胡建新， 徐小雨， 李 鐘， 金 星， 朱祖超

（1.浙江理工大學(xué) 流體傳輸技術(shù)國(guó)家地方聯(lián)合工程實(shí)驗(yàn)室，浙江 杭州310018； 2.長(zhǎng)沙礦冶研究院有限責(zé)任公司 深海礦產(chǎn)資源開(kāi)發(fā)利用技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙410012）

礦用軸流式通風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)性能不僅受到葉輪效率的影響，還受到實(shí)際空間、環(huán)境的限制［1-2］。 由于地下作業(yè)實(shí)際操作空間有限，而礦用風(fēng)機(jī)占地面積大，因此在實(shí)際操作中，常常用彎管入口代替直進(jìn)口，縮短風(fēng)機(jī)整體長(zhǎng)度。 而在通常的軸流風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)中，一般假設(shè)風(fēng)機(jī)入口流場(chǎng)是均勻和穩(wěn)定的［3］，因此會(huì)帶來(lái)入口系統(tǒng)效應(yīng)，造成實(shí)際使用性能低于理想測(cè)試性能［4］。 已有研究表明，入口管道采用彎管布置后，會(huì)造成管內(nèi)流動(dòng)阻力增大，葉輪入口速度沿軸向分布的均勻性受到影響，使得葉輪內(nèi)部流動(dòng)惡劣，形成分離區(qū)和二次流，加重風(fēng)機(jī)的動(dòng)能損失［5-7］，且這些現(xiàn)象還會(huì)導(dǎo)致內(nèi)部壓力脈動(dòng)增大，進(jìn)而誘發(fā)振動(dòng)和噪聲［8-9］。 文獻(xiàn)［10］探究了雙向軸伸泵S 型彎管對(duì)水泵裝置性能及穩(wěn)定性的影響，發(fā)現(xiàn)彎管小半徑側(cè)水流流量偏大，因此靠近該側(cè)的部分葉片推動(dòng)該部分水流時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力也偏大，造成葉輪穩(wěn)定性下降。 文獻(xiàn)［11］比較了彎管距離風(fēng)機(jī)進(jìn)口位的距離對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響程度。 文獻(xiàn)［12］以高壓小流量前向離心通風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，研究了不同進(jìn)口位置連接彎管對(duì)風(fēng)機(jī)性能的影響。 但目前針對(duì)低壓軸流風(fēng)機(jī)的入口彎管研究卻相對(duì)較少，已有對(duì)礦用軸流風(fēng)機(jī)的研究多假設(shè)進(jìn)口為直管，較少考慮入口形式對(duì)風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)及風(fēng)機(jī)性能的影響。 本文以某公司生產(chǎn)的大型礦用軸流式通風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法，以90°彎管作為風(fēng)機(jī)進(jìn)口條件，改變其附加直管段的長(zhǎng)度，研究彎管進(jìn)口下非均勻和非軸對(duì)稱的進(jìn)口畸變對(duì)礦用軸流通風(fēng)機(jī)性能的影響，研究結(jié)果可對(duì)礦用軸流風(fēng)機(jī)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，特別是靜止部件的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型

某單級(jí)軸流式通風(fēng)機(jī)是浙江某公司生產(chǎn)的帶后導(dǎo)葉的礦用軸流式通風(fēng)機(jī)，翼型葉片的型線變化按照設(shè)計(jì)要求得到，最佳效率點(diǎn)與設(shè)計(jì)工況點(diǎn)一致。 該礦用軸流式通風(fēng)機(jī)的主要部件有葉輪、導(dǎo)葉、內(nèi)筒、外筒等，風(fēng)機(jī)三維簡(jiǎn)化模型如圖1 所示，風(fēng)機(jī)的具體參數(shù)如表1 所示，圖2 是3 種不同進(jìn)口段的計(jì)算域模型。

圖1 單級(jí)地鐵軸流風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

表1 單級(jí)礦用軸流通風(fēng)機(jī)的基本參數(shù)

