插板式進氣畸變對對旋風機內(nèi)流特性的影響

陳慶光，姜忠瑞，邢振想

(山東科技大學 機械電子工程學院，山東 青島 266590)

目前在風機的設計中通常假設均勻進氣條件，但考慮到對旋風機實際的運行環(huán)境，如受到安裝空間的限制，部分進氣截面被其他部件遮擋，氣流流經(jīng)該遮擋區(qū)域時將引起風機進氣條件的畸變，從而對風機內(nèi)部流場及風機葉片工作的穩(wěn)定性造成難以忽視的影響。針對不同進氣條件下的葉輪機械內(nèi)部流場的分析，國內(nèi)外學者進行了大量的實驗和數(shù)值研究。Xu等[1]采用數(shù)值研究的方法探討了進口總壓畸變對壓氣機性能的影響，并通過設置非軸對稱定子間隙提高了壓氣機的抗畸變能力。Soderquist等[2]對Rotor4進行整周URANS模擬，分析畸變在轉子和定子的傳播情況，研究表明，總壓分布在通過轉子后有明顯的周向偏移，在通過定子后有輕微的偏移。郭晉等[3]利用多維耦合計算模型進行數(shù)值模擬，模擬結果表明插板式進氣畸變下，風扇轉子進口近輪轂處產(chǎn)生旋流，該旋流造成了風扇轉子出口輪轂處的低壓區(qū)。李茂義等[4]對某跨聲速軸流壓氣機進行插板進氣畸變模擬，發(fā)現(xiàn)畸變區(qū)和過渡區(qū)是壓氣機流動損失的主要區(qū)域，且過渡區(qū)是壓氣機失速的誘發(fā)區(qū)域。張興發(fā)等[5]使用數(shù)值仿真的方法研究了插板畸變條件下壓氣機的流場的特性，結果表明跨聲速壓氣機穩(wěn)定邊界所受的影響主要是畸變氣流引起通道內(nèi)激波強度和位置的變化造成的。王俊琦等[6]、周游天等[7]、劉洋等[8]進行了進氣畸變的實驗探討，為葉輪機械在不同進氣條件方面的研究提供實驗依據(jù)。

壓入式礦用主通風機在實際運行中，由于進氣風道上游流動條件的變化，存在部分進氣截面被堵塞的可能，由此產(chǎn)生進氣畸變，對風機運行的安全性和穩(wěn)定性產(chǎn)生影響，然而，在礦用主通風機領域，相關研究主要集中在均勻進氣條件下通風機內(nèi)部非定常流場分析方面[9-11]，畸變進氣對礦用主通風機內(nèi)部非定常流動影響的研究迄今鮮有報導。

本文以一臺FBCDZ-10-No20型礦用對旋主通風機為研究對象，通過一弦月形插板來模擬進氣通道截面部分區(qū)域被遮擋所帶來的進氣畸變的影響，采用全通道數(shù)值模擬的方法分析插板進氣畸變條件下的風機內(nèi)流場特性，為提高對旋風機運行的安全性和穩(wěn)定性奠定基礎。

1 計算模型與網(wǎng)格劃分

1.1 計算模型

對旋風機包括進氣風道在內(nèi)的整機結構如圖1所示，主要包括插板、集流器、前級葉輪、后級葉輪以及擴散器等部件，其中插板形狀為弦月形，堵塞比為40%，葉輪輪轂直徑為2000mm，輪轂比為0.62，前后級葉片數(shù)分別為19和17，兩級葉輪的設計轉速均為980r/min。

圖1 礦用對旋風機幾何結構

1.2 網(wǎng)格劃分

數(shù)值模擬所采用的整機結構化網(wǎng)格如圖2所示，風機進口往上游的延伸段為3倍輪轂直徑，插板距離前級轉子前緣2倍輪轂直徑。將對旋風機的整個計算域劃分為插板、集流器、前級葉輪、后級葉輪和擴散器5個計算子域。風機整機計算域采用六面體單元進行結構化網(wǎng)格劃分，對葉片的輪轂、前緣和尾緣區(qū)域進行網(wǎng)格加密。

圖2 對旋風機整機流道結構網(wǎng)格

在6套網(wǎng)格上進行了網(wǎng)格無關性驗證，由圖3所示的風機效率模擬結果分析可知，當網(wǎng)格數(shù)大于661萬時，風機效率變化很小，所以數(shù)值模擬采用的總網(wǎng)格數(shù)為661萬，其中兩級動葉輪區(qū)域網(wǎng)格數(shù)分別為240萬和212萬。

圖3 網(wǎng)格無關性驗證

2 數(shù)值模擬方法與邊界條件

2.1 計算方法

由于SST(shear stresstransport)k-ω兩方程模型在預測近壁區(qū)流動方面得到廣泛認可[12-14]，故采用該模型來模擬湍流。非定常計算以定常計算的穩(wěn)定收斂解作為初場，時間步長取為0.0003s，旋轉周期為0.06s。

