新型高原燃燒機(jī)用離心風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)研究*

李 彥 王宗明 崔運(yùn)靜 王建新

（1.中國石油大學(xué)（華東）新能源學(xué)院；2.中國石油大學(xué)（華東）機(jī)電工程學(xué)院；3.云南航天工業(yè)有限公司）

0 引言

集成式全自動燃燒機(jī)在高原地區(qū)往往不能良好運(yùn)行，其根本原因在于高原地區(qū)氣壓低、空氣密度小，風(fēng)機(jī)供風(fēng)量不足，導(dǎo)致燃燒機(jī)冒黑煙、火焰過長等問題。劉全等[1]通過公式推導(dǎo)，得到了高原地區(qū)風(fēng)機(jī)選型的簡便方法，但是文中只考慮了風(fēng)機(jī)風(fēng)量和風(fēng)壓兩個(gè)參數(shù)，實(shí)際上全自動燃燒機(jī)風(fēng)機(jī)殼體還兼做其他部件的安裝基礎(chǔ)，通用風(fēng)機(jī)一般不適用。而且，相對來說高原地區(qū)燃燒機(jī)風(fēng)機(jī)要求結(jié)構(gòu)緊湊、風(fēng)量大、風(fēng)壓高，因此，需要重新開發(fā)設(shè)計(jì)。張玉成等[2]給出了傳統(tǒng)風(fēng)機(jī)氣動設(shè)計(jì)的一般方法。但是設(shè)計(jì)過程中，各種系數(shù)的取值范圍較寬，給設(shè)計(jì)帶來不確定性。近年來基于CFD的風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)技術(shù)發(fā)展迅速，何立博等[3]利用CFD軟件結(jié)合正交分析的方法對吸油煙機(jī)風(fēng)機(jī)的葉輪主要參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化；Jung U H等[4]分析了風(fēng)機(jī)主要設(shè)計(jì)參數(shù)的影響和優(yōu)化過程，并建立優(yōu)化模型。另外，很多學(xué)者也對風(fēng)機(jī)局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)研究[5-11]，發(fā)現(xiàn)葉片形狀及結(jié)構(gòu)、蝸舌形狀、蝸殼結(jié)構(gòu)等對風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動損失及風(fēng)機(jī)性能有較大的影響。

針對高原集成式燃燒機(jī)用風(fēng)機(jī)，一個(gè)顯著的要求就是：單位質(zhì)量能夠提供足夠的風(fēng)量和盡可能高的風(fēng)壓，對風(fēng)機(jī)效率可考慮居于次要地位。本文從風(fēng)機(jī)氣動計(jì)算出發(fā)，并借助先進(jìn)的CFD技術(shù)，對燃燒機(jī)風(fēng)機(jī)進(jìn)行了開發(fā)設(shè)計(jì)，并對局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，得到了一種適合高原條件的燃燒機(jī)風(fēng)機(jī)。同時(shí)，結(jié)合風(fēng)機(jī)性能測試，驗(yàn)證風(fēng)機(jī)改進(jìn)方案的可行性。

1 氣動設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)條件

本風(fēng)機(jī)用于高原燃油燃燒機(jī)，為燃燒器提供燃燒所需的助燃風(fēng)，并形成有利的空氣動力場，使油霧與空氣混合均勻，保證充分燃燒。要求設(shè)計(jì)海拔為4 500m，風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)緊湊，具體設(shè)計(jì)條件如表1。

表1 風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)條件Tab.1 Fan design conditions

1.2 設(shè)計(jì)結(jié)果

風(fēng)機(jī)的比轉(zhuǎn)速表明了流量、全壓、轉(zhuǎn)速之間的關(guān)系。對于某一離心風(fēng)機(jī)來說，運(yùn)行工況發(fā)生改變時(shí)，流量和壓力也會發(fā)生變化，因此每一個(gè)工況點(diǎn)都會有一個(gè)比轉(zhuǎn)速。為了方便比較，規(guī)定將效率最高點(diǎn)的比轉(zhuǎn)速作為風(fēng)機(jī)的比轉(zhuǎn)速。通過計(jì)算高原燃燒機(jī)風(fēng)機(jī)比轉(zhuǎn)速為7.99，選定葉片形式為前彎型，葉輪采用多翼式強(qiáng)前彎葉片。

