MVR高壓離心風(fēng)機(jī)性能分析與優(yōu)化?

劉燈 李晶 凌祥

（南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院）

MVR高壓離心風(fēng)機(jī)性能分析與優(yōu)化?

劉燈 李晶 凌祥

（南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院）

以MVR系統(tǒng)常用的高壓離心風(fēng)機(jī)為研究對象，利用數(shù)值模擬技術(shù)對風(fēng)機(jī)流場進(jìn)行三維不可壓縮定常流動計(jì)算，重點(diǎn)分析高壓離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場的分布規(guī)律，然后以風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算方法的可靠性。在此基礎(chǔ)上，研究葉片出口安裝角度對風(fēng)機(jī)氣動性能的影響。數(shù)值結(jié)果表明，把葉片出口安裝角由41°改為44°可以提升風(fēng)機(jī)在大流量工況下的全壓和全壓效率。

機(jī)械蒸汽再壓縮；高壓離心風(fēng)機(jī)；數(shù)值模擬；流場分析；結(jié)構(gòu)優(yōu)化

0 引言

機(jī)械蒸汽再壓縮（Mechanical Vapor Recompr-ession，MVR）技術(shù)利用機(jī)械方法對蒸發(fā)器產(chǎn)生的二次蒸汽做功，使其壓力、溫度提高，再返回蒸發(fā)器作為熱源使用[1]。高壓離心風(fēng)機(jī)是MVR系統(tǒng)常用的蒸汽壓縮設(shè)備之一，是提高二次蒸汽品位的核心裝置，其性能對MVR系統(tǒng)至關(guān)重要。

數(shù)值模擬廣泛應(yīng)用于離心風(fēng)機(jī)的流場分析與結(jié)構(gòu)優(yōu)化[2-5]。周水清等[6]探討了集流器偏心安裝對前彎離心風(fēng)機(jī)性能的影響。雷樂[7]通過改變蝸殼寬度和蝸舌傾角來改善風(fēng)機(jī)氣動性能，降低噪聲。劉滬紅[8]對采用不同葉片出口安裝角的離心風(fēng)機(jī)進(jìn)行了試驗(yàn)研究。李謙益等[9]利用噪聲試驗(yàn)及數(shù)值模擬方法，研究了高速離心風(fēng)機(jī)前緣傾斜葉片擴(kuò)壓器的降噪機(jī)理。劉小民等[10]對不同流量工況下多翼離心風(fēng)機(jī)的壓力、效率、噪聲等性能參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。

本文首先利用CFD軟件對某型應(yīng)用于MVR系統(tǒng)的高壓離心風(fēng)機(jī)進(jìn)行整機(jī)數(shù)值模擬，研究其內(nèi)部流場的分布規(guī)律。然后將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。再改變?nèi)~片出口安裝角，通過分析比較改型前后風(fēng)機(jī)全壓、全壓效率和內(nèi)部流場分布情況，達(dá)到優(yōu)化原型風(fēng)機(jī)氣動性能的目的，為高性能高壓離心風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)改型提供了有益探索。

1 研究模型及數(shù)值計(jì)算方法

1.1 高壓離心風(fēng)機(jī)模型

本文分析的原型對象是某型MVR高壓離心風(fēng)機(jī)，其主要幾何參數(shù)如表1所示。利用Solidworks軟件對風(fēng)機(jī)進(jìn)行三維建模，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

1.2 網(wǎng)格劃分

將風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動區(qū)域分為集流器流道、葉輪流道和蝸殼流道三個部分，利用ICEM-CFD軟件分別劃分三部分的網(wǎng)格，其中集流器流道及葉輪流道采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，蝸殼流道采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，對近壁面網(wǎng)格進(jìn)行加密，再將各部分網(wǎng)格進(jìn)行裝配。經(jīng)網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證，三部分網(wǎng)格數(shù)目依次約為57萬、137萬、116萬，整機(jī)網(wǎng)格數(shù)約為310萬，圖2為風(fēng)機(jī)網(wǎng)格示意圖。

表1 高壓離心風(fēng)機(jī)主要性能參數(shù)Tab.1 The performance parameters of high pressure centrifugal fan

圖1 原型機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The fan model structure

