第一級(jí)導(dǎo)葉改進(jìn)對(duì)兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)性能的影響

葉學(xué)民，李新穎，李春曦

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

兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)因具有流量大、效率高 及對(duì)風(fēng)道系統(tǒng)適應(yīng)性好等優(yōu)勢(shì)，已成為現(xiàn)代大型火電機(jī)組的重要輔機(jī)之一，其耗電量約占廠用電的25%～30%.因此，深入研究其內(nèi)部的流動(dòng)特征和能量損失機(jī)理對(duì)提高風(fēng)機(jī)效率、擴(kuò)大工況范圍和提高運(yùn)行安全性等具有重要意義.

在葉輪機(jī)械中，導(dǎo)葉是改善內(nèi)流特征、提高效率的重要部件，其結(jié)構(gòu)形式和位置對(duì)上、下游動(dòng)葉區(qū)的做功能力均有影響，并使葉頂區(qū)的流動(dòng)變得非常復(fù)雜，導(dǎo)致氣動(dòng)性能和內(nèi)流特征發(fā)生變化，進(jìn)而影響整個(gè)葉輪機(jī)械的效率［1-4］.因此，研究葉輪機(jī)械中導(dǎo)葉的性能有利于優(yōu)化動(dòng)葉區(qū)的做功能力，提高葉輪機(jī)械的整機(jī)性能.

兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)的第一級(jí)導(dǎo)葉與普通軸流風(fēng)機(jī)不同的最大原因是調(diào)節(jié)系統(tǒng)的存在，導(dǎo)致兩級(jí)動(dòng)葉軸向距離很長(zhǎng)，故其導(dǎo)葉形式也與常用的導(dǎo)葉形式不同.目前，對(duì)于軸流風(fēng)機(jī)的研究主要針對(duì)動(dòng)葉安裝角變化及翼型結(jié)構(gòu)［5-8］對(duì)其性能的影響.而對(duì)兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)中的導(dǎo)葉，尤其是長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉的研究工作未見報(bào)道.因此，筆者以額定運(yùn)行工況（即BMCR 工況）及安裝角β＝3°時(shí)的兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，針對(duì)長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉中短葉片不同軸向、周向位置和葉片長(zhǎng)度等情形，對(duì)風(fēng)機(jī)整機(jī)和局部進(jìn)行三維數(shù)值模擬，以實(shí)現(xiàn)對(duì)風(fēng)機(jī)導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)的最優(yōu)配置.

1 數(shù)值模擬

1.1 計(jì)算模型和網(wǎng)格劃分

以某兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)內(nèi)流通道為研究對(duì)象，模擬采用的幾何模型如圖1所示，該風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1.

圖1 兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.1 Schematic diagram of the two-stage variable vane axial flow fan

根據(jù)兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)各區(qū)域的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，將計(jì)算域分成集流區(qū)、2個(gè)動(dòng)葉區(qū)、2個(gè)導(dǎo)葉區(qū)和擴(kuò)壓區(qū)等區(qū)域.利用Gambit首先對(duì)第一和第二級(jí)動(dòng)葉區(qū)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，然后以此為參考對(duì)其他各區(qū)域進(jìn)行合理網(wǎng)格分配，使網(wǎng)格數(shù)達(dá)到計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間的合理配置.整個(gè)計(jì)算域采用結(jié)構(gòu)與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合的形式，并對(duì)動(dòng)葉區(qū)葉頂間隙等結(jié)構(gòu)復(fù)雜區(qū)域進(jìn)行局部加密.模擬中進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，分別采用358萬(wàn)、406萬(wàn)和496萬(wàn)等不同網(wǎng)格數(shù)對(duì)軸流風(fēng)機(jī)進(jìn)行模擬計(jì)算.結(jié)果表明：當(dāng)總計(jì)算網(wǎng)格數(shù)約為406萬(wàn)，動(dòng)葉區(qū)和導(dǎo)葉區(qū)網(wǎng)格數(shù)分別約為258萬(wàn)和92萬(wàn)時(shí)，可同時(shí)滿足計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間的要求.

