多翼離心風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)失速階段壓力脈動(dòng)分析

摘要：為了研究多翼離心風(fēng)機(jī)在旋轉(zhuǎn)失速階段的壓力脈動(dòng)特性，以多翼離心風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，利用Creo軟件對(duì)其進(jìn)行三維建模，并對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，進(jìn)行非定常數(shù)值計(jì)算.在葉輪出口不同周向、徑向以及軸向位置設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，分析旋轉(zhuǎn)失速工況下風(fēng)機(jī)內(nèi)部壓力脈動(dòng)規(guī)律，計(jì)算結(jié)果表明：隔舌處監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力系數(shù)最大，且隨著流量的減小，壓力脈動(dòng)劇烈程度增大；葉輪出口受葉輪與蝸殼之間動(dòng)靜干涉影響，壓力系數(shù)幅值最大，往蝸殼壁面徑向移動(dòng)，壓力脈動(dòng)程度減弱；壓力脈動(dòng)規(guī)律受軸向位置變化影響較小，旋轉(zhuǎn)失速程度的變化會(huì)引起壓力脈動(dòng)的變化，旋轉(zhuǎn)失速越強(qiáng)，壓力脈動(dòng)越劇烈，低頻脈動(dòng)范圍越廣，失速頻率幅值越高.

關(guān)鍵詞： 多翼離心風(fēng)機(jī)； 數(shù)值模擬； 流場(chǎng)計(jì)算； 壓力脈動(dòng)； 旋轉(zhuǎn)失速

中圖分類(lèi)號(hào)： TH411文獻(xiàn)標(biāo)志碼： "A文章編號(hào)： ""1671-7775（2024）06-0676-10

引文格式： "潘中永，陳嘉豪，張帥. 多翼離心風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)失速階段壓力脈動(dòng)分析[J].江蘇大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2024，45（6）：676-685.

Pressure pulsation analysis during rotational stall

stage of multiwing centrifugal fan

PAN Zhongyong1， CHEN Jiahao1， ZHANG Shuai1，2

（1. National Engineering Research Center for Pumps and Systems， Jiangsu University， Zhenjiang， Jiangsu 212013， China； 2. Wuxi Mingheng Hybrid Technology Co.， Ltd.， Wuxi， Jiangsu 214000， China）

Abstract： To investigate the pressure pulsation characteristics of multiwing centrifugal fans in the rotational stall stage， taking the multiwing centrifugal fans as research object， the Creo software was used to model in three dimensions， and the models were meshed and calculated for unsteady values. Monitoring points were set in different circumferential， radial and axial positions of the impeller outlet， and the internal pressure pulsation law of the fan under the rotational stall condition was analyzed. The calculation results show that the pressure coefficient of the monitoring point at the diaphragm tongue is the largest， and with the decreasing of flow， the intensity of pressure pulsation is increased. The impeller outlet is affected by the dynamic and static interference between impeller and volute， and the amplitude of the pressure coefficient is the largest. When it moves radially to the volute wall， the pressure pulsation degree is weakened. The law of pressure pulsation is slightly affected by the axial position change，while the change of rotational stall degree can cause the change of pressure pulsation. The stronger the rotational stall is， the more intense the pressure pulsation is. The wider the lowfrequency pulsation range is， the higher the stall frequency amplitude is.

Key words： "multiwing centrifugal fan; numerical simulation; flow field calculation; pressure pulsation; rotational stall

風(fēng)機(jī)是應(yīng)用面廣泛的一種通用機(jī)械，不僅與人們的日常生活息息相關(guān)還對(duì)現(xiàn)代工業(yè)生產(chǎn)起著至關(guān)重要的作用，在能源、建筑、機(jī)械、化工以及航空航天等關(guān)系國(guó)民經(jīng)濟(jì)的領(lǐng)域都有著廣泛的應(yīng)用.隨著生產(chǎn)生活水平的不斷提高，工業(yè)領(lǐng)域?qū)︼L(fēng)機(jī)的高效性和穩(wěn)定性提出了更高的要求.相較于一般風(fēng)機(jī)，多翼離心風(fēng)機(jī)的優(yōu)點(diǎn)非常突出：流量系數(shù)大、壓力系數(shù)高、尺寸小，此外多翼離心風(fēng)機(jī)還具有較好的抗噪性能.

