提升兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)性能的葉頂形狀數(shù)值研究

葉學(xué)民, 張建坤, 李春曦

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 河北 保定 071003)

0 引 言

動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)，因其運(yùn)行效率高和易調(diào)節(jié)等優(yōu)點(diǎn)而廣泛用作燃煤電廠的送引風(fēng)機(jī)。尤其當(dāng)前面臨嚴(yán)格的超低排放要求，燃煤機(jī)組普遍進(jìn)行脫硫脫硝改造，致使煙風(fēng)系統(tǒng)阻力顯著增大，采用兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)作為送引風(fēng)機(jī)已成為機(jī)組設(shè)計(jì)和改造的優(yōu)先選擇。然而，按照我國現(xiàn)行設(shè)計(jì)規(guī)范中規(guī)定的設(shè)計(jì)裕量系數(shù)，風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)工況點(diǎn)參數(shù)往往超出實(shí)際運(yùn)行點(diǎn)30%，造成高效風(fēng)機(jī)低效運(yùn)行的現(xiàn)狀[1]。另一方面，機(jī)組容量和通風(fēng)阻力的提高，也顯著增加了送引風(fēng)機(jī)功耗。因此，深入研究提高兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)性能的有效措施，對于保證其高效運(yùn)行和提高機(jī)組經(jīng)濟(jì)性具有重要現(xiàn)實(shí)意義。

研究表明：葉頂間隙形狀是影響通風(fēng)機(jī)全壓、效率和噪聲的重要因素，合理的葉型選擇對于保證風(fēng)機(jī)高效運(yùn)行具有重要作用[2-3]。目前，葉頂間隙領(lǐng)域內(nèi)的研究主要集中在改變?nèi)~頂形狀和控制葉頂間隙兩方面。在改變?nèi)~頂形狀方面，周敏等[4]基于數(shù)值模擬分析了3種在葉片尾部開槽處理方案對壓氣機(jī)的影響，發(fā)現(xiàn)尾部凹槽處的射流可控制和延緩附面層分離，從而降低總壓損失和提高流場穩(wěn)定性。陸華偉等[5]通過實(shí)驗(yàn)與模擬相結(jié)合的方法探討了葉頂開槽、吸力面開槽及葉頂-吸力面開槽對某壓氣機(jī)的影響，結(jié)果顯示葉頂開槽能消除角區(qū)分離結(jié)構(gòu)，降低泄漏損失。Nho等[6]采用實(shí)驗(yàn)測試了11種葉頂下壓氣機(jī)的氣動(dòng)性能，指出葉頂開凹形槽這一方案下的葉片總壓損失最小，氣動(dòng)性能最好。毛佳妮和曹紫胤[7]針對某壓氣機(jī)設(shè)計(jì)了一種頂部帶有“燕尾冠”的葉片，模擬發(fā)現(xiàn)該設(shè)計(jì)可削弱葉頂間隙泄漏渦。章大海等[8]比較了平頂、凹槽頂和平頂開槽孔結(jié)構(gòu)對GE-E3葉片的影響，指出凹槽頂可有效提高葉頂冷卻效率并降低換熱系數(shù)。Saha等[9]模擬了不同凹槽狀葉頂對渦輪機(jī)械的影響，發(fā)現(xiàn)壓力邊有小翼的凹槽狀葉頂間隙結(jié)構(gòu)可有效減少葉頂泄漏流。Parkash等[10]通過在某渦輪機(jī)械上將凹式葉頂改進(jìn)為壓力邊傾斜凹槽，使其效率得到小幅度提高。Maesschalck等[11]對某一渦輪葉片進(jìn)行葉頂切割，顯著降低了葉頂換熱系數(shù)和提高了其性能。葉學(xué)民和李春曦等[12-13]模擬了凹槽頂和雙凹槽頂對單級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)的影響，發(fā)現(xiàn)凹槽頂?shù)牟捎每善鸬较魅跣孤┝骱吞岣唢L(fēng)機(jī)效率的效果。

