利用CFD技術(shù)研究葉片斜度對(duì)貫流風(fēng)機(jī)性能的影響

王銀姣， 盧劍偉， 江 斌， 高 才

（合肥工業(yè)大學(xué)機(jī)械與汽車(chē)工程學(xué)院，安徽合肥 230009）

貫流風(fēng)機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、體積小、噪音低及軸向長(zhǎng)度可調(diào)的優(yōu)點(diǎn)，在家用分體掛壁式空調(diào)器中有廣泛應(yīng)用［1］。影響貫流風(fēng)機(jī)性能的結(jié)構(gòu)參數(shù)很多，至今尚無(wú)成熟的設(shè)計(jì)理論。文獻(xiàn)［2－7］采用流場(chǎng)可視化的方法，用畢托管、三孔圓探頭等來(lái)觀(guān)察貫流風(fēng)機(jī)內(nèi)偏心渦的位置和測(cè)量偏心渦總壓，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明貫流風(fēng)機(jī)的性能主要取決于偏心渦的位置和總壓大小，從而為改進(jìn)貫流風(fēng)機(jī)的性能指明了方向。隨著計(jì)算機(jī)存儲(chǔ)量和計(jì)算性能的大幅提高，研究人員開(kāi)始采用計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)（CFD）模擬貫流風(fēng)機(jī)的內(nèi)部流場(chǎng)［8］。設(shè)備改進(jìn)前進(jìn)行CFD模擬不僅能方便地尋找相對(duì)最優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)，增加實(shí)驗(yàn)的針對(duì)性，大大降低實(shí)驗(yàn)的次數(shù)和成本，而且可以縮短設(shè)計(jì)周期。文獻(xiàn)［9］利用CFD方法研究了貫流風(fēng)機(jī)偏心渦總壓、進(jìn)出口總壓升與葉輪轉(zhuǎn)速關(guān)系的相似定律。文獻(xiàn)［10－15］利用CFD方法，考察了蝸舌位置、蝸舌間隙、進(jìn)出口角等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)貫流風(fēng)機(jī)的影響。目前利用CFD技術(shù)考察多結(jié)構(gòu)參數(shù)變化條件下貫流風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)的研究很少［16］，只有少數(shù)研究［1，17］從貫流風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)分布來(lái)研究風(fēng)機(jī)性能，揭示渦與聲的關(guān)系［18－19］。因此，本文根據(jù)某企業(yè)空調(diào)用貫流風(fēng)機(jī)提高風(fēng)量及降噪的實(shí)際要求，利用CFD軟件ANSYS CFX11.0，在貫流風(fēng)機(jī)蝸殼形狀不變的情況下，模擬不同葉片斜度下貫流風(fēng)機(jī)的內(nèi)部流場(chǎng)，考察多結(jié)構(gòu)參數(shù)同時(shí)變化對(duì)貫流風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)及性能的影響，最后通過(guò)實(shí)驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證模擬的正確性。

1 方 法

圖1所示為某空調(diào)用的貫流風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)圖，記為模型1。

圖1 貫流風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)圖

針對(duì)模型1風(fēng)機(jī)的實(shí)際要求，本文在保持蝸殼形狀及相對(duì)葉輪位置不變的前提下，采取增大蝸舌間隙的方法對(duì)貫流風(fēng)機(jī)進(jìn)行改進(jìn)。相對(duì)于葉片的傳輸角及高度，蝸舌間隙更能決定風(fēng)機(jī)的性能［2］。文獻(xiàn)［13］給出了合理的蝸舌間隙范圍應(yīng)為葉輪外徑（D2）的6%～9%，增大蝸舌間隙，就必須減小D2，如保持葉片形狀及大小不變，只能通過(guò)改變?nèi)~片位置實(shí)現(xiàn)。因此，引出與葉片位置聯(lián)系緊密的葉片斜度α。