文獻(xiàn)[1]通過(guò)試驗(yàn)方法研究了葉輪處非定常流動(dòng)結(jié)構(gòu)與旋轉(zhuǎn)失速之間的相互作用，試驗(yàn)結(jié)果表明：兩者之間關(guān)系因?qū)嶋H工作條件不同而有不同表現(xiàn).文獻(xiàn)[2]對(duì)離心壓縮機(jī)的流動(dòng)穩(wěn)定性進(jìn)行了分析，并對(duì)失速團(tuán)發(fā)生的起始位置、數(shù)目和速度進(jìn)行了預(yù)測(cè)，分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)，失速團(tuán)速度與流量呈正相關(guān)，而失速團(tuán)數(shù)目與流量呈負(fù)相關(guān).文獻(xiàn)[3]對(duì)離心壓縮機(jī)進(jìn)行了全流道數(shù)值模擬，在最小流量工況時(shí)捕獲到了進(jìn)、出氣過(guò)程的低頻脈動(dòng)信號(hào).文獻(xiàn)[4]利用PIV測(cè)試技術(shù)研究了離心壓縮機(jī)旋轉(zhuǎn)失速現(xiàn)象，結(jié)果表明，流量的變化對(duì)失速頻率影響較小.文獻(xiàn)[5]對(duì)離心壓縮機(jī)在近失速流動(dòng)工況進(jìn)行了數(shù)值分析，通過(guò)分析結(jié)果提出了一種增加出口壓力來(lái)使壓縮機(jī)接近失速點(diǎn)的仿真方法，并通過(guò)試驗(yàn)對(duì)此方法進(jìn)行了驗(yàn)證.文獻(xiàn)[6]以離心風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，建立5種不同葉片出口角度的葉輪模型，分析了葉輪出口周?chē)膲毫Σ▌?dòng)，結(jié)果表明：大流量條件下增加葉片出口可以減少風(fēng)機(jī)在葉片頻率處的波動(dòng)幅度及其倍頻，有利于降低葉輪噪聲.文獻(xiàn)[7]對(duì)離心風(fēng)機(jī)入口導(dǎo)流器進(jìn)行調(diào)節(jié)，研究了進(jìn)口渦流與旋轉(zhuǎn)失速之間的關(guān)系，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)風(fēng)機(jī)進(jìn)口渦流及葉片吸力面發(fā)生旋轉(zhuǎn)失速時(shí)的頻率為10～50 Hz.文獻(xiàn)[8]對(duì)雙吸離心風(fēng)機(jī)進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了雙吸離心風(fēng)機(jī)的旋轉(zhuǎn)失速機(jī)理，提出了葉輪最優(yōu)交錯(cuò)角度的判斷方法.文獻(xiàn)[9]對(duì)離心風(fēng)機(jī)的壓力脈動(dòng)進(jìn)行了測(cè)量分析，結(jié)果表明：風(fēng)機(jī)內(nèi)部壓力脈動(dòng)中旋轉(zhuǎn)頻率分量及其低次諧波、葉片通過(guò)頻率分量突出，說(shuō)明風(fēng)機(jī)葉輪出口附近氣流擾動(dòng)較大.文獻(xiàn)[10]通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)3組不同葉片出口角葉輪模型進(jìn)行壓力脈動(dòng)對(duì)比分析，結(jié)果表明：隨著葉片出口角的增大，蝸殼出口和蝸舌區(qū)域的總壓分布均勻性降低，葉輪進(jìn)出口在葉頻及其倍頻處的壓力脈動(dòng)幅值有一定程度的降低.文獻(xiàn)[11]運(yùn)用穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)數(shù)值模擬來(lái)研究壓氣機(jī)輪緣間隙區(qū)域的流動(dòng)特性，發(fā)現(xiàn)工作面的流動(dòng)不穩(wěn)定性比背面強(qiáng)得多.文獻(xiàn)[12]探究了風(fēng)機(jī)進(jìn)流面非均勻流動(dòng)特性與轉(zhuǎn)子區(qū)域失穩(wěn)流動(dòng)的匹配關(guān)系，研究發(fā)現(xiàn)，在設(shè)計(jì)風(fēng)量下，離心風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子區(qū)域呈現(xiàn)明顯的非均勻流動(dòng)特性.

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在旋轉(zhuǎn)失速領(lǐng)域的研究［13-16］主要集中在離心壓縮機(jī)和軸流壓縮機(jī)中，對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)流動(dòng)不穩(wěn)定研究相對(duì)較少.為了研究多翼離心風(fēng)機(jī)在旋轉(zhuǎn)失速階段的壓力脈動(dòng)特性，文中采用數(shù)值模擬方法，對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)設(shè)置多個(gè)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)，對(duì)測(cè)壓點(diǎn)的壓力脈動(dòng)特性進(jìn)行分析.基于多翼離心風(fēng)機(jī)在兩個(gè)旋轉(zhuǎn)失速流量工況下的壓力脈動(dòng)特性，探究失速工況下的多翼離心風(fēng)機(jī)的壓力脈動(dòng)規(guī)律.

1數(shù)值計(jì)算模型

文中所研究多翼離心風(fēng)機(jī)的主要過(guò)流部件為進(jìn)口管、集流器、葉輪、蝸殼和出口管.多翼離心風(fēng)機(jī)葉輪及主要幾何參數(shù)如下：葉輪進(jìn)口直徑D1為110 mm；葉輪進(jìn)口直徑D2為130 mm；葉片進(jìn)口角β1為46.2°；葉片出口角β2為165.9°；葉片數(shù)Z為36個(gè)；葉片平均厚度δ為2 mm.多翼離心風(fēng)機(jī)的基本性能參數(shù)為額定流量Qn=195 m3/h，全壓PT=320 Pa，額定轉(zhuǎn)速n=2 200 r/min.

利用Creo6.0軟件對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)過(guò)流部件進(jìn)行三維結(jié)構(gòu)建模，得到計(jì)算域模型如圖1所示.

2數(shù)值計(jì)算方法

2.1網(wǎng)格劃分

采用FLUENT自帶Meshing模塊對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)過(guò)流部件進(jìn)行多面體網(wǎng)格劃分，并對(duì)壁面及計(jì)算域交界面處進(jìn)行網(wǎng)格加密，保證其質(zhì)量符合湍流模型求解要求，具體部件網(wǎng)格如圖2所示.

