陳慶光，鄒璐瑤，李 哲，孫魯杰，Dulmina Wijerama

(山東科技大學(xué) 機(jī)械電子工程學(xué)院，山東 青島 266590)

對(duì)旋風(fēng)機(jī)因其結(jié)構(gòu)緊湊、安裝使用方便，以及效率高、風(fēng)量大和反風(fēng)性能好等方面的優(yōu)點(diǎn)，近20年來在我國礦井通風(fēng)、地鐵隧道換氣和鍋爐引風(fēng)等工程領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1，2]。而不穩(wěn)定進(jìn)氣條件(如進(jìn)口段安裝90°彎管、消聲器等附加結(jié)構(gòu))對(duì)風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)及風(fēng)機(jī)葉片工作的穩(wěn)定性都具有不可忽視的影響，直接影響到煤礦井下人員、通風(fēng)機(jī)設(shè)備和生產(chǎn)的安全性。

針對(duì)不同來流條件下的風(fēng)機(jī)/壓氣機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)的分析，國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者已進(jìn)行了大量的研究。Kennedy等[3]以通用電氣CF34-3A發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，采用SST k-ω湍流模型揭示了不同來流角度下轉(zhuǎn)子進(jìn)口流場(chǎng)的流動(dòng)分離特征，并通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性；Arshad等[4]通過改變一單級(jí)低速壓氣機(jī)葉輪入口的徑向形變來模擬壓氣機(jī)的動(dòng)態(tài)失速特性，并結(jié)合試驗(yàn)得出，進(jìn)口變形所引起的葉片載荷的變化是定義失速先兆是模態(tài)波型或突尖型的前提；Page等[5]對(duì)四種進(jìn)氣畸變型式的跨音速風(fēng)機(jī)進(jìn)行轉(zhuǎn)子失速特性的研究，結(jié)果表明，進(jìn)氣畸變所導(dǎo)致的不穩(wěn)定的渦流和徑向的靜壓變形分布會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)子性能造成不利影響，但對(duì)失速團(tuán)的狀態(tài)與發(fā)展的影響可以忽略不計(jì)。

國內(nèi)的劉飛等[6]對(duì)帶有復(fù)雜進(jìn)氣箱的大型軸流風(fēng)機(jī)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，結(jié)果表明，進(jìn)氣箱的復(fù)雜性和不合理的軸套結(jié)構(gòu)都會(huì)增加葉輪入口處氣流流動(dòng)的不均勻性，并惡化了風(fēng)機(jī)的內(nèi)部流場(chǎng)。陳慶光等[7]通過對(duì)在進(jìn)口段安裝片式消聲器的壓入式礦用對(duì)旋主通風(fēng)機(jī)進(jìn)氣風(fēng)道內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)氣流在消聲器的出口及下游形成了具有卡門渦街陣列的尾跡，致使風(fēng)機(jī)第一級(jí)葉輪的進(jìn)口流場(chǎng)紊亂，惡化了風(fēng)機(jī)進(jìn)氣條件，并為此提出了消聲器的改進(jìn)方案，有效地改善了風(fēng)機(jī)進(jìn)氣風(fēng)道內(nèi)的流動(dòng)和葉輪的進(jìn)氣條件；張興發(fā)等[8]研究了插板畸變進(jìn)氣條件下壓氣機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)特性及插板畸變對(duì)壓氣機(jī)失速起始機(jī)制的影響，發(fā)現(xiàn)低速壓氣機(jī)穩(wěn)定邊界的波動(dòng)是由轉(zhuǎn)子進(jìn)口截面的周向氣流流動(dòng)引起的，插板畸變氣流也會(huì)影響葉片通道內(nèi)激波強(qiáng)度和位置。

然而，在礦用主通風(fēng)機(jī)領(lǐng)域，相關(guān)研究大都集中在均勻進(jìn)氣條件下通風(fēng)機(jī)內(nèi)部非定常流場(chǎng)分析方面[9-12]，針對(duì)由片式消聲器與90°彎管組合而成的進(jìn)氣風(fēng)道所產(chǎn)生的進(jìn)氣畸變流場(chǎng)對(duì)通風(fēng)機(jī)內(nèi)部非定常流動(dòng)影響的研究，迄今還未見公開報(bào)導(dǎo)。