表1 某兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)的主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of the two-stage variable vane axial flow fan

1.2 數(shù)學(xué)模型與邊界條件

數(shù)值模擬采用三維定常N-S方程和Realizablek-ε湍流模型，該湍流模型主要用于旋轉(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［5］，因此適用于本文具有強(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.計(jì)算采用Segregated隱式方法和標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，壁面為無(wú)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(duì)流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)及湍流黏性系數(shù)應(yīng)用二階迎風(fēng)格式離散.

在旋轉(zhuǎn)葉輪和靜止的機(jī)殼壁面間采用多重參考系模型MRF進(jìn)行定常模擬，該方法與采用滑移網(wǎng)格模型進(jìn)行非定常模擬具有相同的計(jì)算精度［9-10］，動(dòng)靜交界面采用Interface以實(shí)現(xiàn)上游出口與下游進(jìn)口兩交界面上參數(shù)的數(shù)據(jù)交換.集流器進(jìn)口設(shè)置為速度入口，擴(kuò)壓器出口為自由出流.當(dāng)各參數(shù)的計(jì)算誤差小于10-4，且進(jìn)、出口截面的總壓均不隨時(shí)間變化而改變時(shí)，即達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，則視計(jì)算已收斂.

1.3 數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性

準(zhǔn)確的數(shù)值模擬可獲得風(fēng)機(jī)內(nèi)部各種流場(chǎng)信息，為其設(shè)計(jì)和改進(jìn)提供重要的數(shù)據(jù)支持，因此，驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性十分必要.圖2給出了兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)模擬的體積流量范圍內(nèi)、安裝角β＝3°時(shí)風(fēng)機(jī)全壓和效率的模擬結(jié)果與風(fēng)機(jī)性能曲線的對(duì)比.由圖2可知，風(fēng)機(jī)全壓和效率模擬性能曲線與試驗(yàn)結(jié)果均吻合良好，全壓和效率的平均相對(duì)誤差分別為-4.05%和4.41%，保證了數(shù)值模擬的可靠性［11］.因BMCR 工況點(diǎn)為額定體積流量工況，其安裝角為β＝3°，故筆者以該工況點(diǎn)及β＝3°為例研究第一級(jí)導(dǎo)葉改進(jìn)對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響.

圖2 模擬結(jié)果與性能曲線的對(duì)比Fig.2 Comparison between simulation and experimental results

2 導(dǎo)葉形式對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響

風(fēng)機(jī)中動(dòng)葉片數(shù)和導(dǎo)葉片數(shù)通?；橘|(zhì)數(shù)，由此可避免從動(dòng)葉流出的氣流對(duì)下游導(dǎo)葉產(chǎn)生沖擊，以減少氣流的脈動(dòng)及噪聲.依據(jù)文獻(xiàn)［12］的選擇原則，當(dāng)動(dòng)葉片數(shù)為偶數(shù)時(shí)，導(dǎo)葉片數(shù)為動(dòng)葉片數(shù)減1；當(dāng)動(dòng)葉片數(shù)為奇數(shù)時(shí)，導(dǎo)葉片數(shù)與動(dòng)葉片數(shù)相差1～2片.本文所用兩級(jí)動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)模型的動(dòng)葉片數(shù)和導(dǎo)葉片數(shù)分別為24和23，符合葉片數(shù)選擇原則.

圖3比較了第一級(jí)導(dǎo)葉采用長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉和單一長(zhǎng)葉片式導(dǎo)葉時(shí)的風(fēng)機(jī)性能.由圖3可知，在不同工況下，采用長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉時(shí)風(fēng)機(jī)的全壓和效率均優(yōu)于采用單一長(zhǎng)葉片式導(dǎo)葉時(shí)，尤其在該風(fēng)機(jī)的中小體積流量范圍內(nèi)，其效率的優(yōu)勢(shì)更加明顯.在BMCR 工況點(diǎn)（即體積流量為82.4m3／s時(shí)），導(dǎo)葉形式采用長(zhǎng)短復(fù)合式葉片結(jié)構(gòu)的風(fēng)機(jī)出口總壓較單一長(zhǎng)葉片式時(shí)的出口總壓增加了74.61Pa，效率提高了0.7%.由此可見，采用長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉時(shí)風(fēng)機(jī)的整體性能更好.