在葉頂間隙控制方面，汪永陽等[14]模擬了不同葉頂間隙下某船用渦輪機(jī)的氣動(dòng)性能，結(jié)果表明隨間隙增大，葉頂局部高熵區(qū)增大，燃?xì)鈸p失增大。Thompson等[15]針對某壓氣機(jī)指出梯狀間隙結(jié)構(gòu)能有效地減小頂部區(qū)域阻塞團(tuán)的負(fù)面影響，可在一定程度上提高壓氣機(jī)的壓比、效率和流量范圍。You等[16]采用大渦模擬分析了間隙大小和端壁槽對某壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子的影響，發(fā)現(xiàn)端壁槽可有效改善葉頂泄漏流動(dòng)。石寶龍等[17]研究了不同葉頂間隙結(jié)構(gòu)對某航空發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，指出在葉頂間隙流通面積相同情況下，臺(tái)階型、漸縮型間隙優(yōu)于直線型，凸/凹型間隙效率最低。賀利生等[18]對比了某離心壓縮機(jī)在6種不同葉頂間隙形態(tài)下的流場，發(fā)現(xiàn)隨間隙增大，壓縮機(jī)的壓比及效率呈現(xiàn)下降趨勢，而漸縮形間隙與梯狀間隙的氣動(dòng)性能優(yōu)于漸擴(kuò)與波浪形間隙。孫海鷗等[19]對某壓氣機(jī)在均勻及非均勻間隙下的模擬表明，葉頂間隙增大時(shí)壓氣機(jī)的效率和壓比等性能出現(xiàn)衰退，且不同間隙對性能衰退程度的影響也明顯不同。

綜上所述，目前葉頂間隙領(lǐng)域內(nèi)的研究主要集中在壓氣機(jī)等高壓渦輪機(jī)械或單級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)，而兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)葉片與上述葉片型線顯著不同，尤其是翼型厚度差異顯著，由此將采取與文獻(xiàn)中不同的改變?nèi)~頂形狀方法提高其性能，而目前關(guān)于葉頂形狀對兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)的影響尚未報(bào)道。為此，本文以某大型燃煤機(jī)組配套的兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流一次風(fēng)機(jī)為對象，采用數(shù)值模擬方法分析葉頂開斜槽、雙斜槽和階梯狀等不同葉頂形狀對其性能的影響，并通過內(nèi)流特征、壓力分布和損失特征分析影響其性能的機(jī)理。

1 數(shù)值模擬

1.1 模型建立

兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)如圖1所示，包括集流器區(qū)、葉輪區(qū)(I級、II級)、導(dǎo)葉區(qū)(I級、II級)和擴(kuò)壓器區(qū)。葉輪直徑為1778 mm，輪轂比為0.67；第一、二級動(dòng)葉采用相同翼型結(jié)構(gòu)，葉片數(shù)為24，葉頂間隙為4.5 mm；第一級導(dǎo)葉采用長短復(fù)合式等厚圓弧板，葉片數(shù)為23，第二級導(dǎo)葉為單一長度等厚圓弧板，葉片數(shù)為23；工作轉(zhuǎn)速為1490 r/min，風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)方向(從電機(jī)側(cè)看)為逆時(shí)針，其中動(dòng)葉片調(diào)節(jié)范圍為-25°～21°。設(shè)計(jì)工況點(diǎn)參數(shù)：流量為82.46 m3/s，全壓為11865.5 Pa。

為提高該風(fēng)機(jī)運(yùn)行性能，擬對葉頂采取如圖2所示的5種葉頂形狀改進(jìn)方案，其中圖2(a)所示為原葉頂。如前言所述，Nho[6]和葉學(xué)民[12]等研究了沿弦長方向的內(nèi)槽對壓氣機(jī)和風(fēng)機(jī)性能的影響，其中單級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)葉片翼型最大厚度為22.5 mm，平均厚度為12.8 mm；而本文研究的兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)葉片較薄，翼型最大厚度僅為6.5 mm，平均厚度為4.8 mm，葉頂內(nèi)開槽這一方案并不易實(shí)施。故下文嘗試葉頂處理措施更為簡單的方案一、方案二與方案三所示的斜槽頂，槽深及槽寬均為3 mm，其中方案一為逆流向斜槽(距葉片前緣42%軸向弦長位置)；方案二為順流向斜槽(距葉片前緣38%軸向弦長位置)；方案三為雙斜槽(兩斜槽差15%軸向弦長距離)；由于間隙內(nèi)泄漏渦位置靠近葉片中部[6]，所以本文所嘗試斜槽開設(shè)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(距葉片前緣33%軸向弦長位置)，方案五為下階梯葉頂(距葉片尾緣33%軸向弦長位置)。