圖2 風(fēng)機(jī)整機(jī)網(wǎng)格Fig.2 The mesh of fan

1.3 計(jì)算方法

利用Ansys Fluent軟件對風(fēng)機(jī)流場進(jìn)行三維不可壓縮定常流動計(jì)算，采用RNG k-ε湍流模型求解N-S方程，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，壓力項(xiàng)采用標(biāo)準(zhǔn)格式離散，動量方程采用二階迎風(fēng)格式離散，湍流動能和湍流耗散率采用一階迎風(fēng)格式離散，近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

1.4 邊界條件

集流器進(jìn)口采用速度進(jìn)口，蝸殼出口采用自由流出口，依次計(jì)算進(jìn)口流速從5m/s到20m/s的7個工況點(diǎn)，相鄰兩工況點(diǎn)之間流速相差2.5m/s，其對應(yīng)進(jìn)口流量范圍為952～3 810m3/h。集流器流道和蝸殼流道為靜止區(qū)域，葉輪流道為旋轉(zhuǎn)區(qū)域，動靜區(qū)域之間采用多重參考坐標(biāo)系（Multiple Reference Frame）耦合，所有壁面均滿足無滑移條件。環(huán)境壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓p=101325Pa，空氣密度ρ=1.225kg/m3，計(jì)算中不考慮重力的影響。

1.5 收斂準(zhǔn)則

定常計(jì)算的所有殘差小于10-3，風(fēng)機(jī)進(jìn)出口質(zhì)量流量差小于0.1%，效率變化小于0.01%時(shí)，認(rèn)為計(jì)算收斂[11]。

2 試驗(yàn)對比

試驗(yàn)依據(jù)GB/T 1236-2000《工業(yè)通風(fēng)機(jī)用標(biāo)準(zhǔn)化風(fēng)道進(jìn)行性能試驗(yàn)》進(jìn)行，采用帶有進(jìn)口側(cè)試驗(yàn)管道的C型裝置，用90°弧形進(jìn)口噴嘴測定流量。圖3為風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)裝置示意圖。

圖3 風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)裝置圖Fig.3 The fan performance test rig

圖4、圖5分別為原型風(fēng)機(jī)全壓性能曲線和全壓效率曲線，比較可知，試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的走勢基本一致，數(shù)值計(jì)算得到的全壓及全壓效率與實(shí)測值的誤差均在10%以內(nèi)，說明本文所采用的數(shù)值計(jì)算方法是有效并可靠的。整體上計(jì)算值略高于試驗(yàn)值，這主要是由于建模時(shí)對風(fēng)機(jī)實(shí)際結(jié)構(gòu)進(jìn)行了少量簡化，導(dǎo)致摩擦和泄漏損失與實(shí)際存在一定偏差造成的。

圖4 原型風(fēng)機(jī)全壓性能曲線Fig.4 The fan total pressure performance curve

圖5 原型風(fēng)機(jī)全壓效率曲線Fig.5 The fan total efficiency curve

3 計(jì)算結(jié)果及分析

為研究高壓離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動特性，對風(fēng)機(jī)在進(jìn)口流速為15m/s（即進(jìn)口流量為2 857m3/h）的工況下的數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。

3.1 壓力分布

葉輪回轉(zhuǎn)面壓力分布如圖6所示，分析可知，在徑向方向上，靜壓從葉輪進(jìn)口到蝸殼壁面逐漸增大，動壓和總壓從葉片前緣到葉片后緣逐漸升高，動壓于葉片吸力面末端達(dá)到最大值。在葉輪出口附近靜壓驟然增加，而動壓和總壓有較大幅度的降低，這是由于此處流通截面發(fā)生突變，氣體流速減小，部分動壓能轉(zhuǎn)變?yōu)殪o壓能導(dǎo)致的。在周向方向上，從吸力面到壓力面，動壓減小，靜壓增大。此外，靠近蝸殼出口一側(cè)的葉片吸力面末端動壓要高于其他葉片相同位置的動壓，壓力分布顯示出較明顯的非周期性。

圖6 葉輪回轉(zhuǎn)面壓力分布云圖Fig.6 The pressure distribution of impeller rotative surface

