利用Clark Y 構(gòu)造非對稱翼型風(fēng)機(jī)的正向通風(fēng)性能對比

王海民，高涌東，胡 峰，陳 思

（1.上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093；2.上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093）

關(guān)鍵字：Clark Y 翼型；非對稱翼型；可逆風(fēng)機(jī)；正向吹風(fēng)；流場分布；性能試驗(yàn)

0 引言

由于許多大型工作站和服務(wù)器的機(jī)柜中的空氣溫度較高［1］，為了防止可燃?xì)怏w的侵入引發(fā)危險(xiǎn)，在極端工況下需要迅速改變通風(fēng)機(jī)進(jìn)出口風(fēng)向以避免事故發(fā)生，在這些情況下，如果安裝空間足夠大，可以開發(fā)雙反轉(zhuǎn)葉輪［2-3］。否則，必須使用帶有單個(gè)葉輪的可逆軸流風(fēng)扇來迫使空氣正向或反向流動(dòng)［4-6］。

對于單葉輪可逆通風(fēng)機(jī)，已有的研究工作主要針對可逆方式的研究。?ivan Spasi? 等［7］研究了雙彎曲翼型中弧線的彎曲程度對可逆軸流風(fēng)機(jī)氣動(dòng)特性的影響；Li 等［8］采用NACA0012-64 翼型設(shè)計(jì)導(dǎo)葉安裝在動(dòng)葉兩側(cè)，以彌補(bǔ)可逆風(fēng)機(jī)雙向不對稱引起的氣動(dòng)損失；Nishi 等［9］通過研究兩級葉輪葉片的空氣動(dòng)力學(xué)性能，提出了一種適用于雙向流動(dòng)的葉片排布方式；Bo?idar 等［10］在設(shè)計(jì)低壓可逆風(fēng)機(jī)時(shí)考慮到徑向不同葉高處的流動(dòng)差異性，從而設(shè)計(jì)出了葉片曲率較小和輪轂軸向長度較短的風(fēng)機(jī)；此外還有一些學(xué)者提出了應(yīng)用于單葉輪風(fēng)機(jī)的S 型翼型理論并將其應(yīng)用于軸流通風(fēng)機(jī)進(jìn)行研究，袁小芳等［11］采用NACA66 和Clark Y 翼型設(shè)計(jì)出了一種中弧線呈“S”型的新型翼型，通過模擬和實(shí)驗(yàn)的方法驗(yàn)證了該類翼型適用于可逆翼型的設(shè)計(jì)；梁之博等［12］對3 種對稱翼型進(jìn)行三維流場和聲場數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)S 型翼型流動(dòng)性能相對最優(yōu)，損失最??；李景銀等［13］提出了一種新型非對稱翼型進(jìn)行吹風(fēng)性能試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)雙頭非對稱翼型正向吹風(fēng)效率保持穩(wěn)定的同時(shí)反向吹風(fēng)性能極大提高。

目前較多的研究主要針對雙向通風(fēng)性能完全相同的全對稱可逆翼型。本文根據(jù)工程需要，研究采用非對稱翼型的可逆風(fēng)機(jī)在雙向吹風(fēng)工況下的特性，并進(jìn)行對比研究，主要針對正向吹風(fēng)工況下，利用數(shù)值模擬和性能試驗(yàn)的方法對4 類可逆風(fēng)機(jī)的性能及內(nèi)、外流場特性進(jìn)行分析，揭示性能參數(shù)變化的機(jī)理。

1 計(jì)算模型

1.1 物理模型及結(jié)構(gòu)

本文采用Solidworks 軟件生成通風(fēng)機(jī)三維模型，可逆風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)參數(shù)指標(biāo)和幾何參數(shù)及氣動(dòng)參數(shù)如表1，2 所示。

表1 可逆風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 可逆風(fēng)機(jī)的幾何及氣動(dòng)參數(shù)

基于Clark Y 翼型所設(shè)計(jì)的4 種新型可逆翼型方案其輪廓結(jié)構(gòu)分別應(yīng)用至軸流通風(fēng)機(jī)，依次命名為：F4，F(xiàn)6，F(xiàn)8，F(xiàn)10，如圖1 所示。圖中箭頭所示方向即為風(fēng)機(jī)在正向吹風(fēng)工況中的來流 方向。