本文以一臺(tái)以壓入式工作的礦用對(duì)旋主通風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，針對(duì)無畸變、彎管畸變和復(fù)合畸變3種進(jìn)氣型式，分別建立包括進(jìn)氣道在內(nèi)的對(duì)旋風(fēng)機(jī)全流道幾何模型，通過三維非定常流場(chǎng)的數(shù)值模擬，對(duì)比分析3種進(jìn)氣型式下風(fēng)機(jī)內(nèi)部的瞬態(tài)流場(chǎng)分布，研究畸變進(jìn)氣型式對(duì)對(duì)旋風(fēng)機(jī)兩級(jí)葉輪內(nèi)部流動(dòng)的影響，為提高以壓入式工作的礦用軸流主通風(fēng)機(jī)運(yùn)行的安全性和穩(wěn)定性奠定基礎(chǔ)。

1 物理問題描述與幾何建模

1.1 研究對(duì)象

本文選擇以壓入式工作的FBCDZ-10-No20型礦用對(duì)旋主通風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，其主要性能參數(shù)見表1。

表1 通風(fēng)機(jī)主要結(jié)構(gòu)與性能參數(shù)

包括進(jìn)氣風(fēng)道在內(nèi)的通風(fēng)機(jī)裝置幾何結(jié)構(gòu)示意圖(Z軸正方向水平向左，X軸正方向垂直紙面向外，Y軸正方向豎直向上)如圖1所示，主要包括進(jìn)氣片式消聲器、90°矩形截面彎管、過渡段、集流器、第一級(jí)葉輪、第二級(jí)葉輪和擴(kuò)散器等部件。本文擬考查以下3種進(jìn)氣型式：圖1中去除進(jìn)口段片式消聲器和90°彎管結(jié)構(gòu)為無畸變進(jìn)氣型式；圖1只去除進(jìn)口段片式消聲器結(jié)構(gòu)稱之為彎管畸變進(jìn)氣型式；圖1全部幾何結(jié)構(gòu)則稱之為復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式。

圖1 礦用對(duì)旋主通風(fēng)機(jī)裝置幾何結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 幾何建模與網(wǎng)格劃分

為了幾何建模、網(wǎng)格劃分和模擬計(jì)算的需要，在不顯著影響模擬結(jié)果的前提下，對(duì)通風(fēng)機(jī)裝置幾何模型的局部細(xì)微結(jié)構(gòu)進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮喕幚?，并將整個(gè)計(jì)算區(qū)域劃分為6個(gè)計(jì)算子區(qū)域：進(jìn)氣片式消聲器、90°矩形截面彎管、集流器入口段、第一級(jí)葉輪、第二級(jí)葉輪和擴(kuò)散器，如圖2所示。

圖2 對(duì)旋通風(fēng)機(jī)裝置全流道網(wǎng)格

考慮到模擬計(jì)算的耗時(shí)與精度，用六面體單元對(duì)對(duì)旋風(fēng)機(jī)全流道進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，動(dòng)葉區(qū)域采用H-O-H型拓?fù)?，其中?duì)兩級(jí)葉輪葉片的輪轂、前緣(LE)及尾緣(TE)區(qū)域進(jìn)行局部的網(wǎng)格加密，為了滿足SST k-ω湍流模型對(duì)網(wǎng)格精度的要求，對(duì)于葉片表面、輪轂以及機(jī)殼壁面，使第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)到壁面的無量綱距離y+值均小于20，葉輪域網(wǎng)格局部放大如圖3所示。