圖2 3 種不同進(jìn)口段模型

1.2 計(jì)算網(wǎng)格劃分

計(jì)算模型包括進(jìn)入軸流通風(fēng)機(jī)前流體充分發(fā)展的進(jìn)口部分到離開(kāi)風(fēng)機(jī)充分流動(dòng)的出口部分之間所有內(nèi)流流道空間，進(jìn)口部分長(zhǎng)度取3D，出口部分取5D（D為風(fēng)機(jī)直徑），具體模型如圖3 所示。 數(shù)值模擬中，為控制網(wǎng)格質(zhì)量，提高計(jì)算精度，需要將復(fù)雜的計(jì)算區(qū)域分割，各計(jì)算域單獨(dú)生成合適的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)分布和合適尺寸的網(wǎng)格，局部網(wǎng)格圖如圖4 所示。 在分析時(shí)對(duì)整個(gè)計(jì)算模型劃分為5 個(gè)流體計(jì)算域：進(jìn)口部分計(jì)算域、葉輪部分計(jì)算域、導(dǎo)葉部分計(jì)算域、內(nèi)筒部分計(jì)算域和出口部分計(jì)算域。 其中葉輪部分計(jì)算域?yàn)檗D(zhuǎn)動(dòng)計(jì)算域，但其輪蓋壁面設(shè)為靜止壁面；其他計(jì)算域均為靜止計(jì)算域，計(jì)算域之間通過(guò)交界面進(jìn)行連接。

圖3 計(jì)算域網(wǎng)格模型

圖4 局部網(wǎng)格示意

1.3 計(jì)算方法及邊界條件

以單級(jí)軸流通風(fēng)機(jī)進(jìn)口計(jì)算域的進(jìn)口面作為整個(gè)計(jì)算域的進(jìn)口，出口計(jì)算域的出口面定義為整個(gè)計(jì)算域的出口。 進(jìn)口邊界條件給定為設(shè)計(jì)工況點(diǎn)的質(zhì)量流量進(jìn)口，出口條件為靜壓出口，參考?jí)毫橐粋€(gè)大氣壓，進(jìn)出口湍流動(dòng)能和湍流動(dòng)能耗散率由經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算確定。 本模型采用有限體積法對(duì)控制方程在空間上進(jìn)行離散，計(jì)算流體為25 ℃的空氣，壁面采用無(wú)滑移邊界條件，近壁區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。 考慮到軸流風(fēng)機(jī)的轉(zhuǎn)速較低，造成風(fēng)機(jī)全壓較小，因此可不用考慮氣體的壓縮性，用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行定常計(jì)算，采用SIMPLE 方法求解控制方程，計(jì)算模型采用SSTk?ε，該湍流模型能較為精確地模擬逆壓梯度引起的分離點(diǎn)和分離區(qū)大小，對(duì)封閉腔內(nèi)邊界層、自由剪切流、低雷諾數(shù)流場(chǎng)模擬較好，適合有逆壓梯度和分離的復(fù)雜邊界層，可用于轉(zhuǎn)捩流動(dòng)、二次流、分離流等問(wèn)題，具有比標(biāo)準(zhǔn)的k?ε模型更突出的優(yōu)點(diǎn)。 計(jì)算結(jié)果的收斂標(biāo)準(zhǔn)為計(jì)算殘差小于10-4且監(jiān)測(cè)的進(jìn)出口總壓基本不變。 穩(wěn)態(tài)計(jì)算時(shí)，將動(dòng)靜交界面設(shè)置為凍結(jié)轉(zhuǎn)子類型（Frozen rotor interface）；非穩(wěn)態(tài)計(jì)算時(shí)，將動(dòng)靜交界面設(shè)置為瞬態(tài)凍結(jié)轉(zhuǎn)子類型（Transient Rotor／stator interface）。非穩(wěn)態(tài)求解時(shí)，將穩(wěn)態(tài)求解的收斂結(jié)果作為初始條件。根據(jù)風(fēng)機(jī)的轉(zhuǎn)速980 r／min，可得出該風(fēng)機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)周期為0.061 22 s，設(shè)置時(shí)間步長(zhǎng)為0.001 53 s，風(fēng)機(jī)的葉片數(shù)為8，因此以葉片轉(zhuǎn)過(guò)45°作為一個(gè)計(jì)算周期。

