶区、导叶区和扩压器区等4部分.OB－84型轴流风机采用弯扭叶片，叶片的弯曲可控制径向压力分布，减小叶片压力面与吸力面之间的压力差，并有效降低二次流损失［14］.通过叶片弯曲造成间隙内流线曲率的变化来改变静压分布，从而提高风机效率.

图1 风机结构示意图Fig.1 Structural diagram of the axial flow fan

1.2 控制方程和计算网格

控制方程采用带旋流修正的Realizable k－ε湍流模型，该模型对旋转流动、强逆压梯度的边界层流动、流动分离和二次流具有很好的适用性，其计算结果与真实情况吻合良好，因此适合该风机的数值模拟［12－13］.采用Fluent软件进行模拟，以集流器进口截面和扩压器出口截面分别作为模拟区的进口和出口，进口边界条件为速度进口，出口边界条件为自由出流条件.

通过比较网格数为196万、246万和312万等情形下风机的性能曲线和内流特征表明，246万网格数在满足计算精度（模拟范围内全压的平均相对误差为1.4%）的前提下，计算量显著减小，并可清晰显示流动细节，因此模拟采用246万网格.风机整体取非结构化网格，动叶区和导叶区的网格数分别为91万和48万，对叶顶间隙进行网格加密处理.

2 模拟结果与分析

为分析两异常动叶处于不同相位时的风机特性，选择两异常动叶分别为相间单叶片、相间两叶片和相对等3种情形进行研究.用Δβ表示动叶安装角偏离度，Δβ＝0°即动叶处于正常状态.针对上述3种相位，研究叶片安装角处于正常情形、正向偏离10°、20°和30°等异常工况下的风机性能，以及动叶中间截面和出口截面上的总压、熵产率和噪声分布，以分析异常叶片相位不同时对风机内流特征、熵产率和噪声的影响.

2.1 性能曲线和内流特征

2.1.1 性能曲线

异常动叶对风机宏观性能的影响表现为全压和效率曲线的变化，如图2和图3所示.由图2和图3可知，在不同动叶安装角偏离度Δβ下，异常叶片间的相位关系对全压和效率有显著不同的影响.当Δβ＝10°时，与1号和2号叶片异常时不同，1号和3号、1号和4号叶片异常时风机性能曲线较原曲线有明显改变；异常叶片对全压的影响集中在小流量区（流量系数φ＜0.23时），且风机效率下降明显；随着流量的增加，当φ＞0.23（1号和2号叶片异常时为φ＞0.25）时，全压均高于正常情形下，但效率下降幅度有所减缓.其原因是在小流量区，异常叶片引起的流动损失较大，而在大流量区，异常叶片引起的当地压强增加值大于其流动损失增加值.总体上，异常叶片为1号和2号时影响最弱，而1号和3号、1号和4号叶片异常时的影响大体相当.当Δβ＝20°时，3种相位异常叶片下的风机性能显著恶化，且1号和3号叶片异常时最为严重，此时风机全压仅为1 100～1 600 Pa，效率为0.45～0.65，最高效率点向大流量侧偏移.当Δβ＝30°时，风机性能进一步恶化，随流量增加，全压和效率基本呈现单调降低趋势，此时1号和4号叶片异常的影响最突出.由性能曲线可知，当Δβ≥20°时，异常叶片安装角偏离度Δβ的增大使流动损失增加，因此在所关注的整个流量范围内，风机全压和效率均迅速降低.

图2 不同Δβ下异常叶片相位对全压的影响Fig.2 Effects of phase andΔβof abnormal blades on the full pressure

图3 不同Δβ下异常叶片相位对效率的影响Fig.3 Effects of phase andΔβof abnormal blades on the fan efficiency

风机通常运行在设计流量下，为分析该工况下异常叶片间的相位关系对性能参数的影响，表1列出了全压和效率相对正常情形时的相对变化率.由表1可知，在相同Δβ下，随异常叶片间隔的增加，全压和效率的相对变化率总体呈增加趋势，即风机全压和效率总体降低.其原因为随着两异常叶片间隔的增加，总体上异常叶片对沿旋转方向轴向下游流道内流特征的影响逐渐加剧，从而造成当地流动损失增加所致.

表1 风机全压和效率的相对变化率Tab.1 Relative variation of full pressure and efficiency of fan %

2.1.2 总压分布

由于叶轮出口截面受旋转叶轮和出口导叶两者间动、静干涉的影响，其内流特征的变化具有显著的代表性，故选取该截面分析设计流量、异常叶片处于不同相位时风机总压的变化.正常时，动叶出口截面处的总压总体呈周期性的对称分布，径向上总压的高压区集中在叶高中上部，即叶片获得有效机械能的区域［12］.

