管殼式離心風機流動特性分析

摘要：針對管殼式離心風機內部氣動損失較大的特點，采用數值模擬與實驗驗證相結合的方法，對管殼式離心風機內部流場結構和損失特性進行了計算與分析。結果表明，數值模擬結果與實驗結果基本吻合，最大誤差小于10%，從而驗證了該數值方法的可靠性。由于較高的轉速和氣流轉向設計，風機導葉段沿軸向旋渦二次流不斷增大，同時在葉柵出口存在的螺旋渦結構，增大了風機內部沖擊損失和流動損失。研究結果對管殼式離心風機的使用具有一定的指導意義，可為該類型風機的進一步改型優化提供參考。

關鍵詞：管殼式離心風機；流動特性；流動損失；數值模擬

中圖分類號：TH432.2 文獻標志碼：A

管殼式離心風機能夠將機械能轉變為氣體能量，在建筑、采礦、空調和消防等眾多需要通風和排煙的領域有廣泛的應用。另外，由于管殼式離心風機風壓高，風量大，又具有結構緊湊、噪聲低等特點，在長巷道、小斷面的掘進與通風環境中也體現出較大優勢［1］。

目前，國內外對管殼式離心風機的研究多采用理論分析和實驗方法。董星等［2］對管殼式離心風機的葉輪出口至導葉進口的彎段流場進行了理論分析，在一定假設條件下，得到了管殼內氣流流動速度的近似計算公式，可為管殼、后導葉的設計提供理論支持。任昌玉等［3］、楊儉［4］對離心風機設計進行參數優化，使風機在額定工況下能夠高效運行。劉少林等［5］研究了離心風機葉型安裝角徑向分布對其葉輪流道內氣流角及風機性能參數的影響，從而為精確控制風機葉輪流道內流動提供了參考。Liu等［6］的研究表明，葉輪較大時離心風機蝸殼損失較大，且采用大葉輪時，離心風機流量、總壓升、軸功率和聲壓級均增大。吳和遠等［7］通過實驗得出：管殼式離心風機氣動性能較好，在變工況下工作時無喘振發生，其A 聲級噪聲隨轉速的增加而小幅下降。

管殼式離心風機雖具有風壓高、體積小、氣動噪聲較低等優勢，但同時也存在較大的氣動損失。針對風機內部各類損失產生的機理，許多學者進行了大量研究。吳玉林等［8］對離心葉輪典型的射流?尾跡結構進行了理論闡述。李藝銘等［9］通過實驗和數值計算，探究了不同導風錐對風機流暢的氣動性能及流動特性的影響，結果表明合理設計導風錐結構能有效降低風機內部損失，提高風機效率。

本文以管殼式離心風機為研究對象，采用計算流體力學軟件對風機內部流動特性進行三維定常數值模擬，探討設計工況下其內部的氣動特性和流場損失情況，以期為風機結構的優化和實際運行提供參考依據和理論指導。

1 物理模型與數值計算方法

1.1 物理模型

管殼式離心風機由離心式葉輪、軸向導流結構組成。氣流沿軸向進入葉輪，經由離心葉輪獲能后，沿徑向流出葉輪。由葉輪流出的氣流撞到外殼前部帶有傾角的導流圓錐環面上，之后沿近似軸向流入后導葉，經導葉整流后最終沿軸向流出。管殼式離心風機由集流器、葉輪、導葉擴壓筒和機殼組成。這種風機結構簡單，無蝸殼，氣流方向與葉輪軸心方向相同，裝置所占空間較小。它吸收了離心式和軸流式風機的優點，性能曲線平坦，風壓比軸流式風機的高，而其效率高于多翼風機，與相應的軸流風機和多翼風機相比，其噪聲較低［10］。

圖1 為管殼式離心風機計算域示意圖。該計算域分為進口段、葉輪區、無葉擴壓轉向區、導葉區和出口段，其中葉輪區為運動區域，其余皆為靜止區域。

本文設計的管殼式離心風機的性能參數為：額定體積流量2 000 m³/h，額定壓升1200 Pa，額定轉速5000 r/min。風機結構參數如表1所示。

1.2 網格劃分與邊界條件

管殼式離心風機網格示意圖如圖2所示。為了更好地實現計算域的網格劃分，此處不考慮葉輪進、出口處與管殼間的氣體泄漏和擴壓的影響。采用ICEM軟件進行網格劃分，且為提高近壁區流動的模擬精度，對葉輪區與導葉區進行了局部加密，網格數目總計為900萬，其中葉輪區和導葉區的網格數目分別為340萬、286萬。經過多次計算后確定所選用網格數目，并綜合考慮計算精度及計算量，以保證網格數目的選擇對計算結果的影響很小。

1.3 計算方法

將整個流道內流場視為不可壓穩態黏性湍流流動，采用多參考坐標系模型對旋轉區域和靜止區域進行耦合。控制方程采用常用的N?S 方程，具體方程詳見式（1）～（2）。根據Boussinesq湍流渦黏性假設，同時采用壓力?速度耦合方程組的半隱式（SIMPLEC）算法求解離散方程。風機入口邊界條件為質量流量進口，出口邊界條件為自由出流，不同子域間通過交界面實現各區域流體參數的交換。當各參數殘差均小于10^?5，且進、出口截面的總壓均不隨時間改變時，則視為計算結果已收斂。

