進氣箱對軸流風(fēng)機性能影響的研究

陳 欣 劉俊偉 郭必敏 張舜鑫 吳凱旋

（中國電建集團透平科技有限公司）

0 引言

進氣箱是大型電站引風(fēng)機葉輪進口前的導(dǎo)流部件，氣流沿豎直方向進入，作近90°拐彎的同時繞流護軸管，經(jīng)不規(guī)則幾何的收斂段流入轉(zhuǎn)子，出口速度梯度較大，流動分布不均勻，其內(nèi)部流動較為復(fù)雜，流動損失較大，對葉輪級的工作性能有著較大的影響，因而進氣箱結(jié)構(gòu)的好壞很大程度上影響了風(fēng)機的整機運行效率[1]。石匯林等[2]采用數(shù)值模擬的方法研究了動調(diào)軸流引風(fēng)機不同配置時進氣箱內(nèi)部的三維流場，分析了內(nèi)部流動損失的原因，并通過與實驗結(jié)果比較驗證了數(shù)值計算的精度。李景銀等[3]對軸流風(fēng)機多工況的整機三維流場進行了數(shù)值計算研究，著重分析了內(nèi)部的流動和出口的速度分布對風(fēng)機性能的影響，結(jié)果表明符合良好流場設(shè)計原則的進氣箱內(nèi)部出現(xiàn)了明顯的流動分離，該分離導(dǎo)致軸流風(fēng)機效率明顯下降，但出口壓力卻略有上升。羅勇等[4-5]對300MW火電機組軸流引風(fēng)機的進氣箱進行了改型設(shè)計，并通過實驗測試的方法研究了改型前后進氣箱內(nèi)部的流動狀況，結(jié)果表明對進氣箱局部尺寸優(yōu)化可使其內(nèi)部流動變得更規(guī)則，增大進氣箱進出口的面積比可減少出口截面上的回流，有利于葉輪內(nèi)部的氣流流動。吳克啟等[6]使用三維粒子動態(tài)分析儀對包含復(fù)雜形狀進氣箱的旋轉(zhuǎn)葉內(nèi)的三維流場，在周向不同位置進行了激光測量并與不帶進氣箱的該旋轉(zhuǎn)葉片排內(nèi)的流場作了對比，測量結(jié)果揭示了其流動圖譜沿周向不同位置的各不相同性，實驗考察了這類復(fù)雜進氣箱對旋轉(zhuǎn)葉輪內(nèi)流場的復(fù)雜影響。

雖然對軸流風(fēng)機進氣箱的內(nèi)部流動和整機性能的影響的研究很多，但對進氣箱流動損失的具體值的研究還較少。本研究使用成熟的商業(yè)軟件ANSYS CFX對軸流引風(fēng)機進氣箱內(nèi)部三維流場進行數(shù)值模擬，分析不同大小尺寸進氣箱的壓力損失及出口速度分布。通過對多種進氣箱的數(shù)值計算，研究其內(nèi)部的流場特性，并通過實驗的測試數(shù)據(jù)進行對比分析，探討其內(nèi)部流動損失的原因，找到進氣箱氣動性能較優(yōu)的設(shè)計方案，為進氣箱結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 研究模型與數(shù)值方法

1.1 物理模型

圖1 為0.5 輪轂比的雙級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機示意圖，為了快速對該風(fēng)機的進氣箱進行改型研究和數(shù)值模擬計算，本研究只對進氣箱部分進行仿真計算，不帶轉(zhuǎn)子和擴壓器部分。以該引風(fēng)機進氣箱作為優(yōu)化研究對象，為減少數(shù)值計算的網(wǎng)格數(shù)和降低試驗測試成本，將該引風(fēng)機模型化至葉輪直徑為一米的模型風(fēng)機后進行數(shù)值仿真和試驗研究，原始進氣箱三維模型如圖2所示。

圖1 雙級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機示意圖Fig.1 Schematic diagram of two-stage adjustable blade axial flow fan