2.2網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

在符合湍流模型求解要求的基礎(chǔ)上，劃分了6種不同網(wǎng)格數(shù)量的方案，對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)外特性性能仿真進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證.計(jì)算結(jié)果如表1所示.

網(wǎng)格數(shù)由2 306 235到4 020 908個(gè)時(shí)，風(fēng)機(jī)的全壓增加了24.96%，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)由4 020 908增加到4 927 990個(gè)時(shí)，全壓變化范圍在2%以內(nèi)，所以考慮到計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，同時(shí)為了節(jié)省計(jì)算資源，最終選擇計(jì)算方案網(wǎng)格數(shù)為4 020 908個(gè).

2.3監(jiān)測(cè)點(diǎn)及邊界條件設(shè)置

文中所分析的多翼離心風(fēng)機(jī)測(cè)壓點(diǎn)具體設(shè)置方案如圖3所示，在多翼離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)一共布置了20個(gè)壓力測(cè)壓點(diǎn).在多翼離心風(fēng)機(jī)中間截面（z=26.5 mm）葉輪出口分別設(shè)置8個(gè)周向測(cè)壓點(diǎn)，沿360°均勻分布，并對(duì)其進(jìn)行了A、B、C、D 4個(gè)分區(qū)，同時(shí)考慮到隔舌處動(dòng)靜干涉較強(qiáng)，在A區(qū)隔舌正下方流道出口處添加A1測(cè)壓點(diǎn).為監(jiān)測(cè)風(fēng)機(jī)內(nèi)部徑向流動(dòng)壓力脈動(dòng)特性，同時(shí)考慮到蝸殼內(nèi)部不同斷面尺寸變化較大，所以在蝸殼流道面積較小的B、C 2個(gè)分區(qū)分別設(shè)置了葉輪出口和蝸殼壁面2組徑向測(cè)壓點(diǎn)，A、D 2個(gè)分區(qū)蝸殼斷面面積增大，流動(dòng)發(fā)展空間充足，所以分別在其葉輪出口和蝸殼壁面之間共設(shè)立4個(gè)徑向測(cè)壓點(diǎn)，兩點(diǎn)之間等間距分布.為了監(jiān)測(cè)風(fēng)機(jī)內(nèi)部軸向流動(dòng)壓力脈動(dòng)特性，在A區(qū)A01點(diǎn)位置設(shè)立了一組軸向監(jiān)測(cè)點(diǎn)，其中A01-1位于葉輪前蓋板附近（z=6.5 mm），A01-2位于葉輪后蓋板附近（z=46.5 mm），兩點(diǎn)關(guān)于A01所在的x-y平面對(duì)稱(chēng).

為了便于分析比較，消除監(jiān)測(cè)點(diǎn)自身靜壓，采用量綱一化方法處理脈動(dòng)數(shù)據(jù)，獲得壓力系數(shù)Cp，其表達(dá)式為

Cp=p-px12ρu22，

式中：p為監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力，Pa；px為固定參考?jí)毫?，Pa；ρ為流體密度，kg/m3；u2為葉輪出口的圓周速度，m/s.

采用FLUENT2021.R1軟件對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，其中邊界條件的設(shè)定主要分為以下幾個(gè)部分：風(fēng)機(jī)進(jìn)口延長(zhǎng)段為流量進(jìn)口，出口延長(zhǎng)段為壓力出口，葉輪部分設(shè)為旋轉(zhuǎn)域，其余部分為靜止域，各部件交界面采用interface進(jìn)行連接；采用滑移網(wǎng)格模型，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)定為Δt=0.000 227 s，即葉輪旋轉(zhuǎn)3°，輸出一個(gè)結(jié)果；計(jì)算總時(shí)長(zhǎng)為t=0.272 4 s，共10個(gè)周期（T1-T10），為確保計(jì)算結(jié)果相對(duì)穩(wěn)定，每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)迭代30次；求解器類(lèi)型設(shè)置為壓力基，速度格式為絕對(duì)速度；湍流模型采用Realizable kε雙方程模型，壁面模型為可擴(kuò)展壁面函數(shù)；數(shù)值求解方法采用SIMPLE算法，對(duì)空間離散求解均采用二階迎風(fēng)格式，殘差值收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-3.

2.4離心風(fēng)機(jī)外特性試驗(yàn)

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)原模型全壓進(jìn)行試驗(yàn)對(duì)比.多翼離心風(fēng)機(jī)的試驗(yàn)平臺(tái)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖4所示，通過(guò)流量調(diào)節(jié)閥來(lái)改變風(fēng)機(jī)的運(yùn)行工況.

測(cè)量?jī)x器選用SG312型號(hào)的風(fēng)壓風(fēng)速風(fēng)量?jī)x，如圖5所示.

通過(guò)多翼離心風(fēng)機(jī)外特性試驗(yàn)，得到不同流量工況下的風(fēng)機(jī)全壓數(shù)據(jù)，并與數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示.