圖3 葉輪區(qū)域網(wǎng)格

2 數(shù)值分析方法與邊界條件

針對(duì)上述求解域數(shù)值求解控制流場(chǎng)的三維非定常Navier-Stokes方程組，引入SSTk-ω兩方程模型模擬湍流，與k-ε湍流模型相比，SSTk-ω湍流模型對(duì)于邊界層邊緣流動(dòng)和自由剪切流采用k-ε湍流模型，而在處理近壁面流動(dòng)時(shí)采用k-ω湍流模型求解，近年來該模型在預(yù)測(cè)近壁區(qū)流動(dòng)方面的優(yōu)越性能得到了廣泛的認(rèn)可[3，13-15]?？刂品匠淘跁r(shí)間和空間上的離散分別采用隱式雙時(shí)間推進(jìn)法和有限體積法，瞬態(tài)求解采用二階后向歐拉格式。非定常計(jì)算的時(shí)間步長取為0.0003s，即葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)1.8°所需要的時(shí)間，旋轉(zhuǎn)一周需0.06s，每個(gè)時(shí)間步內(nèi)最多迭代20次，計(jì)算中忽略氣流重力的影響。

針對(duì)3種進(jìn)氣型式，計(jì)算中分別以消聲器、90°彎管和集流器的入口截面為計(jì)算域的進(jìn)口邊界，擴(kuò)散器的出口截面為計(jì)算域的出口邊界，并對(duì)擴(kuò)散器出口段做了適當(dāng)?shù)难娱L以減小邊界條件對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的影響。計(jì)算域入口采用質(zhì)量流量入口，出口給定相應(yīng)的壓力值，壁面為絕熱無滑移壁面條件。進(jìn)行定常流動(dòng)模擬時(shí)，在計(jì)算域中的動(dòng)-靜、動(dòng)-動(dòng)交界面處采用凍結(jié)轉(zhuǎn)子-靜子法(Frozen Rotor Stator)進(jìn)行數(shù)據(jù)的耦合傳遞，而在非定常流動(dòng)模擬時(shí)則采用瞬態(tài)轉(zhuǎn)子-靜子法(Transient Rotor Stator)。當(dāng)計(jì)算中各項(xiàng)殘差小于10-5且計(jì)算域進(jìn)出口流量差都小于10-3時(shí)，認(rèn)為計(jì)算收斂。

3 模擬結(jié)果與分析

為了降低網(wǎng)格數(shù)量對(duì)模擬精度的影響，對(duì)復(fù)雜進(jìn)氣畸變型式下的對(duì)旋通風(fēng)機(jī)計(jì)算模型進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。為了提高網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證的可靠性，同時(shí)考察了全壓升和全壓效率隨網(wǎng)格數(shù)的變化情況，如圖4所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從686萬增加到900萬時(shí)，全壓減小了48Pa(約占全壓升的1.3%)，全壓效率增大了0.01%，說明當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于686萬時(shí)，風(fēng)機(jī)全壓升與全壓效率的變化已很不明顯。因此，在綜合考慮模擬精度和計(jì)算時(shí)間等因素的情況下，本文最終選取686萬網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行模擬計(jì)算，其中消聲器、90°彎管、集流器和擴(kuò)散器各部件對(duì)應(yīng)區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)分別為21萬、56萬、32萬和100萬，兩級(jí)動(dòng)葉輪區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)分別為253萬和232萬。

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

3.1 進(jìn)氣風(fēng)道內(nèi)流動(dòng)分析

湍動(dòng)能可通過湍流強(qiáng)度及平均速度進(jìn)行估算，是表征湍流脈動(dòng)劇烈程度的重要指標(biāo)。第一級(jí)葉輪進(jìn)口上游1.5倍弦長處軸向截面湍動(dòng)能分布如圖5所示。

