擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)性能的影響

李 松 施正香 王康樂(lè) 孔維雙 丁 濤

(1.中國(guó)農(nóng)業(yè)大學(xué) 水利與土木工程學(xué)院，北京 100083； 2.北京市供水管網(wǎng)與安全節(jié)能中心，北京 100083； 3.農(nóng)業(yè)農(nóng)村部設(shè)施農(nóng)業(yè)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083； 4.北京首農(nóng)畜牧發(fā)展有限公司 白城分公司，吉林 白城 137000)

軸流通風(fēng)機(jī)是一種主要由集流器、葉輪、機(jī)殼和擴(kuò)散器等組成的增加氣體能量的旋轉(zhuǎn)葉輪機(jī)械。農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)因其具有安裝便捷，通風(fēng)效果好等優(yōu)點(diǎn)，在畜禽舍及廠房通風(fēng)系統(tǒng)中應(yīng)用廣泛[1-5]。近年來(lái)國(guó)內(nèi)研制了一系列低壓大流量的農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)，以滿足畜禽舍夏季通風(fēng)的需要[6-9]，但目前軸流風(fēng)機(jī)在各組件的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和適配方面仍存在較多問(wèn)題[10-13]。擴(kuò)散器是農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)的主要組件，對(duì)農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)性起著重要的作用，設(shè)計(jì)良好的擴(kuò)散器相比未安裝擴(kuò)散器的風(fēng)機(jī)，可以有效提高農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)靜壓和效率，顯著降低通風(fēng)噪聲。由于農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)的出風(fēng)口速度大，其出風(fēng)口動(dòng)壓仍然很大，約占全壓的30%以上[14]，對(duì)于有些流量大而壓力較低的農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)，其出風(fēng)口動(dòng)能占到風(fēng)機(jī)全壓的50%左右[15]。因此，擴(kuò)散器的設(shè)置和良好的設(shè)計(jì)顯得尤為重要。

目前，針對(duì)擴(kuò)散器的國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究較少，已有研究表明擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)對(duì)農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)性能有重要影響[16-17]。當(dāng)下對(duì)于擴(kuò)散器的研究主要集中在礦井和地鐵隧道通風(fēng)機(jī)方面，其中包括擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)對(duì)風(fēng)機(jī)效率的影響[18]，離心風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)[11,19]，新型帽檐擴(kuò)散器的設(shè)計(jì)[12]。農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器的進(jìn)出風(fēng)口直徑比及擴(kuò)散角是擴(kuò)散器設(shè)計(jì)的重點(diǎn)和難點(diǎn)。目前適用于我國(guó)的畜禽舍農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器的優(yōu)化設(shè)計(jì)研究較少，國(guó)內(nèi)風(fēng)機(jī)廠家的擴(kuò)散器設(shè)計(jì)大多依靠經(jīng)驗(yàn)。

本研究基于一款原型農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)，擬采用風(fēng)室試驗(yàn)和CFD數(shù)值模擬相結(jié)合的方式，對(duì)擴(kuò)散器的擴(kuò)散角和擴(kuò)散器長(zhǎng)度進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，以期為國(guó)內(nèi)風(fēng)機(jī)廠家提供一定的優(yōu)化路線，同時(shí)達(dá)到提高風(fēng)機(jī)風(fēng)量和能效比的目的。

1 試驗(yàn)裝置及方法

1.1 試驗(yàn)平臺(tái)

原型風(fēng)機(jī)性能參數(shù)測(cè)試試驗(yàn)在中國(guó)農(nóng)業(yè)大學(xué)農(nóng)業(yè)部設(shè)施農(nóng)業(yè)工程重點(diǎn)試驗(yàn)室進(jìn)行。測(cè)試平臺(tái)(圖1)的最大風(fēng)量為60 000 m3/h，額定功率為37 kW，采用變頻直流方式對(duì)變頻輔助風(fēng)機(jī)進(jìn)行30～1 500 r/min的調(diào)速。測(cè)試平臺(tái)包括：變頻輔助風(fēng)機(jī)、整流網(wǎng)、噴嘴、畢托管及待測(cè)風(fēng)機(jī)。其中，變頻輔助風(fēng)機(jī)用來(lái)形成風(fēng)速條件；整流金屬網(wǎng)可以使待測(cè)風(fēng)機(jī)入口的氣流更平穩(wěn)，消除因氣壓調(diào)節(jié)而造成的氣流不平穩(wěn)的問(wèn)題；壁面噴嘴可以提高氣流速度；傾斜畢托管微壓力計(jì)連接在噴嘴前后，測(cè)量空氣的流量和靜壓差。