圖2 進氣箱三維模型Fig.2 3D model of inlet box

1.2 網(wǎng)格劃分

為了對進氣箱模型的內(nèi)流場進行數(shù)值模擬，采用Ansys Mesh對進氣箱模型進行非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，并設(shè)置邊界層。具體劃分方法是采用全局網(wǎng)格設(shè)定為統(tǒng)一尺寸，并在拐角處進行局部加密，除了進氣箱進口面和出口面，其余壁面全部設(shè)置邊界層。根據(jù)通風(fēng)機內(nèi)部的流動特性選擇ANSYS CFX中的SST湍流模型進行數(shù)值模擬[8]，為保證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，邊界層的設(shè)置應(yīng)盡量保證進氣箱壁面層Y+值的范圍在0～10之間。

有研究指出[9]，隨著網(wǎng)格數(shù)和網(wǎng)格質(zhì)量的提升，數(shù)值仿真預(yù)測的誤差將會逐漸減小，為確保數(shù)值計算的精度，需對模型網(wǎng)格進行無關(guān)性檢查。為了盡量消除網(wǎng)格數(shù)量引起的誤差，對進氣箱模型劃分了5種網(wǎng)格數(shù)后進行數(shù)值計算，其中進氣箱主要網(wǎng)格劃分尺寸以5mm 尺度增長，五種方案中進氣箱的網(wǎng)格總數(shù)以及數(shù)值計算得到的進氣箱出口靜壓如表1所示。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Tab.1 Verification of grid independence

由計算結(jié)果可以看出,該進氣箱的出口靜壓隨模型網(wǎng)格數(shù)的變化不是特別明顯，網(wǎng)格數(shù)增加，進氣箱出口靜壓的絕對值略有減小，當(dāng)模型網(wǎng)格數(shù)增加至265 萬時，出口靜壓變化已非常?。ǎ?.2%），可認(rèn)為該網(wǎng)格數(shù)滿足數(shù)值計算要求。

圖3 進氣箱模型網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Schematic diagram of grid division of inlet box model

1.3 數(shù)值計算設(shè)置

在ANSYS CFX中采用雷諾時均的N-S方程做定常計算，湍流模型選用SST 兩方程模型，壁面附近采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。壓力-速度耦合采用SIMPLE 算法；湍流動能、湍流耗散項、能量方程、動量方程都采用一階迎風(fēng)格式離散。進氣箱進出口分別選用總壓進口和質(zhì)量出口邊界條件，進口總壓0 Pa，總溫20℃，進口相對壓力值設(shè)定為1atm。當(dāng)進出口流量誤差小于10-4，各項殘差減小至1.0×10-6時，認(rèn)為當(dāng)前工況的計算已經(jīng)收斂。

1.4 進氣箱損失計算方法

由于各進氣箱的研究方案都保證進氣箱出口尺寸一致，為了更準(zhǔn)確的比較各方案的壓力損失，統(tǒng)一的都取進氣箱的總壓損失來進行比較分析。

對各種改型方案數(shù)值仿真計算結(jié)果，分別統(tǒng)計每種方案的進氣箱進口總壓TPin、進口靜壓Pin、出口總壓TPout以及出口靜壓Pout。并定義進氣箱總壓損失系數(shù)δ計算方法如公式（1）所示：

1.5 數(shù)值計算可靠性驗證

為了證實該數(shù)值計算方法的可信度以及單獨對進氣箱壓力損失數(shù)值計算的可行性，對原風(fēng)機帶轉(zhuǎn)子整機進行數(shù)值計算并與試驗結(jié)果進行對比，從圖4可以看出數(shù)值計算的壓力系數(shù)曲線和效率曲線與試驗曲線吻合度較高，整體上壓力系數(shù)高出約5%，效率高出約1.5%，說明采用該數(shù)值計算方法來研究此風(fēng)機模型是可行的。

圖4 原風(fēng)機整機試驗和數(shù)值計算性能曲線對比Fig.4 Comparison of experimental and numerical calculation performance curves of the original fan

