軸流風(fēng)機(jī)導(dǎo)流罩及攏風(fēng)筒的優(yōu)化

李瑋哲 ，劉仁鑫 ，楊衛(wèi)平 ，夏根水 ，袁志強(qiáng) ，周誠(chéng)科

（1.江西農(nóng)業(yè)大學(xué)，南昌 330045；2.江西省畜牧設(shè)施技術(shù)開發(fā)工程研究中心，南昌 330045）

0 引言

畜禽舍內(nèi)環(huán)境質(zhì)量的優(yōu)劣，即空氣溫度、相對(duì)濕度以及空氣質(zhì)量的好壞是影響畜禽健康的重要因素，所以畜禽舍環(huán)境控制直接影響了畜禽疫病防控、健康生產(chǎn)、產(chǎn)品質(zhì)量安全以及畜禽企業(yè)可持續(xù)發(fā)展性等諸多方面[1-2]。軸流風(fēng)機(jī)是畜禽舍環(huán)境控制最重要的設(shè)備之一，我國(guó)是畜禽產(chǎn)業(yè)大國(guó)，隨著畜禽產(chǎn)業(yè)發(fā)展，軸流風(fēng)機(jī)需求量日益增加，同時(shí)也使軸流風(fēng)機(jī)能耗較高的問題暴露出來(lái)，若能在相同工況下提升軸流風(fēng)機(jī)的風(fēng)量及能效比，將給畜禽養(yǎng)殖業(yè)帶來(lái)直接的經(jīng)濟(jì)效益及社會(huì)效益。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)軸流風(fēng)機(jī)導(dǎo)流罩及攏風(fēng)筒結(jié)構(gòu)已有了一定的研究，NEAL等[3]研究了一種軸流通風(fēng)機(jī)導(dǎo)流罩的應(yīng)用，經(jīng)過試驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流罩的安裝可以顯著的提升軸流風(fēng)機(jī)的效率與流量，與無(wú)導(dǎo)流罩時(shí)相比，其流量提升了34%，效率提升了13%。申江等[4-5]研究軸流風(fēng)機(jī)導(dǎo)流罩出入口結(jié)構(gòu)形狀對(duì)風(fēng)量的影響，發(fā)現(xiàn)出入口形狀為圓弧角且入口處圓弧半徑與軸流風(fēng)機(jī)半徑比值為1/5、出口處圓弧半徑與軸流風(fēng)機(jī)半徑比值為7/15時(shí)風(fēng)量提升效果最佳。丁濤等[6]研究導(dǎo)流罩長(zhǎng)度對(duì)軸流風(fēng)機(jī)性能的影響，定義導(dǎo)流罩長(zhǎng)度與葉頂軸向?qū)挾鹊谋戎禐镵來(lái)表示導(dǎo)流罩長(zhǎng)度，當(dāng)K處于1.0與1.1之間時(shí)風(fēng)量與能效比達(dá)到最大值。王巍雄等[7]研究導(dǎo)流罩安裝位置對(duì)軸流冷卻風(fēng)扇性能的影響，設(shè)定了3個(gè)安裝位置進(jìn)行試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)葉片后緣位于導(dǎo)流罩進(jìn)口平面內(nèi)時(shí)風(fēng)機(jī)性能最佳。MA等[8]研究了空調(diào)室外風(fēng)道系統(tǒng)風(fēng)扇導(dǎo)流罩內(nèi)的流場(chǎng)，發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流罩是影響軸流風(fēng)扇出口渦流的關(guān)鍵部件。HU等[9]通過仿真后發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流罩相對(duì)于葉輪的安裝位置對(duì)汽車?yán)鋮s風(fēng)扇的性能也有一定影響，當(dāng)導(dǎo)流罩在葉輪軸向僅覆蓋住葉輪前半部分時(shí)風(fēng)機(jī)的性能最佳。HUANG等[10]研究了導(dǎo)流環(huán)對(duì)小型軸流風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能的影響，發(fā)現(xiàn)半開式導(dǎo)流環(huán)能使軸流風(fēng)機(jī)效率提升，噪聲下降，葉片表面壓力、渦度和渦度梯度分布更加均勻。且對(duì)于同種導(dǎo)流環(huán)，較短的軸向尺寸所表現(xiàn)出的性能更優(yōu)良。

綜上，國(guó)內(nèi)外對(duì)軸流風(fēng)機(jī)導(dǎo)流罩及攏風(fēng)筒的研究主要為單因素優(yōu)化，對(duì)多參數(shù)進(jìn)行整體優(yōu)化的研究還未見報(bào)道。因此，本文針對(duì)畜禽舍用軸流風(fēng)機(jī)導(dǎo)流罩及攏風(fēng)筒的結(jié)構(gòu)參數(shù)展開研究。以江西某公司生產(chǎn)的56寸畜禽舍用軸流風(fēng)機(jī)為原型，選擇攏風(fēng)筒開合角、攏風(fēng)筒斜長(zhǎng)、葉頂間隙、導(dǎo)流罩相對(duì)于葉片的安裝位置這4個(gè)參數(shù)進(jìn)行正交試驗(yàn)優(yōu)化[11-13]，選出使風(fēng)量及能效比提升最多的參數(shù)組合。