1.變頻輔助風(fēng)機(jī)；2.整流網(wǎng)；3.噴嘴；4.畢托管；5.待測(cè)風(fēng)機(jī) 1.Frequency conversion auxiliary fan； 2.Rectifying the net； 3.Nozzles； 4.Pitot；5.Fan to be testeds圖1 農(nóng)業(yè)設(shè)施通風(fēng)設(shè)備性能測(cè)試平臺(tái)Fig.1 Performance test platform of agricultural facility ventilation equipment

1.2 試驗(yàn)儀器

原型風(fēng)機(jī)采用越南ATK集團(tuán)生產(chǎn)的ATK48HS3P1H型負(fù)壓式軸流風(fēng)機(jī)(圖2)，基本參數(shù)如下：葉片為鑄鋁機(jī)翼式，外框?yàn)椴Ａт摾w維，外框尺寸140 cm×140 cm×108 cm，百葉窗為雙排15柵，電動(dòng)機(jī)額定功率0.75 kW，葉輪額定轉(zhuǎn)速580 r/min，擴(kuò)散器長(zhǎng)575 mm，擴(kuò)散角10°，擴(kuò)散器進(jìn)出口直徑分別為612和821 mm。

本試驗(yàn)選用美國(guó)VALHALLA SCIENTIFIC公司的HARMONIC POWER ANALYZER 2400數(shù)字功率分析儀測(cè)量電機(jī)的實(shí)時(shí)電壓、電流、功率；選用日本新寶SHIMPO的DT-315 N多功能型頻閃儀測(cè)量原型風(fēng)機(jī)葉片的轉(zhuǎn)數(shù)；選用臺(tái)灣泰仕公司的TES-1161型溫濕度計(jì)測(cè)量試驗(yàn)環(huán)境的溫度、濕度、大氣壓強(qiáng)。

圖2 原型風(fēng)機(jī)(a)和葉輪結(jié)構(gòu)(b)Fig.2 Prototype fan (a) and impeller structure (b)

1.3 試驗(yàn)方法

原型風(fēng)機(jī)在測(cè)試過(guò)程中采用調(diào)節(jié)輔助風(fēng)機(jī)的轉(zhuǎn)速，調(diào)節(jié)被測(cè)試風(fēng)機(jī)相對(duì)于周圍大氣的入口靜壓的相對(duì)值，使其達(dá)到被測(cè)試風(fēng)機(jī)入口所需要的入口靜壓值，進(jìn)而完成整個(gè)性能測(cè)試。詳細(xì)測(cè)試方法參照文獻(xiàn)[20]。

2 數(shù)值模擬

2.1 幾何模型

選用手持式三維激光掃描儀HendySCAN對(duì)原型風(fēng)機(jī)的葉片進(jìn)行掃描處理，計(jì)算機(jī)處理關(guān)鍵點(diǎn)集位置數(shù)據(jù)，采用逆向工程方法還原原型機(jī)的葉片造型信息[21-22]。采用NX 12.0建模軟件，建立風(fēng)機(jī)幾何模型(圖3(a))。將原型風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)分為2部分，分別為風(fēng)機(jī)段和擴(kuò)散器段(圖3(b))。

2.2 數(shù)值計(jì)算

2.2.1計(jì)算域及網(wǎng)格劃分

對(duì)于軸流風(fēng)機(jī)進(jìn)口及延伸段，考慮到進(jìn)口段連接于密閉風(fēng)室試驗(yàn)臺(tái)，因此將風(fēng)機(jī)進(jìn)口端加一個(gè)274 cm×274 cm×85 cm的入口計(jì)算域，與風(fēng)機(jī)進(jìn)口共同作為計(jì)算模型的進(jìn)口段；對(duì)于風(fēng)機(jī)出口，在風(fēng)機(jī)出口段后設(shè)置空氣域，作為風(fēng)室外部空間域(圖4(a))，尺寸為550 cm×550 cm×550 cm。