熵產(chǎn)率反映了風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動(dòng)過(guò)程中的不可逆能量損失，可作為衡量風(fēng)機(jī)效率的一個(gè)重要參數(shù)［13］.風(fēng)機(jī)內(nèi)的總熵產(chǎn)率S包括由黏性耗散和湍流耗散引起的熵產(chǎn)率SVD和STD，其表達(dá)式分別為［14］

圖3 導(dǎo)葉形式對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響Fig.3 Effects of the guide vane structure on the fan performance

式中：εij和ε′ij分別為平均流場(chǎng)和脈動(dòng)流場(chǎng)的變形率張量，s-2；V為體積，m3；μ為流體動(dòng)力黏度，kg／（m·s）；T為溫度，K；物理量符號(hào)上“-”表示時(shí)均值.

因STD含有速度脈動(dòng)項(xiàng)而無(wú)法直接計(jì)算得到，為此采用Kock［15］計(jì)算模型，即假設(shè)其與湍流耗散率ε和溫度T有關(guān)，故其表達(dá)式為

圖4為額定工況下風(fēng)機(jī)第一級(jí)導(dǎo)葉輪轂截面上單位體積熵產(chǎn)率s的分布.由圖4可知，導(dǎo)葉進(jìn)口尤其是吸力面s值較大，這是由葉片進(jìn)口處流體的排擠作用和氣流對(duì)葉片產(chǎn)生的沖擊損失造成的；其次，在葉片尾緣處，因尾流渦作用，s值有所增大.當(dāng)?shù)谝患?jí)導(dǎo)葉采用長(zhǎng)短復(fù)合式葉片時(shí)，s范圍為30～240 W／（m3·K），而采用單一長(zhǎng)葉片式時(shí)為50～1 050 W／（m3·K），可見后者的單位體積熵產(chǎn)率明顯大于前者.另外，單一長(zhǎng)葉片式導(dǎo)葉的葉片尾流對(duì)第二級(jí)動(dòng)葉影響較大，而長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉中短葉片的尾流渦對(duì)下游動(dòng)葉影響較小，改善了風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動(dòng)，提高了氣動(dòng)性能，這與由圖3得出的結(jié)論一致.

導(dǎo)葉效率［16］可衡量風(fēng)機(jī)導(dǎo)葉區(qū)的擴(kuò)壓性能，其定義為ηg＝Δps／Δpd.其中，Δps、Δpd分別表示導(dǎo)葉進(jìn)、出口的靜壓升和動(dòng)壓降，Pa.表2給出了第一級(jí)導(dǎo)葉采用不同形式時(shí)第一、第二級(jí)導(dǎo)葉的導(dǎo)葉效率（下標(biāo)in、out分別表示導(dǎo)葉進(jìn)口和出口）.對(duì)比表2中第一級(jí)導(dǎo)葉采用長(zhǎng)短復(fù)合式和單一長(zhǎng)葉片形式時(shí)第一、第二級(jí)導(dǎo)葉的導(dǎo)葉效率可知，前者較后者的第一、第二級(jí)導(dǎo)葉的導(dǎo)葉效率分別提高了1.28%和14.27%.可見，第一級(jí)導(dǎo)葉的葉片形式不僅影響本級(jí)的導(dǎo)葉效率，而且還影響下游第二級(jí)導(dǎo)葉的導(dǎo)葉效率.同時(shí)可看出，第二級(jí)導(dǎo)葉的導(dǎo)葉效率高于第一級(jí)，即第二級(jí)導(dǎo)葉的動(dòng)能利用率較高，且受上游流動(dòng)結(jié)構(gòu)的影響更大.

表2 第一級(jí)導(dǎo)葉采用不同形式時(shí)第一、第二級(jí)導(dǎo)葉的導(dǎo)葉效率Tab.2 Efficiency of the first-and second-stage guide vane with various forms of first-stage guide vane adopted

圖4 第一級(jí)導(dǎo)葉輪轂截面上單位體積熵產(chǎn)率s的分布Fig.4 Contour of entropy production rate per unit volume on hubcross section of the first-stage guide vane

通過(guò)對(duì)比風(fēng)機(jī)整機(jī)性能和單級(jí)導(dǎo)葉效率可知，長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉對(duì)改善風(fēng)機(jī)性能效果較好，故下文將在長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，對(duì)短葉片處于不同軸向、周向位置及葉片長(zhǎng)度時(shí)的風(fēng)機(jī)性能進(jìn)行深入研究.