当动叶安装角发生正向偏离时，将改变总压沿周向分布的对称性，且异常叶片间的不同相位对总压周向分布的形态也有明显影响.图4～图6给出了设计流量、不同相位的异常动叶在Δβ＝10°、Δβ＝20°和Δβ＝30°时出口截面上的总压分布.由图4可知，当Δβ＝10°时，异常叶片的影响主要表现为局部高压区的产生，该高压区在一定程度上破坏了主流的流动，增强了二次流的影响，并产生了较大的流动损失.其中，异常叶片为1号和2号、1号和4号时的影响相对明显，此时异常叶片附近流道出现大范围的高压区，且由于旋转效应，1号和4号异常叶片对旋转方向下游流道并未形成完全相同的影响；1号和3号叶片异常时的影响较弱，异常叶片间产生了低压区.上述总压变化与表1中所得结果一致.

图4 不同相位Δβ＝10°时出口截面的总压分布Fig.4 Contours of full pressure on outlet cross section at different phases andΔβ＝10°

图5 不同相位Δβ＝20°时出口截面的总压分布Fig.5 Contours of full pressure on outlet cross section at different phases andΔβ＝20°

图6 不同相位Δβ＝30°时出口截面的总压分布Fig.6 Contours of full pressure on outlet cross section at different phases andΔβ＝30°

随着安装角偏离度Δβ的增大，异常叶片将阻碍流体进入其所在流道，并使流体分流到相邻流道，表现为异常叶片压力面侧的总压较高，而吸力面侧中下部出现明显的低压区（见图5和图6）.由图5可知，当Δβ＝20°时，1号和2号叶片异常时，其主要特征为1号叶片周向下游形成细长的高压带，并延伸至2号叶片的顶部及周向下游区域，且在2号叶片周向下游流道底部形成低压区；1号和3号叶片异常时，在两异常叶片间的中下部形成范围很大的低压区，造成风机全压较低，尤其是效率明显降低，此特征与表1中所得结果一致；1号和4号叶片异常时也形成明显的低压区，但与1号和3号叶片异常时的影响相比，虽然低压区范围大体相当，但总压却有所提高，故其影响程度低于1号和3号叶片异常时.当Δβ＝30°时，风机性能进一步恶化，表现为1号和2号叶片异常时，在两异常叶片周向下游流道底部均形成低压区；1号和3号叶片异常时，低压区扩展至大部分流道；1号和4号叶片异常时总压大体呈对称分布，其低压区沿旋转方向从叶根扩展至叶顶，受影响的流道区域超过总流道的一半，因此造成风机全压和效率显著降低.

比较图4～图6可知，当异常叶片相位间隔较近时，如1号和2号、1号和3号叶片异常情形，1号叶片产生的影响波及旋转方向下游的流道，甚至包括2号和3号叶片，此时两异常叶片对内流特征的影响将产生不同程度的耦合，并且随着Δβ增大，其影响程度有所扩大.而当异常叶片相位间隔较远时，如1号和4号叶片，1号异常叶片的影响仅限于周向下游的多个流道，且不会延伸至4号叶片附近.

2.1.3 熵产率分布

风机内熵产包括黏性耗散引起的熵产SVD和湍流耗散引起的熵产STD［15－17］，其 对 应 的 单 位 体 积 的当地熵产率分别为sVD和sTD.熵产率可以反映流动过程中因黏性耗散和湍流耗散导致的能量损失，故可以通过熵产率的变化来分析叶片异常对流动损失的影响.取动叶中间截面处的熵产率分布作为其平均变化特征进行研究，在设计流量下且安装角正常时，该截面上的熵产率分布具有较好的周向对称性［16］，且95%以上区域的熵产率均较小，只有在叶片顶部极小区域出现稍大的熵产率区，这与叶顶存在的泄漏损失有关［4，12］.

图7～图9给出了设计流量下、异常叶片处于不同相位时的熵产率分布.与正常情形下中间截面上的熵产率分布相比，当Δβ＝10°时熵产率变化较小，仅在异常叶片周向下游的很小区域内有微小增大，因此风机的全压和效率降低较小.当Δβ＝20°时，不仅熵产率数值总体明显增大，且影响范围扩展至周向下游多个流道，即流动损失增加，这与图3（b）风机效率大幅度降低的结果吻合.其中，异常叶片为1号和3号时的影响范围最大，而其他2种情形下的高熵产率区主要集中在叶顶附近，表明在Δβ＝20°下，两异常叶片间隔较小时产生的相互作用和影响较大.当Δβ＝30°时，高熵产率区的影响范围进一步扩大，数值进一步增大.1号和2号、1号和3号叶片异常时，高熵产率区位于两异常叶片间的大部分区域以及2号和3号异常叶片的周向下游流道；1号和4号叶片异常时形成的高熵产率区位于相邻流道的整个区域和周向下游流道的中上部区域，且这两部分高熵产率区之间无相互影响.