采用ICEM 15.0軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，考慮到任務(wù)量和計(jì)算時(shí)長(zhǎng)等因素，對(duì)電機(jī)和皮帶輪等組件簡(jiǎn)化處理，整個(gè)計(jì)算域模型采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分，以提高網(wǎng)格對(duì)復(fù)雜結(jié)構(gòu)的適應(yīng)性；對(duì)擴(kuò)散器近壁面和葉片表面等部位，采取網(wǎng)格局部加密，以提高計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)[23]，數(shù)值模擬與試驗(yàn)數(shù)據(jù)符合工程應(yīng)用的一般誤差要求，最終整個(gè)計(jì)算域(圖4(b))共劃分245.6萬(wàn)網(wǎng)格，其中最小單元網(wǎng)格邊長(zhǎng)為2，網(wǎng)格質(zhì)量均大于0.4。

φ為擴(kuò)散角；D1、D2分別為擴(kuò)散器進(jìn)出口直徑。 φ is the spread angle； D1 and D2 are the diameters of the diffuser inlet and outlet， respectively. 1.風(fēng)機(jī)葉片；2.軸流風(fēng)機(jī)；3.擴(kuò)散器 1.Fan blade； 2.Axial fan； 3.Diffuser圖3 風(fēng)機(jī)幾何模型(a)及結(jié)構(gòu)示意圖(b)Fig.3 Fan geometric model (a) and structure diagram (b)

1.入口計(jì)算域；2.風(fēng)機(jī)計(jì)算域；3.地面邊界；4.開(kāi)放邊界；5.出口計(jì)算域 1.Input computational domain； 2.Fan computational domain； 3.Ground boundary； 4.Open boundary； 5.Output computational domain圖4 計(jì)算域模型(a)及計(jì)算域網(wǎng)格(b)Fig.4 Computational domain model (a) and grid (b)

2.2.2邊界條件及求解控制參數(shù)

計(jì)算域邊界條件如下：進(jìn)口設(shè)為壓力入口，靜壓值設(shè)為性能試驗(yàn)過(guò)程中測(cè)得的入口靜壓值；出口設(shè)置為自由出口，由于與大氣直接連接，相對(duì)靜壓設(shè)置為0 Pa。葉輪、擴(kuò)散器和地面等固體邊界設(shè)為壁面邊界；旋轉(zhuǎn)域設(shè)定旋轉(zhuǎn)速度，動(dòng)靜交界面采用Frozen Rotor方法。

2.2.3求解控制參數(shù)

由于該風(fēng)機(jī)屬于低壓農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)，計(jì)算時(shí)可認(rèn)為氣體物性參數(shù)沒(méi)有發(fā)生改變，即不可壓縮氣體。壓力-速度耦合選擇SIMPLE算法，采用有限體積法作為控制方程所采用的離散方法，離散格式采用二階迎風(fēng)格式。

低壓軸流通風(fēng)機(jī)的數(shù)值模擬計(jì)算湍流模型選取上，目前普遍選取有Standard k-ε模型[24]，RNG k-ε模型[25]，SST k-ω模型[12]。Standard k-ε模型適合絕大多數(shù)的工程要求，適用完全湍流場(chǎng)，穩(wěn)定性強(qiáng)、經(jīng)濟(jì)性高；RNG k-ε模型在處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大的流動(dòng)效果更好；SST k-ω模型可以精確的預(yù)測(cè)流動(dòng)的開(kāi)始和負(fù)壓力梯度條件下流體的分離量，考慮了湍流剪切應(yīng)力[26]。為選擇更適用于本模型的湍流方程，分別采用3種湍流模型對(duì)原型風(fēng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值模擬。圖5示出不同湍流模型模擬的通風(fēng)量和能效比。