圖5 第一級(jí)葉輪進(jìn)口上游1.5倍弦長處軸向截面湍動(dòng)能分布

從圖5可以看出，無畸變進(jìn)氣型式下流場(chǎng)的湍動(dòng)能具有良好的周向?qū)ΨQ性，高湍動(dòng)能區(qū)域主要集中在環(huán)形風(fēng)道內(nèi)壁面處。而在彎管畸變和復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下，環(huán)形風(fēng)道頂部均出現(xiàn)了高湍動(dòng)能集中區(qū)域，并且復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下的高湍動(dòng)能區(qū)域范圍更大、數(shù)值更高，其分布呈“沙漏”狀并在近環(huán)形風(fēng)道內(nèi)外壁面處出現(xiàn)最大值，表明進(jìn)氣風(fēng)道內(nèi)的氣流流動(dòng)更加不均勻，其原因就是氣流在消聲器尾緣產(chǎn)生的卡門渦街陣列再流經(jīng)90°彎管過程中會(huì)進(jìn)一步產(chǎn)生流動(dòng)分離和二次流，從而惡化了風(fēng)機(jī)進(jìn)氣風(fēng)道內(nèi)的流場(chǎng)[15，16]?？梢?，較無畸變進(jìn)氣型式，彎管畸變和復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下第一級(jí)葉輪入口氣流的不均勻性顯著增加，增強(qiáng)了葉輪入口氣流的不穩(wěn)定性，并極易引起下游葉輪內(nèi)流動(dòng)的惡化，這與文獻(xiàn)[7]所得結(jié)論相一致。

3.2 葉輪內(nèi)壓力脈動(dòng)特性分析

通過風(fēng)機(jī)葉輪內(nèi)部流動(dòng)壓力脈動(dòng)的分析，可以了解流場(chǎng)內(nèi)部氣流的非定常擾動(dòng)規(guī)律。對(duì)于無畸變進(jìn)氣型式，如圖6所示，在第一級(jí)葉輪進(jìn)口流道靠近葉片前緣的90%徑向葉高處，沿周向間隔三個(gè)葉片流道分別布置了三個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，記為p11、p12、p13；在第二級(jí)葉輪進(jìn)口流道靠近葉片前緣的90%徑向葉高處，同樣沿周向間隔三個(gè)流道分別布置了三個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，記為p21、p22、p23。類似地，針對(duì)彎管畸變與復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式，在相同位置布置的監(jiān)測(cè)點(diǎn)分別記為m11、m12、m13，m21、m22、m23與n11、n12、n13，n21、n22、n23。

圖6 監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置布置

對(duì)旋風(fēng)機(jī)的葉片通過周期(Blade passing time，BPT)為：

BPT=60/nz

(1)

葉片通過頻率(Blade passing frequency，BPF)為：

BPF=nz/60

(2)

式中，n為風(fēng)機(jī)葉輪轉(zhuǎn)速，r/min；z為為葉輪葉片數(shù)。

對(duì)旋風(fēng)機(jī)前、后兩級(jí)葉輪的葉片數(shù)分別為19和17(見表1)，葉片通過頻率分別為f1=310.33Hz和f2=277.67Hz。為了分析3種進(jìn)氣型式下風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)的壓力脈動(dòng)特征，將3種進(jìn)氣型式下監(jiān)測(cè)點(diǎn)的靜壓時(shí)域信號(hào)進(jìn)行快速傅里葉變換(FFT)，可分別得到其壓力脈動(dòng)頻譜，如圖7所示。