圖1 兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)模型Fig.1 Sketch of a two-stage axial flow fan

圖2 不同葉頂形狀Fig.2 Structure of blade tip shape

1.2 計(jì)算方法和邊界條件

控制方程包括連續(xù)性方程，雷諾時(shí)均(RANS)方程和Realizablek-ε湍流模型。Realizablek-ε湍流模型因引入旋轉(zhuǎn)和曲率相關(guān)項(xiàng)，在求解旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)、強(qiáng)逆壓梯度的邊界層流動(dòng)分離、二次流及回流等方面具有較高精度[20]，與本文所要求解的具有強(qiáng)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)且伴隨各種渦流損失的風(fēng)機(jī)內(nèi)流模擬應(yīng)用條件相吻合，故采用此模型對RANS方程進(jìn)行封閉。計(jì)算采用SEGREGATED隱式方法和標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，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(dòng)量方程中的對流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)以及湍流粘性系數(shù)等應(yīng)用二階迎風(fēng)格式離散。

因葉輪與機(jī)殼間有相對運(yùn)動(dòng)，存在動(dòng)靜干涉作用，而多重參考系模型適用于解決動(dòng)靜部分間的干涉作用[2-3]，故采用多重參考系模型對該風(fēng)機(jī)進(jìn)行定常模擬，范圍設(shè)定為風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)區(qū)域，即兩級動(dòng)葉葉輪。將風(fēng)機(jī)集流器入口和擴(kuò)壓器出口作為整個(gè)計(jì)算域的入口和出口，入口和出口邊界條件設(shè)置為速度入口和自由出流；動(dòng)靜交界面采用interface以實(shí)現(xiàn)上游出口與下游入口兩交界面上參數(shù)的數(shù)據(jù)交換。當(dāng)各參數(shù)殘差低于10-4，且進(jìn)、出口截面總壓均不隨時(shí)間變化時(shí)，則視計(jì)算達(dá)到收斂。

1.3 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證

在Gambit中對原風(fēng)機(jī)及葉頂形狀改進(jìn)后的風(fēng)機(jī)進(jìn)行建模，并劃分網(wǎng)格。鑒于風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)復(fù)雜的特點(diǎn)，采用分區(qū)域劃分網(wǎng)格。優(yōu)先對I、II級動(dòng)葉進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并利用尺寸函數(shù)加密葉頂區(qū)域網(wǎng)格，其他區(qū)域的網(wǎng)格劃分以I、II級動(dòng)葉網(wǎng)格為參考，風(fēng)機(jī)整機(jī)網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化/非結(jié)構(gòu)化混合網(wǎng)格。網(wǎng)格具體劃分如圖3所示，其中圖3(a)為風(fēng)機(jī)整機(jī)網(wǎng)格圖，圖3(b)為原葉片網(wǎng)格局部圖，圖3(c)為方案一斜槽網(wǎng)格局部圖。

(a) 風(fēng)機(jī)整機(jī)網(wǎng)格

(b) 原葉頂網(wǎng)格 (c) 斜槽葉頂網(wǎng)格

為評估網(wǎng)格數(shù)對模擬結(jié)果的影響，在模擬前針對原風(fēng)機(jī)進(jìn)行了無關(guān)性檢驗(yàn)，模擬結(jié)果如表1所示。模擬表明，網(wǎng)格數(shù)超過550萬時(shí)，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對計(jì)算精度影響很小，但計(jì)算時(shí)長卻明顯增加。綜合考慮計(jì)算精度、計(jì)算時(shí)長和內(nèi)流特征顯示等要求，下文模擬選用550萬網(wǎng)格數(shù)。葉頂改型后動(dòng)葉區(qū)網(wǎng)格進(jìn)行相應(yīng)加密，網(wǎng)格數(shù)會(huì)相應(yīng)增加。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Table 1 Validation of grid independence