圖5 風(fēng)機(jī)不同湍流模型模擬的通風(fēng)量(a)和能效比(b)Fig.5 Air volume (a) and energy efficiency ratio (b) simulated by different turbulence models of wind turbines

可以看出，在通風(fēng)量的求解中，Standard k-ε、RNG k-ε 2種湍流模型的結(jié)果比較接近，兩者與試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差均在5%以內(nèi)，SST k-ω模型相比誤差更大。在能效比的求解中，RNG k-ε、Standard k-ε、SST k-ω模型的誤差逐次增大。數(shù)值模擬的結(jié)果均稍微大于試驗(yàn)結(jié)果，這是因?yàn)樵跀?shù)值模擬中湍流模型是一種半經(jīng)驗(yàn)的模型，難免會(huì)出現(xiàn)誤差，另外在建模過(guò)程中，為網(wǎng)格劃分的方便，模型簡(jiǎn)化了電機(jī)、輪轂、電機(jī)支架等結(jié)構(gòu)。結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果和工程實(shí)際應(yīng)用情況[27]，本研究擬選擇RNG k-ε模型進(jìn)行數(shù)值模擬。

2.3 基本控制方程

流體流動(dòng)控制方程有質(zhì)量、能量、動(dòng)量以及組分質(zhì)量守恒方程，各控制方程表示為如下通用形式：

(1)

式中：φ為通用變量，代表u、v、w、T等求解變量；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；S為廣義源項(xiàng)。式(1)中各項(xiàng)依次為瞬態(tài)項(xiàng)、對(duì)流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)。

2.4 參數(shù)定義

1)風(fēng)量?jī)?yōu)化量τ。

(2)

式中:Q為改進(jìn)后風(fēng)機(jī)通風(fēng)量，m3/h；Q0為原型機(jī)通風(fēng)量，m3/h。

2)通風(fēng)能效比N。

(3)

式中:Q為改進(jìn)后風(fēng)機(jī)的通風(fēng)量，m3/h；Pe為電機(jī)輸入功率，W。

3)擴(kuò)散器靜壓恢復(fù)系數(shù)CP。

(4)

其中：

n=Aout/Ain

式中:ζd為擴(kuò)散器的損失系數(shù)；n為擴(kuò)散器的擴(kuò)散度；Aout、Ain分別為擴(kuò)散器出口、入口流通面積，m2。

4)擴(kuò)散器損失系數(shù)ζd[28]。

(5)

式中:ζf為擴(kuò)散器摩擦損失系數(shù)，本研究取ζf=0.025；Ki為沖擊完善系數(shù)，可查詢Ki-φ關(guān)系曲線獲得。

5)擴(kuò)散器風(fēng)速分布均勻度γ[11]。

(6)

式中：v0為出口中心點(diǎn)風(fēng)速，m/s；u為出口平均積分風(fēng)速，m/s。

3 結(jié)果分析

擴(kuò)散器的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要包括擴(kuò)散器進(jìn)出口直徑、擴(kuò)散角與擴(kuò)散器長(zhǎng)度。本研究是在風(fēng)機(jī)進(jìn)口及葉輪段結(jié)構(gòu)不發(fā)生變化的情況下，即擴(kuò)散器進(jìn)口直徑不變，重點(diǎn)對(duì)擴(kuò)散角φ與擴(kuò)散器長(zhǎng)度L這2個(gè)參數(shù)進(jìn)行模擬研究，從中得出擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)參數(shù)與風(fēng)機(jī)性能的關(guān)系。