圖7 三種畸變進(jìn)氣型式下兩級(jí)葉輪內(nèi)部流場(chǎng)的壓力脈動(dòng)頻譜

由圖7可見，3種畸變進(jìn)氣型式下的葉輪內(nèi)部流場(chǎng)主要受2%葉片通過頻率(BPF)附近低頻脈動(dòng)的影響，這種脈動(dòng)表現(xiàn)為單個(gè)大幅值與多個(gè)小幅值脈動(dòng)的組合；同時(shí)還受2倍葉片通過頻率(BPF)附近高頻脈動(dòng)的影響，這種脈動(dòng)表現(xiàn)為單個(gè)小幅值脈動(dòng)。由此可知，無論哪種畸變進(jìn)氣型式，葉輪內(nèi)部的非定常流場(chǎng)主要受到風(fēng)機(jī)進(jìn)氣風(fēng)道內(nèi)不穩(wěn)定氣流所引起的低頻、大幅值脈動(dòng)的影響和不穩(wěn)定流動(dòng)與葉片通過頻率共同作用的高頻、小幅值脈動(dòng)的影響。從圖中還可看到，3種進(jìn)氣型式下壓力脈動(dòng)的最大幅值均出現(xiàn)在第二級(jí)葉輪，復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下兩級(jí)葉輪內(nèi)的壓力脈動(dòng)幅值明顯高于其他兩種畸變型式，并且兩級(jí)葉輪內(nèi)大幅脈動(dòng)對(duì)應(yīng)的主頻及第二級(jí)葉輪內(nèi)小幅脈動(dòng)對(duì)應(yīng)的次頻在數(shù)值上皆向后偏移了6Hz，如圖7(c)所示。而相對(duì)于無畸變型式，彎管畸變型式下的脈動(dòng)量增幅較小，這說明復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下風(fēng)機(jī)進(jìn)氣風(fēng)道內(nèi)的不穩(wěn)定流動(dòng)所引起的氣流脈動(dòng)對(duì)葉輪內(nèi)部流場(chǎng)的影響不可忽視。

3.3 進(jìn)氣型式對(duì)兩級(jí)葉輪內(nèi)部流動(dòng)特性的影響

圖8 第二級(jí)葉輪Z=1.66m處軸向截面的靜壓分布

由上文分析可知，在3種畸變進(jìn)氣型式下，第二級(jí)葉輪對(duì)應(yīng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)幅值均高于第一級(jí)葉輪，故對(duì)第二級(jí)葉輪流場(chǎng)做進(jìn)一步分析。第二級(jí)葉輪Z=1.66 m處軸向截面的靜壓分布如圖8所示，3種畸變進(jìn)氣型式下的第二級(jí)葉輪壓力面均出現(xiàn)沿葉高方向的壓力梯度，而在葉片吸力面呈現(xiàn)出沿周向分布的壓力梯度(第二級(jí)葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)方向?yàn)轫槙r(shí)針方向)，并且高壓區(qū)皆出現(xiàn)在葉片壓力面前緣靠近葉頂處。在葉片吸力面靠近葉片尾緣區(qū)域，吸力面表面靜壓值沿氣流方向逐漸升高，出現(xiàn)逆壓梯度，說明在葉片吸力面尾緣有可能發(fā)生流動(dòng)分離。

對(duì)比圖8中3種畸變進(jìn)氣型式下的靜壓分布云圖，還可以看出，圖8(c)所示的復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下的流場(chǎng)分布很不均勻，葉片壓力面的高壓區(qū)域明顯減小，伴隨著葉輪的周期性旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，各流道內(nèi)不穩(wěn)定的氣流流動(dòng)隨著轉(zhuǎn)子周期的增加，會(huì)嚴(yán)重影響到第二級(jí)葉輪的正常工作。

為進(jìn)一步考查3種畸變進(jìn)氣型式對(duì)風(fēng)機(jī)葉輪域內(nèi)部流場(chǎng)的影響，3種畸變進(jìn)氣型式下兩級(jí)葉輪90%葉高處周向截面的速度矢量分布如圖9所示。

圖9 兩級(jí)葉輪90%葉高處周向截面速度矢量

從圖9可以看到，第二級(jí)葉輪速度場(chǎng)的整體分布趨勢(shì)與圖8所描述的流場(chǎng)分布近似一致，復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下第二級(jí)葉輪前緣點(diǎn)速度分布較其他兩種型式呈現(xiàn)明顯的周向不均勻性。3種畸變進(jìn)氣型式下，第一級(jí)葉輪速度場(chǎng)分布相對(duì)穩(wěn)定，第一級(jí)葉輪與第二級(jí)葉輪均在吸力面靠近前緣處出現(xiàn)高速區(qū)且第二級(jí)葉輪高速區(qū)波動(dòng)范圍更大。從圖9中虛線框中所示的第二級(jí)葉輪尾緣速度矢量局部放大圖可以看出，在第二級(jí)葉輪吸力面尾緣處出現(xiàn)了小范圍的低速區(qū)，圖9(c)所示的復(fù)雜畸變型式下的尾緣處流場(chǎng)更加紊亂，低速區(qū)范圍更大。但由于主流速度相對(duì)較高，尾緣處的低速區(qū)還沒來得及發(fā)展成為分離渦就被主流帶走，只在葉片吸力面的尾緣區(qū)域出現(xiàn)了沿氣流方向的低速帶。

