離心式風機流動特性的數值分析與改型設計

唐建光, 朱懿淵, 姚 征, 蔣旭平

(上海理工大學能源與動力工程學院,上海 200093)

離心風機中通常存在較強的逆壓梯度和黏性分離,加上旋轉葉輪和蝸殼通道流動狀態的非周期性組合,使其內部流動相當復雜,通過傳統的實驗手段和理論分析方法難以對其內部流場進行深入的研究.近十年來,隨著大容量、高速度計算機的普及,以及計算流體力學(CFD)技術的迅速發展,三維黏性流動數值模擬方法逐漸成為離心風機設計的重要輔助手段.人們通過三維數值模擬來深入考察風機內部流動的結構特點,找出改善流動特性的措施,從而提高氣動性能.

目前國內外對離心風機和壓縮機內部流動的數值模擬采用的數學模型基本上都是以雷諾時均方程組為控制方程,湍流模型采用一方程或兩方程的渦黏性模型,并借助于各種CFD通用軟件.在2002年,文獻[1]運用CFD軟件CFX-TASCflow對一離心壓縮機進行了數值模擬,并著重討論了蝸殼軸向流動的非均勻性及其對下游蝸殼內流場結構的影響.在2001年,文獻[2]利用三維黏性數值模擬軟件分析了離心通風機內部流場.在2002年,文獻[3]對離心通風機在設計工況時的整機內部流場進行了數值模擬,捕捉到了離心通風機內部許多重要的流動現象,證實了蝸殼、葉輪間相互作用引起的流場不對稱性.在2004年,文獻[4]對柜式空調器用多翼離心通風機的三維流場進行了數值模擬.在2006年,文獻[5]對在輸送氣體、物料及高壓強制通風等領域應用廣泛的9-26型高壓離心通風機進行了整機三維數值模擬.在2009年,文獻[6]利用CFX軟件計算了蝸殼壁厚對離心風機振動噪聲的影響,與實驗結果相吻合.

本文對某一軍用艦艇上的通風機進行數值模擬,獲取其性能曲線,對其流場進行分析,在此基礎上提出改進方案,以優化其性能.該通風機在改進后,氣流在蝸殼內擴壓充分,全壓和效率有了顯著的提高.船舶機艙是船舶動力系統的核心所在,這里空間相對狹小,而機艙中因為機器工作產生的熱量、廢氣會散發到周圍空氣當中,通風機擔負著機艙內排出高溫廢氣和提供新鮮空氣的任務[7-8],所以,提高船舶通風機效率很有意義.今后在同類型通風機的新產品設計中,就可以方便地參照本文的計算和分析方法來進行性能預測和分析.本文借助CFD軟件Fluent進行計算.

1 風機的幾何模型與修改

離心風機由集流器、葉輪及蝸殼等組成.葉輪包括12個長葉片和12個分流小葉片,進、出口直徑D1和D2分別為190.6 mm和430.7 mm,葉片進、出口安裝角分別為24°和90°,蝸殼寬度 B=148 mm,葉片寬度b=100 mm.圖1為結構示意圖.

圖1 風機結構Fig.1 Fan structure

由文獻[9]中的公式確定葉片出口尺寸

式中,D1m為葉片進口平均直徑,這里取D1m=D1;μ1和μ2分別為葉輪的氣流充滿系數,取μ1=μ2;Kcm為氣流離開葉片后的子午速度與葉片入口前氣流速度的子午速度的比值,這里取為1.

計算也葉片出口寬度b2=45 mm.

圖2 葉片Fig.2 Blade

2 數學模型和網格生成

本文所求解的控制方程組是三維不可壓雷諾時均納維爾-斯托克斯方程組.

