葉頂開槽-小翼結(jié)構(gòu)對軸流風(fēng)機(jī)性能和噪聲影響的數(shù)值研究

楊天康, 葉學(xué)民, 劉 洋, 李春曦

(華北電力大學(xué) 河北省低碳高效發(fā)電技術(shù)重點實驗室,河北保定 071003)

動葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)因變工況靈活、效率較高等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用[1]。對于葉輪機(jī)械,旋轉(zhuǎn)的葉輪與機(jī)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(jìn)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(fēng)機(jī)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(jìn)而提升風(fēng)機(jī)性能并降低噪聲具有現(xiàn)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(jī)機(jī)翼提出葉頂小翼概念,此后葉頂小翼被引入內(nèi)流葉輪機(jī)領(lǐng)域。張龍新等[5]針對某對旋風(fēng)機(jī)加裝葉頂小翼,指出吸力面小翼可增強(qiáng)葉頂處的穩(wěn)定性,并降低對旋風(fēng)機(jī)的總聲壓級。雋智輝等[6]在軸流風(fēng)機(jī)葉頂不同位置加裝小翼,發(fā)現(xiàn)吸力面小翼可有效減少葉頂泄漏渦,提高風(fēng)機(jī)的全壓和效率。Han等[7]在某壓氣機(jī)上加裝壓力面小翼后發(fā)現(xiàn),轉(zhuǎn)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(jī)性能的影響。李鑫鑫等[9]對某對旋軸流風(fēng)機(jī)葉頂進(jìn)行開槽處理,發(fā)現(xiàn)風(fēng)機(jī)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(shè)計了一種自發(fā)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(fēng)機(jī)葉頂開設(shè)不同數(shù)量的凹槽,指出單槽葉頂具有最高的性能參數(shù)。Ye等[12]對某軸流風(fēng)機(jī)葉頂進(jìn)行開槽處理,結(jié)果表明開槽后風(fēng)機(jī)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(jié)合起來,且研究對象多為壓氣機(jī)和渦輪機(jī),鮮有針對大型軸流風(fēng)機(jī)的研究報道,關(guān)于葉頂改型對其噪聲的影響研究則更少。為充分結(jié)合葉頂小翼和葉頂開槽的優(yōu)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(chǔ)上開設(shè)順流向單/雙斜槽和逆流向單/雙斜槽,并采用數(shù)值模擬方法來對比新型葉頂與原葉頂?shù)臍鈩有阅?并分析不同葉頂形狀對風(fēng)機(jī)性能和噪聲的影響,從而確定最佳改型方案。

1 數(shù)值計算

1.1 物理模型及參數(shù)

某兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)由集流器、兩級動葉、兩級導(dǎo)葉和擴(kuò)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(dǎo)葉為23片長短復(fù)合葉片,Ⅱ級導(dǎo)葉為23片短葉片。動葉轉(zhuǎn)速為1 490 r/min,設(shè)計體積流量為82.5 m3/s,對應(yīng)全壓和效率分別為11 865 Pa和88.3%。風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)方向(從電機(jī)側(cè)向看)為逆時針。

為探究葉頂改型對風(fēng)機(jī)性能和氣動噪聲的影響,針對該風(fēng)機(jī)Ⅰ級動葉構(gòu)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(chǔ)上進(jìn)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(jìn)行數(shù)值模擬,基于多重參考系(MRF)模型對該軸流風(fēng)機(jī)性能進(jìn)行定常計算。控制方程包括連續(xù)性方程、雷諾時均方程和Realizablek-ε湍流模型,其中在計算旋轉(zhuǎn)運動時Realizablek-ε模型具有明顯優(yōu)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(kuò)散項和湍流黏性系數(shù)均采用二階迎風(fēng)格式。計算域進(jìn)、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(dāng)進(jìn)、出口質(zhì)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(jìn)、出口總壓保持恒定時即認(rèn)為計算收斂。

采用寬頻噪聲源模型和計算氣動聲學(xué)(CAA)2種方法進(jìn)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(zhǔn)確預(yù)測噪聲源分布,具有計算時長較短等優(yōu)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(jié)果作為初場,采用大渦模擬進(jìn)行非定常計算[16],在Ⅰ級動葉區(qū)的葉頂間隙處設(shè)置監(jiān)測點,獲取監(jiān)測點處的靜壓信息,對其進(jìn)行快速傅里葉變換,得到監(jiān)測點處的靜壓脈動頻域分布,進(jìn)而推斷出聲源的強(qiáng)弱和頻譜分布。動葉區(qū)選用滑移網(wǎng)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(jìn)法進(jìn)行氣動噪聲模擬,時間步長選用風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)1°的時間,即1.118 6×10-4s。

1.3 網(wǎng)格劃分無關(guān)性驗證

采用ICEM對風(fēng)機(jī)全流道進(jìn)行網(wǎng)格劃分,針對集流器和擴(kuò)壓器采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,可同時保證高網(wǎng)格質(zhì)量和低網(wǎng)格數(shù);對于動葉區(qū)和靜葉區(qū),則采用適應(yīng)性較好的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,重點對動葉區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格劃分,并在葉頂間隙處利用尺寸函數(shù)進(jìn)行加密。壁面處第1級邊界層網(wǎng)格高度為4.4×10-5m,此時可保證無量綱壁面距離y+<1,網(wǎng)格劃分如圖2所示。