1.4 控制方程

這里研究的是三維非定常流動(dòng)，控制方程為三維雷諾時(shí)均N?S 方程：

式中和為流場(chǎng)時(shí)均流速和時(shí)均壓力；ρ和μ為流體的密度和黏度；Fi為流體所受體力

為雷諾應(yīng)力項(xiàng)，需要通過(guò)湍流模型進(jìn)行封閉。

SSTk?ε模型由Menter［13］于1992 年提出。 該湍流模型通過(guò)將模型k?ω和k?ε加權(quán)平均的方式組合起來(lái)，在壁面處采用k?ω模型，在遠(yuǎn)離壁面處采用k?ε模型，充分利用k?ω模型對(duì)逆壓梯度模擬精確度高和k?ε模型對(duì)湍流初始參數(shù)不敏感的特點(diǎn)，提高了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性：

式中Ω為渦量；vt為湍流運(yùn)動(dòng)黏度；F2是一個(gè)判斷變量，通過(guò)比較可以確定vt的計(jì)算公式。

1.5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

在單級(jí)軸流式通風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)工況下對(duì)計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行了無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。 一共設(shè)置了5 組網(wǎng)格對(duì)照組，網(wǎng)格數(shù)分別為320 萬(wàn)、352 萬(wàn)、397 萬(wàn)、426 萬(wàn)和480 萬(wàn)，對(duì)照表2 中設(shè)計(jì)工況下得到的總壓值可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到352萬(wàn)后，全壓和效率基本保持不變，又考慮到計(jì)算資源，最終確定總網(wǎng)格數(shù)為352 萬(wàn)。 其中葉輪區(qū)域網(wǎng)格數(shù)約200 萬(wàn)，導(dǎo)葉區(qū)域網(wǎng)格數(shù)約80 萬(wàn)，內(nèi)筒及進(jìn)出口區(qū)域網(wǎng)格數(shù)總計(jì)約70 萬(wàn)。

表2 設(shè)計(jì)工況點(diǎn)隨網(wǎng)格數(shù)量變化表

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)裝置

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，按照GB／T1236—2000、ISO5801 和AMCA210 的標(biāo)準(zhǔn)對(duì)實(shí)驗(yàn)風(fēng)機(jī)進(jìn)行氣動(dòng)性能測(cè)試，風(fēng)機(jī)由交流變頻電機(jī)驅(qū)動(dòng)，電機(jī)轉(zhuǎn)速為980 r／min，試驗(yàn)裝置如圖5 所示。

圖5 試驗(yàn)裝置圖

軸流通風(fēng)機(jī)數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖6所示。 由圖6 可見(jiàn)，數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)結(jié)果曲線變化規(guī)律一致，流量?全壓和流量?效率曲線基本吻合，試驗(yàn)值在設(shè)計(jì)工況點(diǎn)下略低于模擬值，主要由于試驗(yàn)過(guò)程中存在摩擦并且受到環(huán)境影響，造成軸功率損失。試驗(yàn)裝置的誤差范圍均在5%之內(nèi)，不超過(guò)文獻(xiàn)規(guī)定的最大誤差范圍。

2.2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.2.1 彎管入口流線分布

圖7 給出了3 種入口連接方案下的風(fēng)機(jī)全壓和效率曲線的對(duì)比。 方案1 為不帶彎管的圓柱形進(jìn)氣管道，方案2、3 為90°彎管進(jìn)氣管道，彎管與風(fēng)機(jī)進(jìn)口之間連接的直管段長(zhǎng)度分別為D和2D（D為風(fēng)機(jī)進(jìn)氣直徑）。