圖7為X=0mm子午面壓力分布云圖，可以看出，在軸向方向上，集流器流道內(nèi)，風(fēng)機(jī)各壓力都較小且壓力梯度不大。氣體進(jìn)入葉輪流道后，葉輪做功使風(fēng)機(jī)各壓力大幅提升，但壓力分布沿軸向變化不明顯。在集流器出口與葉輪前盤之間的徑向間隙內(nèi)，靜壓較小而動壓很大，這是由于間隙內(nèi)氣體局部速度過快引起的。在葉輪后盤與蝸殼后蓋之間的區(qū)域內(nèi)，流體靜壓明顯高于動壓，說明這部分氣體的流速較低，是風(fēng)機(jī)內(nèi)的低壓區(qū)之一。蝸殼流道內(nèi)，氣體靜壓的徑向壓力梯度較大，靜壓在蝸殼壁面附近達(dá)到最大值。

圖7X=0mm子午面壓力分布云圖Fig.7 The pressure distribution in meridion plane withX=0mm

3.2 速度矢量分布

圖8為X=0mm子午面速度矢量分布圖。漸縮的集流器結(jié)構(gòu)使氣體在其壁面處的流速沿軸向逐漸增大。氣體進(jìn)入葉輪流道，流動方向從軸向改為徑向，徑向速度提升，在此過程中，部分流體直接作用在葉輪后盤上，在葉輪后盤中心區(qū)域形成一塊低速區(qū)。氣體流入蝸殼流道后，由于流動空間突然增大，在蝸殼流道內(nèi)產(chǎn)生了多處明顯的、大尺度的二次渦流，造成渦流損失，氣體流速也逐漸減小。此外，蝸殼流道中的部分低速氣體經(jīng)葉輪前盤與集流器之間的徑向間隙重新回流到了葉輪流道內(nèi)部，這是因?yàn)殚g隙兩側(cè)的氣體壓力不同，在壓差的推動下，高壓端氣體向低壓端流動，在前盤區(qū)域造成了氣體的回流，這是產(chǎn)生容積損失的一個重要原因。

圖8X=0mm子午面速度矢量分布圖Fig.8 The velocity vector distribution in meridion plane withX=0mm

葉輪回轉(zhuǎn)面速度矢量分布如圖9所示，由圖可知，經(jīng)葉輪做功的氣體徑向速度大幅提升，并于葉輪出口達(dá)到最大值。氣體進(jìn)入蝸殼流道后，在離心力的作用下，仍以軸向運(yùn)動的趨勢沿著蝸殼壁面向蝸殼出口移動，但流速逐漸減小。蝸舌起著導(dǎo)向分流的作用，一部分氣體沿著蝸舌上壁面流向蝸殼出口，另一部分氣體沿著蝸舌下壁面重新進(jìn)入蝸殼流道腹部。從整體上看，雖然葉輪結(jié)構(gòu)具有周期性，但蝸殼結(jié)構(gòu)并不規(guī)則，這導(dǎo)致流場的速度矢量圖呈現(xiàn)出明顯的不對稱分布。

圖9 回轉(zhuǎn)面速度矢量分布圖Fig.9 The velocity vector distribution in revolution surface

4 葉片出口安裝角對風(fēng)機(jī)性能的影響

葉輪是離心風(fēng)機(jī)的核心氣動部件，其結(jié)構(gòu)參數(shù)的微小改動都會引起風(fēng)機(jī)性能的變化。為研究葉片安裝角對風(fēng)機(jī)性能的影響，在保持風(fēng)機(jī)其他參數(shù)不變的前提下，以原型葉片壓力面所在曲面與葉輪出口圓周的交點(diǎn)為圓心，將出口安裝角為41°的原型葉片進(jìn)行旋轉(zhuǎn)，派生出葉片出口安裝角分別為38°和44°的兩個葉輪，如圖10所示。利用相同的數(shù)值模型對改型風(fēng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，流速及流量控制與1.4節(jié)相同，對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。

圖10 不同安裝角葉輪結(jié)構(gòu)示意圖Fig.10 The impeller structure with different installation angle