由圖6可以看出，試驗(yàn)結(jié)果與仿真數(shù)據(jù)變化趨勢(shì)相同，在大流量時(shí)，兩者誤差在1%以內(nèi)；在小流量工況時(shí)，流動(dòng)穩(wěn)定性下降，兩者表現(xiàn)出一定程度的誤差，其中在實(shí)際流量和額定流量的比值Q/Qn=0.3時(shí)誤差最大，為4.5%，這可能是因?yàn)閿?shù)值模擬時(shí)沒(méi)有考慮機(jī)組振動(dòng)造成的流動(dòng)損失.但是從整體對(duì)比結(jié)果來(lái)看，誤差在允許范圍之內(nèi)，因此可以證明數(shù)值模擬方法的可靠性.

3數(shù)值結(jié)果計(jì)算分析

3.1設(shè)計(jì)工況下的壓力脈動(dòng)特性

3.1.1測(cè)壓點(diǎn)壓力系數(shù)時(shí)域分析

在設(shè)計(jì)流量工況下，多翼離心風(fēng)機(jī)葉輪出口處的不同分區(qū)測(cè)壓點(diǎn)在流動(dòng)穩(wěn)定后的一個(gè)完整周期內(nèi)其壓力脈動(dòng)系數(shù)隨時(shí)間的變化如圖7所示.

由圖7a可知，在A區(qū)A點(diǎn)處壓力系數(shù)值最低，但壓力脈動(dòng)幅值最大，在隔舌下方A1點(diǎn)壓力系數(shù)最大，動(dòng)幅值最低.這主要是因?yàn)锳點(diǎn)處于蝸殼出口，處于

葉輪流道出流及蝸殼出流交匯處，所以脈動(dòng)幅值最大，但整體脈動(dòng)周期穩(wěn)定，說(shuō)明出流通暢.A1點(diǎn)位于隔舌正下方，壓力系數(shù)明顯增大，沿著葉輪旋轉(zhuǎn)方向，流道尺寸變大，A2點(diǎn)處的壓力脈動(dòng)數(shù)值及振幅也逐漸增大.隨著蝸殼流道逐漸變寬，除B區(qū)外葉輪出口壓力系數(shù)值在逐漸降低，振幅在逐漸增大，遵循流動(dòng)發(fā)展規(guī)律.葉輪出流受到隔舌影響，各流道內(nèi)流量分配發(fā)生變化，B區(qū)處于隔舌后方流場(chǎng)自動(dòng)調(diào)節(jié)恢復(fù)正常的位置范圍，所以壓力系數(shù)脈動(dòng)規(guī)律出現(xiàn)變化.

圖8分別為蝸殼內(nèi)部徑向測(cè)壓點(diǎn)壓力系數(shù)時(shí)域圖，由A點(diǎn)徑向測(cè)壓點(diǎn)可以看出，氣體由葉輪出口往徑向流動(dòng)，其壓力系數(shù)值呈增大趨勢(shì)，在A點(diǎn)處壓力系數(shù)振幅較大，A03、A02、A01的壓力脈動(dòng)幅值較低，這是由于測(cè)壓點(diǎn)沿徑向移動(dòng)時(shí)，動(dòng)靜干涉的影響逐漸變小.但整體脈動(dòng)趨勢(shì)不一致，這是因A區(qū)位于蝸殼出口處，所有氣體聚集，容易造成徑向位置過(guò)流不均勻.在B、C、D區(qū)，氣體沿徑向方向，壓力系數(shù)增大，且由于過(guò)流斷面流量較小，徑向脈動(dòng)規(guī)律基本一致.

取多翼離心風(fēng)機(jī)在穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)的兩個(gè)周期內(nèi)的中間截面葉輪出口壓力系數(shù)隨旋轉(zhuǎn)角度變化的脈動(dòng)關(guān)系，如圖9所示.定義以葉輪圓心豎直方向葉輪出口監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置為0°，逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)360°為一個(gè)周期.由圖9可知，在穩(wěn)定的兩個(gè)周期間隔內(nèi)，葉輪出口壓力分布基本相同，總共存在35個(gè)波峰、波谷，前20°只存在一個(gè)波峰，其余波峰和波谷間隔為10°，與葉片間隔相對(duì)應(yīng)，這主要是因?yàn)榍?0°向隔舌方向移動(dòng)，隔舌動(dòng)靜干涉效應(yīng)占主導(dǎo)，葉片動(dòng)靜干涉效應(yīng)被抵消，從而壓力系數(shù)只增不減.通過(guò)隔舌以后，葉片動(dòng)靜干涉重新占據(jù)主導(dǎo).對(duì)兩個(gè)周期間隔內(nèi)，葉輪中間截面渦量云圖進(jìn)行分析如圖10所示，可以看出每個(gè)葉片出口存在明顯的“射流-尾跡”現(xiàn)象，且其“射流”區(qū)對(duì)應(yīng)的則是壓力系數(shù)的波峰處，“尾跡”區(qū)對(duì)應(yīng)的是壓力系數(shù)波谷處.這說(shuō)明“射流-尾跡”現(xiàn)象影響著風(fēng)機(jī)葉輪出口的壓力脈動(dòng).

圖11為A區(qū)不同軸向位置蝸殼流道內(nèi)的壓力系數(shù)變化規(guī)律，由圖可以看出，在葉輪前蓋板處（A01），壓力系數(shù)最大，隨著氣流軸向深入，氣體的壓力系數(shù)逐漸降低，軸向3個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)在相同周期內(nèi)，整體壓力系數(shù)脈動(dòng)規(guī)律幾乎一致，受不同軸向位置影響較小.