3.1 擴(kuò)散角φ對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響

在保持原型風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器長(zhǎng)度L=575 mm不變的情況下，改變擴(kuò)散角φ得到從3°～25°取值的21組不同角度的軸流風(fēng)機(jī)模型，由數(shù)值模擬計(jì)算各個(gè)模型不同工況下的性能參數(shù)。圖6(a)示出擴(kuò)散角對(duì)靜壓恢復(fù)系數(shù)、風(fēng)速分布均勻度的影響：擴(kuò)散器靜壓恢復(fù)系數(shù)隨著擴(kuò)散角的增大先增加后減小，擴(kuò)散角在10°～12°取得較大值；擴(kuò)散器風(fēng)速分布均勻度隨著擴(kuò)散角的增大不斷波動(dòng)，在擴(kuò)散角φ=12°、13°、25°時(shí)風(fēng)速分布較均勻。結(jié)合擴(kuò)散器靜壓恢復(fù)系數(shù)和風(fēng)速分布均勻度分析，擴(kuò)散角φ=13°、25°時(shí)雖然風(fēng)速分布均勻度較高，但是靜壓恢復(fù)系數(shù)很低，不能很好地提高擴(kuò)散器的性能，擴(kuò)散角φ=12°恰能滿足擴(kuò)散器靜壓恢復(fù)系數(shù)和風(fēng)速分布均勻度同時(shí)達(dá)到較大值的條件。

圖6 擴(kuò)散角對(duì)靜壓恢復(fù)系數(shù)、風(fēng)速分布均勻度(a)和風(fēng)量?jī)?yōu)化量、能效比(b)的影響Fig.6 Influence of spread angle on static pressure recovery coefficient, wind speed distributionuniformity (a), optimized air volume, and energy efficiency ratio (b)

風(fēng)量?jī)?yōu)化量隨著擴(kuò)散角的增加呈先增大而后緩慢下降的趨勢(shì)(圖6(b))，在φ=12°時(shí)達(dá)到較大值，此時(shí)τ=1.06，風(fēng)量為36 703.5 m3/h，相比原型風(fēng)機(jī)提高6.11%；能效比曲線的變化趨勢(shì)與風(fēng)量?jī)?yōu)化量的趨勢(shì)整體一致，在φ=12°時(shí)取得了最大值39.95 m3/(h·W)，相比原型風(fēng)機(jī)提高7.83%。采用靜壓恢復(fù)系數(shù)、風(fēng)速分布均勻度、風(fēng)量?jī)?yōu)化量、能效比4個(gè)指標(biāo)的綜合分析，擴(kuò)散角為12°時(shí)風(fēng)機(jī)性能較優(yōu)。

3.1.1擴(kuò)散器出口截面動(dòng)壓云圖

當(dāng)擴(kuò)散器長(zhǎng)度L=575 mm保持不變，分別對(duì)擴(kuò)散角為3°、6°、10°(原型風(fēng)機(jī))、12°、19°、25°的擴(kuò)散器模型進(jìn)行數(shù)值模擬，擴(kuò)散器出口截面動(dòng)壓云圖見(jiàn)圖7?？梢?jiàn)，各截面處均出現(xiàn)3個(gè)大小一致的高壓區(qū)，該區(qū)域正對(duì)葉片的位置，空氣流速較高；3個(gè)高壓區(qū)包圍一個(gè)低壓區(qū)，該區(qū)正對(duì)輪轂位置，應(yīng)是擾流造成的低速區(qū)。隨著擴(kuò)散角的增加，擴(kuò)散器出口截面的壓力梯度呈先減小后增大的變化趨勢(shì)，在φ=12°時(shí)壓力梯度達(dá)到最小，相比原型風(fēng)機(jī)的最大動(dòng)壓可降低35.65 Pa，此時(shí)可以最大程度的提高擴(kuò)散器回收靜壓的能力。

圖7 不同擴(kuò)散角φ下擴(kuò)散器出口截面動(dòng)壓云圖Fig.7 Dynamic pressure cloud diagram of diffuser outlet section under different spread angles φ