1.4 模型驗(yàn)證

為保證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，在(80～92.5) m3/s的流量范圍內(nèi)將模擬結(jié)果與樣本值進(jìn)行了對比，如圖4所示，其中樣本值數(shù)據(jù)取自風(fēng)機(jī)制造廠家提供的性能曲線。圖4表明，設(shè)計(jì)流量下，模擬值和樣本值的全壓偏差和效率偏差分別為1.55%和3.22%，全流量范圍內(nèi)全壓和效率平均偏差分別為2.61%和2.34%，均被控制在5%以內(nèi)，符合數(shù)值模擬準(zhǔn)確性的要求。圖4中樣本效率曲線在大流量側(cè)下降明顯，這是因?yàn)闅饬髁鬟^葉柵時(shí)會(huì)產(chǎn)生葉型損失、環(huán)面損失和二次流損失，其中葉型損失占據(jù)較大比例[21]。葉型損失隨流量有較為顯著的變化，在小流量側(cè)葉型損失變化較小，而大流量側(cè)葉型損失迅速增大；而在模擬中，受風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)較為理想化所限，其葉型損失隨流量波動(dòng)可能較小，因此造成大流量側(cè)樣本效率急速下降而模擬值變化平緩的特征。

圖4 模擬結(jié)果與樣本值對比Fig.4 Comparison between simulated and experimental results

2 結(jié)果與分析

2.1 風(fēng)機(jī)性能

不同葉頂形狀對風(fēng)機(jī)性能影響如圖5所示。圖5表明，與原葉頂相比，在全流量范圍內(nèi)，逆流向斜槽葉頂和階梯狀葉頂均可有效提高風(fēng)機(jī)的全壓和效率，且效率均在設(shè)計(jì)流量下達(dá)到最大值；性能提升效果依次為方案一、方案三、方案四和方案五，其中全壓平均提升分別為533 Pa、374 Pa、349 Pa和290Pa，效率平均提升分別為0.843、0.507、0.326和0.346個(gè)百分點(diǎn)；且隨流量增大，全壓提升效果略有減小，即在小流量側(cè)提升效果更加明顯。方案二(順流向斜槽)則僅在小流量下提升全壓和效率較為明顯，隨流量增大，其全壓和效率反而低于原葉頂，同時(shí)其效率最高點(diǎn)由設(shè)計(jì)流量向小流量側(cè)偏移，最高點(diǎn)效率比原風(fēng)機(jī)提高了0.483個(gè)百分點(diǎn)。

(a) 全壓曲線

(b) 效率曲線

圖5表明，方案一在提升風(fēng)機(jī)性能方面效果最為顯著，在設(shè)計(jì)流量下，采用方案一時(shí)全壓和效率分別提高4.68%和0.94%。綜合考慮風(fēng)機(jī)性能提升效果及近期實(shí)施的超低排放改造后煙道阻力和風(fēng)量需求增大的現(xiàn)狀，方案一，即逆流向斜槽，是該軸流風(fēng)機(jī)改造的最優(yōu)選擇。

2.2 內(nèi)流特征

在旋轉(zhuǎn)機(jī)械內(nèi)部，為保證動(dòng)葉與機(jī)殼間的相對旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，葉頂區(qū)域須保留一定間隙[22]。為深入闡釋不同葉頂形狀對兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)性能的影響，圖6給出了設(shè)計(jì)流量下某一軸向截面處間隙內(nèi)的泄漏流場分布，其中PS和SS分別代表壓力面和吸力面。

圖6(a)表明，軸流風(fēng)機(jī)內(nèi)絕大部分氣流均由壓力面向相鄰葉片的吸力面移動(dòng)，而在葉頂區(qū)內(nèi)有少量氣流在壓力面和吸力面的壓差作用下持續(xù)進(jìn)入葉頂間隙內(nèi)，形成葉頂泄漏流；該泄漏流在吸力面附近與主流發(fā)生摻混后形成泄漏渦。泄漏渦內(nèi)存在的較大黏滯阻力對后續(xù)泄漏流產(chǎn)生一定的阻礙作用，可減弱泄漏流進(jìn)入主流通道中與主流發(fā)生摻混，因而可降低泄漏損失和摻混損失。圖6(b)～圖6(d)表明，開槽處理后的葉頂間隙內(nèi)流場變得更加復(fù)雜，這表現(xiàn)在：方案一(逆流向斜槽)使進(jìn)入間隙內(nèi)的泄漏流在沖擊機(jī)殼后返回到斜槽內(nèi)沖擊其底部，形成一渦核中心靠近斜槽底部且充滿整個(gè)間隙通道的旋渦；方案二(順流向斜槽)，泄漏渦區(qū)縮小且渦核中心向吸力面發(fā)生偏移；而方案三(雙斜槽)泄漏渦分布情況與方案一類似，但其分布范圍小于方案一，對泄漏流的阻礙作用較小，致使其性能提升不如方案一。

