齒形襟翼結(jié)構(gòu)尾緣軸流風(fēng)機(jī)性能仿真研究

鄭 楠， 葉學(xué)民， 楊天康， 李春曦

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，河北保定 071003)

大型軸流風(fēng)機(jī)以體積流量大、高效率區(qū)寬等優(yōu)勢被廣泛用于航空、能源和化工等領(lǐng)域，但運行中普遍存在能耗高、噪聲大和結(jié)構(gòu)振動等問題[1-2]。為此，國內(nèi)外學(xué)者提出了表面開槽、增設(shè)端壁機(jī)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(jié)構(gòu)特性是影響風(fēng)機(jī)性能和氣動噪聲的重要因素之一。研究表明，增設(shè)尾緣襟翼可有效改善翼型的性能。Alber等[5]進(jìn)行了風(fēng)力機(jī)風(fēng)洞實驗，發(fā)現(xiàn)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(shù)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(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)性能的影響。Li等[8]模擬了GF對軸流風(fēng)機(jī)性能、氣動噪聲及內(nèi)流特征的影響。

另外，采用鋸齒尾緣技術(shù)不僅降噪效果突出，而且其結(jié)構(gòu)簡單。葉學(xué)民等[9]研究了不同鋸齒長度的尾緣對軸流風(fēng)機(jī)氣動噪聲、壓力及性能的影響，發(fā)現(xiàn)鋸齒尾緣可明顯降低軸流風(fēng)機(jī)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(fēng)洞實驗發(fā)現(xiàn)，采用直鋸齒和斜鋸齒尾緣葉片可降低風(fēng)機(jī)氣動噪聲。仝帆等[11-12]基于數(shù)值計算闡述了鋸齒尾緣的降噪機(jī)理，認(rèn)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?qū)ΨQ渦的作用下渦結(jié)構(gòu)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(shè)尾緣襟翼在提升翼型性能方面具有一定的優(yōu)勢，但氣動噪聲會隨之增大；基于仿生結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)，采用計算流體力學(xué)和計算氣動聲學(xué)的方法，分析該結(jié)構(gòu)對某兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)性能、氣動噪聲特性和內(nèi)流結(jié)構(gòu)的影響，探討其影響機(jī)理，以期為風(fēng)機(jī)的性能優(yōu)化提供依據(jù)。

1 數(shù)值模擬

1.1 幾何模型

圖1為某兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)模型示意圖。計算區(qū)域由集流器、兩級動葉、兩級導(dǎo)葉和擴(kuò)壓器組成。動葉數(shù)為24，導(dǎo)葉數(shù)為23，兩級動葉采用相同翼型，Ⅰ級導(dǎo)葉為等厚的復(fù)合式圓弧板，Ⅱ級導(dǎo)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(zhuǎn)速為1 490 r/min，動葉中部弦長c為198 mm。設(shè)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(fēng)機(jī)模型示意圖

為充分利用襟翼和齒形尾緣結(jié)構(gòu)帶來的不同優(yōu)勢，現(xiàn)提出一種新型尾緣結(jié)構(gòu)，即在葉片尾緣處增設(shè)齒形襟翼，研究其結(jié)構(gòu)及齒長對風(fēng)機(jī)性能和氣動噪聲的影響。Bianchini等[13-15]的研究結(jié)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(jié)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(shù)見表1。其中，方案1為常見的襟翼結(jié)構(gòu)，其他方案為不同齒長的齒形襟翼結(jié)構(gòu)。葉片模型示意圖見圖2。

表1 齒形襟翼幾何參數(shù)

(a) 原風(fēng)機(jī)葉片

1.2 計算方法

采用Fluent多重參考系模型(MRF)對整機(jī)進(jìn)行定常數(shù)值計算，選用帶有旋轉(zhuǎn)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(kuò)散項和對流項等選擇二階迎風(fēng)離散格式。動、靜交界面采用interface邊界條件，以實現(xiàn)兩交界面的數(shù)據(jù)傳遞。集流器入口設(shè)為速度邊界條件，擴(kuò)壓器出口選擇自由出流。當(dāng)各項監(jiān)視參數(shù)殘差小于10-4且進(jìn)出口截面的平均總壓不變時，視計算已收斂。