圖11為不同葉片出口安裝角下風(fēng)機(jī)全壓性能曲線。從圖中可以看出，與原型風(fēng)機(jī)相比，38°出口角的葉輪會導(dǎo)致風(fēng)機(jī)全壓的降低。44°出口角的葉輪在小流量工況的風(fēng)機(jī)全壓與原型風(fēng)機(jī)差別不大，但隨著流量的增加，該型葉輪可以較大程度提升風(fēng)機(jī)全壓。

圖11 不同葉片出口安裝角下風(fēng)機(jī)全壓性能曲線Fig.11 The fan total pressure performance curve with different blade outlet installation angle

圖12為風(fēng)機(jī)全壓效率曲線，可以看出，葉片出口安裝角的改變并沒有影響風(fēng)機(jī)的最佳工況區(qū)域，三種葉片出口安裝角的風(fēng)機(jī)最佳流量工況都在2 200～2 900m3/h之間。采用38°葉片出口安裝角的改型風(fēng)機(jī)的全壓效率在小流量工況與原型風(fēng)機(jī)相近，在中大流量工況的全壓效率略低于原型風(fēng)機(jī)。采用44°葉片出口安裝角的改型風(fēng)機(jī)的全壓效率在全流量工況都略高于原型風(fēng)機(jī)。

圖12 不同葉片出口安裝角下風(fēng)機(jī)全壓效率曲線Fig.12 The fan total pressure efficiency curve with different blade outlet installation angle

原型葉輪全壓分布如圖13所示，圖14是葉片出口安裝角為44°的葉輪全壓分布云圖。對比分析可知，由于氣流進(jìn)入葉輪流道后，流動方向發(fā)生90°的偏轉(zhuǎn)，與葉片前緣發(fā)生沖撞，導(dǎo)致兩種葉輪的葉片前緣區(qū)域都存在低壓區(qū)，這些低壓區(qū)在各葉片間流道內(nèi)呈不對稱分布，但44°出口角葉輪的前緣低壓區(qū)面積要小于原型葉輪。此外，將葉片出口安裝角改為44°后，葉輪的出口全壓得到顯著提升。

圖13 原型葉輪全壓分布云圖Fig.13 The total pressure distribution of original impeller

以上分析說明，針對原型風(fēng)機(jī)而言，把葉片出口安裝角改為44°可以明顯提升風(fēng)機(jī)在大流量工況下的全壓和全流量工況下的全壓效率，并改善葉輪的壓力分布情況。

5 結(jié)論

本文采用數(shù)值模擬的方法，研究了用于MVR系統(tǒng)的某型高壓離心風(fēng)機(jī)的內(nèi)部流動特性，以葉片出口安裝角為改型參數(shù)對原型風(fēng)機(jī)進(jìn)行性能優(yōu)化，得出以下結(jié)論：

1）高壓離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動極其復(fù)雜，不具有對稱性或周期性。風(fēng)機(jī)流道內(nèi)存在多處渦流，集流器與葉輪前盤的徑向間隙導(dǎo)致后者附近產(chǎn)生較強(qiáng)的回流，造成流動損失。

2）其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，采用44°葉片出口安裝角的改型風(fēng)機(jī)在全壓和全壓效率上都要優(yōu)于原型風(fēng)機(jī)。

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Performance Analysis and Optimization on MVR High Pressure Centrifugal Fan

Deng Liu Jing LiXiang Ling
（School of Mechanical and Power Engineering,Nanjing Tech University）

To study the high-pressure centrifugal fan used in MVR（Mechanical Vapor Recompression）system,the threedimensional incompressible unsteady flow numerical simulation is conducted to analyze its internal flow field.The selected models are validated by comparing the numerical and experimental results.Based on the simulation callulation method,the effect of blade outlet installation angle on the aerodynamic performance of fan is studied.The numerical results show that changing the angle from 41 to 44 degrees,the total pressure and total pressure efficiency of the fan under large flow rate conditions can be improved.

MVR，high pressure centrifugal fan，numerical simulation，flow field rate analysis，structural optimization

江蘇省高等學(xué)校自然科學(xué)研究重大項(xiàng)目（No.13KJA480001）

2017-10-12 江蘇 南京 211816

TH432；TK05

1006-8155-(2017)06-0032-06

A

10.16492/j.fjjs.2017.06.0005