圖2所示為葉片幾何關(guān)系圖，α是葉片中線(xiàn)端點(diǎn)A、B連線(xiàn)與端點(diǎn)A切線(xiàn)的夾角。已有研究發(fā)現(xiàn)外周葉片角β2減小會(huì)有利于總壓系數(shù)的提高［3］，因此將葉片斜度減小，分別取α為54°（模型1）、50.5°、49.5°、48.5°、47.5°、46.5°、42.5°，以確定貫流風(fēng)機(jī)最佳效率和總壓系數(shù)。

圖2 葉片幾何關(guān)系圖

鑒于流道形狀復(fù)雜，采用ANSYS ICEM CFD軟件對(duì)計(jì)算域劃分網(wǎng)格，且全部選用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格。整個(gè)流域分為葉輪區(qū)的旋轉(zhuǎn)域和非葉輪區(qū)的靜止域，網(wǎng)格數(shù)量約為16×104時(shí)，計(jì)算精度滿(mǎn)足要求，計(jì)算速度可以接受［15］。貫流風(fēng)機(jī)流體域的網(wǎng)格分布如圖3所示。模擬針對(duì)三維瞬態(tài)情況進(jìn)行，采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型，對(duì)流項(xiàng)采用高級(jí)精度格式離散，瞬態(tài)項(xiàng)采用二階－向后歐拉差分有限體積方法。

圖3 貫流風(fēng)機(jī)網(wǎng)格分布圖

壁面和流固交界面采用壁面無(wú)滑移邊界條件，參考?jí)毫?01.325 kPa，進(jìn)出均為壓力邊界條件。文獻(xiàn)［9］建議根據(jù)轉(zhuǎn)速來(lái)確定時(shí)間步長(zhǎng)，此處非穩(wěn)態(tài)計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)為8×10－5s，葉輪完成一個(gè)旋轉(zhuǎn)周期需要約550個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)。已有研究表明，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)為葉輪旋轉(zhuǎn)周期的1／180即能滿(mǎn)足精度要求［10］，因此本文計(jì)算中選取的時(shí)間步長(zhǎng)已足夠小，能夠捕捉到模擬過(guò)程中的細(xì)節(jié)現(xiàn)象。

為了考察模擬分析的有效性，利用焓差法（空調(diào)器）綜合性能試驗(yàn)臺(tái)［20］，在國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)的實(shí)驗(yàn)工況下［21］，測(cè)量模型1和模型2物理樣機(jī)，在不同轉(zhuǎn)速（1 360、1 250、1 050 r／min）下的風(fēng)量，并將其與CFD模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性。

2 結(jié)果與討論

2.1 風(fēng)機(jī)性能系數(shù)

多數(shù)研究［6，16－17，22－23］經(jīng)常通過(guò)流量系數(shù)φ、風(fēng)機(jī)效率η、總壓系數(shù)ψt來(lái)考察風(fēng)機(jī)性能，這3個(gè)系數(shù)都是無(wú)量綱參數(shù)。

流量系數(shù)用來(lái)表征對(duì)應(yīng)風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)及其運(yùn)行狀態(tài)下風(fēng)機(jī)輸送流體的能力，可表示為：

其中，L為葉片軸向長(zhǎng)度；D2為葉輪外徑；U2為圓周速度，U2＝πD2n／60；n為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速；Q為風(fēng)機(jī)體積流量。

風(fēng)機(jī)效率就是輸送流體的有效功率與輸入扭矩功率之比，可表示為：

其中，Δptot＝ptot－outlet－ptot－inlet為風(fēng)機(jī)總壓升；ptot－inlet與ptot－outlet分別為進(jìn)、出口處的總壓力值；M為扭矩，M＝9 549 P／n，P為風(fēng)機(jī)額定制冷功率；ω為風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)角速度。

