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)測與控制教育部重點實驗室，保定071003）

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

在葉輪機械中，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)形式和位置對上、下游動葉區(qū)的做功能力均有影響，并使葉頂區(qū)的流動變得非常復(fù)雜，導(dǎo)致氣動性能和內(nèi)流特征發(fā)生變化，進而影響整個葉輪機械的效率［1-4］.因此，研究葉輪機械中導(dǎo)葉的性能有利于優(yōu)化動葉區(qū)的做功能力，提高葉輪機械的整機性能.

兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機的第一級導(dǎo)葉與普通軸流風(fēng)機不同的最大原因是調(diào)節(jié)系統(tǒng)的存在，導(dǎo)致兩級動葉軸向距離很長，故其導(dǎo)葉形式也與常用的導(dǎo)葉形式不同.目前，對于軸流風(fēng)機的研究主要針對動葉安裝角變化及翼型結(jié)構(gòu)［5-8］對其性能的影響.而對兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機中的導(dǎo)葉，尤其是長短復(fù)合式導(dǎo)葉的研究工作未見報道.因此，筆者以額定運行工況（即BMCR 工況）及安裝角β＝3°時的兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機為研究對象，針對長短復(fù)合式導(dǎo)葉中短葉片不同軸向、周向位置和葉片長度等情形，對風(fēng)機整機和局部進行三維數(shù)值模擬，以實現(xiàn)對風(fēng)機導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)的最優(yōu)配置.

1 數(shù)值模擬

1.1 計算模型和網(wǎng)格劃分

以某兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機內(nèi)流通道為研究對象，模擬采用的幾何模型如圖1所示，該風(fēng)機結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1.

圖1 兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Schematic diagram of the two-stage variable vane axial flow fan

根據(jù)兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機各區(qū)域的結(jié)構(gòu)特點，將計算域分成集流區(qū)、2個動葉區(qū)、2個導(dǎo)葉區(qū)和擴壓區(qū)等區(qū)域.利用Gambit首先對第一和第二級動葉區(qū)進行網(wǎng)格劃分，然后以此為參考對其他各區(qū)域進行合理網(wǎng)格分配，使網(wǎng)格數(shù)達到計算精度和計算時間的合理配置.整個計算域采用結(jié)構(gòu)與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合的形式，并對動葉區(qū)葉頂間隙等結(jié)構(gòu)復(fù)雜區(qū)域進行局部加密.模擬中進行了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，分別采用358萬、406萬和496萬等不同網(wǎng)格數(shù)對軸流風(fēng)機進行模擬計算.結(jié)果表明：當(dāng)總計算網(wǎng)格數(shù)約為406萬，動葉區(qū)和導(dǎo)葉區(qū)網(wǎng)格數(shù)分別約為258萬和92萬時，可同時滿足計算精度和計算時間的要求.

表1 某兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機的主要參數(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)運動、強逆壓梯度的邊界層流動分離、二次流及回流等［5］，因此適用于本文具有強旋轉(zhuǎn)運動且伴隨各種渦流損失的風(fēng)機內(nèi)流模擬.計算采用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，動量方程中的對流項、擴散項及湍流黏性系數(shù)應(yīng)用二階迎風(fēng)格式離散.

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

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)機內(nèi)部各種流場信息，為其設(shè)計和改進提供重要的數(shù)據(jù)支持，因此，驗證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性十分必要.圖2給出了兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機模擬的體積流量范圍內(nèi)、安裝角β＝3°時風(fēng)機全壓和效率的模擬結(jié)果與風(fēng)機性能曲線的對比.由圖2可知，風(fēng)機全壓和效率模擬性能曲線與試驗結(jié)果均吻合良好，全壓和效率的平均相對誤差分別為-4.05%和4.41%，保證了數(shù)值模擬的可靠性［11］.因BMCR 工況點為額定體積流量工況，其安裝角為β＝3°，故筆者以該工況點及β＝3°為例研究第一級導(dǎo)葉改進對風(fēng)機性能的影響.

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

2 導(dǎo)葉形式對風(fēng)機性能的影響

風(fēng)機中動葉片數(shù)和導(dǎo)葉片數(shù)通?；橘|(zhì)數(shù)，由此可避免從動葉流出的氣流對下游導(dǎo)葉產(chǎn)生沖擊，以減少氣流的脈動及噪聲.依據(jù)文獻［12］的選擇原則，當(dāng)動葉片數(shù)為偶數(shù)時，導(dǎo)葉片數(shù)為動葉片數(shù)減1；當(dāng)動葉片數(shù)為奇數(shù)時，導(dǎo)葉片數(shù)與動葉片數(shù)相差1～2片.本文所用兩級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機模型的動葉片數(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比較了第一級導(dǎo)葉采用長短復(fù)合式導(dǎo)葉和單一長葉片式導(dǎo)葉時的風(fēng)機性能.由圖3可知，在不同工況下，采用長短復(fù)合式導(dǎo)葉時風(fēng)機的全壓和效率均優(yōu)于采用單一長葉片式導(dǎo)葉時，尤其在該風(fēng)機的中小體積流量范圍內(nèi)，其效率的優(yōu)勢更加明顯.在BMCR 工況點（即體積流量為82.4m3／s時），導(dǎo)葉形式采用長短復(fù)合式葉片結(jié)構(gòu)的風(fēng)機出口總壓較單一長葉片式時的出口總壓增加了74.61Pa，效率提高了0.7%.由此可見，采用長短復(fù)合式導(dǎo)葉時風(fēng)機的整體性能更好.