(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6(e)與圖6(f)表明，階梯狀葉頂內(nèi)，泄漏渦中心分布于間隙較小的高位臺(tái)階處，上階梯葉頂?shù)拈g隙內(nèi)，由于間隙內(nèi)流通面積的突然縮小，造成泄漏渦分布區(qū)域會(huì)相應(yīng)縮小，渦核中心向吸力面偏移。與此相反，下階梯葉頂呈現(xiàn)旋渦分布區(qū)域擴(kuò)大，渦核中心更靠近葉片中部區(qū)域。

為進(jìn)一步說明葉頂形狀對泄漏渦大小及強(qiáng)度的影響，圖7給出了原葉頂和各方案下的渦量分布。由圖7可知，原葉頂下間隙內(nèi)渦量分布較為規(guī)則，經(jīng)過斜槽葉頂和階梯狀葉頂改進(jìn)后，渦量分布發(fā)生顯著變化。葉頂形狀改進(jìn)后，在靠近渦核中心處存在較大的渦量梯度，且在整個(gè)間隙通道內(nèi)渦量值均得到明顯提高，這對于阻礙泄漏流發(fā)展具有促進(jìn)作用。其中，原葉頂在整個(gè)間隙高度方向上渦量值分布在14000～20000s-1，經(jīng)過斜槽葉頂改進(jìn)后，間隙高度上渦量值提高至30000～50000s-1，三種改進(jìn)斜槽葉頂形狀中以逆流向斜槽提高最為明顯，所以其性能提升最高。而階梯狀葉頂改進(jìn)后，間隙高度上渦量值提高效果不如斜槽明顯，其渦量值提高至20000～40000s-1，并在高位階梯處存在較大渦量梯度，與泄漏渦中心相對應(yīng)。

(a) 原葉頂

(b) 方案一

(c) 方案二

(d) 方案三

(e) 方案四

(f) 方案五

2.3 葉頂壓力分布

上述分析表明，葉頂間隙內(nèi)的流場分布與葉頂形狀密切相關(guān)，而間隙內(nèi)泄漏渦的存在則使葉頂局部形成一靜壓極低的區(qū)域，這勢必改變?nèi)~頂區(qū)域的壓力分布。研究表明，機(jī)殼端壁局部靜壓的變化可在一定程度上反映泄漏渦的運(yùn)行軌跡[23]。為此，圖8給出了不同葉頂形狀下機(jī)殼端壁的靜壓分布。由圖8表明，6種葉頂形狀下，在葉片中部均存在一靜壓極低的區(qū)域，即泄漏渦分布區(qū)，這與2.2節(jié)中的渦核位置基本一致。對于原葉頂，泄漏渦大體均勻分布在壓力面和吸力面兩側(cè)，在靠近泄漏渦附近存在極大的靜壓梯度，靜壓最小值為-6000Pa。圖8(b)～圖8(d)表明，采用斜槽葉頂改進(jìn)后，泄漏渦中心向吸力面?zhèn)绕?。此外，?shí)施葉頂形狀改進(jìn)后，葉頂處的最小靜壓值均進(jìn)一步減小，最低值可達(dá)-9000Pa，由此表明葉頂改進(jìn)后，葉頂處存在強(qiáng)度更大的旋渦，能更有效地阻礙泄漏流的發(fā)展，從而提高其氣動(dòng)性能。

(a) 原葉頂

(b) 方案一

(c) 方案二

(d) 方案三

(e) 方案四

(f) 方案五

由圖8(a)可知，對于原葉頂，葉片壓力面?zhèn)扔绕涫强拷泻蟛?，存在較大的橫向壓力梯度，其與吸力面?zhèn)鹊膲翰罴礊樾纬尚孤u的驅(qū)動(dòng)力。對比原葉頂和葉頂形狀改進(jìn)后的效果可知，斜槽和階梯狀葉頂?shù)牟捎檬谷~片兩側(cè)的壓差明顯增大，這是葉頂形狀改進(jìn)后旋渦增強(qiáng)的主要原因。