2.2 邊界條件設置

將圖1中進氣道進口截面作為整個計算域的進口，給定總壓為大氣壓，并假定沿軸向進氣；擴散器出口截面作為整個計算域的出口，根據(jù)計算工況給定壓力值為3500Pa，壁面采用無滑移條件。

3 模擬結果分析

3.1 進口流動特征分析

在插板式進氣畸變條件下，對旋風機進口總壓分布如圖4所示。由圖4可知，前級葉輪進口總壓左右兩側近似呈對稱分布，且有明顯的低壓區(qū)，低壓區(qū)的中間區(qū)域有一小部分總壓較高區(qū)域，是由于在前級葉輪的抽吸作用下非畸變區(qū)的高能流體沿周向和徑向畸變區(qū)流動，其與畸變區(qū)的低能流體混合形成兩個渦量值相等、旋轉方向相反的旋渦，兩個旋渦相互作用進而產(chǎn)生了低壓區(qū)中間部分的高壓區(qū)。

圖4 前級葉輪進口總壓分布

插板下游截面的渦量分布如圖5所示，可以看出插板后存在上下兩對明顯的渦結構，由渦量守恒原理可知，對于上、下兩個渦對來說，其渦量值都分別相等而旋轉方向相反。

圖5 插板下游截面的渦量分布

插板下游沿流向各截面渦量分布變化云圖如圖6所示。由圖6可知，插板下游存在的上下兩渦對沿流向逐漸減弱，不同的是上側的渦對一直向下游延伸，并直接影響前級葉輪葉片的工作狀態(tài)；而位于下側的渦對則在沿流向的演化過程中逐漸消散；與此同時通道下方產(chǎn)生了一新的渦對，該渦對在沿流向發(fā)展的過程中逐漸增強，最終與上側的渦對共同對前級葉輪葉片的工作狀態(tài)產(chǎn)生影響。

圖6 插板下游沿流向各截面渦量分布變化

由圖7前級葉輪進口渦量分布可知，前級葉輪進口的渦結構僅剩上側的渦對和位于通道下方的渦對，位于通道下方的渦對之間的相互作用造成了圖4所示的下部低壓區(qū)之間的高壓區(qū)，而上側的渦對則導致了前級葉輪進口截面兩側的低壓區(qū)，由于上側渦對的強度較弱，產(chǎn)生的影響也較弱。證實了上文中低壓區(qū)中小部分高壓區(qū)產(chǎn)生原因分析的正確性。

圖7 前級葉輪進口渦量分布

湍動能是表征湍流脈動劇烈程度的重要指標。湍動能在風機中的分布情況，可間接地分析進氣畸變條件下對旋風機損失的主要來源。均勻進氣和畸變進氣條件下，前級葉輪進口截面95%葉高、50%葉高和10%葉高處沿周向的湍動能分布如圖8所示。

圖8 前級葉輪均勻進氣和畸變進氣湍動能的周向分布

由圖8可知，在整個葉高范圍內(nèi)，畸變進氣條件下沿周向分布的湍動能值均大于均勻進氣，且畸變區(qū)內(nèi)湍動能值的波動較大，說明畸變進氣使得整個進氣風道內(nèi)湍流脈動程度增加，畸變區(qū)內(nèi)流動情況惡化嚴重，其原因是氣流流經(jīng)集流器時，畸變區(qū)內(nèi)氣流和非畸變區(qū)內(nèi)氣流相互摻混，使得整個進氣道內(nèi)氣流的紊亂程度加劇，位于通道下方的渦對加劇了葉頂部位吸力面尾緣的分離流動，使畸變區(qū)內(nèi)氣流的湍流脈動程度加劇。

前級葉輪畸變區(qū)內(nèi)葉片Blade 17和無畸變內(nèi)葉片Blade 7表面流線分布如圖9所示。對比兩葉片表面極限流線圖可以看出畸變區(qū)內(nèi)葉片blade 17吸力面尾緣70%葉高以上位置流場出現(xiàn)較大的流動分離，而Blade17葉中、葉根和無畸變區(qū)內(nèi)葉片Blade 7表面無明顯的流動分離。