圖1 可逆翼型輪廓及采用可逆翼型的葉片

1.2 計(jì)算域建立及網(wǎng)格劃分

在三維模型的基礎(chǔ)上采用CFD/FLUENT 仿真軟件進(jìn)行模擬計(jì)算。在模擬計(jì)算中，為保證數(shù)值計(jì)算的可靠性延長了風(fēng)機(jī)計(jì)算域的進(jìn)口和出口，分別是：入口段200 mm，出口段600 mm。計(jì)算域整體分為3 個(gè)部分：入口和出口的擴(kuò)展區(qū)、旋轉(zhuǎn)流體區(qū)域。流域整體網(wǎng)格的劃分采用混合網(wǎng)格，其中在擴(kuò)展區(qū)使用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在旋轉(zhuǎn)區(qū)采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。為了保證計(jì)算結(jié)果的可靠性，本文進(jìn)行了網(wǎng)格加密計(jì)算，計(jì)算網(wǎng)格增加到88 萬后，計(jì)算結(jié)果保持恒定，表明已達(dá)到網(wǎng)格無關(guān)要求。

1.3 控制方程及邊界條件

計(jì)算過程中采用帶旋流修正的Realizable k-ε 湍流模型［14］，計(jì)算壓力速度耦合為SIMPLE算法，與空間相關(guān)的對流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)及湍流黏性系數(shù)采用二階迎風(fēng)格式離散，計(jì)算中忽略重力和壁面粗糙度對流場的影響。計(jì)算中進(jìn)口邊界條件采用質(zhì)量流量入口，出口邊界條件為壓力出口，旋轉(zhuǎn)葉輪和靜止外殼之間的耦合采用多參考坐標(biāo)系模型（MRF），動(dòng)靜交界面采用interface 邊界，實(shí)現(xiàn)上游出口參數(shù)與下游進(jìn)口參數(shù)在交界面上交換。壁面采用無滑移邊界條件，且近壁面區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，計(jì)算收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為各計(jì)算參數(shù)穩(wěn)定，求解區(qū)域進(jìn)出口流量差小于0.5%。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 性能參數(shù)分析

對圖1 所示的4 種可逆翼型及Clark Y 標(biāo)準(zhǔn)翼型設(shè)計(jì)的軸流風(fēng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，計(jì)算結(jié)果中各風(fēng)機(jī)在設(shè)計(jì)流量下的特性參數(shù)如表3 所示。根據(jù)表3 計(jì)算結(jié)果可知，采用非對稱S 翼型的風(fēng)機(jī)在正向通風(fēng)時(shí)，其全壓和效率相比于Clark Y 翼型標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)機(jī)均有所下降，且下降程度從F4 到F10 呈遞增趨勢。F4 的全壓降和效率降最少，分別是6.9 Pa 和2.2%，F(xiàn)10 的最為明顯，分別是14.7 Pa 和8.1%。在反向通風(fēng)時(shí)，全壓和效率從F4 到F10，相比于Clark Y 標(biāo)準(zhǔn)翼型的風(fēng)機(jī)均上升，其中F4 風(fēng)機(jī)的全壓升和效率升最小，分別是24.2 Pa 和2.5%，F(xiàn)10 風(fēng)機(jī)最為明顯，分別是 57.1 Pa 和11.4%。由表3 可知隨著反接段比例的增加，正向通風(fēng)時(shí)的氣動(dòng)性能下降，而反向通風(fēng)的氣動(dòng)性能逐漸上升且在F10 處達(dá)到一致。

表3 設(shè)計(jì)流量下采用不同可逆翼型方案的風(fēng)機(jī)性能參數(shù)比較

圖2 對比了正向通風(fēng)時(shí)種可逆風(fēng)機(jī)方案不同工況下的全壓和效率性能曲線，得出在0.045～ 0.080 kg/s 流量范圍內(nèi)，圖2（a）表明4 種風(fēng)機(jī)的全壓曲線均先增后減，當(dāng)Q＜0.060 kg/s 時(shí)，流量的減少使得動(dòng)葉頂部出現(xiàn)逆流，使得流道中的氣流收到擠壓從而導(dǎo)致出口壓力下降，進(jìn)而減小了全壓降，使風(fēng)機(jī)進(jìn)入了不穩(wěn)定工況區(qū)。整體來看，正向通風(fēng)時(shí)全壓曲線整體隨著S 翼型反接段弦長占比的增加而下降；圖2（b）表明4 種風(fēng)機(jī)的效率曲線同樣先升后降，在設(shè)計(jì)流量Q=0.067 kg/s 處達(dá)到最佳效率，且全壓達(dá)到100 Pa，滿足了設(shè)計(jì)要求；反向通風(fēng)時(shí)同樣達(dá)到了設(shè)計(jì)要求，本文對其降不做詳述。