為分析動葉區(qū)靜壓時域特征、噪聲源分布和湍動能變化與齒長間的內(nèi)在聯(lián)系，將穩(wěn)態(tài)計算結(jié)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(jìn)法進(jìn)行氣動噪聲模擬[3]。動葉區(qū)流動結(jié)構(gòu)復(fù)雜，能量變化劇烈且壓力脈動顯著，故選擇動葉輪旋轉(zhuǎn)域為噪聲源面，在Ⅰ、Ⅱ級動葉尾緣25%、50%、75%葉高處的流道內(nèi)設(shè)置具有代表性的監(jiān)測點(M1～M6)，用于監(jiān)測該區(qū)域的瞬時靜壓變化，監(jiān)測點布置見圖3。

圖3 監(jiān)測點分布

1.3 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗證

采用ICEM對動葉區(qū)和靜葉區(qū)分別進(jìn)行非結(jié)構(gòu)、結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并對齒形區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，如圖4所示。為評估網(wǎng)格數(shù)對模擬結(jié)果的影響，對原風(fēng)機(jī)模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，結(jié)果見表2。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為1 010萬時，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對計算精度的影響很小。因此，選擇1 010萬網(wǎng)格進(jìn)行模擬，此時Ⅰ、Ⅱ級動葉區(qū)網(wǎng)格數(shù)分別為453萬和451萬。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

(a) 整機(jī)網(wǎng)格

1.4 模擬結(jié)果驗證

為驗證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，在體積流量qV為80.0～92.5 m3/s范圍內(nèi)對風(fēng)機(jī)全壓Δp和全壓效率η的模擬值與實驗值進(jìn)行對比，如圖5所示。在設(shè)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(nèi)，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(wǎng)格劃分及所選模型均可滿足計算要求，故模擬結(jié)果可準(zhǔn)確反映風(fēng)機(jī)的性能。

圖5 全壓和全壓效率模擬值與實驗值的對比

2 結(jié)果與分析

2.1 風(fēng)機(jī)性能

圖6為原風(fēng)機(jī)和5種方案下風(fēng)機(jī)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(cè)均可顯著提升風(fēng)機(jī)全壓和全壓效率，且運行高效區(qū)較原風(fēng)機(jī)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(nèi)有效提高風(fēng)機(jī)全壓，設(shè)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(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)相比，方案1～方案5的風(fēng)機(jī)全壓效率在小體積流量側(cè)有所下降，但在大體積流量側(cè)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(fēng)機(jī)的最大全壓效率向大體積流量側(cè)移動。當(dāng)qV大于設(shè)計體積流量時，與原風(fēng)機(jī)相比，方案4的風(fēng)機(jī)全壓效率增幅最大，其全壓效率在qV為92.5 m3/s時較原風(fēng)機(jī)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(nèi)均遠(yuǎn)低于原風(fēng)機(jī)，而方案2～方案5在提高全壓、改善大體積流量側(cè)全壓效率和拓寬運行高效區(qū)等綜合性能方面表現(xiàn)更優(yōu)。考慮到風(fēng)機(jī)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(jié)構(gòu)尾緣改型的最佳方案。

(a) 全壓

2.2 時域分析

圖7給出了設(shè)計體積流量下風(fēng)機(jī)在1個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)監(jiān)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(jiān)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(zhuǎn)過程中周期性打擊周圍流體所致，與Shin等[16]所得到的非穩(wěn)態(tài)壓力變化規(guī)律相符。

(a) M1

由圖7可知，原風(fēng)機(jī)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(jiān)測點M1為例進(jìn)行分析，原風(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)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(qū)的靜壓均值沿葉高方向的分布規(guī)律與Ⅰ級動葉區(qū)一致。與原風(fēng)機(jī)相比，5種方案的靜壓脈動明顯減小，這有利于降低當(dāng)?shù)貧鈩釉肼?；但另一方面，由于方?的靜壓脈動幅度顯著增大，致使當(dāng)?shù)卦肼曉龃?，而采用方?～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(yīng)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(nèi)，各方案下氣動噪聲頻譜無顯著差異。當(dāng)頻率>1 200 Hz時，原風(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)小幅增大，這與文獻(xiàn)[17]中的研究結(jié)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(xué)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(dá)式為：

(1)