2.2 噪声特征

异常叶片的影响不仅反映在风机运行性能和内流特征上，而且也反映在噪声的明显变化上.图10给出了采用Realizable k－ε湍流模型计算得到的不同情形下的最大声源功率级Lwmax.由图10可以看出，当Δβ＝10°时，异常叶片的影响使小流量区的Lwmax明显增大，其中1号和3号叶片异常时Lwmax最大，而1号和4号叶片异常时的Lwmax在φ＝0.24和φ＝0.2 7下则明显减小；当Δβ＝2 0°时，在φ＝0.20～0.26内，不同相位异常叶片下的Lwmax整体显著增大，并保持在约132 dB高噪声等级，此时1号和4号叶片异常时的影响相对较大；当Δβ＝30°时，在φ＜0.25内，Lwmax增大更为明显，与正常情形下相比，异常叶片为1号和2号时Lwmax变化最大，而异常叶片为1号和3号时在整个流量范围内Lwmax变化不大，但Lwmax约为132 d B.

图7 不同相位Δβ＝10°时流道内的熵产率分布Fig.7 Contours of entropy generation rate in flow passage at different phases andΔβ＝10°

图8 不同相位Δβ＝20°时流道内的熵产率分布Fig.8 Contours of entropy generation rate in flow passage at different phases andΔβ＝20°

图9 不同相位Δβ＝30°时流道内的熵产率分布Fig.9 Contours of entropy generation rate in flow passage at different phases andΔβ＝30°

图10 噪声的数值预估Fig.10 Numerical prediction of noise

受叶轮旋转影响，各流道内的气流具有非均匀性，当该气流周期性作用于周围介质时，将产生压力脉动进而增大噪声.在设计流量下，叶轮中间截面上的声源功率级呈周期性对称分布，相邻叶片流道中部附近存在1个显著的低噪声区，受气体与叶片的相互作用以及叶片表面上边界层的分离作用，叶片表面附近的噪声高于相邻叶片流道间的噪声，最大噪声源位于叶顶间隙处的狭小区域，这与叶顶泄漏损失有关［4］.

异常叶片导致的内流特征变化不仅反映在总压上，而且气流紊乱后易造成二次流、压力脉动和边界层分离等现象，进而引起声源功率级增大.受异常叶片相位和安装角偏离度的影响，动叶中间截面上的声源功率级分布具有与总压分布和熵产率分布类似的变化特征，如图11～图13所示.由图11～图13可以看出，当Δβ＝10°时，仅在异常叶片周向下游形成范围较小的高噪声区；当Δβ＝20°时，高噪声区演化成覆盖更多流道、靠近叶顶的高噪声带，且高噪声带附近的声源功率级也明显增大，因此风机噪声将显著提高，另外，1号和3号叶片异常时的影响最显著，这与图10（b）中的结果相符；当Δβ＝30°时，高噪声带范围进一步扩大，且1号和4号叶片异常时的影响区域相对较大，使得该相位下的噪声等级相对较高.

图11 不同相位Δβ＝10°时流道内的声源功率级分布Fig.11 Contours of acoustic source power level in flow passage at different phases andΔβ＝10°

图12 不同相位Δβ＝20°时流道内的声源功率级分布Fig.12 Contours of acoustic source power level in flow passage at different phases andΔβ＝20°

图13 不同相位Δβ＝30°时流道内的声源功率级分布Fig.13 Contours of acoustic source power level in flow passage at different phases andΔβ＝30°

3 结 论

（1）当动叶安装角异常时，其对应的全压和效率大多低于正常情形下，尤其是发生大角度偏离时.在小流量区，风机性能的恶化程度较大；而在大流量区，由于异常叶片引起的当地压强增加值大于流动损失增加值，其全压和效率下降幅度明显减小.

（2）在相同安装角偏离度下，随着异常叶片间隔的增加，全压和效率总体呈降低趋势，异常叶片的相位关系对全压、效率和最大声源功率级的影响程度不同，当两异常叶片处于1号和4号相位时，风机的整体性能最差.

（3）当异常叶片安装角偏离度和相位不同时，对叶轮周向总压和熵产率分布的均匀性产生不同程度的扰乱.1号和2号、1号和3号叶片异常时，紊乱区位于两异常叶片间的大部分区域以及2号和3号异常叶片的周向下游流道；而1号和4号叶片异常时，紊乱区位于相邻流道的整个区域和周向下游流道的中上部区域，且无相互影响.