(a) 全機(jī)網(wǎng)格

為消除網(wǎng)格數(shù)對計算結(jié)果的影響,對原風(fēng)機(jī)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,在不同網(wǎng)格數(shù)下對設(shè)計體積流量下的風(fēng)機(jī)進(jìn)行模擬,以樣本值為基準(zhǔn),采用全壓偏差和效率偏差進(jìn)行分析。由表1可知,隨著網(wǎng)格數(shù)的增加,全壓和效率偏差逐漸減小,且當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于1 505萬時,繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)對計算結(jié)果影響不大?？紤]到計算量和時長等因素,選取網(wǎng)格數(shù)為1 505萬。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

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80～92.5 m3/s范圍內(nèi)對原風(fēng)機(jī)的全壓和效率模擬值與樣本值進(jìn)行對比。由表2可知,在設(shè)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(jié)果可準(zhǔn)確反映風(fēng)機(jī)的運行狀態(tài)。

表2 全壓和效率模擬值與樣本值對比

2 結(jié)果及分析

2.1 風(fēng)機(jī)性能

為表征葉頂改型后風(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)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(fēng)機(jī)全壓;在方案2～方案4下風(fēng)機(jī)全壓進(jìn)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(shè)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(fēng)機(jī)效率,且在體積流量較大時提升效果更明顯,在設(shè)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(jié)果表明,吸力面小翼可有效提升風(fēng)機(jī)性能,且在小翼上開設(shè)順流向斜槽可進(jìn)一步提升風(fēng)機(jī)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(fēng)系統(tǒng)阻力增加,因此在大流量側(cè)的性能提升具有現(xiàn)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(nèi)流特征

為進(jìn)一步探究葉頂改型對風(fēng)機(jī)性能的影響,對葉頂間隙處的內(nèi)流特征進(jìn)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(jìn)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(yīng)葉頂及小翼部位。由圖5(a)可知,葉頂處呈現(xiàn)較為復(fù)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(chǎn)生泄漏渦(區(qū)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(xiàn)流體質(zhì)點撞擊到固體壁面這一特征,該現(xiàn)象與文獻(xiàn)[6]中的結(jié)果一致;泄漏渦使該區(qū)域的能耗增大,進(jìn)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(fā)生改變,葉頂壓力面?zhèn)犬a(chǎn)生一渦流(區(qū)域Ⅱ),該渦流會阻礙泄漏流的運動,流體通過該渦流后繼續(xù)向吸力面移動。與原型相比,方案1下渦團(tuán)尺寸明顯減小,且渦量較原葉頂有所降低,表明葉頂間隙內(nèi)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(shè)順流向斜槽時,槽內(nèi)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(chǎn)生新的渦流(區(qū)域Ⅲ),該渦流的渦量較大,這對葉頂間隙內(nèi)的泄漏流有較好的阻塞效果,有效限制了泄漏渦的產(chǎn)生[18]。值得注意的是,方案3中A截面處有一大渦量區(qū)(區(qū)域Ⅳ),但由于此截面泄漏流尚未形成,因此該區(qū)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(nèi)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(nèi)氣流與泄漏流同向,并未產(chǎn)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(jié)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(yù)估

(a) 原葉頂

由圖6(a)可知,在單流道的中心區(qū)域聲功率級較低,有一處聲功率級最低的區(qū)域,在動葉區(qū)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(qū)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(fēng)機(jī),葉頂間隙內(nèi)的泄漏流與主流混合后形成泄漏渦,從而造成該區(qū)域內(nèi)速度脈動和壓力脈動增大,故該聲功率級較大區(qū)域?qū)?yīng)泄漏渦的發(fā)生位置,其中聲功率級最高達(dá)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(fā)展。此外,葉頂壓力面?zhèn)纫灿幸惶幐呗暪β始墔^(qū)域,此處對應(yīng)加裝小翼后葉頂壓力面?zhèn)壬傻臏u流區(qū),這也驗證了渦流區(qū)噪聲較高這一結(jié)論。對比圖6(c)～圖6(f)可知,當(dāng)順流向開槽時,斜槽附近均出現(xiàn)了高聲功率級區(qū)域,這是由于該區(qū)域存在渦流;同時,吸力面頂部附近的高聲功率級區(qū)域范圍較小,這是因為當(dāng)?shù)匦孤u渦量較低。同理,逆流向斜槽時由于未能產(chǎn)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(qū)域范圍也較大。