3 短葉片位置及長(zhǎng)度對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響

3.1 軸向位置對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響

圖5為位于不同軸向位置的短葉片示意圖，其中Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ分別表示短葉片位于第一級(jí)導(dǎo)葉的入口、中間和出口位置.分析圖6給出的風(fēng)機(jī)性能曲線可知，短葉片軸向相對(duì)位置對(duì)風(fēng)機(jī)全壓和效率有顯著影響.當(dāng)短葉片位于Ⅰ時(shí)，風(fēng)機(jī)性能最優(yōu)；短葉片位于Ⅱ時(shí)，性能最差，尤其是小體積流量區(qū)的全壓和效率降幅較大；當(dāng)短葉片位于Ⅲ時(shí)，其性能介于兩者之間.同時(shí)可以看出，隨著體積流量的增大，短葉片軸向位置對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響逐漸減小，當(dāng)體積流量為92.5m3／s時(shí)，短葉片在Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ3個(gè)不同位置處的全壓和效率相差較小.

圖5 短葉片軸向位置示意圖Fig.5 Schematic diagram for different axial positions of short vane

圖6 短葉片軸向位置對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響Fig.6 Effect of axial position of short vane on the fan performance

為進(jìn)一步分析短葉片軸向位置對(duì)內(nèi)流特征的影響，圖7給出了上述3個(gè)軸向位置處第一級(jí)導(dǎo)葉進(jìn)、出口的總壓分布.由圖7可知，短葉片不同的軸向位置對(duì)上游動(dòng)葉出口和下游動(dòng)葉進(jìn)口總壓分布的影響也不盡相同.當(dāng)短葉片位于Ⅰ時(shí)，第一級(jí)葉輪出口總壓整體呈24個(gè)周向均勻分布的高壓區(qū)，第二級(jí)葉輪進(jìn)口處高壓區(qū)呈現(xiàn)兩兩相鄰分布，中間沒(méi)有短葉片尾流形成的低壓區(qū).而短葉片位于Ⅱ和Ⅲ時(shí)，第一級(jí)葉輪出口的總壓呈現(xiàn)12個(gè)高壓區(qū)和12個(gè)低壓區(qū)，且交替出現(xiàn)，僅在兩相鄰短葉片附近出現(xiàn)壓力突變，第二級(jí)葉輪進(jìn)口處短葉片尾流形成的低壓尾帶區(qū)則穿插在高壓區(qū)和次高壓區(qū)之間，其總壓分布不均勻性對(duì)第二級(jí)葉輪內(nèi)部的氣流流動(dòng)以及葉輪做功將產(chǎn)生不利影響.

圖7 第一級(jí)導(dǎo)葉進(jìn)、出口截面的總壓分布Fig.7 Total pressure distribution at inlet and outlet cross section of the first-stage guide vane

表3給出了短葉片位于不同軸向位置時(shí)風(fēng)機(jī)各區(qū)域的熵產(chǎn)率.由表3可知，風(fēng)機(jī)中由速度脈動(dòng)產(chǎn)生的湍流耗散所引起的熵產(chǎn)率STD占主導(dǎo)地位，其數(shù)值遠(yuǎn)大于黏性耗散引起的熵產(chǎn)率SVD，且兩者相差約2～3個(gè)數(shù)量級(jí).對(duì)比表中不同區(qū)域熵產(chǎn)率S可得出，動(dòng)葉區(qū)熵產(chǎn)率S較大，其原因是動(dòng)葉區(qū)葉輪做功產(chǎn)生的不可逆流動(dòng)損失較大，雖經(jīng)第一級(jí)導(dǎo)葉進(jìn)行整流，但氣流的湍流程度仍大于風(fēng)機(jī)進(jìn)口處，故第二級(jí)葉輪的熵產(chǎn)率大于第一級(jí)葉輪.其次是導(dǎo)葉區(qū)，氣流在導(dǎo)葉中實(shí)現(xiàn)動(dòng)能與壓能間的轉(zhuǎn)化，產(chǎn)生的熵產(chǎn)率較大；當(dāng)短葉片位于第一級(jí)導(dǎo)葉不同軸向位置時(shí)，該軸流風(fēng)機(jī)的集流器和第一級(jí)葉輪的熵產(chǎn)率變化不大，從第一級(jí)導(dǎo)葉開始熵產(chǎn)率發(fā)生較大改變，風(fēng)機(jī)內(nèi)各區(qū)域熵產(chǎn)率總和由小到大分別為短葉片位于Ⅰ、Ⅲ和Ⅱ位置.由此可見，短葉片位于Ⅰ位置時(shí)，風(fēng)機(jī)湍流耗散引起的不可逆損失較小，且短葉片主要對(duì)第一級(jí)導(dǎo)葉及其后面結(jié)構(gòu)的氣流流動(dòng)產(chǎn)生影響，而對(duì)第一級(jí)導(dǎo)葉前面結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的波動(dòng)影響較小.