式中：pi為瞬時壓力，Pa；t為時間，s；N為總采樣數(shù)。

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(yīng)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(qū)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(xiàn)相似的分布特征，葉片尾緣頂部、葉根和葉頂中部發(fā)生劇烈的壓力變化，為主要噪聲源區(qū)。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(jié)果不同。其可能原因是本研究中動葉為安裝角可調(diào)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(fā)生作用，造成該區(qū)域速度和壓力持續(xù)產(chǎn)生不規(guī)律的劇烈變化。在葉片尾緣頂部和葉根區(qū)域，由于尾跡渦不斷交替脫落，發(fā)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(dǎo)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(fēng)機(jī)，方案2～方案5的葉片葉頂區(qū)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(qū)域也縮小，表現(xiàn)為高pRMS分布區(qū)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(qū)域。從圖9(e)可以進(jìn)一步看出，葉片尾緣頂部分離渦及葉頂中部泄漏流產(chǎn)生的壓力變化仍是產(chǎn)生氣動噪聲的主要原因，因此下一步可同時優(yōu)化鋸齒分布及葉頂流動，進(jìn)行深度降噪。

(a) 原風(fēng)機(jī)

圖10給出了設(shè)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(qū)pRMSmax的影響較小，但在Ⅱ級動葉區(qū)，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(qū)的pRMSmax最大。其原因不僅是Ⅱ級動葉區(qū)的靜壓時均值高于Ⅰ級動葉區(qū)，且其流場比Ⅰ級動葉區(qū)更為復(fù)雜，方案4下Ⅰ、Ⅱ級動葉區(qū)的渦結(jié)構(gòu)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(qū)的渦結(jié)構(gòu)

2.5 湍流強度分布

為進(jìn)一步了解不同齒長襟翼對風(fēng)機(jī)性能、內(nèi)流結(jié)構(gòu)和氣動噪聲影響的內(nèi)在機(jī)理，圖12給出了原風(fēng)機(jī)、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(fēng)機(jī)、方案1和方案4在cx=0.5～1.0范圍內(nèi)的湍流強度脈動較大，且該區(qū)域主要分布在吸力面?zhèn)龋@與前文pRMS在葉片吸力面變化更為顯著的結(jié)果一致。與原風(fēng)機(jī)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(chǎn)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(shù)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(fēng)機(jī)

為詳細(xì)說明湍流強度變化的內(nèi)在原因，圖13對比了3種方案下的渦結(jié)構(gòu)。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(fā)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(nèi)，且葉片兩側(cè)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(fēng)機(jī)

2.6 降噪機(jī)理

Chong等[19]發(fā)現(xiàn)了鋸齒尾緣反向?qū)ΨQ渦的存在，認(rèn)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(cè)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(qū)域上的瞬時渦量分布，認(rèn)為在波浪前緣流動分離處存在反向?qū)ΨQ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(fēng)機(jī)和方案4中不同截面處的瞬時渦量分布。與原風(fēng)機(jī)相比，方案4葉片尾緣處的流動發(fā)生顯著變化，這表現(xiàn)為在鋸齒前后存在壓差和速度梯度，在鋸齒尾緣處產(chǎn)生了一對垂直、旋向相反的渦(標(biāo)記A)。這與楊景茹等[12]的研究結(jié)果相似，但與其發(fā)現(xiàn)的鋸齒尾緣降噪機(jī)理相比，齒形襟翼尾緣降噪機(jī)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(nèi)也產(chǎn)生了一對水平的反向?qū)ΨQ渦(標(biāo)記B)。為清晰說明水平反向?qū)ΨQ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(fēng)機(jī)

圖15 方案4齒峰截面處的流場

綜上可知，2對反向?qū)ΨQ渦相互作用強烈，減小了附著渦和尾跡渦等非定常渦結(jié)構(gòu)及所占區(qū)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(yīng)力輻射的四極子噪聲[21]，這是齒形襟翼結(jié)構(gòu)尾緣能降噪的主要原因。

3 結(jié) 論

(1) 齒形襟翼結(jié)構(gòu)可顯著提高風(fēng)機(jī)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(nèi)平均增幅為12.93%；增設(shè)齒形襟翼后，風(fēng)機(jī)全壓效率最高點向大體積流量側(cè)移動，運行高效區(qū)變寬，但在小體積流量側(cè)全壓效率稍有下降。

(2) 與原風(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)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(qū)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(qū)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(qū)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(yōu)。

(3) 齒形襟翼使葉片前緣分離渦和葉頂泄漏渦共同作用產(chǎn)生的湍流脈動強度降低，減小了尾跡渦大小及其分布區(qū)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(chǎn)生了2對反向?qū)ΨQ渦，其相互作用強烈，能量耗散加快，這是齒形襟翼結(jié)構(gòu)尾緣能降噪的主要原因。