熵產(chǎn)率反映了風(fēng)機內(nèi)部流動過程中的不可逆能量損失，可作為衡量風(fēng)機效率的一個重要參數(shù)［13］.風(fēng)機內(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，其表達式分別為［14］

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

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

因STD含有速度脈動項而無法直接計算得到，為此采用Kock［15］計算模型，即假設(shè)其與湍流耗散率ε和溫度T有關(guān)，故其表達式為

圖4為額定工況下風(fēng)機第一級導(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)葉進口尤其是吸力面s值較大，這是由葉片進口處流體的排擠作用和氣流對葉片產(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)谝患墝?dǎo)葉采用長短復(fù)合式葉片時，s范圍為30～240 W／（m3·K），而采用單一長葉片式時為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，單一長葉片式導(dǎo)葉的葉片尾流對第二級動葉影響較大，而長短復(fù)合式導(dǎo)葉中短葉片的尾流渦對下游動葉影響較小，改善了風(fēng)機內(nèi)部流動，提高了氣動性能，這與由圖3得出的結(jié)論一致.

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

表2 第一級導(dǎo)葉采用不同形式時第一、第二級導(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

通過對比風(fēng)機整機性能和單級導(dǎo)葉效率可知，長短復(fù)合式導(dǎo)葉對改善風(fēng)機性能效果較好，故下文將在長短復(fù)合式導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，對短葉片處于不同軸向、周向位置及葉片長度時的風(fēng)機性能進行深入研究.

3 短葉片位置及長度對風(fēng)機性能的影響

3.1 軸向位置對風(fēng)機性能的影響

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導(dǎo)葉的入口、中間和出口位置.分析圖6給出的風(fēng)機性能曲線可知，短葉片軸向相對位置對風(fēng)機全壓和效率有顯著影響.當(dāng)短葉片位于Ⅰ時，風(fēng)機性能最優(yōu)；短葉片位于Ⅱ時，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，其性能介于兩者之間.同時可以看出，隨著體積流量的增大，短葉片軸向位置對風(fēng)機性能的影響逐漸減小，當(dāng)體積流量為92.5m3／s時，短葉片在Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ3個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 短葉片軸向位置對風(fēng)機性能的影響Fig.6 Effect of axial position of short vane on the fan performance

為進一步分析短葉片軸向位置對內(nèi)流特征的影響，圖7給出了上述3個軸向位置處第一級導(dǎo)葉進、出口的總壓分布.由圖7可知，短葉片不同的軸向位置對上游動葉出口和下游動葉進口總壓分布的影響也不盡相同.當(dāng)短葉片位于Ⅰ時，第一級葉輪出口總壓整體呈24個周向均勻分布的高壓區(qū)，第二級葉輪進口處高壓區(qū)呈現(xiàn)兩兩相鄰分布，中間沒有短葉片尾流形成的低壓區(qū).而短葉片位于Ⅱ和Ⅲ時，第一級葉輪出口的總壓呈現(xiàn)12個高壓區(qū)和12個低壓區(qū)，且交替出現(xiàn)，僅在兩相鄰短葉片附近出現(xiàn)壓力突變，第二級葉輪進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第二級葉輪內(nèi)部的氣流流動以及葉輪做功將產(chǎn)生不利影響.

圖7 第一級導(dǎo)葉進、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風(fēng)機各區(qū)域的熵產(chǎn)率.由表3可知，風(fēng)機中由速度脈動產(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)值遠大于黏性耗散引起的熵產(chǎn)率SVD，且兩者相差約2～3個數(shù)量級.對比表中不同區(qū)域熵產(chǎn)率S可得出，動葉區(qū)熵產(chǎn)率S較大，其原因是動葉區(qū)葉輪做功產(chǎn)生的不可逆流動損失較大，雖經(jīng)第一級導(dǎo)葉進行整流，但氣流的湍流程度仍大于風(fēng)機進口處，故第二級葉輪的熵產(chǎn)率大于第一級葉輪.其次是導(dǎo)葉區(qū)，氣流在導(dǎo)葉中實現(xiàn)動能與壓能間的轉(zhuǎn)化，產(chǎn)生的熵產(chǎn)率較大；當(dāng)短葉片位于第一級導(dǎo)葉不同軸向位置時，該軸流風(fēng)機的集流器和第一級葉輪的熵產(chǎn)率變化不大，從第一級導(dǎo)葉開始熵產(chǎn)率發(fā)生較大改變，風(fēng)機內(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，風(fēng)機湍流耗散引起的不可逆損失較小，且短葉片主要對第一級導(dǎo)葉及其后面結(jié)構(gòu)的氣流流動產(chǎn)生影響，而對第一級導(dǎo)葉前面結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的波動影響較小.