表3 短葉片位于不同軸向位置時(shí)風(fēng)機(jī)各區(qū)域的熵產(chǎn)率Tab.3 Entropy production rate in various fan regions under different axial positions of short vane

3.2 周向位置對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響

短葉片相對(duì)于長(zhǎng)葉片吸力面處于不同周向位置也會(huì)對(duì)其兩側(cè)流道的通流性產(chǎn)生影響，進(jìn)而改變其內(nèi)流特征.按圖8所示短葉片相對(duì)于長(zhǎng)葉片吸力面的不同周向位置，分別計(jì)算了不同體積流量下的風(fēng)機(jī)性能（見圖9），其中d表示短葉片相對(duì)于長(zhǎng)葉片吸力面的周向距離，mm；t表示兩長(zhǎng)葉片間的柵距，mm，短葉片位置分別為t／8、t／4、t／2、3t／4和7t／8.

圖8 短葉片周向位置示意圖Fig.8 Arrangement drawing of short vanes in circumferential position

由圖9可知，當(dāng)短葉片由d＝t／8移至d＝t／2，即從長(zhǎng)葉片的吸力面向中間柵距靠近時(shí)，風(fēng)機(jī)全壓和效率均提高，尤其是效率明顯提高；當(dāng)短葉片由d＝7t／8移至d＝t／2時(shí)，即從長(zhǎng)葉片的壓力面向中間柵距移動(dòng)時(shí)，風(fēng)機(jī)性能也逐漸改善，故短葉片位于長(zhǎng)葉片中間位置d＝t／2時(shí)，風(fēng)機(jī)的全壓和效率均優(yōu)于其他位置.另外，從中間位置向兩側(cè)偏移相同距離時(shí)，如d＝t／4和d＝3t／4，則靠近吸力面?zhèn)鹊娘L(fēng)機(jī)模型性能較好，但離吸力面距離越近，風(fēng)機(jī)的全壓和效率越低.

圖10為額定工況下、短葉片在不同周向位置時(shí)第一級(jí)導(dǎo)葉某截面單位體積熵產(chǎn)率s的分布，圖中虛線框?yàn)殚L(zhǎng)葉片位置.由圖10可知，s較大的區(qū)域主要位于葉片頂部和根部，頂部主要由葉頂泄漏渦影響使得損失增加，而根部則由流體的黏性及刮削渦引起；其次，葉片吸力面的s值大于壓力面，表明導(dǎo)葉吸力面氣流的湍流程度大于壓力面.當(dāng)短葉片由d＝t／8變化到d＝7t／8時(shí)，最大單位體積熵產(chǎn)率smax呈先減小后增大的趨勢(shì)，當(dāng)d＝t／2時(shí)，smax為180 W／（m3·K），而當(dāng)d＝t／8和d＝7t／8 時(shí)則分別增至240 W／（m3·K）和260 W／（m3·K）.顯然，位于中間柵距時(shí)風(fēng)機(jī)單位體積熵產(chǎn)率s較小，即d＝t／2時(shí)第一級(jí)導(dǎo)葉擴(kuò)壓過(guò)程中的不可逆能量損失較小.