總壓系數(shù)用來(lái)表征風(fēng)機(jī)所能提供的最大總壓升的能力，可表示為：

其中，ρ為空氣密度。

不同α下風(fēng)機(jī)性能系數(shù)及相關(guān)變量參數(shù)，見(jiàn)表1所列。隨著葉片斜度的減小，內(nèi)周葉片角β1增加，外周葉片角β2減小，葉輪外徑D2減小，直徑比D1／D2與蝸舌間隙ε增加。流量系數(shù)、風(fēng)機(jī)效率及總壓系數(shù)均在α＝48.5°時(shí)達(dá)到最大，此時(shí)風(fēng)機(jī)體積流量Q和總壓升Δptot達(dá)到最大。

由（1）式、（2）式可知，風(fēng)機(jī)體積流量Q與性能系數(shù)（φ，η）都成正比關(guān)系，即φ（或η）∝Q。而葉片外徑D2是決定φ和ψt的重要因素，且呈二次反比關(guān)系，即φ（或ψt）∝（1／D2）2。由于在α＝48.5°時(shí)風(fēng)機(jī)性能系數(shù)最優(yōu)，因此選該角度下模型，同時(shí)增大環(huán)帶內(nèi)徑得到模型2作為改進(jìn)模型，與模型1進(jìn)行對(duì)比分析。

2.2 偏心渦

文獻(xiàn)［7］最早在研究中提出偏心渦（eccentric vortex）的概念，在當(dāng)時(shí)的貫流風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)中，認(rèn)為強(qiáng)度大的偏心渦可以形成一種密封屏障，以阻止風(fēng)機(jī)出口處氣流的回流。流體兩進(jìn)兩出貫流風(fēng)機(jī)葉輪，在近蝸舌處形成偏心渦，偏心渦的旋轉(zhuǎn)方向與葉輪旋轉(zhuǎn)方向相同，正是由于偏心渦的存在，排出的氣流又回流到葉輪區(qū)，導(dǎo)致出口的流量減小，造成了能量的大量損失［14］。同時(shí)，蝸殼處也形成一個(gè)相似的渦，但渦的旋轉(zhuǎn)方向與葉輪旋轉(zhuǎn)方向相反且強(qiáng)度相對(duì)偏心渦較弱。在偏心渦核心，流體速度降低，導(dǎo)致偏心渦區(qū)域動(dòng)壓降低，從而使得其總壓為負(fù)值。在出口處，葉輪對(duì)氣體做功，氣體相對(duì)速度增加，使得出口處?kù)o壓回升，動(dòng)壓增大，總壓增至最大。因此對(duì)比研究2種模型的總壓與速度云圖，對(duì)了解貫流風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)分布及噪聲源分析至關(guān)重要。

表1 不同α下風(fēng)機(jī)性能系數(shù)及相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)

取軸向中心截面進(jìn)行分析，得到圖4所示中心截面總壓云圖和圖5所示速度云圖。

由圖4可見(jiàn)，不論是模型1還是模型2，均在貫流風(fēng)機(jī)出口側(cè)靠近蝸舌的地方有一個(gè)低壓中心，形成了環(huán)流偏心渦。由進(jìn)口至偏心渦區(qū)域，流體靜壓逐漸降低，在偏心渦中心達(dá)到最低。正是這種壓力梯度使得氣流做橫貫葉輪的運(yùn)動(dòng)，形成貫流區(qū)。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，偏心渦的大小、位置及強(qiáng)度對(duì)風(fēng)機(jī)性能影響較大，而渦的這些參數(shù)又會(huì)受到風(fēng)機(jī)幾何參數(shù)和運(yùn)行工況的影響［7］。由圖4可以發(fā)現(xiàn)，相對(duì)模型1而言，模型2的偏心渦位置更加靠近蝸舌，大小基本一樣，但強(qiáng)度明顯減小。這就導(dǎo)致了模型2中蝸殼處壓力分布范圍向風(fēng)機(jī)出口處延伸，而且分布更加均勻，氣流更加平穩(wěn)快速。結(jié)合圖5對(duì)比可知，模型2在旋轉(zhuǎn)域及靜止域內(nèi)速度分布范圍明顯比模型1廣，速度梯度減小，從而減小氣流對(duì)葉片的沖擊作用，使得內(nèi)部流場(chǎng)分布更加均勻，減小運(yùn)行噪聲。除此之外，模型2出口處氣流速度比模型1明顯增大，這會(huì)直接增加貫流風(fēng)機(jī)出口送風(fēng)量。有研究通過(guò)高速攝像機(jī)發(fā)現(xiàn)［10］，風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速增加會(huì)使偏心渦移向渦舌并且減小渦的規(guī)模。結(jié)合本文分析的結(jié)果，可以推斷偏心渦的位置及強(qiáng)度受風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速和蝸殼、葉片幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)共同制約。