圖2 正向通風(fēng)時(shí)不同風(fēng)機(jī)全壓及效率對比

本文主要針對4 種可逆風(fēng)機(jī)的正向吹風(fēng)工況進(jìn)行研究，模擬結(jié)果顯示其全壓降和效率降從F4到F10 依次增加，風(fēng)機(jī)整體得性能隨之惡化。鑒于實(shí)際工程應(yīng)用中可逆風(fēng)機(jī)的廣泛應(yīng)用及其本身S 型葉片的特殊輪廓分布，因此有必要對S 翼型在正向吹風(fēng)時(shí)對風(fēng)機(jī)性能的負(fù)面影響其內(nèi)在機(jī)理進(jìn)行分析。

2.2 葉輪內(nèi)流特征及損失分析

2.2.1 動(dòng)葉區(qū)入口處湍流動(dòng)能徑向分布

圖3 示出了4 種風(fēng)機(jī)入口平面湍流動(dòng)能沿徑向分布曲線。從圖可見，4 種風(fēng)機(jī)均在靠近葉頂壁面和葉根輪轂處湍流動(dòng)能較大，表明這兩處流體微團(tuán)之間發(fā)生碰撞和動(dòng)量交換的程度相對較高，流動(dòng)損失較大。翼型的改變對風(fēng)機(jī)入口附近的影響主要集中在0%～60%葉高范圍，越靠近輪轂流場對翼型的改變越敏感，直至20%葉高處開始至輪轂范圍內(nèi)發(fā)生驟降。輪轂處F4 湍流動(dòng)能最小，F(xiàn)10 最大，且湍流動(dòng)能由小到大依次是：F4（1.45 m2/s2）、F6（2.12 m2/s2）、F8（2.54 m2/s2）、F10（2.82 m2/s2）。結(jié)合圖1 所示的翼型輪廓分布可知，在風(fēng)機(jī)入口處影響湍流動(dòng)能分布的主要變量是葉片的前緣最大厚度，前緣最大厚度由小到大分布依次是：F10，F(xiàn)8，F(xiàn)6，F(xiàn)4，因此風(fēng)機(jī)入口前緣最大厚度的增加可以減小葉片前緣速度波動(dòng)，進(jìn)而減小湍流能量損失，特別是可以改善前緣葉根處的流動(dòng)情況［15］。

圖3 入口處湍流動(dòng)能分布

2.2.2 葉片表面壓力分布和載荷分析

圖4 為葉片壓力面靜壓分布，葉片表面的壓力分布情況能反映動(dòng)葉做功能力。

圖4 葉片表面靜壓分布

圖4 顯示，葉片壓力面的中間部分靠近葉頂處存在高壓區(qū)，該部分的靜壓值從F4 到F10 逐漸增加同時(shí)位置向前緣方向移動(dòng)，表明葉片壓力面的流動(dòng)情況從F4 到F10 會逐漸改善，因?yàn)楦邏簠^(qū)壓力的增加會使得壓力面從入口到出口方向的順壓梯度逐漸增大，這有利于流體在葉片表面的附著從而改善葉片的流動(dòng)情況；在壓力面尾緣附近存在低壓區(qū)，這是由于S 翼型葉片在尾緣附近厚度的突增所導(dǎo)致的壓力驟降，低壓區(qū)的范圍從F4 到F10 逐漸增加會在使得葉片尾緣處不利于流動(dòng)的反向載荷遞增，從而對葉片壓力面做功產(chǎn)生逐步增大的負(fù)面影響。

在吸力面上，葉片前緣靠近葉頂處均存在低壓區(qū)域，低壓區(qū)面積從F4 到F10 逐步向葉根處延伸；靠近葉片尾緣處有一部分的高壓區(qū)，高壓區(qū)面積從F4 到F10 遞減，表明吸力面的流動(dòng)流動(dòng)情況隨之逐漸改善，因?yàn)楦邏簠^(qū)面積的減小使得葉片吸力面從入口到出口的逆壓梯度逐漸下降，這會使葉片表面流動(dòng)更易于附著從而減少由流動(dòng)分離造成的損失。

所以，從F4 到F10，壓力面的順壓梯度逐漸增加，同時(shí)吸力面的逆壓梯度逐漸下降，二者同時(shí)減少了葉片表面的流動(dòng)損失，因而葉片整體的流動(dòng)情況得以改善。