圖9 短葉片周向位置對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響Fig.9 Effect of short vane circumferential position on the fan performance

衡量動(dòng)葉做功能力和導(dǎo)葉擴(kuò)壓能力的參數(shù)分別為葉輪總壓升系數(shù)ψrt和導(dǎo)葉靜壓升系數(shù)Dgs，其表達(dá)式分別為

式中：p1t、p2t分別為葉輪進(jìn)、出口總壓，Pa；u為葉輪圓周速度，m／s；p1s、p2s分別為導(dǎo)葉進(jìn)、出口總壓，Pa.

圖11和圖12給出了葉輪總壓升系數(shù)和導(dǎo)葉靜壓升系數(shù)與相對(duì)徑向高度（r-rh）／（R-rh）的關(guān)系，其中r為從輪轂到輪緣任意半徑；rh、R分別為輪轂和輪緣半徑；圖中d的下標(biāo)1、2分別表示第一、第二級(jí).從圖11和圖12可以看出，當(dāng)短葉片位于不同周向位置時(shí)，第一級(jí)葉輪的總壓升系數(shù)ψrt1和第一級(jí)導(dǎo)葉的靜壓升系數(shù)Dgs1基本保持不變；但對(duì)于第二級(jí)葉輪和導(dǎo)葉，當(dāng)短葉片位于d2＝t／2，即兩相鄰長(zhǎng)葉片中間柵距時(shí)，總壓升系數(shù)ψrt2和靜壓升系數(shù)Dgs2均高于其他位置的數(shù)值，尤其是第二級(jí)導(dǎo)葉的靜壓升優(yōu)勢(shì)更為明顯.因此，當(dāng)?shù)谝患?jí)導(dǎo)葉的短葉片處于不同周向位置時(shí)，對(duì)第一級(jí)葉輪的做功能力及其自身的擴(kuò)壓減速作用影響較小，但對(duì)第二級(jí)葉輪的做功能力和第二級(jí)導(dǎo)葉的靜壓升能力影響較大，且當(dāng)短葉片位于d2＝t／2時(shí)達(dá)到良好效果.

圖10 第一級(jí)導(dǎo)葉某截面單位體積熵產(chǎn)率分布圖Fig.10 Counter of entropy production rate per unit volume on a certain cross section of the first-stage guide vane

圖11 葉輪總壓升系數(shù)Fig.11 Total pressure rise coefficient of the impeller

圖12 導(dǎo)葉靜壓升系數(shù)Fig.12 Static pressure rise coefficient of the guide vane

3.3 長(zhǎng)度對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響

當(dāng)短葉片位于第一級(jí)導(dǎo)葉入口、兩相鄰長(zhǎng)葉片中間柵距時(shí)，分別選取290mm、320mm 和350mm 3種短葉片長(zhǎng)度L來(lái)分析短葉片長(zhǎng)度對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響，如圖13所示.由圖13可知，L＝320mm 時(shí)風(fēng)機(jī)的全壓和效率最好，當(dāng)縮短或增加短葉片長(zhǎng)度時(shí)風(fēng)機(jī)全壓和效率的性能曲線均低于L＝320mm 時(shí)，僅在風(fēng)機(jī)較大體積流量92.5m3／s時(shí)，L為290mm和350mm 的全壓和效率略大于L＝320 mm.另外，短葉片長(zhǎng)度對(duì)效率的影響明顯大于對(duì)全壓的影響.因此，短葉片的最佳長(zhǎng)度為320 mm，且短葉片長(zhǎng)度主要影響風(fēng)機(jī)效率而對(duì)全壓的影響程度較小.

圖13 短葉片長(zhǎng)度對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響Fig.13 Effect of short vane length on the fan performance

圖14給出了不同短葉片長(zhǎng)度時(shí)風(fēng)機(jī)各區(qū)域總熵產(chǎn)率S和湍流耗散引起的單位體積熵產(chǎn)率sTD.由圖14可知，第一、第二級(jí)葉輪的sTD值較大，且第二級(jí)葉輪的sTD大于第一級(jí)，原因是葉輪中葉片對(duì)氣流做功產(chǎn)生的湍流耗散較大，且葉頂及葉片尾部形成葉頂泄漏渦和尾流渦，故其內(nèi)部產(chǎn)生的不可逆損失較大，而擴(kuò)壓器中湍流耗散引起的單位體積熵產(chǎn)率sTD最小.3種不同短葉片長(zhǎng)度下風(fēng)機(jī)各區(qū)域的sTD差距并不明顯，僅在擴(kuò)壓區(qū)及第二級(jí)導(dǎo)葉區(qū)L＝320 mm 的sTD略小于L為290mm 和350mm 時(shí).