2.4 損失特征

葉頂間隙的軸向速度，可在一定程度上反映泄漏流與主流的摻混程度，軸向速度越大，主流受到泄漏流的影響也越大，相應(yīng)損失也會(huì)增加。圖9給出了不同葉頂形狀下軸向速度沿葉頂間隙高度的分布趨勢，其中相對間隙高度為(r-rt)/(Rc-rt)，r為葉頂?shù)綑C(jī)殼處任意半徑，rt、Rc分別為葉頂半徑和機(jī)殼半徑。圖9表明，與原葉頂相比，葉頂形狀改進(jìn)后葉頂間隙內(nèi)的軸向速度均得到有效降低，在靠近間隙中下部，軸向速度降低尤為明顯，這主要是由于此處靠近渦核中心，受泄漏渦黏滯阻力影響較大，而在遠(yuǎn)離渦核中心的間隙頂部區(qū)域，軸向速度變化較小。同時(shí)對比各種葉型軸向速度變化可以發(fā)現(xiàn)，方案一(逆流向斜槽)軸向速度降低最為明顯，這也是其性能提高的原因之一。

圖9 不同葉頂形狀間隙內(nèi)軸向速度分布Fig.9 The axial velocity in tip clearance of different blade shapes

葉頂形狀改進(jìn)后損失特征的影響還可以直接從間隙內(nèi)的泄漏流量得到反映，泄漏流量越大，泄漏損失也越大，隨之在主流通道中的摻混損失也越大。表2給出了設(shè)計(jì)流量下不同葉頂形狀泄漏量的對比。由于壓力面和吸力面壓差較大，可近似認(rèn)為間隙內(nèi)的泄漏流動(dòng)垂直于葉片[24]。其中，間隙內(nèi)的流動(dòng)速度為：υt=[2/ρ(p1-p2)]1/2，即為單位面積泄漏流量，kg/(s·m2)。其中υt為泄漏流速，m/s；ρ為介質(zhì)密度，kg/m3；p1和p2為壓力面和吸力面壓力，Pa。

泄漏流量相對變化率定義為：

ψ=(Qc-Qo)/Qc

其中Qc為葉頂改型后的泄漏流量，kg/(s·m2)；Qo為原葉頂?shù)男孤┝髁?，kg/(s·m2)。

由表2可看出，相對于原風(fēng)機(jī)，5種改進(jìn)葉頂形狀均使風(fēng)機(jī)的泄漏流量得到減小，依次為方案一、方案三、方案四、方案五和方案二，泄漏流量分別減小了8.55%、5.64%、5.44%、4.89%和2.51%。其中以方案一(逆流向斜槽)最為突出，這與上述軸向速度分析得出的結(jié)論相一致。此外，對比圖4中效率提升值和表2中泄漏流量減少值可知，兩者間并沒有數(shù)值上的線性關(guān)系。這主要是因風(fēng)機(jī)效率不僅受到泄漏損失的影響，還要考慮翼型損失和摩擦損失等因素[13]。

表2 不同葉頂形狀下泄漏流量的對比Table 2 leakage flow in the tip clearance of different blade tip shapes

3 結(jié) 論

1) 對于兩級動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)，5種葉頂形狀方案均可顯著提高風(fēng)機(jī)性能。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，而順流向斜槽葉頂僅在小流量下提升性能明顯，大流量反而要低于原葉頂，同時(shí)風(fēng)機(jī)高效區(qū)向小流量側(cè)偏移。

2) 與原葉頂相比，葉頂形狀改進(jìn)均使間隙內(nèi)的泄漏流場更加復(fù)雜，葉頂處泄漏渦分布區(qū)域及強(qiáng)度增大，間隙通道內(nèi)的渦量值得到明顯提高，由此間隙內(nèi)軸向速度和泄漏流量減小，有利于阻礙泄漏流的發(fā)展和降低泄漏損失；泄漏渦的存在使機(jī)殼端壁上產(chǎn)生一低壓區(qū)，斜槽葉頂促使泄漏渦中心向吸力面?zhèn)绕疲蝗~頂形狀改進(jìn)后，葉頂處的最小靜壓值均進(jìn)一步減小。5種葉頂方案中，逆流向斜槽葉頂形狀提升風(fēng)機(jī)性能最為顯著。綜合考慮葉頂形狀改進(jìn)后的性能和損失特征，并結(jié)合當(dāng)前燃煤機(jī)組超低排放改造后煙風(fēng)阻力和風(fēng)量需求增大的現(xiàn)狀，逆流向斜槽葉頂結(jié)構(gòu)是該風(fēng)機(jī)最佳葉頂形狀。