湍流模型:標準κ-ε模型,κ為湍動能,ε為湍流耗散率;

壁面邊界條件:無滑移邊界條件,近壁區域采用標準壁面函數[10];

進口邊界條件:規定進口質量流量;

出口邊界條件:自由出流條件.計算中添加延長段使出口處流向一致朝外,由于出口處對流強度較大,故可忽略下游流動的影響;

綜上所述，年齡小于60歲竇性心動過緩患者的DC值增高，迷走神經張力增高。DC值和HRV指標都能反映心臟自主神經功能，DC作為一項獨立定量評估人體迷走神經張力大小的新技術，它不易受外界環境的干擾，對竇性心動過緩患者的評估價值較高，值得進一步探討。

動靜結合面的處理:本文采用Fluent軟件中的MRF(moving reference frame)模型,這是最簡化的處理方法,只是將運動和靜止系統中的速度變量在互相傳遞時進行簡單轉換.在實際問題中,這種傳遞是非定常過程,所以,這種處理隱含一種“瞬間凍結”假設,即在某一瞬間將流場“固定”,然后進行轉換,這就帶來一個問題,“凍結”的瞬間,兩個系統相對位置的不同可能會導致不同的結果,所以,對轉換時相對位置的影響須加以考察.

葉柵通道和蝸殼通道是計算域的兩個主要部分,對網格質量的要求較高.此外,還有入口段、擴壓段、葉輪前蓋和后盤與蝸殼壁間的空隙區等,網格生成時分區較多,相鄰區網格的銜接不能錯位.為了獲得較高的網格質量,并控制其數量,葉柵和蝸殼通道均采用非結構型三梭柱和結構型四梭柱這兩種網格的組合.葉柵通道內繞葉片的邊界層區采用結構形的四梭柱網格,其余部分則用非結構的三梭柱網格.蝸殼通道內,彎道的大部分和擴壓段均采用結構形的四梭柱網格,但在蝸舌附近區域和彎道出口朝向擴壓段的部分區域則采用三梭柱網格,并對蝸舌附近網格進行加密,如圖3所示.

圖3 網格分布Fig.3 Gird distribution

近壁區采用了標準壁面函數,按該設置要求取網格尺度因子y+=30,由此定出第一層網挌高度.在用Gambit軟件生成葉片上的邊界層網格時應注意,當在一個體的相鄰表面上各自生成的邊界層網格相遇時就會相互選加,形成不合理的細密網格.這種情況通過選用軟件中的internal continuity選項可以避免(圖4),使網格的質量得到提高、數量大為減少.

圖4 邊界層網格Fig.4 Boundary layer grid

整個風機的網格數近100萬,其中,約85%的網格為四梭柱與三梭柱,其網格角畸變度小于0.65,其余為四面體網格和少數金字塔網格,其網格角畸變度小于0.8,保持了較高的網格質量.

3 計算結果及分析

3.1 性能曲線

風機的設計流量為 2 500 m3/h,在1 500～3 500 m3/h這一區間內共取8個工況點,分別對改進前、后的風機進行模擬計算.圖5顯示流量-全壓和流量-效率曲線.風機效率

式中,Ne為有效功率;N為軸功率;P為風機全壓; Qs為風機流量;I為風機葉輪扭矩;ω為風機轉速.

改進風機的全壓在設計流量處與原風機相近,大流量的全壓增加了,小流量的全壓則減小了,從而使全壓隨流量的變化趨于平緩.改進后全壓效率顯著提高,設計流量時提高達9.47%,由于設計工況下全壓變化不大,所以,效率提高主要是軸功率降低導致的.改型后風機的全壓效率曲線也比較平坦,有利于風機的運行[11].另外,最大全壓效率更接近設計工況(風機流量Q=2 500 m3/h),符合風機設計的要求.

圖5 性能曲線Fig.5 Performance curve

3.2 流場分析

3.2.1 壓力分布

現以流量為2 500 m3/h的設計工況為例,對離心風機的壓力分布進行分析.在距輪蓋和輪盤20%葉高處各取一個剖面,又在半葉高處取一剖面,得到軸向不同位置的3個橫剖面,在這3個剖面上對原始模型及改進模型進行分析比較,如圖6所示.由于改型風機的輪蓋側和中葉高的剖面都剖切了錐形輪蓋,從而在壓力云圖的相應位置上留下了白圈分隔葉輪的內外空間.

圖6 3個橫剖面的示意圖Fig.6 Illustrations of cross sections

圖7～9分別為輪盤側、中間面和輪蓋側這3個橫剖面的壓力云圖.在葉輪內,靜壓沿半徑方向逐漸增大.靜壓最小值出現在朝向蝸殼出口的葉片進口處,如圖7(a)中箭頭所指,由于這一方位的葉片通道出口阻力小,使其進口速度增大,靜壓降低.在環形蝸殼通道中,靜壓隨蝸殼半徑的增大而增大,表明速度在迅速減小,動能轉化為壓力能.在蝸舌附近由于存在較強的渦流損失,使靜壓最小,接近外壁面處氣流趨于滯止,靜壓最大.通過比較這3個軸向位置的橫剖面和子午面的壓力云圖可以看出,除了葉輪入口處以外,靜壓在軸向上的差別不是很大.

