根據(jù)以往對(duì)山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家亞音速定子葉片的研究，前緣彎曲用于匹配迎角[20]，根部彎曲高度為20%，端部彎曲角度為20，頂部彎曲高度為30%，端部彎曲角度為40，如圖18左側(cè)所示。彎曲高度和彎曲角度的選擇是基于流入流的流動(dòng)角度條件：如圖5中藍(lán)色箭頭所示，定子葉片的流入角度受上游動(dòng)葉片的影響，靠近端壁有兩個(gè)不符合主流分布趨勢(shì)的區(qū)域，而彎曲高度末端彎板的T應(yīng)覆蓋與流動(dòng)角度匹配的區(qū)域；末端彎板角度的選擇基于區(qū)域和主流流動(dòng)角度之間的差異。彎曲高度和彎曲角度的選擇是基于流入流的流動(dòng)角度條件：如圖5中藍(lán)色箭頭所示，定子葉片的流入角度受上游動(dòng)葉片的影響，靠近端壁有兩個(gè)不符合主流分布趨勢(shì)的區(qū)域，而彎曲高度末端彎板的T應(yīng)覆蓋與流動(dòng)角度匹配的區(qū)域。

根據(jù)前面的研究，山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家前緣彎曲的定子葉片可以有效地消除流入攻角，但葉片的局部端部彎曲會(huì)導(dǎo)致葉片局部反向彎曲的形狀效應(yīng)。在保證端部攻角減小的同時(shí)，定子葉片端部的阻塞量增大，損失增大。在端部彎曲建模的基礎(chǔ)上，適當(dāng)疊加葉片正彎曲建模，可以減小端部攻角，保證定子葉片和級(jí)間的有效流動(dòng)。由于受葉片端部彎曲的影響，三維葉片的攻角幾乎為零，并且由于端部流動(dòng)的改善，載荷甚至略高于原型直葉片。通過(guò)實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)的方法，得到了合適的前彎參數(shù)：山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家彎曲高度60%，輪轂彎曲角度40，翼緣彎曲角度20，基本符合以往研究得出的彎曲葉片設(shè)計(jì)參數(shù)選擇規(guī)則。不同葉柵的吸力面徑向壓力梯度和出口段邊界層邊界的徑向壓力梯度可以很好地進(jìn)行比較。在帶端彎和正彎葉片的三維復(fù)合葉片表面，存在兩個(gè)明顯的徑向壓力梯度增大區(qū)域，形成從端彎到流道中徑的徑向力，引導(dǎo)山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家葉片表面邊界層的徑向重排。從出口段附面層的邊界形狀可以看出，復(fù)合三維葉片試圖使葉片的徑向附面層均勻化，消除了葉片角部區(qū)域的低能流體積聚，對(duì)提高葉片邊緣起到了明顯的作用。

不同山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家靜葉設(shè)計(jì)點(diǎn)90%葉片高度剖面上的壓力分布。從圖中不難看出，原型直葉片的進(jìn)口具有明顯的正攻角，端彎葉片的載荷由于分離流動(dòng)而減小。由于受葉片端部彎曲的影響，三維葉片的攻角幾乎為零，并且由于端部流動(dòng)的改善，載荷甚至略高于原型直葉片。研究了不同靜葉對(duì)單級(jí)風(fēng)扇級(jí)性能的影響。山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家?guī)в腥齻€(gè)不同定子葉片的單級(jí)風(fēng)扇級(jí)的效率特性。根據(jù)以往對(duì)山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家亞音速定子葉片的研究，前緣彎曲用于匹配迎角[20]，根部彎曲高度為20%，端部彎曲角度為20，頂部彎曲高度為30%，端部彎曲角度為40，如圖18左側(cè)所示。從山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家中不難看出，端部彎曲定子可以有效地提高裕度，但由于定子損耗的增加，級(jí)效率降低了1.39%。前緣彎曲引起的葉片反向彎曲效應(yīng)被葉片正向彎曲疊加所抵消。舞臺(tái)效率略有提高，高點(diǎn)提高0.26%。失速邊界越近，風(fēng)扇級(jí)效率越明顯。同時(shí)，山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家轉(zhuǎn)子出口頂部的靜壓力隨著定子葉片頂部的功能力的增加而降低（如圖21所示，轉(zhuǎn)子葉片出口直徑上的靜壓力）。在方向分布上，將定子出口處的背壓設(shè)置為接近失速的原型級(jí)工況，背壓為114451pa，風(fēng)機(jī)的失速裕度進(jìn)一步從27.1%擴(kuò)大到48.8%，推遲了葉尖泄漏引起的失速。