為進(jìn)一步分析可逆翼型輪廓差異對葉片做功能力的影響，圖5 中取4 種可逆風(fēng)機(jī)沿徑向10%，50%，90%截面處葉片表面的靜壓分布，對葉片表面載荷進(jìn)行定量分析。橫坐標(biāo)x 為計(jì)算點(diǎn)到葉片前緣的軸向距離，C 為軸向弦長，縱坐標(biāo)Δpst為靜壓。壓力面與吸力面的靜壓差是葉片對氣流做功的標(biāo)志。

圖5 不同葉高處葉片表面靜壓分布

圖5 表明，可逆風(fēng)機(jī)的葉片由于前緣和尾緣都有相對較大的厚度，使葉片各截面處的靜壓曲線圍成兩個(gè)區(qū)域，前半部分區(qū)域產(chǎn)生有利于流動(dòng)正向載荷作，作正功，后半部分區(qū)域?qū)a(chǎn)生不利于流動(dòng)的反向載荷，作負(fù)功。

圖5（a）顯 示 在10% 葉 高 處，0～65% 弦 長范圍，同一弦長位置處壓力面和吸力面的靜壓值均從F4 到F10 遞增，其中壓力面的平均增幅為4.74 Pa，吸力面的是4.57 Pa，可知翼型的改變未對該部分葉片的做功能力產(chǎn)生明顯影響；在65%～100%弦長范圍內(nèi)看到壓力面的順壓梯度由F4 至F10 逐漸減小，同時(shí)吸力面的逆壓梯度未產(chǎn)生明顯改變，總體導(dǎo)致在尾緣區(qū)域產(chǎn)生反向載荷的區(qū)域面積由F4 至F10 逐步增大。所以，10%葉高處可逆翼型的改變對葉片做功能力的影響主要體現(xiàn)在葉片出口尾緣附近產(chǎn)生反向載荷的 區(qū)域。

圖5（b）顯示50%葉高處靜壓分布規(guī)律和10%葉高處類似。不同點(diǎn)在于50%葉高處不同風(fēng)機(jī)之間壓力面的順壓梯度變化更加明顯，表明從F4 到F10 壓力面的流動(dòng)分離損失減小更明顯。其中0～65%弦長范圍內(nèi)從F4 到F10 壓力面之間平均靜壓增幅達(dá)10.54 Pa，而吸力面不同風(fēng)機(jī)之間的平均增幅僅2.88 Pa；在65%～100%弦長范圍內(nèi)風(fēng)機(jī)之間壓力面平均壓力降幅達(dá)到11.20 Pa，同時(shí)吸力面未發(fā)生變化?？傮w而言，50%葉高處從F4 到F10，葉片壓力面的流動(dòng)逐漸改善，而葉片正向載荷及反向載荷的區(qū)域均有所增加。

圖5（c）中90%截面處風(fēng)機(jī)之間壓力面的靜壓變化最明顯，平均靜壓差達(dá)到31.70 Pa，同時(shí)吸力面不同葉片之間的靜壓分布不明顯，表明翼型的改變在靠近葉尖處的壓力面影響最大。

葉片的做功能力也可以通過作正功的區(qū)域面積與做負(fù)功的區(qū)域面積進(jìn)行相減得到量化，如表4 所示。由表4 可知，10%葉高處翼型的改變對葉片總體做功能力的影響最小，而在90%截面處做功能力隨翼型的改變最明顯且做功能力最強(qiáng)，為葉片主要做功區(qū)域，同圖4及圖5所得結(jié)論一致。所以，從F4 到F10，可逆翼型的改變對葉片不同高度處做功能力的影響主要體現(xiàn)在尾緣部分；且在靠近葉尖處壓力面受翼型的影響最大，是葉片做功的主要區(qū)域。

表4 葉片表面不同葉高處靜壓差

2.2.3 葉頂間隙損失

圖6 所示為風(fēng)機(jī)沿葉片軸向取5 個(gè)平面，以分析4 種風(fēng)機(jī)葉頂間隙的湍流動(dòng)能分布差異。數(shù)值模擬結(jié)果表明，葉頂間隙的強(qiáng)湍流區(qū)域主要集中葉片的前緣附近處。對比圖6（a）（b）（c）（d）可知，從F4 到F10，隨著葉片前緣最大厚度的減小，前緣附近的湍流強(qiáng)度逐漸增加且范圍逐漸擴(kuò)大，葉片吸力面附近尤為明顯，表明葉頂間隙的泄漏流逐漸增大，在流道中形成了較大的摻混損失從而對主流影響隨之加大［16］。此外，湍流強(qiáng)度的增加也與葉片表面壓力面和吸力面的靜壓分布有關(guān)，即由表4 可知從F4 到F10，葉頂附近壓力面和吸力面靜壓差增加提高了葉片的做功能力，但同時(shí)也增強(qiáng)了葉頂間隙泄漏流量，造成的增大的泄漏損失，這與圖4（c）（f）以及圖5（c）的結(jié)論保持一致。