圖4 模型1與模型2總壓對(duì)比圖

圖5 模型1與模型2速度對(duì)比圖

2.3 總壓分布

圖6所示為總壓ptot沿R＝30 mm的圓周分布，特征角分別對(duì)應(yīng)圖1中的角度。圖6中θtr表示蝸舌處回流結(jié)束位置；θt表示蝸舌所在位置；θvc表示最鄰近偏心渦位置；θcr表示蝸殼處回流開(kāi)始位置；θc表示蝸殼所在位置。對(duì)于模型1和模型2而言，其θtr、θt、θcr、θc基本相同。

這些點(diǎn)將貫流風(fēng)機(jī)流場(chǎng)分為4段：θtr—θvc偏心渦分隔段、θvc—θcr流體出口段、θcr—θc蝸殼渦分隔段及θc—θtr流體進(jìn)口段。由圖6可見(jiàn)，（θvc1－θt）＞（θvc2－θt）表明模型2的偏心渦比模型1的偏心渦更靠近蝸舌；（θvc1－θtr）＞（θvc2－θtr）表明模型1的偏心渦分隔段大于模型2的偏心渦分隔段。偏心渦分隔段越大，偏心渦引起的回流越多，能量損失越大。一般情況下，渦越靠近蝸舌，貫流風(fēng)機(jī)性能越好［11］。同時(shí)，由于θvc1＞θvc2，使得（θcr－θvc1）＜（θcr－θvc2），說(shuō)明模型1流體出口段有效過(guò)流寬度小于模型2出口段有效過(guò)流寬度。模型1在0°＜θ＜40°及θc＜θ＜360°（360°與0°重合）這段區(qū)間內(nèi)，流體的總壓均低于40°＜θ＜θtr區(qū)間內(nèi)流體總壓，與圖5中進(jìn)口段靠近蝸殼側(cè)速度較低區(qū)域相對(duì)應(yīng)，這是因?yàn)槟Ｐ?該區(qū)間速度較低，導(dǎo)致其總壓偏低。

圖6 R＝30 mm總壓圓周分布

對(duì)比發(fā)現(xiàn)，改造后風(fēng)機(jī)模型2總壓周向分布連續(xù)性及平滑性都要好于模型1，因此優(yōu)化葉片斜度有利于總壓性能的提高。

2.4 風(fēng)機(jī)出口處性能

圖7、圖8所示分別2種模型出口段總壓、速度分布?？梢钥闯?，在相同監(jiān)測(cè)點(diǎn)（對(duì)應(yīng)圖1出口段監(jiān)測(cè)點(diǎn)），模型2出口總壓和速度均大于模型1的相應(yīng)值，離葉輪越遠(yuǎn)其值越低。這是由于模型2進(jìn)口段和出口段有效過(guò)流寬度增加，出口流速增大［14］，總壓增大，風(fēng)機(jī)流量增加。模型2風(fēng)量為753 m3／h，比模型1的689 m3／h提高了9.3%。因此在同等條件下，可以用較低的風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速滿(mǎn)足風(fēng)量要求，降低風(fēng)機(jī)噪聲。