圖7 輪盤側Fig.7 Hub side

圖8 半葉高處Fig.8 Half of the blade

圖9 輪蓋側Fig.9 Hubcap side

各剖面在蝸殼通道的出口處,如圖7(a)中的L處,均有一壓力較低的區域,其形成原因有兩個,一是從葉輪出來的高速氣流由于沒有蝸殼環壁的阻擋,所以,不必馬上減速擴壓,而是將通過一個緩慢過程減速升壓,從而該處壓力相對較低;二是從蝸殼通道中沖出來的氣流由于前方阻力減小而加速,將壓力能再轉化為動能,從而降低了靜壓,如圖10所示.由于原設計蝸殼通道面積較窄小,這一效應相當明顯.而在改進設計后,蝸殼通道面積變寬,氣流在蝸殼通道出口處加速不明顯,低壓區L也就縮小了(見圖11).

由于葉輪對氣流做功,全壓從葉輪進口沿徑向不斷增加,在葉輪出口處達到最大值,然后,在氣流滲混過程中漸趨均勻,并因渦流、摩擦等損耗而有所下降,蝸舌附近氣流最紊亂,損耗較大.軸向3個剖面相比較,對于原風機,輪盤側較低,輪蓋側較高,這是因為輪盤側氣流速度高,導致流動損失(包括沖擊損失、摩擦損失及渦流損失等)也高.而對于改型風機,由于錐形輪蓋的阻檔,機械能都聚集在輪盤側剖面附近區域,該處全壓很高,輪蓋側剖面上大部分區域處在輪蓋外面,全壓就很低.

3.2.2 速度分布

圖10為兩個模型靠近蝸舌與蝸殼出口的部分葉柵通道,顯示輪盤側剖面的相對速度分布.在所有的葉柵通道中,這部分通道的流態通常是最差的.通過比較可以看出,改型后左邊幾個通道內原有的渦消除了,右邊緊靠蝸舌的通道內仍有渦,但強度也減弱了.

圖10 速度分布Fig.10 Relative velocity

圖11 原始模型Fig.11 Prototype model

圖12 改進模型Fig.12 Improved model

圖11和圖12分別為兩種模型在蝸殼內輪盤側的絕對速度分布云圖和局部矢量圖,由于葉片斜切后葉輪出口面積小,改進模型在這個區域的速度普遍大于原始模型,但較為均勻.原模型在蝸舌附近速度的大小、方向變化很大,還有向葉輪倒流的現象,流態十分紊亂.而改進模型在該處的流速分布均勻、變化平緩,沒有明顯旋渦,流態己有很大改善.

4 瞬間凍結法中葉輪方位的影響

由于蝸殼通道周向不對稱,用MRF(多重參考坐標)方法進行動靜轉換時,要考慮葉輪方位的影響.每個主葉片通道有30°周期性變動范圍.為了考察方位角的影響,在設計流量下,以某一方位的基準,按0°,10°和20°這3種方位分別生成網格進行模擬計算,其全壓為3 674,3 680,3 774 Pa,10°和20°方位的全壓相對于0°方位的誤差分別為1.10%和3.68%.這說明葉片的方位對計算結果存在一定的影響,但導致的誤差比較小.由于動、靜系統目前只能用近似的方法處理,所以,這樣的誤差還是可以接受的.

5 結 論

a.由于葉片寬度沿徑向逐漸減小,各半徑處的截面積接近相等,氣體在流道內接近等速前進,從而不會產生明顯的逆壓梯度,抑制了氣流分離.

b.改進風機的全壓在設計流量處與原風機相近,而大流量的全壓增加了,小流量的全壓則減小了,全壓隨流量的變化趨于平緩,有利于風機運行中的工況變動.

c.改進后全壓效率顯著提高,在設計流量時提高達9.47%,說明改進方案是很成功的.由于設計工況下全壓變化不大,所以,效率提高主要是軸功率降低導致的.

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