圖6 不同風(fēng)機(jī)葉頂間隙湍流強(qiáng)度分布

湍流動(dòng)能的具體的影響程度可以從間隙內(nèi)的泄漏量得到反映。表5 顯示從F4 到F10，葉尖泄漏量逐漸增加，F(xiàn)10 最大可達(dá)1.19 kg/（m2·s），對應(yīng)的損失最大。

間隙內(nèi)的流動(dòng)速度定義［17］為：

式中 vt——泄漏流速；

p1，p2——壓力面、吸力面的壓力。

泄漏量相對變化率定義為：

式中 Qu——Clark Y 標(biāo)準(zhǔn)翼型風(fēng)機(jī)的泄漏流量；

Qc—— 4 種S 型翼型設(shè)計(jì)的風(fēng)機(jī)的泄漏流量。

所以，從F4 到F10，葉片靠近葉頂部分的做功能力逐漸增強(qiáng)，但同時(shí)會增加葉頂間隙的泄漏量從而造成主流摻混損失，從而產(chǎn)生紊亂的流動(dòng)對主流區(qū)域構(gòu)成影響，對風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)性能造成 破壞。

表5 不同可逆翼型方案下葉頂泄漏量的對比

3 通風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)

為了驗(yàn)證模擬計(jì)算的準(zhǔn)確性，現(xiàn)依據(jù)GB/T1236 2017［19-21］標(biāo)準(zhǔn)，對本文所設(shè)計(jì)的4 種可逆風(fēng)機(jī)在額定工況下的進(jìn)行通風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)，鑒于篇幅原因，本文取F4 和F10 風(fēng)機(jī)試驗(yàn)測得靜壓分布曲線與模擬靜壓分布結(jié)果進(jìn)行對比分析。由圖7 可知，正向通風(fēng)機(jī)與反向通風(fēng)工況下試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果的曲線趨勢基本一致，最大誤差不超過5%，驗(yàn)證了模擬的準(zhǔn)確性。

圖7 風(fēng)機(jī)通風(fēng)試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比

對比圖7（a）（b）中的風(fēng)機(jī)效率曲線，可以看出試驗(yàn)及模擬結(jié)果曲線均先增后減，符合常規(guī)軸流風(fēng)機(jī)性能曲線趨勢。圖中顯示模擬的效率曲線均略高于試驗(yàn)效率值，這是由于模擬計(jì)算過程中對流場進(jìn)行了簡化，使風(fēng)機(jī)的阻力和渦流區(qū)減少，從而能量損失減少，且模擬計(jì)算忽略了葉片的摩擦，即認(rèn)為風(fēng)機(jī)葉片和內(nèi)筒壁是光滑，因此模擬結(jié)果的流場分布會優(yōu)于實(shí)際的流場分布。在額定工況處均達(dá)到了最佳效率值?？傮w來講本文中所研究的4 種可逆軸流風(fēng)機(jī)所特有的性質(zhì)在模擬及試驗(yàn)結(jié)果中得到了充分的反映。

4 結(jié)論

（1）對于采用非對稱S 型翼型的軸流風(fēng)機(jī)，動(dòng)葉入口處的湍流動(dòng)能隨著葉片前緣最大厚度的減小而下降，減少入口處流動(dòng)損失；動(dòng)葉出口處軸向速度隨葉片尾緣最大厚度的減小而增加，加強(qiáng)了動(dòng)葉出口處的流通能力；葉頂間隙的強(qiáng)湍流動(dòng)能區(qū)集中在前緣附近，并隨著前緣最大厚度的增加而增大，加強(qiáng)了與主流的摻混程度，對風(fēng)機(jī)整體的氣動(dòng)性能產(chǎn)生負(fù)面影響。

（2）隨著反接段弦長占比的增加，葉片壓力面的順壓梯度遞增，同時(shí)吸力面的逆壓梯度遞減，二者共同作用使葉片整體的流動(dòng)情況隨之逐步改善；翼型的改變對葉片做功能力的影響主要體現(xiàn)在尾緣部分，靠近葉尖處是葉片做功的主要 區(qū)域。