圖7 模型1與模型2出口總壓對(duì)比

圖8 模型1與模型2出口速度對(duì)比

2.5 渦流黏度

文獻(xiàn)［3］指出，貫流風(fēng)機(jī)的性能與葉片上渦的脫落密切相關(guān)，脫落的小尺度渦最終會(huì)發(fā)展成一個(gè)大尺度的偏心渦，惡化貫流風(fēng)機(jī)的性能。如圖9所示，可以看出，模型1葉輪進(jìn)口段約有5個(gè)葉柵通道內(nèi)渦流黏度較大，這是因?yàn)樵谶@些葉柵通道內(nèi)形成了脫落渦，這些脫落渦迅速摻混，形成了大尺度的渦結(jié)構(gòu)，由于流體黏性作用，降低了這些葉柵內(nèi)流體速度，與圖5中進(jìn)口段靠近蝸殼側(cè)速度較低區(qū)域相對(duì)應(yīng)，而這個(gè)渦類(lèi)似于一個(gè)大障礙物，阻礙進(jìn)口氣流進(jìn)入葉輪，從而縮短了流體進(jìn)口段有效過(guò)流寬度。而模型2（圖9b）在進(jìn)口段渦流黏度分布更均勻，沒(méi)有脫落渦形成的大尺度渦，進(jìn)口段流速分布平均。在低速流體機(jī)械中，進(jìn)、出口段的部分流道中分離結(jié)構(gòu)所引起的大尺度脫落渦結(jié)構(gòu)，是流體流經(jīng)葉片的主要?dú)鈩?dòng)噪聲源［19］。因此優(yōu)化葉片斜度，可以減少進(jìn)口段脫落渦的形成，提高出口速度，同時(shí)降低風(fēng)機(jī)噪聲。

圖9 模型1與模型2進(jìn)風(fēng)段渦流黏度分布圖

2.6 實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

模型1和模型2實(shí)驗(yàn)與模擬風(fēng)量對(duì)比，見(jiàn)表2所列?？梢钥闯?，在3種轉(zhuǎn)速下，模型1和模型2的模擬風(fēng)量與實(shí)驗(yàn)測(cè)量風(fēng)量相對(duì)誤差均在5%之內(nèi)，模擬所用的模型和方法正確。

表2 實(shí)驗(yàn)與模擬風(fēng)量對(duì)比 m3／h

3 結(jié)束語(yǔ)

采用CFD技術(shù)對(duì)某空調(diào)用不同葉片斜度貫流風(fēng)機(jī)進(jìn)行三維非穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬，對(duì)比了改變?nèi)~輪幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)的2種模型的內(nèi)部流場(chǎng)分布。結(jié)果表明，貫流風(fēng)機(jī)葉片斜度影響偏心渦的位置、大小、總壓分布以及進(jìn)口段脫落渦的產(chǎn)生。合理的葉片斜度，可以減少進(jìn)口段脫落渦，提高出風(fēng)口速度，增大風(fēng)機(jī)流量，優(yōu)化風(fēng)機(jī)性能。焓差法風(fēng)量實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模擬結(jié)果的正確性。

［1］ Li Y，Ouyang H，Tian J，et al.Discrete tonal noise investigation of the cross－flow fan with block－staggered impellers［J］.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineering，Part A：Journal of Power and Energy，2010，224（4）：555－572.

［2］ Murata S，Nisnihara K.An experimental study of cross flow fan：1st report，effects of housing geometry on the performance［J］.Bulletin of the JSME，1976，19（129）：314－321.

［3］ Yamafuji K.Studies on the flow of cross－flow impellers：1st report，experimental study［J］.Bulletin of the JSME，1975，18（123）：1018－1025.