3.1.2擴(kuò)散器中截面速度云圖及出口流線圖

圖8示出不同擴(kuò)散角下的擴(kuò)散器中截面速度云圖及出口流線?？芍?，擴(kuò)散器中低流速區(qū)隨著擴(kuò)散角的增大，呈先減小后增大的趨勢(shì)；當(dāng)擴(kuò)散角為12°時(shí)，擴(kuò)散器內(nèi)的低流速區(qū)達(dá)到最小，擴(kuò)散器內(nèi)空氣整體流速更加均勻，有利于舍內(nèi)的空氣流通。當(dāng)擴(kuò)散角為12°時(shí)，擴(kuò)散器出口平均流速為5.9 m/s，高于原型風(fēng)機(jī)出口流速，未顯著影響擴(kuò)散器內(nèi)速度分布均勻程度。由擴(kuò)散器出口流線圖，可見(jiàn)軸心處出現(xiàn)3個(gè)渦流，正對(duì)葉輪方向，渦流位置大致與葉片重合。隨著擴(kuò)散角的增大，渦流尺寸呈先減小后增加的趨勢(shì)；在擴(kuò)散角為12°時(shí)，渦流尺寸達(dá)到最大。由于輪轂的存在，在風(fēng)機(jī)運(yùn)行過(guò)程中葉根處產(chǎn)生的渦旋會(huì)干擾空氣的運(yùn)動(dòng)，但有利于提高擴(kuò)散器內(nèi)部的速度分布均勻度。

由上述分析可初步得出，當(dāng)擴(kuò)散器尺寸L=575 mm，φ=12°時(shí)，擴(kuò)散器可以有效地提高風(fēng)機(jī)的風(fēng)量及能效比，對(duì)于風(fēng)速分布均勻度也有改善。為進(jìn)一步驗(yàn)證以上結(jié)論，保持?jǐn)U散角φ=12°不變，探究擴(kuò)散器長(zhǎng)度L對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響。

紅色箭頭所指為擴(kuò)散器出口截面流線，圖10同。 The red arrow in theFigure indicates the flow diagram of diffuser outlet section. The same asFig.10.圖8 擴(kuò)散器中截面速度云圖及出口流線Fig.8 Cross-sectional velocity cloud diagram and exit streamline diagram in the diffuser

3.2 擴(kuò)散器長(zhǎng)度L對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響

保持?jǐn)U散角φ=12°不變，分別對(duì)擴(kuò)散器長(zhǎng)度L在485～665 mm變化中的11種擴(kuò)散器模型進(jìn)行數(shù)值模擬，風(fēng)機(jī)風(fēng)量和能效比見(jiàn)表2。隨著擴(kuò)散器長(zhǎng)度的增大，風(fēng)機(jī)風(fēng)量呈先增加后減小的趨勢(shì)，在L=575 mm 時(shí)取得最大值，風(fēng)量?jī)?yōu)化量τ=1.06，相比原型風(fēng)機(jī)風(fēng)量提高2 114 m3/h。能效比的變化趨勢(shì)整體與風(fēng)量變化一致，在L=575 mm時(shí)能效比提高2.9 m3/(h·W)。究其原因，隨著擴(kuò)散器長(zhǎng)度的增加，出風(fēng)口流線的發(fā)散時(shí)間被延長(zhǎng)，氣流有更多的時(shí)間在擴(kuò)散器中運(yùn)動(dòng)；當(dāng)擴(kuò)散器長(zhǎng)度大于最優(yōu)長(zhǎng)度，壁面摩擦阻力對(duì)氣流的作用變得更加顯著，阻礙氣流的運(yùn)動(dòng)。

3.2.1擴(kuò)散器出口截面動(dòng)壓云圖

擴(kuò)散角φ=12°保持不變，分別對(duì)擴(kuò)散器長(zhǎng)度L為485、555、565、585、595、665 mm的擴(kuò)散器模型進(jìn)行數(shù)值模擬，擴(kuò)散器出口截面動(dòng)壓云圖見(jiàn)圖9。可見(jiàn)，各高壓區(qū)的面積及分布基本相同，隨著擴(kuò)散器長(zhǎng)度L的增加，出口截面的動(dòng)壓先減小再增大。對(duì)比圖7(d)，動(dòng)壓在0～188.09 Pa變化，當(dāng)L=575 mm 時(shí)，動(dòng)壓達(dá)到最小，L>575 mm時(shí)，擴(kuò)散器回收動(dòng)能的能力逐漸降低。延長(zhǎng)擴(kuò)散器長(zhǎng)度L可在一定程度上降低擴(kuò)散器出口動(dòng)壓。

表2 不同擴(kuò)散器長(zhǎng)度的風(fēng)機(jī)風(fēng)量和能效比Table 2 Fan air volume and energy efficiency ratio of different diffuser lengths

