導流罩長度對農用軸流風機性能的影響

丁 濤 趙 洋,2 施正香,3 王朝元,3

(1.中國農業大學水利與土木工程學院， 北京 100083； 2.北京市供水管網與安全節能中心， 北京 100083；3.農業農村部設施農業工程重點實驗室， 北京 100083)

0 引言

軸流風機在畜禽舍和溫室通風降溫工程中應用廣泛[1-3]，其低壓和大風量的特性適合農業通風的要求。農用軸流風機多以風量和能效比為性能評價指標，其性能直接影響農業設施環境調控和節能的效果。農用軸流風機通常安裝在建筑墻體上，按照有無出口擴散筒可分為兩類，現有研究證明出口擴散筒能夠有效提升風機性能[4]，若不設出口擴散筒，則會在葉輪周邊安裝較短的導流罩，構成半開式軸流風機。葉頂泄漏渦是該類風機葉頂區域最主要的流動特征，其產生、發展及耗散與軸流風機的氣動性能密切相關[5-7]。JANG等[8-10]研究了空調室外風機葉頂區域的渦流結構，指出通過優化導流罩形狀，可以控制葉頂區域的旋渦流動。導流罩長度的變化將影響葉頂區域的流場。因此，研究導流罩長度對風機性能的影響，是優化風機性能的可行途徑。

王巍雄等[11]和陸志偉[12]對比了固定長度的導流罩位于葉輪不同相對軸向位置時的空調室外風機性能，發現導流罩出口邊與葉片后緣齊平時風機風量最大。丁國良等[13]、王正等[14]通過模擬試驗分別發現了空調室外風機和冰箱冷凝風機的導流罩軸向長度存在最佳值，使風機出口相對湍流強度最低。王嘉冰[15]研究了空調室外風機導流罩在出口位置不變時，導流罩進口位置變化對風機性能的影響，發現風機風量隨導流罩軸向長度的增加而增大并逐漸趨于平穩。

目前針對軸流風機導流罩長度的研究主要集中在空調、冰箱等家電用風機領域，受限于該類風機的結構，目前尚缺乏在導流罩進口邊位置固定時，其出口邊位置變化對軸流風機性能影響的研究。本文通過密閉風室試驗測試與數值模擬相結合的方法，研究農用軸流風機的導流罩進口邊位置固定時其長度變化對風機內外特性的影響。

1 數值模擬

1.1 原型風機

本文研究對象為山東省青島市某公司生產的鍍鋅鐵皮風機，如圖1所示。其基本參數為：葉輪直徑 1 268 mm，葉片數6，葉片厚度1.2 mm，葉片材料不銹鋼，外框尺寸330 mm×1 375 mm×1 375 mm，百葉窗葉片數10，百葉窗單個葉片尺寸1 305 mm×130 mm。電動機位于外框右上角(從進風側看)，電動機型號YJD90S-4，額定功率1.1 kW，電動機額定轉速1 400 r/min，電動機通過帶傳動帶動葉輪旋轉，經膠帶輪減速后葉輪額定轉速為450 r/min。原型風機在中國農業大學農業農村部設施農業工程重點實驗室進行性能測試，風機試驗臺如圖2所示[16]。

1.2 風機模型與計算域

利用加拿大CREAFORM公司生產的Handy SCAN3D型掃描儀對原型風機葉片進行三維激光掃描，得到葉片三維模型，在建模過程中對葉片上的沖壓凹槽和鉚釘等結構進行了簡化處理，如圖3所示。

圖1 原型風機實物圖Fig.1 Entity of prototype fan

圖2 風機試驗臺Fig.2 Fan test bench

圖3 利用三維掃描得到的葉片模型與最終生成的風機葉輪及導流罩幾何模型Fig.3 Blade model obtained by 3D scanning and finally generated geometry model of fan impeller with shroud

導流罩由一個與外框連接的豎直壁面以及一個與該壁面呈θ=85°的圓錐面組成(圖4)，兩個面之間由r=20 mm的圓角過渡，導流罩的豎直壁面與葉頂部分的進風側位于同一軸向位置。導流罩長-葉寬比K定義為