圖9 前級葉輪畸變區(qū)內(nèi)葉片Blade 17和無畸變內(nèi)葉片Blade 7表面流線

均勻進氣條件下前級葉輪進口相對氣流角分布圖和插板式畸變進氣條件下前級葉輪進口相對氣流角分布分別如圖10、圖11所示，相對氣流角定義為相對速度與圓周速度的夾角，分析圖10和圖11可知，均勻進氣條件下，相對氣流角分布均勻，氣流角沿徑向從輪轂到機殼逐漸減小，這與葉片的進口幾何角的變化規(guī)律一致，而插板式畸變進氣條件下，相對氣流角分布很不均勻，畸變區(qū)內(nèi)相對氣流角減小，畸變區(qū)右側的無畸變區(qū)域相對氣流角增大，這將導致畸變區(qū)內(nèi)葉片吸力面尾緣附近產(chǎn)生流動分離現(xiàn)象，葉片通道發(fā)生堵塞，如圖12所示，嚴重時可能發(fā)生旋轉失速，而畸變區(qū)右側的無畸變區(qū)域葉片通道內(nèi)的通流能力得到改善，如圖13所示。

圖10 均勻進氣條件前級葉輪進口相對氣流角

圖11 畸變進氣條件前級葉輪進口相對氣流角分布

圖12 前級葉輪畸變區(qū)流道內(nèi)的流速分布

圖13 前級葉輪畸變區(qū)右側無畸變區(qū)流道內(nèi)流速分布

3.2 葉片靜壓載荷分析

前級葉輪50%葉高處的葉片表面靜壓分布(圖中Blade 7是處在無畸變區(qū)域的葉片，Blade 12是即將進入畸變區(qū)的葉片，Blade 16是畸變區(qū)內(nèi)受通道下方的渦對中左側渦影響的葉片，Blade 17是畸變區(qū)內(nèi)受通道下方渦對中右側渦影響的葉片，Blade 21是離開畸變區(qū)的葉片)，如圖14所示。分析圖14可知，Blade 12葉片前緣壓力面和吸力面的壓差最小，吸力面靜壓有所提高，然而葉片前緣的壓力面靜壓急劇降低，甚至出現(xiàn)了壓力面靜壓值低于吸力面靜壓值的情況，說明即將進入畸變區(qū)的Blade 12葉片前緣靜壓虧損較大，葉片前緣對畸變低壓區(qū)敏感度較高；同位于畸變區(qū)內(nèi)相鄰的Blade 16和Blade 17的葉片表面靜壓載荷差異較大，Blade 17前緣壓力面與吸力面壓差達到最大，葉片尾緣處壓力面與吸力面的壓差最小，即畸變區(qū)內(nèi)葉片載荷發(fā)生變化，前緣載荷變大，尾緣載荷變小，而Blade 16與位于無畸變區(qū)的Blade 7的葉片表面靜壓分布差別不大，只是吸力面和壓力面的壓力略低于Blade 16，Blade 16和Blade 17葉片表面靜壓載荷分布的差異，是因為位于通道下方的渦對不同的旋轉方向對葉片的工作狀態(tài)產(chǎn)生不同的影響，其中左側逆時針旋轉的渦使Blade16葉片的靜壓載荷減少，而右側順時針方向旋轉的渦使Blade17葉片的靜壓載荷增加，導致兩葉片表面靜壓載荷分布的差異，惡化了葉輪、葉片的工作狀態(tài)；Blade 21葉片前緣壓力面靜壓達到最大，葉片中徑到葉片尾緣壓力面和吸力面靜壓載荷急劇增大，并在尾緣達到最大值，說明隨著葉片離開畸變區(qū)，靜壓載荷后移明顯，集中到葉片尾緣。

圖14 前級葉輪50%葉高處的靜壓

3.3 出口總壓分析

后級葉輪出口總壓分布如圖15所示，插板式進氣畸變條件下，出口總壓整體趨勢是沿輪轂到機殼方向逐漸增大，但由于風機進口氣流的不均勻性，即使經(jīng)過兩級葉輪的旋轉，出口總壓沿周向分布仍具有顯著的不均勻性，尤其是葉尖區(qū)域，總壓最高可達4049Pa，最低只有3353Pa，而葉根、葉中區(qū)域周向總壓的差異都相對較小，分布較為均勻，說明進氣畸變對葉尖區(qū)域的影響大于葉根、葉中區(qū)域。

圖15 后級葉輪出口總壓分布

4 結 論

1)葉輪進口低壓區(qū)中的高壓區(qū)是由通道下方的渦對相互作用所產(chǎn)生的。

2)插板進氣畸變使得整個進氣風道內(nèi)氣流情況惡化；導致畸變區(qū)內(nèi)的葉片產(chǎn)生葉背分離損失；引起相對氣流角減小，流道內(nèi)發(fā)生堵塞，嚴重時可能會引起旋轉失速。

3)位于進氣通道下方的渦對使畸變區(qū)內(nèi)相鄰葉片表面靜壓產(chǎn)生顯著差異，惡化了葉輪、葉片的工作狀態(tài)。

4)插板式進氣畸變使葉頂區(qū)域吸力面尾緣處發(fā)生流動分離，導致葉輪出口的葉尖區(qū)域總壓不均勻性高于其它區(qū)域，說明進氣畸變對葉尖區(qū)的影響顯著。