圖7 3 種方案下風(fēng)機(jī)性能曲線

從圖7 可以看出風(fēng)機(jī)入口采用彎管連接后，風(fēng)機(jī)性能曲線整體下降，最佳效率點(diǎn)左移，在小流量工況下全壓和效率得到改善，但在大流量工況下，風(fēng)機(jī)性能下降明顯，與標(biāo)準(zhǔn)的直管段進(jìn)口相比，風(fēng)機(jī)效率絕對(duì)值下降最高達(dá)到8%。 比較兩種不同彎管長(zhǎng)度發(fā)現(xiàn)，隨著附加直管段長(zhǎng)度增加，風(fēng)機(jī)性能曲線有所回升，性能有所改善。

圖8 展示了3 種入口連接方式的進(jìn)口段流線圖，可以看出，采用彎管入口后，來(lái)流的均勻性變差。

圖8 不同進(jìn)口彎管長(zhǎng)度下風(fēng)機(jī)入口段流線分布

從圖8 可以看出，全直段風(fēng)機(jī)入口速度比較均勻，呈現(xiàn)對(duì)稱趨勢(shì)。 采用彎管連接后，速度分布呈現(xiàn)不均勻性，在彎管內(nèi)側(cè)均出現(xiàn)低速區(qū)，這是因?yàn)榱黧w流經(jīng)彎管時(shí)，彎管內(nèi)側(cè)半徑較小，流體的流動(dòng)方向改變較大，因此推動(dòng)此處流體流動(dòng)的力要求較大，導(dǎo)致大部分流體通過(guò)管外側(cè)流入，因此彎管內(nèi)側(cè)的速度小于外側(cè)，也就導(dǎo)致了一部分能量損失，使得風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能下降。方案2 在彎管內(nèi)側(cè)出現(xiàn)了明顯的回流，內(nèi)側(cè)發(fā)生流動(dòng)分離，進(jìn)口通道的有效通流面積減小，容易發(fā)生阻塞。 方案3 的附加直管段較長(zhǎng)，流體經(jīng)過(guò)彎管后有較長(zhǎng)一段緩沖區(qū)，不均勻性得到改善，風(fēng)機(jī)性能得到回升。

圖9 不同方案風(fēng)機(jī)入口段壓力分布圖

2.2.2 彎管入口壓力分布

徑向截面觀察比較方案2、3風(fēng)機(jī)進(jìn)口段壓力云圖（如圖9 所示），可以發(fā)現(xiàn)彎管內(nèi)側(cè)出現(xiàn)低壓區(qū)，由于水流進(jìn)入彎管后強(qiáng)行改變方向會(huì)撞擊彎管壁面，造成流動(dòng)分離，產(chǎn)生壓力梯度，彎管內(nèi)側(cè)會(huì)出現(xiàn)部分流體脫流現(xiàn)象，造成內(nèi)側(cè)低壓區(qū)的存在。 對(duì)比圖9 中A 區(qū)域局部壓力圖（如圖10 所示），發(fā)現(xiàn)方案2 低壓區(qū)面積較大且壓力分布不均勻，壓力梯度不明顯，出現(xiàn)兩個(gè)高壓區(qū)。 這是因?yàn)楦郊又惫芏伍L(zhǎng)度較短，流體撞擊后速度方向改變對(duì)內(nèi)部流動(dòng)不均勻性影響較大，管道整流作用尚未完全發(fā)揮流體就已經(jīng)進(jìn)入動(dòng)葉區(qū)，出現(xiàn)流體堆積現(xiàn)象。

圖11 是葉輪進(jìn)口截面壓力分布，在同一個(gè)葉道中方案2 出現(xiàn)了兩個(gè)明顯的高壓區(qū)，且葉頂間隙處高壓區(qū)域較大，這就進(jìn)一步說(shuō)明了方案2 的彎管損失較大，流動(dòng)性較差。

圖10 A 區(qū)域局部壓力圖

圖11 葉輪進(jìn)口截面壓力分布

2.2.3 彎管入口壓力脈動(dòng)