(1)

式中L——導流罩整體軸向長度

B——葉頂軸向寬度

原型風機L=80 mm，K=0.78。保持導流罩的豎直壁面位置以及r、θ參數不變，通過改變K的取值來研究導流罩長度對風機性能的影響。

圖4 導流罩結構示意圖Fig.4 Schematic diagram of shroud

如圖5所示，將密閉風室畢托管靜壓測量點的位置作為計算域進口。進口面尺寸為風室截面尺寸，即2 740 mm×2 740 mm。風機模型為通過三維掃描重構的幾何模型，省略了電動機、膠帶輪和支撐架等結構。風機出口接5 500 mm×5 500 mm×5 500 mm的開放域。如圖6所示，風機外框被導流罩的豎直壁面分割為前后兩部分，進口側外框與風室合并造型為進口域，出口側外框與開放域合并造型為出口域。

圖5 整體計算域及邊界設置Fig.5 Overall calculation domain and boundary settings

1.3 邊界條件設置

如圖6所示，邊界條件設置如下：相對壓力為1個標準大氣壓；進口設為壓力進口，進口相對靜壓與性能測試時所測工況點的進口相對靜壓保持一致，即0、-9.8、-19.6、-29.4、-39.2、-49.0、-58.8 Pa，共7個工況點；出口設為開放邊界，由于直接與大氣相接，且涉及到射流卷吸，故相對開放壓力設為零，選用卷吸模型；葉輪、風機外框、導流圈、百葉窗和地面等設為無滑移壁面。

1.4 網格劃分

如圖7所示，采用非結構網格進行網格劃分，對于流動復雜的葉輪部分應適當網格加密。建立總網格數約為380萬、620萬和1 100萬的3套網格，計算得到進口靜壓為-29.4 Pa時的原型風機風量分別為35 962、36 512、37 102 m3/h， 1 100萬網格與620萬網格相比，風量變化低于2%。綜合考慮計算精度和計算資源，選擇總網格數約為620萬的網格劃分策略，如圖8所示，其中進口域網格單元數約50萬，旋轉域網格單元數約360萬，出口域網格單元數約210萬。

圖6 風機計算域Fig.6 Calculation domain of fan

圖7 整體網格劃分Fig.7 Overall meshing

圖8 葉輪網格劃分(局部)Fig.8 Impeller meshing (partial)

1.5 數值計算方法

利用ANSYS CFX 15.0軟件采用全隱式耦合求解技術進行穩態模擬，選用RNGk-ε湍流模型，已有研究表明該湍流模型對低壓軸流風機進行性能模擬效果最佳[17]，RNGk-ε湍流模型通過采用解析式計算湍動能及湍流耗散率的湍流普朗特數，代替了標準k-ε湍流模型中固定不變的湍流普朗特經驗常數，提高了該湍流模型的模擬精確度；同時在湍流耗散率ε的輸運方程中加入耗散能修正項Rε有利于對卡門常數的估算[18]。動量方程對流項和湍流輸運方程對流項采用高階精度格式。求解殘差達到10-4量級且趨于穩定時認為計算收斂。

2 計算結果及分析

2.1 模擬結果與試驗結果對比

由于在農業風機中，相比于風機的壓升，風量更直接影響農業設施的通風換氣效率，因此風量是用戶最為關注的農用軸流風機性能指標。在農業風機領域，習慣上用能效比E表征風機的能效，表示單位耗電量所產生的風量。能效比越高，節能效果越佳，其計算公式為

(2)

式中q——風量，m3/h

p——電機輸入功率，W

模擬相對誤差δ為

(3)

式中Δ——模擬值與試驗值的差值

T——試驗值

將K=0.78的原型風機風量數值模擬結果與試驗臺測試結果對比，如圖9所示，7個工況點的風量模擬相對誤差在-4.6%～-0.7%之間，平均誤差-2.77%。模擬風量與試驗風量的相對誤差較為穩定，兩條曲線的趨勢較為一致。