2.4 噪聲分布

由噪聲預(yù)估可知,動葉區(qū)葉頂處噪聲較大,因此在Ⅰ級動葉葉頂間隙吸力面?zhèn)戎泻蠖卧O(shè)置監(jiān)測點M,如圖7所示。

圖7 監(jiān)測點位置

圖8給出了原葉頂和方案1下監(jiān)測點M處的靜壓時域分布。由圖8可知,改型前、后監(jiān)測點M處靜壓分布特征相似,在1個旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)有24個峰值點,該數(shù)目與動葉片數(shù)相同,且各壓力峰值接近,這是由于風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)動時葉片周期性地拍打周圍介質(zhì),表明計算已趨于穩(wěn)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(fēng)機(jī)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(jiān)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(fēng)機(jī)噪聲,但在葉頂開槽后噪聲均增大,不同方案下監(jiān)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(jiān)測點M處的總聲壓級與對應(yīng)高度處的聲功率級在一個數(shù)量級上,且較聲功率級更高,此結(jié)論與文獻(xiàn)[14]中的結(jié)論一致。

圖9 不同葉頂?shù)目偮晧杭?/p>

2.4.2 頻域分布

圖10為葉頂改型前、后監(jiān)測點M處聲壓級的頻域分布。風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 490 r/min,Ⅰ級動葉片數(shù)為24,對應(yīng)基頻f=596 Hz。由圖10可知,在基頻處原葉頂?shù)穆晧杭夁_(dá)到最大值,在倍頻處聲壓級達(dá)到極大值。與原葉頂相比,改型后監(jiān)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(jiān)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(jiān)測點M對應(yīng)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(fēng)機(jī)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(qiáng)度分布,探究葉頂改型對風(fēng)機(jī)噪聲的影響,引入靜壓脈動時均值prms:

(2)

式中:n為總采樣數(shù);pi為瞬時靜壓,Pa;t為時間,s。

由前文分析可知,泄漏渦發(fā)生在葉頂吸力邊側(cè),葉頂附近為最大噪聲區(qū),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(qū)域的prms也較高,該區(qū)域處于泄漏渦附近,受泄漏渦的影響而導(dǎo)致噪聲較強(qiáng),此結(jié)果與鄭楠等[19]的研究結(jié)果一致。

(a) 原葉頂

對比圖11(a)和圖11(b)可知,當(dāng)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(qū)域向尾緣方向移動,且對應(yīng)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(qū)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(dāng)在吸力面小翼上開設(shè)順流向斜槽時,葉頂處的主要噪聲區(qū)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(jìn)一步降低?？傮w效果為方案2的總噪聲大于方案1,此結(jié)果與前文噪聲預(yù)估結(jié)果一致。

2.5 渦結(jié)構(gòu)

為深入分析葉頂改型前后對泄漏渦的影響機(jī)理,引入Q準(zhǔn)則對渦結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析,Q準(zhǔn)則用于表征瞬態(tài)渦結(jié)構(gòu),可直觀描述渦的結(jié)構(gòu)和位置[20],Q>0表示流體的轉(zhuǎn)動張量大于應(yīng)變張量,此時流動渦結(jié)構(gòu)占主導(dǎo)地位。

(3)

式中:Ω為旋轉(zhuǎn)(渦量)張量;S為應(yīng)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(jié)構(gòu)較為簡單,泄漏渦主要從葉頂中部開始產(chǎn)生,在吸力面?zhèn)认蛲獍l(fā)展,同時由于流道內(nèi)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(fā)展較為獨立,具有明顯向主流道發(fā)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(tuán)范圍偏小,文獻(xiàn)[21]中也出現(xiàn)了類似現(xiàn)象。由圖12(b)可知,當(dāng)在吸力面加裝葉頂小翼時,葉頂處的渦結(jié)構(gòu)變得更加復(fù)雜,葉頂間隙內(nèi)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(xiàn)為泄漏渦向主流道發(fā)展的趨勢弱于原葉頂,而渦結(jié)構(gòu)分布更靠近吸力面?zhèn)?同時,區(qū)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(jié)構(gòu)進(jìn)一步發(fā)生變化:區(qū)域Ⅱ處泄漏渦的渦結(jié)構(gòu)分布較為離散,大尺度渦發(fā)生破碎,同時向吸力面?zhèn)鹊陌l(fā)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(jìn)一步減少。同時可以看出,方案2下葉頂間隙內(nèi)的渦結(jié)構(gòu)較方案1更為復(fù)雜,且渦尺度(區(qū)域Ⅲ)較大,說明方案2具有更強(qiáng)的阻塞葉頂泄漏流的能力。

3 結(jié) 論

(1) 在吸力面加裝葉頂小翼后風(fēng)機(jī)全壓和效率均提升,在小翼上開設(shè)順流向斜槽后性能更優(yōu),方案2下風(fēng)機(jī)的性能最佳,對應(yīng)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(nèi)的流場更復(fù)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(nèi)會形成新的渦流,這會進(jìn)一步限制泄漏渦的發(fā)展。在吸力面加裝葉頂小翼后泄漏渦向主流道發(fā)展的趨勢減緩,在小翼上開設(shè)順流向斜槽后渦結(jié)構(gòu)分布較為離散,大尺度渦發(fā)生破碎,渦核位置靠近吸力面?zhèn)?葉頂處渦結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜,泄漏渦損失進(jìn)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(fēng)機(jī)噪聲,在小翼上開槽后噪聲源分布發(fā)生變化,總聲壓級增大。綜合考慮風(fēng)機(jī)性能和噪聲變化,方案2為最佳改型方案。