選用 RNG k-ε湍流模型對控制方程進行封閉求解。

2 結果分析

2.1 數值模擬結果和實驗結果對比

利用進氣實驗裝置，通過控制節流閥調節流量，在當時環境溫度和濕度下，計算求得風機總壓并換算到標準進氣狀態，同時對管殼式離心風機進行實驗測量。風機進氣實驗裝置如圖3 所示，其中D為風筒直徑。

忽略風機進口的泄漏損失，對管殼式離心風機整機進行數值模擬，得出其性能曲線，并與實驗結果進行對比，結果如圖4 所示。可以看出，總壓的數值模擬結果與實驗結果總體趨勢一致，在標準工況下總壓基本相同，在Q/Q_s（Q 為實際流量、Q_s 為設計流量）為0.6～1.1時，數值模擬結果與實驗結果的誤差小于10%。其中：大流量（Q/Q_sgt;0.9）下，數值模擬結果大于實驗結果；小流量（Q/Q_slt;0.9）下，數值模擬結果小于實驗結果。這是由于偏離設計工況時對模型的簡化和被忽略的泄漏損失等次要因素會對數值模擬結果造成影響。總體來講，數值模擬結果與實驗結果較為吻合，因此風機數值模擬結果可以作為工程設計優化的參考。

此類型風機最大的缺點是存在較大的沖擊損失和流動損失。為了分析流道內部的沖擊損失和流動損失特征，在風機葉輪和流通部件中取13個特征截面，其中：A 截面為葉輪前盤；B截面為葉輪中間；C截面為葉輪后盤；D截面為葉輪出口環面；E～M截面均為流通部件內部截面。風機內部截面示意圖如圖5所示。

圖6為風機不同部件內部截面總壓、靜壓以及動能，圖中p₁、Δp₂由式（ 3）～（ 4）可以得到。可以看出，在流通部件內部總壓先急劇降低后緩慢升高，再緩慢下降；靜壓先升高后降低，動能損失先減小后增大，軸向動能變化相對平穩。對比總壓和靜壓的變化趨勢可知，風機內部無葉擴壓段有一定的擴壓作用，但動能損失較大；導葉段總壓相對平穩，靜壓有所上升，動能損失最小；擴散器段總壓、靜壓都下降，動能損失變大。

2.2 整體風機內部流場分析

風機內部總壓分布云圖和流線分布云圖如圖7 所示。從圖7（a）可以看出，在葉輪做功和導葉擴壓的作用下，風機內部壓力得到了提升。風機穩定運行過程中，壓力過渡較為平穩，但是在葉輪和導葉區域壓力分布不均勻，這是由于其結構復雜存在流動損失。從圖7（b）可以看出，在風機集流器部位，由于集流器的導流作用，速度過渡均勻且穩步提升。經過葉輪做功，氣流速度提升較快，軸盤圓角處速度比前盤處的小，從而存在一個速度不均勻區，局部流動損失較大。氣體經由葉輪獲得高速，并旋轉沖擊到殼壁后流經導葉，導致氣體速度梯度變化大，從而產生嚴重的邊界層分離。

2.3 葉輪流場分析

圖8 為風機葉輪及流道內部不同截面壓力分布云圖。由圖可以看出，沿徑向各截面壓力呈遞增分布，而沿周向葉片壓力面和吸力面之間存在壓差。這是由于葉輪作為風機的主要做功部件，在旋轉時對氣體做功，使得氣體壓力升高；葉輪的實際設計誤差和氣體黏性作用的存在，造成流道內部周向上形成典型壓差結構。葉輪氣流沿徑向高速射出，并受到無葉擴壓段外殼的擴壓導流作用，沿流道向下游流動。由于A 截面外緣空間小，氣流受到擠壓，壓力升高且擴壓分布不均勻；C 截面外緣空間較大，氣流擴壓作用明顯且均勻；B 截面外緣空間介于A、B 截面之間。但是E 截面氣流壓力呈現外緣高內緣低的分布，且相比于C 截面氣流壓力有所下降。這說明從葉輪內流出的高速旋轉射流沖擊到無葉擴壓段外殼的過程造成了一定的壓力損失。

圖9 為風機內部不同截面速度流線分布。可以看出，各截面葉片前緣速度均高于尾緣速度。如圖9（a） 所示，A 截面中，來流以一定正沖角進入葉片前緣，使前緣附近吸力面存在明顯的高速低壓區；尾緣壓力面速度和壓力均高于吸力面的值，且尾緣處吸力面存在分離尾跡區，從而形成射流?尾跡流動結構。這是由于A截面在葉片出口吸力面處積累了一個低能流體區，其相對總壓損失較大，氣流在此處的相對速度較低，從而形成尾跡區；在壓力面附近相對總壓高，氣流的相對速度較高，從而形成了射流區。