圖9 原型風機風量模擬值與試驗值對比Fig.9 Comparison of simulated and experimental values of air volume about prototype fan

由于風機傳動結構緊湊，無法布置扭矩儀測量軸功率，能效比的試驗值由試驗風量除以電動機輸入功率得到，而數值模擬中只能得到葉輪軸功率。為了使數據更具可比性，將數值模擬中的葉輪軸功率修正到電動機輸入功率，其中電動機效率取GB 18613—2012規定的二級能效限定值84.1%，普通V型膠帶傳動效率取89%，主膠帶輪的軸承效率取94%[19]。

如圖10所示，7個工況點的能效比模擬相對誤差在-2.5%～1.9%之間，平均誤差-0.2%。模擬能效比與試驗能效比的相對誤差較為穩定，兩條曲線的趨勢較為一致。

圖10 原型風機能效比模擬值與試驗值對比Fig.10 Comparison of simulated and experimental values of air volume about prototype fan

上述原型風機風量、能效比的模擬值與試驗值對比，兩者存在較小的誤差。數值模型對傳動部分和葉片沖壓凹槽、鉚釘等結構進行了簡化，并且傳動部分的效率通過查詢手冊資料得到，這可能是誤差產生的原因。總體可以認為模擬值與試驗值吻合度較好，該數值模型能夠反映風機的實際性能特性。后續模擬試驗將以該數值模型為基礎，研究導流罩長度對風機性能的影響。

2.2 導流罩長度對風機外特性的影響

在數值模擬中K取0.50、0.78、0.90、1.0、1.1、1.2、1.5、2.0共8個值。如圖11所示，在不同的靜壓工況下，風量隨導流罩長-葉寬比K的增加普遍呈現出先升高再緩慢下降并趨于平穩的變化規律。

圖11 不同靜壓時風量隨K的變化曲線Fig.11 Changing curves of air volume with K when static pressures were different

為了進一步消除單個模擬值波動誤差的影響，更好地觀察風量隨能效比的變化規律，將7個進口靜壓工況的風量取平均值；另外，由于-40～-20 Pa是農用軸流風機的常用工作區，因此將-19.6、-29.4、-39.2 Pa這3個進口負壓工況的風量取平均值進行分析。如表1所示，隨著導流罩長-葉寬比K由0.50提升到1.0，風量有較為明顯的提升，在K取值1.0～1.1之間時，風量處于最高水平，在K從1.2升至2.0的過程中，風量相比最高值略有下降，并逐漸趨于平緩。K=1.0與K=0.78時相比，7個工況點平均風量提升10.1%，常用工作區3個工況點平均風量提升9.2%。

表1 不同K的平均風量Tab.1 Changes of average air volume with K m3/h

圖12 不同靜壓時能效比隨K的變化曲線Fig.12 Changing curves of energy efficiency ratio with K when static pressures were different

探究K變化對風機能效比的影響，如圖12所示，在不同進口靜壓工況下，能效比隨導流罩長-葉寬比K的增加，普遍呈現出先升高再下降的變化規律，能效比多在K=1.0或K=1.1時達到最大值。將7個靜壓工況取平均值，并對位于常用工作區的-19.6、-29.4、-39.2 Pa這3個工況的能效比取平均值。如表2所示，導流罩長-葉寬比K在0.50和0.78時，風機能效比處于較低水平,K由0.78提升到1.0，風機能效比有較大幅度的提升，K取值1.0～1.1之間時，能效比處于相對的最高水平，從K=1.2開始，能效比隨K值的增加而呈現下降趨勢。K=1.0與K=0.78時相比，7個工況點平均能效比提升10.7%，常用工作區3個工況點平均能效比提升9.6%。

2.3 導流罩長度對風機流場特性的影響

2.3.1旋轉域葉頂泄漏渦的Q準則識別

為了進一步研究K的變化對風機內特性的影響，選取農用軸流風機常用工作區(-40～-20 Pa)的中間值，即進口相對靜壓為-29.4 Pa時的不同K值案例的內部流場對比分析。