［4］ Murata S，Nisnih4ara K.An experimental study of cross flow fan：2nd report，movements of eccentric vortex inside impeller［J］.Bulletin of the JSME，1976，19（129）：322－329.

［5］ Matsuki K，Shinobu Y，Takushima A，et al.Experimental study of internal flow of a room air conditioner incorporating a cross flow fan［J］.ASHRAE Transactions，1988，94（part 1）：350－364.

［6］ Porter A M，Markland E.A study of the cross flow fan［J］.Journal of Mechanical Engineering Science，1970，12（6）：421－431.

［7］ Eck B.Fans［M］.Oxford：Pergamon Press，1973：156－181.

［8］ Dawes W N，Dhanasekaran P C，Demargne A A J，et al.Reducing bottlenecks in the CAD－to－mesh－to－solution cycle time to allow CFD to participate in design［J］.Journal of Turbomachinery，Transaction of ASME，2001，123（3）：552－557.

［9］ Shih Y C，Hou H C，Chiang H.On similitude of the cross flow fan in a split－type air－conditioner［J］.Applied Thermal Engineering，2008，28（14／15）：1853－1864.

［10］ Gebrehiwot M G，De Baerdemaeker J，Baelmans M.Nu－merical and experimental study of a cross－flow fan for combine cleaning shoes［J］.Biosystems Engineering，2010，106（4）：448－457.

［11］ 張師帥，羅 亮，李偉華.基于CFD分析的空調(diào)用貫流風(fēng)機(jī)的性能預(yù)測(cè)［J］.流體機(jī)械，2008，36（5）：18－20.

［12］ 張 輝，高 才，劉向農(nóng)，等.方腔內(nèi)不同位置塊狀食品層流冷卻數(shù)值研究［J］.合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2010，33（4）：495－497，509.

［13］ 游 斌，區(qū)穎達(dá).影響橫流風(fēng)機(jī)性能的各幾何因素［J］.風(fēng)機(jī)技術(shù)，1997（6）：22－25.

［14］ 胡俊偉，丁國(guó)良，趙 力，等.貫流風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)及工作特性的關(guān)聯(lián)［J］.上海交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2007，38（7）：1156－1160.

［15］ 游 斌，周 撥，吳文新，等.多翼風(fēng)機(jī)新型斜蝸殼與常規(guī)直蝸殼的對(duì)比研究［J］.工程熱物理學(xué)報(bào)，2006，27（2）：235－237.

［16］ Toffolo A，Lazzaretto A，Martegani A D.Cross－flow fan design guidelines for multi－objective performance optimization［J］.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineering，Part A：Journal of Power and Energy，2004，128：33－42.

［17］ Toffolo A，Lazzaretto A，Martegani A D.An experimental investigation of the flow field pattern within the impeller of a cross－flow fan［J］.Experimental Thermal and Fluid Science，2004，29：53－64.

［18］ 孫曉峰，周 盛.氣動(dòng)聲學(xué)［M］.北京：國(guó)防工業(yè)出版社，1994：10－100.

［19］ 劉 飛，王嘉冰，胡亞濤，等.貫流風(fēng)機(jī)渦結(jié)構(gòu)與噪聲特性的數(shù)值研究［J］.工程熱物理學(xué)報(bào)，2009，30（1）：44－46.

［20］ 李雄林，曹小林，王 偉，等.焓差法空調(diào)器性能測(cè)試平臺(tái)的研制［J］.流體機(jī)械，2007，35（1）：69－73.

［21］ GB／T 7725－2004，房間空氣調(diào)節(jié)器［S］.

［22］ Yamafuji K.Studies on the flow of cross－flow impellers：2nd report，analytical study［J］.Bulletin of the JSME，1975，18（126）：1425－1431.

［23］ Lazzarotto L，Lazzaretto A，Martegani A D，et al.On cross－flow fan similarity：effects of casing shape［J］. ASME Journal of Fluids Engineering，2001，123：523－531.