圖9 不同擴(kuò)散器長(zhǎng)度L下擴(kuò)散器出口截面動(dòng)壓云圖Fig.9 Dynamic pressure cloud diagram of diffuser outlet section under different diffuser lengths

3.2.2擴(kuò)散器中截面速度云圖及出口流線圖

圖10示出擴(kuò)散器中截面速度云圖及出口流線圖。可知，隨著擴(kuò)散器長(zhǎng)度L的增加，速度場(chǎng)未有明顯變化；L=575 mm時(shí)，擴(kuò)散器內(nèi)的低速區(qū)分布均勻度明顯優(yōu)于其他模型。當(dāng)L<575 mm時(shí)，隨著擴(kuò)散器長(zhǎng)度L的增加，環(huán)狀壁面對(duì)空氣流動(dòng)的約束作用距離增加，有效的減少了氣體的能量擴(kuò)散；當(dāng)L>575 mm時(shí)，壁面對(duì)氣流摩阻力的作用效果超過(guò)了集流的動(dòng)力，致使風(fēng)量下降。對(duì)比出口流線圖，軸心處的3個(gè)渦流呈先增大后減小趨勢(shì)；在L=575 mm 時(shí)，渦流尺寸最大，此時(shí)渦流造成擴(kuò)散器出口有效截面積最小，局部阻力較大，提高了農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)的風(fēng)量和能效比。對(duì)比速度云圖，隨著擴(kuò)散器長(zhǎng)度L的增加，主流速度區(qū)更偏向擴(kuò)散器上壁面，加劇了擴(kuò)散器下壁面回流的強(qiáng)度，導(dǎo)致擴(kuò)散器回收動(dòng)能的效果降低。

圖10 擴(kuò)散器中截面速度云圖及出口流線圖Fig.10 Cross-sectional velocity cloud diagram and exit streamline diagram in the diffuse

由單因素分析可知，φ=12°，L=575 mm為該軸流風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器的較優(yōu)參數(shù)。為驗(yàn)證上述結(jié)論，特別地對(duì)φ=11.5°、12.5°，L=565、585 mm進(jìn)行交叉模擬，風(fēng)機(jī)性能參數(shù)見(jiàn)表3。可知，對(duì)風(fēng)量、能效比和擴(kuò)散器速度分布均勻度3個(gè)指標(biāo)，各組合的風(fēng)機(jī)性能均低于原型風(fēng)機(jī)。綜合分析，φ=12°、L=575 mm 為最優(yōu)參數(shù)組合。

3.3 原型和優(yōu)化風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器湍動(dòng)能圖

圖11示出原型風(fēng)機(jī)和優(yōu)化風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器S1～S4截面湍動(dòng)能圖，S1～S4截面均垂直于出流方向(Z)，圖示黑色框線區(qū)域?yàn)橄噜徣~片通道內(nèi)的湍動(dòng)能區(qū)。可見(jiàn)，沿?cái)U(kuò)散器出口方向，擴(kuò)散器邊界處較高值的湍動(dòng)能區(qū)域逐漸減小，并向葉片方向聚集；在相鄰葉片通道之間的低湍動(dòng)能區(qū)域逐漸增大，擴(kuò)散器湍流動(dòng)能越來(lái)越弱，速度梯度減小。S1截面取自葉片環(huán)出口處，優(yōu)化風(fēng)機(jī)和原型風(fēng)機(jī)在葉片環(huán)上無(wú)造型差別，故S1截面的湍動(dòng)能圖兩者基本一致；S1截面除擴(kuò)散器壁面的高湍流動(dòng)能區(qū)外，在葉片處形成較高的湍動(dòng)能區(qū)，為動(dòng)能損失容易產(chǎn)生的區(qū)域。由S2截面可見(jiàn)，優(yōu)化風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器在葉片通道內(nèi)的低湍流動(dòng)能區(qū)相比原型風(fēng)機(jī)呈增加的趨勢(shì)，但因截面距離葉片環(huán)較近，無(wú)明顯差異。由S3截面可見(jiàn)，優(yōu)化風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器在葉片通道內(nèi)的低湍流動(dòng)能區(qū)相比原型風(fēng)機(jī)有明顯增大，原型風(fēng)機(jī)因湍流造成的動(dòng)能損失更大，進(jìn)而降低擴(kuò)散器動(dòng)壓的回收效果。S4截面為擴(kuò)散器出口面，優(yōu)化風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器的低湍流動(dòng)能區(qū)域面積明顯大于原型風(fēng)機(jī)。通過(guò)原型和優(yōu)化風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器截面圖的對(duì)比，可知因湍流動(dòng)能區(qū)域的改變減小了擴(kuò)散器動(dòng)能損失，增強(qiáng)了擴(kuò)散器動(dòng)壓轉(zhuǎn)為靜壓的效果。