3.1.2測(cè)壓點(diǎn)壓力系數(shù)頻域分析

圖12為葉輪出口周向測(cè)壓點(diǎn)系數(shù)頻域圖，在額定流量時(shí)，葉輪出口所有監(jiān)測(cè)點(diǎn)主頻均為1 320 Hz（1.00倍葉頻），次頻為1 765 Hz（1.34倍葉頻）.觀察到A區(qū)3個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)中，A1點(diǎn)的主頻和次頻幅值最小，A點(diǎn)最大，這與壓力系數(shù)時(shí)域圖表現(xiàn)出的變化規(guī)律一致，其余3個(gè)分區(qū)主頻和次頻幅值變化也遵循相同規(guī)律.此外，還可以看出所有葉輪出口監(jiān)測(cè)點(diǎn)高頻脈動(dòng)幾乎未出現(xiàn)，而低頻脈動(dòng)相對(duì)明顯.低頻脈動(dòng)產(chǎn)生的原因可能是，氣體從葉輪流出與蝸殼流道內(nèi)原有氣體交匯，但兩部分氣體流動(dòng)發(fā)展程度不同，這使得葉輪出口流動(dòng)更加復(fù)雜并出現(xiàn)低頻脈動(dòng)能量分量.

對(duì)蝸殼內(nèi)部A區(qū)徑向、軸向監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng)頻域進(jìn)行分析，其頻域變化關(guān)系如圖13所示.由圖13a可知，A區(qū)不同徑向位置的測(cè)壓點(diǎn)，在靠近葉輪出口處的A監(jiān)測(cè)點(diǎn)主頻及次頻的脈動(dòng)幅值最高，隨著測(cè)壓點(diǎn)位置離葉輪出口越遠(yuǎn)，主頻及次頻頻率不發(fā)生變化，但其幅值出現(xiàn)大幅度降低.風(fēng)機(jī)葉輪與蝸殼之間產(chǎn)生的動(dòng)靜干涉作用是引起風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)不穩(wěn)定的根本原因，因此測(cè)壓點(diǎn)A的位置處于葉輪與蝸殼交界面，其受到的動(dòng)靜干涉影響最為明顯，其余3點(diǎn)遠(yuǎn)離葉輪出口，所受影響明顯降低.由圖13b可以看出，隨著軸向位置的深入，3點(diǎn)的主頻位置及幅值位置基本相同，但低頻脈動(dòng)則不同，靠近風(fēng)機(jī)前蓋板處測(cè)壓點(diǎn)的低頻脈動(dòng)幅值較大，后蓋板附近測(cè)壓點(diǎn)低頻脈動(dòng)幅值較低.這主要是因?yàn)闅怏w由進(jìn)口管流入葉輪時(shí)，流動(dòng)角度會(huì)產(chǎn)生變化，在前蓋板處流動(dòng)角度變化接近90°，所以流動(dòng)狀態(tài)較差，從而引起低頻脈動(dòng)出現(xiàn)，隨著氣體軸向深入，流動(dòng)角度變化減小，穩(wěn)定性增大，所以低頻脈動(dòng)幅值降低.

3.2失速工況下壓力脈動(dòng)分析

對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)在設(shè)計(jì)工況及多種小流量工況下進(jìn)行非定常數(shù)值計(jì)算，得到了多翼離心風(fēng)機(jī)全壓均值和極值波動(dòng)隨流量變化規(guī)律，如表2所示.在Q/Qn=1.0流量工況時(shí)，多翼離心風(fēng)機(jī)全壓波動(dòng)平穩(wěn)，隨著流量的減小，多翼離心風(fēng)機(jī)全壓逐漸下降，且波動(dòng)幅值較大.在Q/Qn=0.6流量工況時(shí)，全壓波動(dòng)規(guī)律出現(xiàn)變化.隨著流量的減小，在Q/Qn=0.3流量工況時(shí)，全壓波動(dòng)達(dá)到14.24%.因此在Q/Qn=0.6流量工況及以下流量時(shí)，風(fēng)機(jī)性能下降明顯，在Q/Qn=0.3流量工況時(shí)，全壓波動(dòng)超過(guò)10%，風(fēng)機(jī)出現(xiàn)旋轉(zhuǎn)失速現(xiàn)象.因此取Q/Qn=0.6和Q/Qn=0.3兩種流量工況下出現(xiàn)旋轉(zhuǎn)失速時(shí)的壓力脈動(dòng)特性進(jìn)行細(xì)化分析.

3.2.1Q/Qn=0.6流量工況下的壓力脈動(dòng)特性

圖14為Q/Qn=0.6流量工況時(shí)全壓隨時(shí)間變化曲線，在5個(gè)穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)，風(fēng)機(jī)全壓均值為270.77 Pa，相比于額定工況，風(fēng)機(jī)全壓下降，脈動(dòng)幅度出現(xiàn)一定程度的波動(dòng)，但仍維持在10%以內(nèi).取第10個(gè)周期內(nèi)的非定常流場(chǎng)進(jìn)行分析，其全壓脈動(dòng)如圖14b所示.