2 進氣箱壓力損失數(shù)值計算

2.1 進氣箱的改型研究方案

本研究的進氣箱改型方案主要是在進氣箱出口尺寸保持不變的條件下，增大進氣箱進口面積，但要保證進口的長寬比不變，前側(cè)板傾斜角度保持不變，其余尺寸都相應(yīng)增大，其中原始模型的進口面積為1.27m2，其余五個改型方案的進口面積增大為原進氣箱的1.2、1.4、1.6、1.8 和2 倍，具體改型方案見表2。通過數(shù)值計算對比這幾個方案的進氣箱壓力損失，分析其內(nèi)部流場變化，為軸流風(fēng)機進氣箱的設(shè)計提供參考。

表2 進氣箱改型方案Tab.2 Inlet modification plan

進氣箱改型方案的示意圖如圖5 所示，可以看出改變進氣箱進口長和寬時，為保證前側(cè)板傾角不變，進氣箱的整體體積也增大，進氣箱出口段的直徑保持φ1000 mm不變。

圖5 進氣箱改型示意圖Fig.5 Schematic diagram of inlet box modification

2.2 計算結(jié)果分析

分別對六種不同方案的進氣箱模型在原風(fēng)機設(shè)計流量Q的50%，75%，100%，125%四個流量工況下進行了數(shù)值計算，得到進氣箱進口總壓TPin、進口靜壓Pin、出口總壓TPout、出口靜壓Pout以及損失壓力ΔP如圖6所示，各進氣箱模型在不同流量工況時的總壓損失系數(shù)如圖7所示。

圖6 各流量工況下進氣箱進、出口的壓力統(tǒng)計Fig.6 Pressure statistics at the inlet and outlet box under various flow conditions

從圖6可以看出，在所有流量工況下各進氣箱的進口總壓TPin基本相同，進口靜壓Pin絕對值隨著進氣箱進口面積的增加逐漸減小，且變化比較明顯；進氣箱出口總壓TPout和出口靜壓Pout的絕對值也隨著進氣箱進口面積的增加逐漸減小，但變化幅度較?。贿M氣箱損失壓力ΔP隨著進口面積的增大逐漸減小，變化幅度較小。

從圖7可以看出，增大進氣箱進口面積后進氣箱總壓損失發(fā)生明顯變化，進氣箱總壓損失系數(shù)在所有流量工況下都隨著進口面積的增大逐漸減??；同一個進氣箱工況從小流量到大流量其總壓損失系數(shù)也呈減小趨勢，由此可知增大進氣箱進口面積可改善其內(nèi)部流動狀況，減小流動損失。

圖7 進氣箱總壓損失系數(shù)數(shù)值計算結(jié)果Fig.7 Numerical calculation results of the total pressure loss coefficient of the inlet box

2.3 內(nèi)流場分析

從圖8進氣箱子午面上速度分布云圖可以看出，隨著進氣箱進口面積增大，進氣箱內(nèi)部的氣流流速呈減小趨勢，尤其在轉(zhuǎn)彎拐角處的渦流區(qū)，氣流流速明顯減小，流動損失與流速的二次方成正比，因此渦流區(qū)域的流速減小使得流動損失降低；其次拐彎后的氣流在機殼段的流動也更均勻，在機殼頂部的流動分離區(qū)域也減小，整個流道出口圓周上的速度分布也更均勻。

圖8 不同進氣箱子午面上速度分布云圖Fig.8 Cloud diagrams of velocity distribution on different inlet box

從圖9 各進氣箱出口截面的徑向速度分布云圖可以看出，不同尺寸的進氣箱出口截面頂部均存在一低速區(qū)，但隨著進氣箱進口面積的增大，該低速區(qū)越來越小，整個出口截面上速度分布也更均勻。

圖9 不同進氣箱出口截面徑向速度分布云圖Fig.9 Cloud diagrams of radial velocity distribution at the outlet section of different inlet box

3 實驗驗證

3.1 帶不同進氣箱的整機試驗性能對比

如圖10 所示，在按照ISO 5801-2017 標(biāo)準(zhǔn)[11]搭建的φ1000mm管道風(fēng)機出氣試驗臺上對研究的葉輪直徑為1 米的雙級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機進行實驗驗證。在試驗臺上對安裝有原始進氣箱、1.2倍進口以及1.6倍進口進氣箱的雙級動調(diào)風(fēng)機，調(diào)整動葉分別在小開度和大開度下進行整機性能試驗測試，其余試驗條件均保持一致，對大、小開度下動葉的試驗數(shù)據(jù)進行處理，得到三種不同進氣箱的整機無因次性能曲線如圖11和圖12所示。