根據(jù)風(fēng)機(jī)傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法，計(jì)算葉輪各部分尺寸，主要參數(shù)計(jì)算結(jié)果見表2。

表2 葉輪主要參數(shù)表Tab.2 Main parameters of impeller

蝸殼型線采用不等邊基元法繪制，通過計(jì)算得到四邊長分別為Ra=0.149m，Rb=0.123m，Rc=0.101m，Rd=0.082mm，蝸殼厚度為0.09m，如圖1所示。

圖1 蝸殼結(jié)構(gòu)Fig.1 Volute casing structure

考慮風(fēng)機(jī)殼體兼做燃燒機(jī)其他部件的安裝基礎(chǔ)，而且風(fēng)機(jī)出口直接與燃燒筒連接，對蝸殼的基本結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，并在蝸殼靠近出口處增加導(dǎo)流板，使出口流動更加穩(wěn)定，最終得到風(fēng)機(jī)的基本結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Fan structure diagram

2 風(fēng)機(jī)流場數(shù)值模擬

2.1 模型建立及網(wǎng)格劃分

針對風(fēng)機(jī)的基本結(jié)構(gòu)，利用SOLIDWORKS布爾運(yùn)算抽取風(fēng)機(jī)內(nèi)部流體域。流體域主要由葉輪區(qū)、蝸殼區(qū)、進(jìn)口區(qū)和葉輪內(nèi)部區(qū)四部分構(gòu)成。為保證風(fēng)機(jī)進(jìn)口流動穩(wěn)定、出口流動充分發(fā)展，在風(fēng)機(jī)的進(jìn)、出口位置均采取加長處理[12]，如圖3所示。利用ICEM分別對四部分區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在葉輪區(qū)、進(jìn)口區(qū)和葉輪內(nèi)部區(qū)均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，由于葉輪區(qū)域的流動較復(fù)雜，速度梯度大，對該區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理[13]；蝸殼區(qū)域形狀較復(fù)雜，對該區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。同時(shí)，為保證各區(qū)域間交界面位置的數(shù)值連續(xù)，在交界面上采用相同的網(wǎng)格尺寸。

圖3 風(fēng)機(jī)流體域模型Fig.3 Fan fluid domain model

2.2 計(jì)算方法及邊界條件

利用CFD商用軟件FLUENT對風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動進(jìn)行數(shù)值模擬。湍流模型選用k-ωSST雙方程模型[14-15]，該模型在預(yù)測近壁區(qū)繞流和旋流方面精度較好，采用定常計(jì)算。葉輪區(qū)域選擇MRF多參考系模型，設(shè)置葉輪區(qū)域的轉(zhuǎn)速為2 800rpm，其它區(qū)域?yàn)殪o區(qū)域。速度-壓力耦合選用SIMPLE算法。

進(jìn)、出口邊界條件分別為速度進(jìn)口和壓力出口，進(jìn)口速度由風(fēng)機(jī)風(fēng)量和進(jìn)口面積計(jì)算得到；進(jìn)、出口邊界的湍動能和比耗散率由流速與特征長度通過經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算得到；葉輪區(qū)域內(nèi)的壁面設(shè)置為滑移壁面，相對葉輪的旋轉(zhuǎn)速度為0；其它區(qū)域壁面均設(shè)置為無滑移壁面。各區(qū)域的交界面設(shè)置為interface，確保區(qū)域內(nèi)流體連通。

為滿足高原條件，修改材料屬性空氣密度為0.737kg/m3，操作壓力為57 735Pa。

求解選用標(biāo)準(zhǔn)初始化和FMG初始化[16]，F(xiàn)MG初始化對于一些復(fù)雜的流動問題，可以給定一個(gè)較好的初值，能夠大大加快收斂速度。設(shè)置收斂殘差為10-3，同時(shí)監(jiān)控風(fēng)機(jī)的全壓波動。

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

采用4組不同的網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，通過數(shù)值模擬計(jì)算，得到4種網(wǎng)格數(shù)量下的全壓值，如下圖所示。由于278萬網(wǎng)格和380萬網(wǎng)格計(jì)算得到的全壓值相差1.5Pa，變化相對較小，可近似認(rèn)為當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于278萬時(shí)，網(wǎng)格數(shù)量對全壓值沒有影響。因此，綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算成本，取網(wǎng)格數(shù)量278萬進(jìn)行計(jì)算。

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.4 Grid independence verification