表3 交叉模擬風(fēng)機(jī)性能表Table 3 Cross simulation fan performanceTable

S1、S2和S3分別為Z=0、Z=200和Z=400 mm,處截面；S4為擴(kuò)散器出口截面。 S1, S2 and S3 are the cross-sections at Z=0, Z=200 and Z=400 mm, respectively; S4 is the outlet section of the diffuser.圖11 原型風(fēng)機(jī)(a)和優(yōu)化風(fēng)機(jī)(b)的擴(kuò)散器S1～S4截面湍動(dòng)能圖Fig.11 Turbulence kinetic energy diagram of the diffuser S1-S4 of the prototype (a) and the optimized fan (b)

4 結(jié) 論

本研究以ATK集團(tuán)的負(fù)壓軸流風(fēng)機(jī)為原型，采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對(duì)該風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器長(zhǎng)度和擴(kuò)散角進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，采用單因素分析和交叉模擬分析，以靜壓恢復(fù)系數(shù)、風(fēng)速分布均勻度、風(fēng)量?jī)?yōu)化量、能效比作為風(fēng)機(jī)性能評(píng)價(jià)指標(biāo)，得出了擴(kuò)散器出口動(dòng)壓及湍動(dòng)能分布情況，并分析了擴(kuò)散器內(nèi)部流場(chǎng)特征，結(jié)論如下：

1)農(nóng)用負(fù)壓軸流風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器處氣流容易產(chǎn)生渦旋，從而提高農(nóng)用軸流風(fēng)機(jī)出風(fēng)口的靜壓，采用改變擴(kuò)散器長(zhǎng)度和擴(kuò)散角的方式，可以有效改善擴(kuò)散器內(nèi)的速度分布均勻度，提高風(fēng)機(jī)的風(fēng)量及能效比，增強(qiáng)回收動(dòng)壓的能力。

2)當(dāng)擴(kuò)散器長(zhǎng)度保持575 mm時(shí)，擴(kuò)散器靜壓恢復(fù)系數(shù)隨著擴(kuò)散角的增大先增加后減小，擴(kuò)散器風(fēng)速分布均勻度隨著擴(kuò)散角的增大不斷波動(dòng)，風(fēng)量?jī)?yōu)化量和能效比隨著擴(kuò)散角的增大呈現(xiàn)出相似的駝峰形曲線，φ=12°時(shí)，各性能參數(shù)同時(shí)達(dá)到較大值。當(dāng)擴(kuò)散器角度保持12°時(shí)，風(fēng)量?jī)?yōu)化量和能效比隨著擴(kuò)散器長(zhǎng)度的增大呈先增加后減小，在L=575 mm 時(shí)，風(fēng)機(jī)性能最優(yōu)。經(jīng)單因素分析和交叉模擬結(jié)果的相互驗(yàn)證，可以確定擴(kuò)散器最優(yōu)參數(shù)為φ=12°，L=575 mm；在此參數(shù)下，擴(kuò)散器動(dòng)壓變化梯度最小，風(fēng)機(jī)風(fēng)量和能效比分別提高6.11%和7.83%。

3)對(duì)于擴(kuò)散器性能的評(píng)價(jià)，從靜壓恢復(fù)系數(shù)、風(fēng)速分布均勻度、風(fēng)量?jī)?yōu)化量、能效比4個(gè)方面綜合分析，可以作為評(píng)價(jià)農(nóng)用通風(fēng)機(jī)性能的指標(biāo)。