圖10 φ1000管道出氣式風(fēng)機性能測試試驗臺Fig.10 φ1000 pipe fan performance exhaust test bench

圖11 小開度下不同進氣箱的風(fēng)機無因次性能曲線Fig.11 Dimensionless performance curves of fans with different inlet box at small openings

圖12 大開度下不同進氣箱的風(fēng)機無因次性能曲線Fig.12 Dimensionless performance curves of fans with different inlet box at large openings

由圖11 動葉小開度下的試驗無因次曲線可知，整機的壓力系數(shù)ψ隨著進氣箱進口面積的增大略有增加，帶1.6倍進氣箱時在最高效率點處的壓力系數(shù)比原始進氣箱的高出約1.4%；整機的最高效率也隨著進氣箱進口面積的增加而增大，帶1.2倍進氣箱時最高效率比帶原始進氣箱高約0.5%，帶1.6倍進氣箱時最高效率比原始進氣箱高出約1.4%。由此可知增大進氣箱進口面積在小開度下能一定程度上改善該風(fēng)機的整機性能。

由圖12可知，增大進氣箱進口面積，在動葉大開度下風(fēng)機的整機性能曲線變化更為顯著。其中在高效點帶1.2 倍進氣箱時效率增加約0.7%，帶1.6 倍進氣箱時效率增加約2.2%；在高效點帶1.6倍進氣箱時整機的壓力系數(shù)較原進氣箱增大4.8%。綜上，增大進氣箱進口面積在大開度下可有效提升風(fēng)機的整機性能。

3.2 進氣箱總壓損失試驗結(jié)果分析

在試驗風(fēng)機進氣箱進口截面一周布置了14個靜壓測點，取平均值測得進口靜壓，在進氣箱出口即一級葉輪進口截面圓周上布置了12 個靜壓測點，取平均值測得進氣箱出口靜壓。通過試驗測得的風(fēng)機流量計算出進氣箱進、出口靜壓測量截面上的流速，由流速計算出進出口截面上的動壓，從而計算得到進氣箱的總壓損失系數(shù)，試驗測試結(jié)果如圖13所示。

由圖13 實驗測試結(jié)果可知，隨著進氣箱進口面積的增加，其總壓損失呈下降趨勢，其中1.2倍進氣箱的總壓損失相比原始進氣箱平均下降約0.5%，1.6倍進氣箱的總壓損失系數(shù)相比原始進氣箱下降約1.5%，試驗結(jié)果和數(shù)值仿真結(jié)果基本吻合，由此可知，增大進氣箱進口可以有效改善其內(nèi)部流動，減少流動損失，提升整機效率。

圖13 不同進氣箱總壓損失系數(shù)試驗結(jié)果對比Fig.13 Comparison of experimental results of different inlet box pressure loss coefficients

4 結(jié)語

通過數(shù)值模擬計算和試驗相結(jié)合的方法，對雙級動葉可調(diào)軸流風(fēng)機進氣箱的總壓損失進行了研究，在研究了多種方案的進氣箱后主要得出了以下幾點結(jié)論：

1）單獨從進氣箱來看，增大進氣箱進口面積后可有效改善轉(zhuǎn)彎處的流動狀態(tài)，減小流動損失，降低總壓損失系數(shù)；

2）從風(fēng)機整機性能來看，增大進氣箱進口面積后，可有效改善葉輪進口前的流動情況，減小靠近機殼頂部壁面的流動分離區(qū)，使葉輪進口前圓周面上的流速分布更均勻，整機的全壓效率更高；

3）結(jié)合數(shù)值仿真和試驗研究來看，增大進氣箱進口面積，對風(fēng)機的壓力系數(shù)和效率都有一定提升，且對風(fēng)機動葉在大開度工況時的性能改善明顯好于小開度工況。