圖14 不同短葉片長(zhǎng)度時(shí)風(fēng)機(jī)各區(qū)域總熵產(chǎn)率S 和湍流耗散引起的單位體積熵產(chǎn)率sTDFig.14 Sand sTDvalues in various fan regions with different lengths of the short vane

圖14中短葉片長(zhǎng)度對(duì)總熵產(chǎn)率S的影響表明，短葉片長(zhǎng)度的影響主要體現(xiàn)在第二級(jí)葉輪之后，并隨著氣流的流動(dòng)，其不穩(wěn)定性幅度逐漸增加，到擴(kuò)壓器后影響程度達(dá)到最大.以第二級(jí)葉輪為分水嶺，在此之前L為290mm、320mm 和350 mm 時(shí)，風(fēng)機(jī)的總熵產(chǎn)率S相差不大；而在第二級(jí)葉輪之后L＝320mm 的總熵產(chǎn)率明顯低于L為290mm 和350 mm 時(shí)的總熵產(chǎn)率，尤其是對(duì)擴(kuò)壓器內(nèi)的總熵產(chǎn)率影響顯著，L＝320 mm 時(shí)的總熵產(chǎn)率僅為22.47 W／K，明顯小于另外2 種情況下.雖然擴(kuò)壓器單位體積熵產(chǎn)率較低，但其體積最大，且在此處實(shí)現(xiàn)動(dòng)能與勢(shì)能間的轉(zhuǎn)化，故總熵產(chǎn)率S較大.因此，短葉片長(zhǎng)度對(duì)風(fēng)機(jī)整體性能的影響主要體現(xiàn)在擴(kuò)壓器的擴(kuò)壓性能上，且短葉片長(zhǎng)度為320 mm 時(shí)風(fēng)機(jī)各區(qū)域內(nèi)的總熵產(chǎn)率均較低.

4 結(jié) 論

（1）在不同工況下，采用長(zhǎng)短復(fù)合式導(dǎo)葉時(shí)風(fēng)機(jī)整機(jī)的全壓和效率均優(yōu)于采用單一長(zhǎng)葉片式導(dǎo)葉，尤其在該風(fēng)機(jī)的中小體積流量范圍內(nèi)，其效率的優(yōu)勢(shì)更加明顯.同時(shí)，長(zhǎng)短相間結(jié)構(gòu)的風(fēng)機(jī)單級(jí)導(dǎo)葉效率也高于單一長(zhǎng)葉片時(shí)的效率.

（2）第一級(jí)導(dǎo)葉中短葉片的軸向、周向以及葉片長(zhǎng)度均對(duì)風(fēng)機(jī)的性能有影響.當(dāng)短葉片位于第一級(jí)導(dǎo)葉入口位置Ⅰ時(shí)，湍流耗散引起的不可逆損失較小，風(fēng)機(jī)的全壓和效率較高；當(dāng)短葉片處于不同周向位置時(shí)，對(duì)第一級(jí)葉輪的做功能力及其自身的擴(kuò)壓減速作用影響較小，但對(duì)第二級(jí)葉輪的做功能力和第二級(jí)導(dǎo)葉的靜壓升能力影響較大，且當(dāng)短葉片位于d＝t／2時(shí)達(dá)到良好效果；短葉片長(zhǎng)度對(duì)風(fēng)機(jī)的影響主要體現(xiàn)為擴(kuò)壓器的擴(kuò)壓性能，當(dāng)L＝320mm時(shí)，風(fēng)機(jī)整體產(chǎn)生的不可逆損失較小.

（3）采用320 mm 長(zhǎng)度的短葉片，且短葉片位于第一級(jí)導(dǎo)葉入口、兩相鄰長(zhǎng)葉片中間柵距時(shí)，風(fēng)機(jī)的全壓和效率均達(dá)到最優(yōu)效果.

［1］GRAF M B.Effects of stator pressure field on upstream rotor performance［D］.MA，Massachusetts，Cambridge：Massachusetts Institute of Technology，1996.