對比圖9 中其他截面流線圖可知，沿軸向，葉片前緣高速低壓區慢慢縮小，葉輪流道內相對速度越來越小且分布均勻，射流?尾跡結構呈減弱趨勢。這是源于葉輪葉片進口邊與軸平行，其進口邊各處進口安裝角和圓周速度是相同的，而各處氣流速度是不均勻的，所以各處氣流角是不同的，來流將以一定沖角進入葉片前緣；與此同時，A截面中圓角的存在也會導致流道內部轉彎處氣流分布不均勻。另外，對比圖9 中不同截面外緣處速度流線分布可知，A截面擴壓作用不明顯，氣體受擠壓作用，加重了尾緣附近的射流?尾跡現象，無葉擴壓段的整流擴壓作用也不明顯，E截面中氣流速度呈外高內低現象。

Moore等［11］基于徑向出流通道流速實驗測量結果，明確提出了射流?尾跡流動結構的存在。這種現象是流體黏性、邊界層和二次流動共同作用的結果，也是由離心葉輪中真實流體流動所受的全部作用力共同作用的結果。圖10為葉輪出口不同截面沿周向總壓和相對速度分布（X=0表示壓力面，X=1表示吸力面）。A截面的總壓和相對速度較高，變化幅度最為劇烈。C截面的總壓和相對速度最為平穩，B截面的結果介于兩者之間。A截面和B截面中，葉片壓力面的總壓和相對速度皆高于吸力面的值。但是C 截面葉片吸力面的總壓和相對速度均大于壓力面的值。這與理論分析結果基本一致。造成這種現象的原因是因為C 截面氣流更為平穩。圖10中總壓和相對速度的周向分布結果與Moore 等［11］的實驗測量結果吻合。這也從側面證實了離心葉輪射流?尾跡結構的存在。

2.4 導葉內部流場分析

圖11為導葉在90%、50% 和10% 葉高處不同截面流線速度云圖。可以發現：不同葉高處流線圖中葉片凸側速度皆高于凹側速度，葉片凹側從前緣到尾緣都存在不同程度的旋渦分離；從葉頂到葉根，流道速度整體減小，葉片凹側靠近輪轂處旋渦二次流與分離明顯，且與凸側來流相互擠壓造成阻塞現象。渦流損失和沖擊損失在凹側均增大。

圖12為導葉垂直軸向截面流線速度和壓力云圖。可以發現，在整個流道中，輪緣側速度和壓力明顯高于輪轂側的值，且沿流道方向速度不斷降低，壓力緩慢升高，但葉片凹側形成的旋渦沿流道發展擴大，移動到流道下游中間并形成一個低壓區。這是由于上游旋轉沖擊射流造成導葉流道內壓力在軸向和徑向分布紊亂，徑向速度和軸向速度變大，造成導葉整流擴壓作用不明顯。

2.5 風機流道內部流場分析

圖13 為風機尾部三維流線。可以看出，導葉流出的氣流經擴散器后依然是以螺旋形向后發展，但氣流速度有所上升，并在風機出口達到最大，同時在風機出口軸心位置形成了螺旋渦結構，因此可能會產生流動損失。為了進一步觀察導葉出口下游流場的變化，在導葉出口區域作一子午面，并給出了不同截面流線速度和壓力云圖，結果如圖14所示。

結合圖14可知：沿軸流方向，機殼附近不同軸截面的壓力和速度皆高于導流錐表面的值；從導葉流出的氣流向下游發展，在K 截面上仍能觀察到周期性的旋渦二次流和不均勻低壓區；不同軸截面的速度沿軸向不斷變大，壓力分布逐漸變得均勻但值不斷變小。這也印證了螺旋渦結構并沒有起到擴壓作用，反而增大了流體在擴散器段的流動損失。同時，氣流流出風機后，在導流錐后的軸線上有一個較大的旋渦形成，這仍然會增加流動損失，不利于提高風機的壓升。

3結論

基于數值模擬和實驗測試，對管殼式離心風機性能進行了預測，并分析了設計工況下風機內部流場和損失特性，得出結論為：

（1） 對不同流量下風機內部總壓進行了數值模擬與實驗驗證，結果表明：總壓的數值模擬結果與實驗結果總體趨勢一致，在設計工況下兩者基本相同；當實際流量與設計流量之比Q/Qs 在0.6～1.1時，數值模擬結果與實驗結果基本吻合，兩者之間最大誤差小于10%，說明該數值方法可靠。

（2） 風機穩定運行過程中，內部壓力平穩過渡并不斷提升，但在葉輪區域存在典型的射流?尾跡結構，因此下游流場受到影響，無葉擴壓段流動損失增大。

（3） 導葉段流場受到上游高速旋轉射流和導葉自身設計缺陷的影響，旋渦二次流沿軸向不斷變大，導致流道阻塞，渦流損失與沖擊損失增大，導葉整流擴壓作用不明顯。

（4） 導葉流出的氣流經擴散器后在風機出口軸心位置形成螺旋渦結構，導致氣流流動損失增大，軸向壓力減小，風機的擴壓能力降低。