3.4 進(jìn)氣型式對(duì)對(duì)旋風(fēng)機(jī)性能的影響

3種畸變進(jìn)氣型式下風(fēng)機(jī)全壓升與全壓效率的數(shù)據(jù)對(duì)比見表2，可以看出，彎管畸變與復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下風(fēng)機(jī)全壓升與全壓效率均出現(xiàn)了不同程度的下降，而復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下風(fēng)機(jī)全壓升與全壓效率值下降更為明顯，可見，在風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)道的進(jìn)口段安裝90°彎管或其與消聲器的組合裝置對(duì)風(fēng)機(jī)性能具有較為顯著的影響。

表2 三種進(jìn)氣畸變型式下的風(fēng)機(jī)全壓升與全壓效率

本文重點(diǎn)分析比較了3種畸變進(jìn)氣型式對(duì)對(duì)旋風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)及風(fēng)機(jī)性能的影響程度。雖然分析結(jié)果已證明無畸變進(jìn)氣型式的影響最小，但實(shí)際應(yīng)用中仍有較多的彎管畸變與復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式。因此，還需要研究如何采取優(yōu)化進(jìn)氣彎管結(jié)構(gòu)等措施來改善通風(fēng)機(jī)的進(jìn)氣條件，以達(dá)到提高壓入式礦用主通風(fēng)機(jī)性能的目的。已在這方面進(jìn)行了一些有益的探索[7]

4 結(jié) 論

本文以壓入式工作的礦用對(duì)旋主通風(fēng)機(jī)裝置為研究對(duì)象，分別對(duì)3種畸變進(jìn)氣型式下的風(fēng)機(jī)內(nèi)部三維非定常流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，以考察畸變進(jìn)氣型式對(duì)風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)特性和風(fēng)機(jī)性能的影響，得到以下主要結(jié)論：

1)在風(fēng)機(jī)進(jìn)口段安裝90°彎管或安裝消聲器與90°彎管的組合裝置后，第一級(jí)葉輪的進(jìn)口段流場(chǎng)出現(xiàn)了明顯的高湍動(dòng)能區(qū)域，流動(dòng)的不均勻性顯著增強(qiáng)。

2)3種畸變進(jìn)氣型式下風(fēng)機(jī)葉輪內(nèi)部流場(chǎng)在低頻段都具有不同幅值的非定常壓力脈動(dòng)，復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式的脈動(dòng)幅值最高；無論哪種畸變進(jìn)氣型式，第二級(jí)葉輪流場(chǎng)中的脈動(dòng)量均為最大。

3)從第二級(jí)葉輪Z=1.66m處軸向截面的靜壓和90%葉高處周向截面速度矢量分布圖都可看出，彎管畸變和復(fù)雜畸變型式下的流場(chǎng)具有明顯的周向不對(duì)稱性；由于第二級(jí)葉輪葉片吸力面尾緣處存在逆壓梯度，并且尾緣區(qū)域出現(xiàn)了沿氣流流動(dòng)方向的低速帶，氣流在葉片吸力面尾緣有可能發(fā)生流動(dòng)分離。

4)彎管畸變與復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式下風(fēng)機(jī)的全壓升與全壓效率皆出現(xiàn)了不同程度的下降，其中復(fù)雜畸變進(jìn)氣型式對(duì)風(fēng)機(jī)性的能影響最為顯著，說明對(duì)于風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)和運(yùn)行進(jìn)氣畸變的影響都不可忽視。