表3 短葉片位于不同軸向位置時風(fēng)機各區(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 周向位置對風(fēng)機性能的影響

短葉片相對于長葉片吸力面處于不同周向位置也會對其兩側(cè)流道的通流性產(chǎn)生影響，進而改變其內(nèi)流特征.按圖8所示短葉片相對于長葉片吸力面的不同周向位置，分別計算了不同體積流量下的風(fēng)機性能（見圖9），其中d表示短葉片相對于長葉片吸力面的周向距離，mm；t表示兩長葉片間的柵距，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，即從長葉片的吸力面向中間柵距靠近時，風(fēng)機全壓和效率均提高，尤其是效率明顯提高；當(dāng)短葉片由d＝7t／8移至d＝t／2時，即從長葉片的壓力面向中間柵距移動時，風(fēng)機性能也逐漸改善，故短葉片位于長葉片中間位置d＝t／2時，風(fēng)機的全壓和效率均優(yōu)于其他位置.另外，從中間位置向兩側(cè)偏移相同距離時，如d＝t／4和d＝3t／4，則靠近吸力面?zhèn)鹊娘L(fēng)機模型性能較好，但離吸力面距離越近，風(fēng)機的全壓和效率越低.

圖10為額定工況下、短葉片在不同周向位置時第一級導(dǎo)葉某截面單位體積熵產(chǎn)率s的分布，圖中虛線框為長葉片位置.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，最大單位體積熵產(chǎn)率smax呈先減小后增大的趨勢，當(dāng)d＝t／2時，smax為180 W／（m3·K），而當(dāng)d＝t／8和d＝7t／8 時則分別增至240 W／（m3·K）和260 W／（m3·K）.顯然，位于中間柵距時風(fēng)機單位體積熵產(chǎn)率s較小，即d＝t／2時第一級導(dǎo)葉擴壓過程中的不可逆能量損失較小.

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

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

式中：p1t、p2t分別為葉輪進、出口總壓，Pa；u為葉輪圓周速度，m／s；p1s、p2s分別為導(dǎo)葉進、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.從圖11和圖12可以看出，當(dāng)短葉片位于不同周向位置時，第一級葉輪的總壓升系數(shù)ψrt1和第一級導(dǎo)葉的靜壓升系數(shù)Dgs1基本保持不變；但對于第二級葉輪和導(dǎo)葉，當(dāng)短葉片位于d2＝t／2，即兩相鄰長葉片中間柵距時，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，尤其是第二級導(dǎo)葉的靜壓升優(yōu)勢更為明顯.因此，當(dāng)?shù)谝患墝?dǎo)葉的短葉片處于不同周向位置時，對第一級葉輪的做功能力及其自身的擴壓減速作用影響較小，但對第二級葉輪的做功能力和第二級導(dǎo)葉的靜壓升能力影響較大，且當(dāng)短葉片位于d2＝t／2時達到良好效果.

圖10 第一級導(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 長度對風(fēng)機性能的影響

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

圖13 短葉片長度對風(fēng)機性能的影響Fig.13 Effect of short vane length on the fan performance

圖14給出了不同短葉片長度時風(fēng)機各區(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、第二級葉輪的sTD值較大，且第二級葉輪的sTD大于第一級，原因是葉輪中葉片對氣流做功產(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種不同短葉片長度下風(fēng)機各區(qū)域的sTD差距并不明顯，僅在擴壓區(qū)及第二級導(dǎo)葉區(qū)L＝320 mm 的sTD略小于L為290mm 和350mm 時.

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

4 結(jié) 論

（1）在不同工況下，采用長短復(fù)合式導(dǎo)葉時風(fēng)機整機的全壓和效率均優(yōu)于采用單一長葉片式導(dǎo)葉，尤其在該風(fēng)機的中小體積流量范圍內(nèi)，其效率的優(yōu)勢更加明顯.同時，長短相間結(jié)構(gòu)的風(fēng)機單級導(dǎo)葉效率也高于單一長葉片時的效率.

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

（3）采用320 mm 長度的短葉片，且短葉片位于第一級導(dǎo)葉入口、兩相鄰長葉片中間柵距時，風(fēng)機的全壓和效率均達到最優(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)葉對軸流泵性能影響的試驗［J］.排灌機械，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，張宏武，黃偉光.低速軸流壓氣機中前后靜葉對動葉頂部區(qū)域流動的影響［J］.航空學(xué)報，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)的實驗研究［J］.熱能動力工程，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)機動葉異常對風(fēng)機內(nèi)熵產(chǎn)影響的數(shù)值模擬［J］.動力工程學(xué)報，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)機多動葉安裝角非同步調(diào)節(jié)下的內(nèi)流特征和運行特性［J］.中國電機工程學(xué)報，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.動葉可調(diào)軸流式通風(fēng)機葉片安裝角異常工況下的氣動特性［J］.中國電機工程學(xué)報，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，歐陽華，杜朝輝.相同工況下葉片的不同周向彎曲對低壓軸流風(fēng)扇性能影響的對比分析［J］.上海交通大學(xué)學(xué)報，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 模擬及流場分析［D］.蘭州：蘭州理工大學(xué)，2009.