2.4 計(jì)算結(jié)果分析

通過數(shù)值模擬得到，在270m3/h流量下，風(fēng)機(jī)進(jìn)口總壓為-159.85Pa，出口總壓為35.12Pa，計(jì)算風(fēng)機(jī)全壓為194.97Pa，小于200Pa，未達(dá)到設(shè)計(jì)要求。圖5所示為在葉輪50%葉高截面上的速度流場分布情況。可以發(fā)現(xiàn)，在葉輪內(nèi)部靠近蝸殼出口的區(qū)域存在明顯的回流現(xiàn)象，空氣從葉輪左下方的葉片根部回流至右上方的葉片內(nèi)，回流區(qū)域約占葉輪內(nèi)部區(qū)域的一半，能量損失較大，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)全壓不高。

圖5 葉輪50%葉高截面速度流場分布Fig.5 Velocity flow field distribution at 50% blade height of impeller

3 風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)改進(jìn)

3.1 蝸殼結(jié)構(gòu)改進(jìn)

為減小回流區(qū)域面積，提高風(fēng)機(jī)全壓，提出了增設(shè)中心導(dǎo)流板的改進(jìn)措施。中心導(dǎo)流板固定在蝸殼內(nèi)壁上，并位于葉輪內(nèi)部，輪廓呈圓弧狀。同時(shí)改變風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)口的形狀為半圓形，確?？諝庵粡膿醢宓囊粋?cè)進(jìn)入。半圓形進(jìn)風(fēng)口也有利于設(shè)置風(fēng)門，控制風(fēng)機(jī)流量。蝸殼改進(jìn)效果如圖6所示。

圖6 蝸殼模型Fig.6 Volute model

3.2 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后結(jié)果分析

通過FLUENT數(shù)值模擬計(jì)算得到在270m3/h流量下，風(fēng)機(jī)的進(jìn)口總壓為-180.19Pa，出口總壓為34.24Pa，計(jì)算得到風(fēng)機(jī)全壓為214.43Pa。相比改進(jìn)前，全壓值有較大提高，并達(dá)到了設(shè)計(jì)要求。

圖7所示為結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的風(fēng)機(jī)在葉輪中截面上的速度流場分布情況。可以發(fā)現(xiàn)，增加中心導(dǎo)流板后，在葉輪內(nèi)部靠近蝸殼出口的區(qū)域，即中心導(dǎo)流板下方仍然存在回流現(xiàn)象，但相比圖5中未改進(jìn)時(shí)的回流區(qū)域面積顯著減小，這降低了風(fēng)機(jī)在運(yùn)行過程中造成的能量損失。圖8所示為結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后的靜壓分布云圖。圖8（a）中進(jìn)口區(qū)域，即中心擋板上側(cè)的壓力值在-200Pa等值線內(nèi)，圖8（b）中進(jìn)口的一半?yún)^(qū)域壓力值在-300Pa等值線內(nèi)，可見結(jié)構(gòu)改進(jìn)后，風(fēng)機(jī)進(jìn)口側(cè)的靜壓值相比改進(jìn)前有所降低，但出口風(fēng)壓變化不大，使得風(fēng)機(jī)全壓值增大。這一點(diǎn)，與圖7中顯示的回流區(qū)面積減小，風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動損失減小是一致的，驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)改進(jìn)的效果。

圖7 改進(jìn)后葉輪50%葉高截面速度流場Fig.7 Improved velocity flow field distribution at 50% blade height of impeller

圖8 葉輪50%葉高截面靜壓云圖分布Fig.8 Contour of static pressure at 50% blade height of impeller

圖9所示為不同流量下，風(fēng)機(jī)改進(jìn)前后的全壓值對比情況。風(fēng)機(jī)全壓整體上呈現(xiàn)隨流量的減小而增大的趨勢，但原始風(fēng)機(jī)當(dāng)流量下降至175m3/h并繼續(xù)下降時(shí)，風(fēng)機(jī)全壓基本保持不變，可看作該點(diǎn)為近失速點(diǎn)[17-18]，為風(fēng)機(jī)正常工作的左邊界點(diǎn)。在改進(jìn)后，風(fēng)機(jī)的全壓與流量關(guān)系接近線性，一方面，風(fēng)機(jī)正常工作區(qū)域變寬，不再受失速點(diǎn)的限制，另一方面，風(fēng)壓與流量間的線性關(guān)系在實(shí)際工程應(yīng)用中更便于根據(jù)燃燒機(jī)所需的風(fēng)壓準(zhǔn)確地調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)流量。