圖15為Q/Qn=0.6流量工況時(shí)4個(gè)不同時(shí)刻的中間截面全壓云圖.可以看出在隔舌后方的葉輪出口處總壓達(dá)到最大，且在不同時(shí)間內(nèi)，葉輪出口高壓區(qū)位置相對(duì)固定，無(wú)明顯變化，高壓區(qū)氣流隨著往蝸殼出口移動(dòng)，范圍逐漸減小.在t1、t2和t3時(shí)刻，蝸殼出口高壓區(qū)范圍變化不大，所以全壓無(wú)明顯變化.在t4時(shí)刻，蝸殼出口高壓區(qū)范圍最廣，此時(shí)風(fēng)機(jī)全壓最大.

由以上分析可得，風(fēng)機(jī)在Q/Qn=0.6流量時(shí)A區(qū)和B區(qū)壓力變化明顯，所以對(duì)葉輪出口監(jiān)測(cè)點(diǎn)A1、A2、B進(jìn)行壓力脈動(dòng)特性分析.為更好表征其壓力脈動(dòng)特性取葉輪旋轉(zhuǎn)5個(gè)周期內(nèi)的壓力系數(shù)變化為分析樣本，得到其壓力系數(shù)時(shí)域和頻域變化如圖16所示.由壓力系數(shù)時(shí)域圖16可知，在葉輪旋轉(zhuǎn)5個(gè)周期內(nèi)，3個(gè)測(cè)壓點(diǎn)整體壓力系數(shù)在不同周期內(nèi)波動(dòng)不大，因此取其最后一個(gè)旋轉(zhuǎn)周期進(jìn)行細(xì)化分析，如圖16b所示氣流在A1處流動(dòng)最不穩(wěn)定，其壓力系數(shù)最大，且波動(dòng)幅值最大.在A2處雖然葉輪流道及其進(jìn)口處流線及流速分布不均勻，但是由于隔舌處流量減小，多余的氣流轉(zhuǎn)換到A2流道附近，把原本應(yīng)該出現(xiàn)在葉輪背面的低速渦沖擊掉，反而促使了葉輪出口流動(dòng)的穩(wěn)定性，因此在A2點(diǎn)處，壓力系數(shù)及其波動(dòng)幅值有明顯降低.隨著葉輪內(nèi)部流量繼續(xù)調(diào)整，在B點(diǎn)處的壓力系數(shù)和波動(dòng)幅值進(jìn)一步降低，流場(chǎng)趨于穩(wěn)定.

對(duì)其壓力系數(shù)時(shí)域特性進(jìn)行處理，得到其頻域關(guān)系，如圖16c所示，由A1向B點(diǎn)旋轉(zhuǎn)，主頻幅值逐漸減小，這說(shuō)明蝸殼隔舌處受葉輪與蝸殼動(dòng)靜干涉最為明顯，由隔舌處周向旋轉(zhuǎn)，動(dòng)靜干涉影響逐漸減弱.與額定流量頻域相比，Q/Qn=0.6流量工況時(shí)在低頻處脈動(dòng)比較明顯.由于整體頻域幅值較高，為方便觀察，取0～500 Hz進(jìn)行細(xì)化分析.由圖16d可見(jiàn)，在A1點(diǎn)處，低頻脈動(dòng)最強(qiáng)烈，且幅值變化最大，隨葉輪周向旋轉(zhuǎn)時(shí)，低頻脈動(dòng)減少，幅值降低.所有監(jiān)測(cè)點(diǎn)處均出現(xiàn)7.33～18.33 Hz的失速頻率，這也表明了雖然在A2及B處壓力系數(shù)波動(dòng)相對(duì)穩(wěn)定，但還是出現(xiàn)旋轉(zhuǎn)失速特征.

3.2.2Q/Qn=0.3流量工況下的全壓脈動(dòng)特性

圖17為Q/Qn=0.3流量工況時(shí)全壓隨時(shí)間變化圖，如圖17a所示，風(fēng)機(jī)全壓均值為235.79 Pa，不同時(shí)間段內(nèi)全壓脈動(dòng)幅度為均值的14.24%.相比Q/Qn=0.6流量工況，內(nèi)部流場(chǎng)壓力脈動(dòng)更加劇烈.因此取最后一個(gè)運(yùn)行周期全壓變化進(jìn)行分析，如圖17b所示.

圖18為Q/Qn=0.3流量工況時(shí)4個(gè)不同時(shí)刻的中間截面全壓分布云圖.在t1時(shí)，風(fēng)機(jī)出口全壓為229.96 Pa，此后一段時(shí)間內(nèi)風(fēng)機(jī)全壓呈下降趨勢(shì)，在t2時(shí)風(fēng)機(jī)全壓為216.11 Pa，結(jié)合全壓分布云圖可以發(fā)現(xiàn)，由t1-t2時(shí)葉輪出口高壓區(qū)向葉輪旋轉(zhuǎn)反方向移動(dòng).由t2-t4時(shí)刻，可以發(fā)現(xiàn)葉輪出口高壓區(qū)逐漸向蝸殼出口移動(dòng)，此時(shí)風(fēng)機(jī)全壓呈現(xiàn)增大趨勢(shì).