［2］李忠，楊敏官，王曉坤.導(dǎo)葉對(duì)軸流泵性能影響的試驗(yàn)［J］.排灌機(jī)械，2009，27（1）：15-18. LI Zhong，YANG Minguan，WANG Xiaokun.Experimental study of guide vane influence on performance of axial-flow pump［J］.Drainage and Irrigation Ma-chinery，2009，27（1）：15-18.

［3］鄧向陽(yáng)，張宏武，黃偉光.低速軸流壓氣機(jī)中前后靜葉對(duì)動(dòng)葉頂部區(qū)域流動(dòng)的影響［J］.航空學(xué)報(bào)，2005，26（5）：535-539. DENG Xiangyang，ZHANG Hongwu，HUANG Weiguang.Effects of upstream and downstream stators on rotor tip flow in a low-speed axial compressor［J］.Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2005，26（5）：535-539.

［4］陸華偉，郭爽，陳浮，等.小軸向間隙下直、彎靜葉Clocking效應(yīng)的實(shí)驗(yàn)研究［J］.熱能動(dòng)力工程，2009，24（1）：41-46. LU Huawei，GUO Shuang，CHEN Fu，etal.Experimental study of the Clocking effect of straight and bowed stationary vanes at a small axial clearance［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy and Power，2009，24（1）：41-46.

［5］李春曦，尹攀，葉學(xué)民，等.軸流風(fēng)機(jī)動(dòng)葉異常對(duì)風(fēng)機(jī)內(nèi)熵產(chǎn)影響的數(shù)值模擬［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2012，32（12）：947-953. LI Chunxi，YIN Pan，YE Xuemin，etal.Effect of abnormal vane incidence on internal entropy generation in axial-flow fans［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（12）：947-953.

［6］葉學(xué)民，李俊，李春曦，等.軸流風(fēng)機(jī)多動(dòng)葉安裝角非同步調(diào)節(jié)下的內(nèi)流特征和運(yùn)行特性［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2010，30（32）：77-83. YE Xuemin，LI Jun，LI Chunxi，etal.Aerodynamics and operating performance of a variable pitch axial fan with asynchronous regulation of installation angles of multiple vanes［J］.Proceedings of the CSEE，2010，30（32）：77-83.

［7］葉學(xué)民，李俊，王松嶺，等.動(dòng)葉可調(diào)軸流式通風(fēng)機(jī)葉片安裝角異常工況下的氣動(dòng)特性［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2009，29（26）：79-84. YE Xuemin，LI Jun，WANG Songling，etal.Aerodynamics of adjustable vane axial fan under abnormal installation angles［J］.Proceedings of the CSEE，2009，29（26）：79-84.

［8］李楊，歐陽(yáng)華，杜朝輝.相同工況下葉片的不同周向彎曲對(duì)低壓軸流風(fēng)扇性能影響的對(duì)比分析［J］.上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2006，40（12）：2101-2105. LI Yang，OUYANG Hua，DU Zhaohui.The effect of various circumferential skewed rotors on the performance of low pressure axial flow fan at the condition［J］.Journal of Shanghai Jiaotong University，2006，40（12）：2101-2105.

［9］LANE G，RIGBY G，EVANS G.Pressure distribution on the surface of rushton turbine vanes-experimental measurements and prediction by CFD［J］.Journal of Chemical Engineering，2001，34（5）：613-620.

［10］BUJALSKI W，JAWORSKI Z，NIENOW A W.CFD study of homogenization with dual rushton turbinescomparison with experimental results：partⅡ：the multiple reference frame［J］.Chemical Engineering Research and Design，2002，80（1）：97-104.

［11］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.

［12］MIYAKE Y，INABA T，NISHIKAWA Y，etal.A study on the flow within the flow passage of an axial flow fan equipped with air-separator［J］.Bulletin of JSME，1986，29（256）：3394-3401.

［13］KOCK F，HERWIG H.Entropy production calculation for turbulent shear flows and their implementation in cfd codes［J］.International Journal of Heat and Fluid Flow，2005，26（4）：672-680.

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

［15］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.

［16］趙杰.多相泵復(fù)合式靜葉CDF 模擬及流場(chǎng)分析［D］.蘭州：蘭州理工大學(xué)，2009.