以山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家?guī)Ш髮?dǎo)葉的可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)模型為研究對(duì)象，如圖1所示。風(fēng)扇由集熱器、活動(dòng)葉片、后導(dǎo)葉和擴(kuò)散器組成。風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子葉片采用翼型結(jié)構(gòu)，動(dòng)葉14片，導(dǎo)葉15片，葉輪直徑d為1500mm，山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家葉頂間隙delta為4.5mm，風(fēng)機(jī)工作轉(zhuǎn)速為1200r/min，輪轂比為0.6，設(shè)計(jì)工況安裝角為32度，相應(yīng)設(shè)計(jì)流量和總壓為37.14m3_S-1和2348pa，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖給出了葉頂間隙均勻和不均勻的方程，其中前緣間隙和后緣間隙分別為1和2。leand te表示葉片的前緣和后緣。為了保證前緣與后緣的平均間隙為4.5mm，選取六種非均勻間隙進(jìn)行分析。為了保證精度和網(wǎng)格獨(dú)立性，對(duì)原風(fēng)機(jī)在216萬(wàn)、245萬(wàn)、286萬(wàn)和337萬(wàn)網(wǎng)格條件下的性能進(jìn)行了模擬。現(xiàn)代軸流風(fēng)機(jī)的相對(duì)徑向間隙為0.8%~1.5%[18]，改變后風(fēng)機(jī)葉尖間隙的較小相對(duì)徑向間隙為1%，滿足正常運(yùn)行的要求，如表1所示。其中方案1~3為漸變收縮型，方案4~6為漸變膨脹型?？刂品匠贪ㄈS穩(wěn)態(tài)雷諾時(shí)均N-S方程和可實(shí)現(xiàn)的K-E湍流模型?？蓪?shí)現(xiàn)的K-E模型可以有效地解決旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)、邊界層流動(dòng)分離、強(qiáng)逆壓梯度、二次流和回流等問(wèn)題。山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家采用分離隱式方法計(jì)算，壁面采用防滑邊界條件，壓力-速度耦合采用簡(jiǎn)單算法。采用二階逆風(fēng)法離散了與空間有關(guān)的對(duì)流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)和湍流粘性系數(shù)，忽略了重力和壁面粗糙度的影響。

山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家在0.05<r<0.4的范圍內(nèi)，a的變化很小。當(dāng)0.4<r<0.85時(shí)，_a逐漸增大，在85%葉高時(shí)達(dá)到較大值，說(shuō)明該區(qū)域具有更大的機(jī)械能和更強(qiáng)的循環(huán)能力。與均勻間隙相比，方案2和方案6的葉尖間隙形狀在0<r<0.5時(shí)基本保持不變，說(shuō)明葉尖間隙形狀的變化對(duì)葉片底部到中部沒(méi)有影響，但在方案2下，山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家葉尖間隙高于均勻間隙，而葉片TiP間隙小于均勻間隙。這是由于葉尖渦度強(qiáng)度增大，泄漏流減弱，葉片前緣渦度明顯增大和減小。在套管處理方面，Yang等人[11]發(fā)現(xiàn)自循環(huán)殼體處理后壓縮機(jī)的穩(wěn)定流量范圍明顯增大，這是由于葉片負(fù)荷降低、低能流體吸附能力降低和周向流量畸變能力降低所致。減輕了主流與泄漏流的相互作用，削弱了泄漏渦的強(qiáng)度，增強(qiáng)了葉片中上部的流動(dòng)能力，增加了獲得的能量。在方案6中，在0.5<r<0.85的范圍內(nèi)，均勻間隙也略有增大，但接近較大的速度明顯減小。這是由于葉尖渦度強(qiáng)度隨間隙的均勻變化而略有變化，對(duì)泄漏流影響不大，而葉尖前緣渦度強(qiáng)度顯著增大，導(dǎo)致葉尖a減小，總流量減小，能量降低，從而提高了風(fēng)機(jī)效率。ENcy略有下降。也就是說(shuō)，為了更直觀地反映山東軸流風(fēng)機(jī)生產(chǎn)廠家葉頂間隙形狀變化對(duì)葉頂附近速度場(chǎng)的影響，90%葉片高度截面的軸向速度分布如圖7所示。