圖19為A、A1、A2、B、B1、C這6個(gè)葉輪出口監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng)特性曲線.由圖19a可知，在不同旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的整體壓力脈動(dòng)系數(shù)變化表現(xiàn)出明顯的差異性，其中A1和A2兩點(diǎn)變化幅度最大，這主要是因?yàn)樵谛D(zhuǎn)失速工況下，A1、A2對(duì)應(yīng)葉輪流道內(nèi)失速團(tuán)尺寸較大，氣體出流堵塞嚴(yán)重，甚至出現(xiàn)回流現(xiàn)象，從而使得葉輪出口處壓力在不同周期內(nèi)變化波動(dòng)較大.為了便于觀察，取其最后一個(gè)周期壓力系數(shù)進(jìn)行細(xì)化分析.由圖19b可知，A1點(diǎn)處的壓力系數(shù)幅值波動(dòng)最大，這一方面是受隔舌動(dòng)靜干涉效應(yīng)影響，另一方面則是氣流在此處形成失速團(tuán).沿葉輪周向旋轉(zhuǎn)到A2處，壓力系數(shù)幅值波動(dòng)相對(duì)A1有大幅度下降，這是由于雖然A2處失速團(tuán)得到進(jìn)一步發(fā)展，葉輪流道內(nèi)的旋轉(zhuǎn)失速現(xiàn)象更加嚴(yán)重，但由于蝸殼流道截面相對(duì)變寬，出流壓力受葉輪蝸殼動(dòng)靜干涉影響減小.圖20為0.272 40 s中間截面流線和壓力分布圖，由圖20a可知，氣體流經(jīng)B和B1點(diǎn)時(shí)，失速團(tuán)逐漸消失，并且在C點(diǎn)處，葉片背面重新產(chǎn)生分離團(tuán)，這意味著葉輪流道內(nèi)部流場(chǎng)逐步趨于穩(wěn)定.由圖20b可知，受旋轉(zhuǎn)失速程度降低影響，葉輪流道內(nèi)和出口處壓力梯度分布更加均勻.由圖19c可知，A1點(diǎn)壓力脈動(dòng)主頻幅值最高，隨著葉輪周向旋轉(zhuǎn)，主頻幅值逐漸降低，這說(shuō)明在A1點(diǎn)處的流場(chǎng)最不穩(wěn)定.另外，在Q/Qn=0.3流量工況時(shí)，低頻脈動(dòng)成分相比Q/Qn=0.6流量工況更加突出，主要表現(xiàn)在幅值更高，涉及頻率范圍更大.其中，在A2點(diǎn)處低頻脈動(dòng)幅值最大，且出現(xiàn)劇烈的低頻脈動(dòng)，由流線圖20a可以看出，這主要是因?yàn)锳2流道內(nèi)的失速團(tuán)幾乎占據(jù)整個(gè)流道，并且受回流影響在工作面進(jìn)口處還存在一個(gè)小型失速團(tuán).其余監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的低頻脈動(dòng)相對(duì)A2點(diǎn)較弱，這表示旋轉(zhuǎn)失速程度下降.

4結(jié)論

1） 在設(shè)計(jì)流量的同一平面不同周向位置，葉輪與蝸殼之間動(dòng)靜干涉及蝸殼內(nèi)的出流狀態(tài)共同主導(dǎo)氣體壓力脈動(dòng)變化，位于蝸殼出口區(qū)壓力脈動(dòng)最為強(qiáng)烈.隔舌處壓力脈動(dòng)相對(duì)穩(wěn)定；同一出口所對(duì)應(yīng)的不同徑向位置，壓力系數(shù)整體遵循由葉輪出口向蝸殼壁面逐漸增大的規(guī)律，并且脈動(dòng)更加穩(wěn)定；不同軸向位置，越靠近前蓋板處壓力系數(shù)更大，靠近后蓋板處壓力系數(shù)更小，整體脈動(dòng)規(guī)律受其影響較小.

2） 在Q/Qn=0.6流量工況時(shí)，風(fēng)機(jī)全壓脈動(dòng)幅度在10%以內(nèi)，在風(fēng)機(jī)剛發(fā)生旋轉(zhuǎn)時(shí)，低頻脈動(dòng)范圍小、幅值低.由隔舌處向周向旋轉(zhuǎn)，失速流道得到調(diào)節(jié)，主頻和低頻脈動(dòng)幅值均逐漸下降.在Q/Qn=0.3流量工況時(shí)，風(fēng)機(jī)全壓脈動(dòng)不穩(wěn)定程度加劇，脈動(dòng)幅度超過(guò)10%，旋轉(zhuǎn)失速程度加劇，低頻脈動(dòng)范圍更廣、幅值更大.在隔舌后方一定范圍內(nèi)雖然主頻幅值下降，但低頻脈動(dòng)幅值變高，失速特征更為明顯.

參考文獻(xiàn)（References）

［1］JENNY P， BIDAUT Y. Experimental determination of mechanical stress induced by rotating stall in unshrouded impellers of centrifugal compressors[J]. Journal of Turbomachinery， 2017，139（3）：031011

［2］YOON Y S， SONG S J. Analysis and measurement of the impact of diffuser width on rotating stall in centrifugal compressors[J]. Journal of Mechanical Science and Technology， 2014，28（3）：895-905.

［3］SEMLITSCH B， MIHAˇESCU M. Flow phenomena leading to surge in a centrifugal compressor[J]. Energy， 2016，103：572-587.

［4］郭強(qiáng)，竺曉程，杜朝輝，等. 低速離心壓縮機(jī)旋轉(zhuǎn)失速的試驗(yàn)研究[J]. 實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)， 2007，83（3）：38-43.