（4）异常动叶安装角偏离度和相位关系对风机噪声的影响程度不同.当Δβ＝10°时，仅异常叶片附近产生高噪声区；当Δβ＝20°时，1号和3号叶片异常对高噪声区的影响最为显著；当Δβ＝30°时，1号和4号叶片发生异常的影响区域相对较大.而且当Δβ＝20°和Δβ＝30°时，高噪声区演变成覆盖多个流道的带状区，从而使风机运行性能显著恶化.

［1］ 王新生.动叶可调轴流风机调整异常原因分析及措施［J］.江西电力，2004，30（5）：27－30，42.WANG Xinsheng.Measure and analysis of abnormal reason on adjusting of moving blade adjusted axialflow fan［J］.Jiangxi Electric Power，2004，30（5）：27－30，42.

［2］ 马少栋，李春曦，王欢，等.动叶可调轴流风机失速与喘振现象及其预防措施［J］.电力科学与工程，2010，26（7）：37－41.MA Shaodong，LI Chunxi，WANG Huan，et al.Investigation and preventive measures of stall and surge in variable pitch axial fans［J］.Electric Power Science and Engineering，2010，26（7）：37－41.

［3］ LI Chunxi，WANG Songling，JIA Yakui.The performance of a centrifugal fan with enlarged impeller［J］.Energy Conversion and Management，2011，52（8/9）：2902－2910.

［4］ ZHU Xiaocheng，LIN Wanlai，DU Zhaohui.Experimental and numerical investigation of the flow field in the tip region of an axial ventilation fan［J］.Journal of Fluid Engineering，2005，127（3）：299－307.

［5］ LI Yang，LIU Jie，OUYANG Hua，et al.Internal flow mechanism and experimental research of low pressure axial fan with forward－skewed blades［J］.Journal of Hydrodynamics，2008，20（3）：299－305.

［6］ 王军，吴立强，孙中勤.对旋轴流风机反风性能的数值模拟［J］.工程热物理学报，2007，28（1）：149－152.WANG Jun，WU Liqiang，SUN Zhongqin.Inverting flow simulation of contrarotating axial fan［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2007，28（1）：149－152.

［7］ 叶学民，李俊，王松岭，等.带后导叶轴流式通风机内流特征的数值研究［J］.热能动力工程，2009，24（2）：163－166.YE Xuemin，LI Jun，WANG Songling，et al.Numerical simulation of the inner flow characteristics of an axial fan with rear guide vanes［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy and Power，2009，24（2）：163－166.

［8］ CATTANEI A，GHIO R，BONGIOVI A.Reduction of the tonal noise annoyance of axial flow fans by means of optimal blade spacing［J］.Applied Acoustics，2007，68（11/12）：1323－1345.

［9］ CAROLUS T，SCHNEIDER M，REESE H.Axial flow fan broad－band noise and prediction［J］.Journal of Sound and Vibration，2007，300（1/2）：50－70.

［10］ JANG C M，FUKANO T，FURUKAWA M.Effects of the tip clearance on vortical flow and its relation to noise in an axial flow fan［J］.JSME－Series B，2003，46（3）：356－365.

［11］ FUKANO T，JANG C M.Tip clearance noise of axial flow fans operating at design and off－design condition［J］.Journal of Sound and Vibration，2004，275（3/4/5）：1027－1050.

［12］ 叶学民，李俊，王松岭，等.动叶可调轴流式通风机叶片安装角异常工况下的气动特性［J］.中国电机工程学报，2009，29（26）：79－84.YE Xuemin，LI Jun，WANG Songling，et al.Aerodynamics of adjustable blade axial fan under abnormal installation angles［J］.Proceedings of the CSEE，2009，29（26）：79－84.

［13］ 李春曦，尹攀，叶学民.单动叶安装角深度异常对轴流风机性能及噪声影响的数值模拟［J］.中国电机工程学报，2012，32（35）：122－129.LI Chunxi，YIN Pan，YE Xuemin.Simulation on performance and acoustic characteristics with deeply abnormal installation angle of single blade in a variable pitch axial fan［J］.Proceeding of the CSEE，2012，32（35）：122－129.

［14］ B·埃克.通风机［M］.北京：机械工业出版社，1983：361－368.

［15］ HERWIG H，KOCK F.Direct and indirect methods of calculating entropy generation rates in turbulent convective heat transfer problems［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2007，43（3）：207－215.

［16］ 李春曦，尹攀，叶学民，等.轴流风机动叶异常对风机内熵产影响的数值模拟［J］.动力工程学报，2012，32（12）：947－953.LI Chunxi，YIN Pan，YE Xuemin，et al.Effect of abnormal blade incidence on internal entropy generation in axial－flow fans［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（12）：947－953.

［17］ KOCK F，HERWIG H.Local entropy production in turbulent shear flows：a high－Reynolds number model with wall functions［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2004，47（10/11）：2205－2215.