表2 不同K的平均能效比Tab.2 Changes of average energy efficiency ratio with K m3/(h·W)

利用渦辨識方法顯示數值模擬計算結果中渦流的三維結構，目前常用的渦辨識方法有多種[20]，本文選用Q準則識別渦結構，相比于渦量識別方法，Q準則能夠避免由壁面強剪切引起的渦結構的錯誤識別。

λ3+Pλ+Qλ+R=0

(4)

HUNT等[21]基于式(4)的第二變量提出Q準則，定義為

(5)

(6)

(7)

式中Ωij、Sij——旋轉率張量、應變率張量

uij、uji——速度張量

Q準則反映了旋轉率和應變率的關系。Q表示轉動速率的ΩijΩij超過應變率SijSij的程度。在Q>0的位置，轉動速率ΩijΩij占主導地位，即在該區域渦旋結構占主導地位[22]。

圖13 風機旋轉域Q準則等值面圖(Q=4×104 s-2)Fig.13 Isosurface of Q criterion at fan rotating domain (Q=4×104 s-2)

如圖13所示，在葉輪旋轉域，如紅圈中黃色Q準則等值面所示，Q準則能夠識別出位于葉頂處的間隙泄漏渦。葉頂泄漏渦起始于葉頂背面前緣，并沿葉頂背面發展。K=0.50時，旋轉區域的泄漏渦在葉片背面發展成一條超出導流罩出口邊的不規則渦帶；K=0.78時，該渦帶在導流罩出口邊出現斷裂傾向，以導流罩出口邊為界，分裂為上下游兩處渦帶；K=0.90時，導流罩出口邊下游渦帶體積明顯減小；K=1.0時，導流罩出口邊下游的渦帶完全消失，僅剩位于葉片背面的渦帶，該渦帶在導流罩出口邊附近停止發展，葉頂泄漏渦帶的總體積在所有案例中最小；K=1.1時，葉片背面渦帶長度明顯增加，但未超出導流罩出口邊；K=1.2、K=1.5時，隨著導流罩長度的增加，渦帶長度略有增加。K=2.0時，該增長趨勢不再明顯。

2.3.2葉頂區域流線圖及軸向速度云圖

為了觀察更為詳細的流場細節，過葉輪軸線沿豎直方向做截面，該截面接近葉頂后緣區域，圖13的分析表明，該區域葉頂泄漏渦發展較為充分且K=0.78時葉頂泄漏渦在該區域發生了分裂，因此該截面的流場信息能夠反映不同案例的流場特性。故取該截面的葉頂部分作對比分析(圖14)，截面位置及觀察視角如圖15所示，圖14中各線條含義參見圖16。

圖14 葉頂位置的流線和軸向速度云圖Fig.14 Clouds of streamlines and axial velocity at tip of blade

圖15 圖14截面位置和視角示意圖Fig.15 Sketch of section position and observation direction of Fig.14