GUO Q， ZHU X C， DU C H， et al. Experimental study on rotational stall of lowspeed centrifugal compressor[J]. Journal of Experimental Fluid Mechanics， 2007，83（3）：38-43.（in Chinese）

［5］王偉，王彤，張楠，等. 離心葉輪近失速工況內(nèi)部流場(chǎng)的數(shù)值分析[J]. 風(fēng)機(jī)技術(shù)， 2013，235（3）：9-14.

WANG W， WANG T， ZHANG N， et al. Numerical analysis of internal flow field of centrifugal impeller near stall condition[J]. Fan Technology， 2013，235（3）：9-14.（in Chinese）

［6］DING H， CHANG T， LIN F. The influence of the blade outlet angle on the flow field and pressure pulsation in a centrifugal fan[J]. Processes， 2020，8（11）：1422-1436.

［7］王松嶺，尚建宇. 離心風(fēng)機(jī)吸力側(cè)旋轉(zhuǎn)失速和進(jìn)口渦流特征診斷[J]. 振動(dòng)、測(cè)試與診斷， 2006，43（1）：37-40.

WANG S L， SHANG J Y. Diagnosis of rotary stall and inlet eddy current characteristics on suction side of centrifugal fan[J]. Journal of Vibration， Testing and Diagnosis， 2006，43（1）：37-40.（in Chinese）

［8］肖美娜. 雙吸式離心通風(fēng)機(jī)非定常流動(dòng)特性及旋轉(zhuǎn)失速機(jī)理研究[D]. 杭州：浙江理工大學(xué)，2017.

［9］蔡建程，鄂世舉，蔣永華，等. 離心風(fēng)機(jī)振動(dòng)噪聲及壓力脈動(dòng)實(shí)驗(yàn)研究[J]. 中國(guó)機(jī)械工程， 2019，30（10）：1188-1194.

CAI J C， E S J， JIANG Y H， et al. Experimental study on vibration noise and pressure pulsation of centrifugal fan[J]. China Mechanical Engineering， 2019，30（10）：1188-1194.（in Chinese）

［10］于思琦，吳大轉(zhuǎn)，楊帥. 葉片出口角對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)性能影響的數(shù)值研究[J]. 流體機(jī)械， 2019，47（11）：1-7.

YU S Q， WU D Z， YANG S. Numerical study on the influence of blade outlet angle on the performance of multiwing centrifugal fan[J]. Fluid Machinery， 2019，47（11）：1-7.（in Chinese）

［11］ZHAO H， WANG Z， XI G. Unsteady flow structures in the tip region for a centrifugal compressor impeller before rotating stall[J]. Science China Technological Sciences， 2017，60（6）：924-934.

［12］姜晨龍，李恩達(dá)，朱興業(yè).離心風(fēng)機(jī)渦旋結(jié)構(gòu)及失穩(wěn)流動(dòng)特性分析[J].排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2021，39（11）：1125-1131.

JIANG C L， LI E D， ZHU X Y. Analysis of vortex structure and instability flow characteristics of centrifugal fans[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering，2021，39（11）：1125-1131.（in Chinese）

［13］張建平，劉明，張智偉，等. 轉(zhuǎn)速對(duì)風(fēng)機(jī)葉片模態(tài)的影響及其威布爾擬合［J］. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)， 2023，41（7）：689-694.

ZHANG J P， LIU M， ZHANG Z W， et al. Effect of rotation speed on mode of fan blades and its Weibull fitting［J］. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering， 2023，41（7）：689-694.（in Chinese）

［14］蔣博彥，施旭娜，肖千豪，等. 多翼離心風(fēng)機(jī)雙圓弧葉片設(shè)計(jì)及其性能優(yōu)勢(shì)分析［J］. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)， 2023，41（8）：795-802.

JIANG B Y， SHI X N， XIAO Q H， et al. Design of doublearc blades for multiblade centrifugal fan and analysis of its performance advantages［J］. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering， 2023， 41（8）： 795-802.（in Chinese）

［15］諸永定，肖千豪，吳靈輝，等. 基于回歸Kriging代理模型的吸油煙機(jī)用多翼離心風(fēng)機(jī)優(yōu)化［J］. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)， 2022， 40（1）： 62-67.

ZHU Y D， XIAO Q H， WU L H， et al. Optimization of multiblade centrifugal fan for range hood based on regression Kriging surrogate model［J］.Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering， 2022，40（1）：62-67.（in Chinese）

［16］姜晨龍，朱興業(yè). 軸流風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及內(nèi)部流動(dòng)特性分析［J］. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)， 2022， 40（7）： 707-713.

JIANG C L， ZHU X Y. Structural optimization design and internal flow characteristics analysis of axial flow fan［J］. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering， 2022，40（7）：707-713.（in Chinese）

（責(zé)任編輯祝貞學(xué)）

收稿日期： ""2023-02-15

基金項(xiàng)目： "國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51879120）

作者簡(jiǎn)介： "潘中永（1973—），男，山東濟(jì)南人，副研究員（pzy@ujs.edu.cn），主要從事流體機(jī)械及工程的研究.

陳嘉豪（1999—），男，浙江衢州人，碩士研究生（516610585@qq.com），主要從事流體機(jī)械內(nèi)部流動(dòng)的研究.