在數(shù)值上，不同流量下的風(fēng)機(jī)全壓相比未改進(jìn)時(shí)均有所增加，并且隨著流量的減小，結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的全壓增加率越大。在額定流量270m3/h下，全壓值為214.43Pa，相比改進(jìn)前全壓的增加率為10%。當(dāng)流量為123.85m3/h時(shí)，全壓的增加率達(dá)到了108%。

圖9 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后全壓值比較Fig.9 Comparison of total pressure before and after structural improvement

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 試驗(yàn)裝置及原理

為驗(yàn)證仿真設(shè)計(jì)結(jié)果的可靠性，對定型風(fēng)機(jī)（改進(jìn)后）進(jìn)行了性能試驗(yàn)。風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)裝置符合GB/T 1236-2000《工業(yè)通風(fēng)機(jī)用標(biāo)準(zhǔn)化風(fēng)道進(jìn)行性能試驗(yàn)》規(guī)定，應(yīng)用風(fēng)洞整流原理保證風(fēng)室內(nèi)流動穩(wěn)定，在風(fēng)室中布置多個(gè)噴嘴，流量測試范圍為10～816m3/h，示意圖如圖10所示。裝置主要的測試元件有：靜壓變送器、電壓電流變送器、溫濕度變送器、大氣壓力變送器、噴嘴壓差變送器等。風(fēng)室靜壓值為同一截面上4個(gè)壁測孔的靜壓平均值，噴嘴壓差變送器與測孔布置相同，通過PID參數(shù)調(diào)節(jié)可以控制變頻器的輸出，控制輔助風(fēng)機(jī)實(shí)現(xiàn)預(yù)定背壓值，采用“定靜壓”方式測量風(fēng)機(jī)相關(guān)性能參數(shù)。

圖10 試驗(yàn)裝置Fig.10 Experimental apparatus

4.2 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬對比

試驗(yàn)環(huán)境為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，空氣密度為1.29kg/m3，高原環(huán)境空氣密度為0.737kg/m3。將試驗(yàn)值根據(jù)下式折算至高原環(huán)境下的風(fēng)壓值。

圖11展示了折算至高原下的試驗(yàn)全壓與數(shù)值模擬全壓值的對比情況。從圖中可知，不同流量下實(shí)驗(yàn)測試與數(shù)值模擬得到的全壓值變化基本一致，其中模擬全壓值略大于實(shí)測值，一方面由于在建立蝸殼的流體域模型時(shí)對部分區(qū)域做了簡化，忽略內(nèi)部一些安裝座和安裝孔，流動阻力和泄漏減少；另一方面，由于本風(fēng)機(jī)是由上、下蝸殼和側(cè)蓋通過螺栓連接組成，接觸面較粗糙且無密封墊，風(fēng)機(jī)殼體連接處有一定泄漏損失。在流量較小時(shí)，模擬值與試驗(yàn)值差值增大，這是因?yàn)轱L(fēng)機(jī)流量減小，風(fēng)壓增大，殼體連接處泄漏增加，造成風(fēng)機(jī)的實(shí)測全壓略低。綜上所述，試驗(yàn)測試驗(yàn)證了本風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)目標(biāo)，確認(rèn)了結(jié)構(gòu)改進(jìn)的合理性。

圖11 模擬值與試驗(yàn)值比較Fig.11 Comparison of simulated value and experimental value

5 結(jié)語

本文基于氣動計(jì)算和數(shù)值模擬，針對葉輪內(nèi)部的回流現(xiàn)象，對風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，得到如下結(jié)論：

1）數(shù)值模擬結(jié)果表明，增加中心導(dǎo)流板，將圓形進(jìn)口改為半圓形進(jìn)口能增大風(fēng)機(jī)全壓，在額定流量下，全壓增長率為10%；風(fēng)機(jī)全壓與流量關(guān)系接近線性，風(fēng)機(jī)正常工作范圍變大，同時(shí)，便于風(fēng)機(jī)負(fù)荷調(diào)控。

2）改進(jìn)后風(fēng)機(jī)的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)測量基本一致，證明本文的數(shù)值計(jì)算模型及風(fēng)機(jī)改進(jìn)結(jié)果的可靠性。