對(duì)不同入口管道的軸流風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)工況下進(jìn)行非定常的計(jì)算，主要研究在不同附加直管段的彎管入口下，葉輪進(jìn)口壓力信號(hào)隨時(shí)間的變化特征。 在葉輪的進(jìn)口面和出口面設(shè)置壓力脈動(dòng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1和P2，如圖12 所示。為保證數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，對(duì)正常直入口管道的風(fēng)機(jī)進(jìn)行壓力脈動(dòng)信息采集，選取一個(gè)周期內(nèi)壓力脈動(dòng)的時(shí)域圖進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)變化趨勢(shì)和峰谷數(shù)目基本一致，每個(gè)周期內(nèi)峰值點(diǎn)的個(gè)數(shù)為8，這與動(dòng)葉片數(shù)目保持一致，以此保證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。

為了更直觀地反映入口管道直管段長(zhǎng)度對(duì)風(fēng)機(jī)壓力變化的影響，引入壓力脈動(dòng)系數(shù)Cp，將瞬時(shí)壓力變成無(wú)量綱系數(shù)：

圖12 監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置分布

式中pi為第i秒的瞬時(shí)壓力，Pa；為各瞬時(shí)壓力的時(shí)均值，Pa。

壓力脈動(dòng)時(shí)域圖見(jiàn)圖13。

圖13 壓力脈動(dòng)時(shí)域圖

從圖13 可以看出，風(fēng)機(jī)入口變成彎管后，壓力脈動(dòng)仍隨著時(shí)間呈周期性波動(dòng)。 沿著流體流動(dòng)方向，靜壓值瞬時(shí)值逐漸增大，但脈動(dòng)幅度卻呈減小的趨勢(shì)，這是由于流體經(jīng)過(guò)葉輪區(qū)域被加速，機(jī)械能增大，因而壓力均值提高，加速后開(kāi)始離開(kāi)葉輪，因而脈動(dòng)幅度降低。 不同直管段長(zhǎng)度的彎管入口P1點(diǎn)壓力脈動(dòng)幅度變化較大，而P2點(diǎn)變化并不明顯，這是由于不同附加直管長(zhǎng)度改變的是氣流進(jìn)口段，而葉輪對(duì)其做功一致，因而葉輪進(jìn)口截面壓力脈動(dòng)存在明顯變化，而葉輪出口面相差不大。 附加直管段較短導(dǎo)致流體在到達(dá)動(dòng)葉入口面時(shí)流動(dòng)仍較大，氣流對(duì)葉片的沖角較大，導(dǎo)致葉片對(duì)通道空氣的擊打作用變強(qiáng)，擊打強(qiáng)度變大。 此外不同主附加直管段的葉片表面壓力分布不均勻，使得葉片表面應(yīng)力分布不對(duì)稱，因而壓力脈動(dòng)變化在一個(gè)周期內(nèi)擺動(dòng)幅度存在差異，波峰值和波谷值存在變化。

3 結(jié) 論

采用三維非定常數(shù)值模擬的方法研究了進(jìn)口彎管對(duì)大型礦用軸流風(fēng)機(jī)性能的影響，結(jié)果表明：

1） 風(fēng)機(jī)入口連接彎管會(huì)影響來(lái)流的均勻性，使得入口速度分布不均勻，彎管內(nèi)側(cè)的氣流發(fā)生流動(dòng)分離，產(chǎn)生回流區(qū)，出現(xiàn)紊亂的渦結(jié)構(gòu)，流動(dòng)損失增加，導(dǎo)致出口靜壓降低，風(fēng)機(jī)整體性能下降。

2） 彎管與入口之間的連接長(zhǎng)度會(huì)影響內(nèi)部流場(chǎng)，當(dāng)附加直管段長(zhǎng)度較大時(shí)，起到了一定的整流作用，管道內(nèi)的回流區(qū)減少，原本的渦結(jié)構(gòu)明顯變小，流動(dòng)較為平穩(wěn)，入口處速度分布變得均勻，葉輪入口處壓力脈動(dòng)減小。

3） 彎管附加直管段長(zhǎng)度為2D時(shí)，來(lái)流的不均勻性得到改善，管內(nèi)流動(dòng)分離和堆積現(xiàn)象得到緩解，風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能有所回升。