圖16 圖14中各線條含義Fig.16 Meaning of each line in Fig.14

如圖14所示，K=0.50時，葉頂處的泄漏渦由于缺少導流罩的阻擋，發展至外框區域，形成了較大的渦旋；K=0.78時，該泄漏渦被導流罩截斷為兩部分，一部分成為位于葉頂與導流罩之間的葉頂渦，另一部分發展為位于外框區域的外框渦；K=0.90時，葉頂渦繼續存在，但由于導流罩對從葉頂進入外框的氣流進行了有效的阻隔，引導空氣沿軸向流出，從而導致外框渦消失，但此時導流罩對葉頂氣流的軸向引導能力不足，從葉頂流出的氣流與葉輪軸線呈較大角度；K=1.0時，從葉頂流出的氣流與葉輪軸線所呈角度明顯減小，葉頂渦的強度在所有案例中最小，從軸向速度云圖可以看出，此時葉頂渦處軸向低速區明顯小于其它案例，葉頂漩渦區的阻塞效應明顯減輕，導流罩有效流通面積增加，這可能是K=1.0時風機風量最大的原因之一；K=1.1時，葉頂渦較K=1.0時有所增強，從葉頂流出的氣流與葉輪軸線所呈夾角與K=1.0時相比也有所增大，這種氣流擴散度的增大可能是由增強的葉頂渦所導致的；K=1.2時，由于導流罩長度的增加，從葉頂流出的氣流與葉輪軸線所呈夾角有所減小，說明導流罩的加長在K=1.2時開始抵消葉頂渦對擴散度的增大作用，使得出口氣流的擴散度有所減小；K=1.5時，導流罩出口氣流的擴散被進一步控制，葉頂渦對氣流擴散度的影響基本被消除；K=2.0時，在外框區域的出口呈現出一定程度的不規則流動，這可能是由導流罩過長導致的外框出口面積減小所致。圖14所反映的流場渦結構隨K值的變化規律與圖13所示較為一致，表明了Q準則在葉頂泄漏渦結構識別方面的有效性。

2.3.3外框渦的Q準則識別

通過對圖14的分析可知，導流罩長度變化不僅影響葉頂渦的強度，對外框區域的渦強度也有較大影響。由于圖14只展示了單個截面的流場信息，為了全面觀察導流罩長度變化對整個外框區域渦強度的影響，圖17采用與圖14相同的觀察方向，利用Q準則等值面圖顯示了整個外框區域與百葉窗附近的渦結構。將外框、導流罩和葉輪做不同程度半透明淡藍色處理，外框用紅線圈出，黃色部分為Q準則等值面。

圖17 外框與百葉窗區域Q準則等值面圖(Q=2×104 s-2)Fig.17 Isosurface of Q criterion at outer frame and shutter domain (Q=2×104 s-2)

如圖17所示，不論K如何變化，百葉窗附近均存在不同程度的渦結構，這些渦結構將會影響降低風機有效流道面積，導致風量降低，這與現有試驗研究[23]一致。K=0.50時，在外框區域呈現出大量不規則的渦結構；K=0.78時，外框區域的渦結構體積明顯減小；K=0.90時，外框渦開始集中在導流罩出口邊的下游，而在導流罩出口邊的上游已沒有明顯的外框渦；從K=0.90至K=2.0，外框渦均能夠被較好地控制在導流罩出口邊的下游。圖17顯示的渦分布與圖14的分析較為一致，導流罩的加長能夠明顯降低外框渦的強度。

3 結論

(1)導流罩的長度變化對風機外特性有明顯影響，導流罩長-葉寬比K最佳值在1.0～1.1之間，此時風機的風量和能效比均處于最佳水平，導流罩過短(K<0.90)會導致風量和能效比快速下降，導流罩過長(K>1.1)并不能提升風量和能效比，反而使風量和能效比在一定程度上有所降低。K=1.0時，常用工作區平均風量和平均能效比較原型風機(K=0.78)均有10%左右的提升。

(2)通過Q準則能有效識別出葉頂泄漏渦的結構，與流線及軸向速度云圖所反映的流場特征具有較好的一致性。

(3)導流罩過短(K=0.50)時，葉頂泄漏渦將從葉頂處無阻礙地發展至風機外框區域，引起外框區域渦結構的增多。導流罩加長過程中(K=0.78)，葉頂泄漏渦被導流罩分裂成存在于葉頂以及外框區域的兩部分，即葉頂渦與外框渦。導流罩加長至K≥0.90后，葉頂渦將經歷衰減和再發展的過程，同時外框渦強度有所降低，且其能夠被較好地控制在導流罩出口邊下游。導流罩長-葉寬比K取值1.0時葉頂泄漏渦的強度最低，葉頂泄漏渦強度的降低能增大風機導流罩有效流通面積，有利于風量的提升。K≥1.1之后，外框渦雖已得到有效控制，但是葉頂渦強度增大，并隨著導流罩的加長而在葉片出口側下游貼合著導流罩內壁繼續發展。