1 計(jì)算模型

計(jì)算所用模型由原軸流風(fēng)機(jī)模型簡(jiǎn)化得出，結(jié)構(gòu)如圖1～3所示。模型由3個(gè)部分組成，分別為導(dǎo)流罩，攏風(fēng)筒和葉輪。其中導(dǎo)流罩外輪廓為正方形，邊長(zhǎng)為1 600 mm，內(nèi)輪廓為圓形，直徑為1 442 mm。攏風(fēng)筒整體為喇叭口形，與導(dǎo)流罩對(duì)接部分小圓直徑為1 442 mm，開口處大圓直徑為1 757 mm，攏風(fēng)筒開合角為9.15°，攏風(fēng)筒斜長(zhǎng)為990 mm，葉頂間隙為10 mm，葉輪軸后平面距導(dǎo)流罩與攏風(fēng)筒交界面的距離為72.07 mm。工作條件設(shè)置為該軸流風(fēng)機(jī)的常用工況，即轉(zhuǎn)速為714 r/min，進(jìn)口處壓強(qiáng)為畜禽舍風(fēng)機(jī)常用壓強(qiáng)。

圖1 原模型正視圖Fig.1 Front view of the original model

圖2 原模型俯視圖Fig.2 Top view of the original model

圖3 原模型葉片安裝位置及葉頂間隙Fig.3 Blade installation position and tip clearance of the original model

2 數(shù)值模擬

2.1 控制方程

流體流動(dòng)須滿足質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律和能量守恒定律。由于在軸流風(fēng)機(jī)工作中不需要考慮熱傳導(dǎo)的問題，因此不需要考慮能量守恒方程[14]，相應(yīng)的就可以得到質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量守恒方程，質(zhì)量守恒方程為[15]：

式中 ρ——密度，kg/m3；

t——時(shí)間，s；

u，v，w——速度矢量在方向上的分量，m/s。動(dòng)量守恒方程為：

式中 ρ——流體微元上的壓力，Pa；

τxx,τxy,τzx——微元體表面上的黏性剪切應(yīng)力τ的分量，N；

Fx，F(xiàn)y，F(xiàn)z——微元體上的體積力，N。

3.2 網(wǎng)格劃分

為更直觀地了解軸流風(fēng)機(jī)進(jìn)出口流場(chǎng)內(nèi)的速度及壓力分布，在原模型風(fēng)機(jī)氣流進(jìn)口處增加了2 000 mm×2 000 mm×2 000 mm的進(jìn)口流體域，出口處增加了4 000 mm×4 000 mm×6 000 mm的出口流體域[16]。通過Solidworks建模之后利用mesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型整體采用四面體網(wǎng)格劃分，分為旋轉(zhuǎn)域和靜止域。為提高計(jì)算精度，對(duì)旋轉(zhuǎn)域及導(dǎo)流罩?jǐn)n風(fēng)筒內(nèi)部的靜止域網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，并將旋轉(zhuǎn)域、內(nèi)靜止域、外靜止域分別設(shè)為區(qū)域 A，B，C[17]，區(qū)域劃分如圖4，5 所示。

圖4 旋轉(zhuǎn)域網(wǎng)格Fig.4 Rotate domain grids

3.3 模擬方法

利用軟件FLUENT19.2進(jìn)行仿真模擬，求解采用雙精度求解器。壓力設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，不設(shè)置重力加速度，選擇SST k-ω湍流模型。氣體入口邊界設(shè)置為壓力入口邊界，壓力數(shù)值設(shè)為畜禽舍風(fēng)機(jī)常用壓力值，出口為壓力出口邊界，數(shù)值為0 Pa。旋轉(zhuǎn)域采用滑移網(wǎng)格法（Mesh Motion），根據(jù)右手定則，轉(zhuǎn)動(dòng)軸為y軸負(fù)方向，轉(zhuǎn)動(dòng)速度為714 r/mim。壓力和速度耦合采用SIMPLE算法，離散格式為一階迎風(fēng)，收斂精度設(shè)置為10-3。

3.4 軸流風(fēng)機(jī)性能參數(shù)

本文以軸流風(fēng)機(jī)的風(fēng)量與能效比作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，其中風(fēng)量能直接通過數(shù)值模擬得出，能效比則需進(jìn)一步計(jì)算得出。

計(jì)算能效比須先計(jì)算電機(jī)輸入功率Pe，其與軸功率N之間存在效率系數(shù)η。軸功率N可由葉片及輪轂所受到的扭矩M計(jì)算得出，計(jì)算公式如下[18]：

式中 N——軸功率，W；

M——單個(gè)葉片的扭矩，N·m；

ω——旋轉(zhuǎn)角速度，rad/s；

Z——葉片數(shù)量，片；

n——轉(zhuǎn)速，r/min。

式中 N——軸功率，W；

η——效率系數(shù)，常數(shù)，其值約為0.83；

Pe——電機(jī)輸入功率，W。

能效比VER，即單位能耗所產(chǎn)生的風(fēng)量，VER的值越大，風(fēng)機(jī)節(jié)能效果越好，其計(jì)算公式如下[15]：

式中 Q——風(fēng)量，m3/h；

Pe——電機(jī)輸入功率，W。

3.5 風(fēng)機(jī)試驗(yàn)

風(fēng)機(jī)測(cè)試試驗(yàn)在增鑫科技研制的風(fēng)洞試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行，其規(guī)格為11 m×5.7 m×3.1 m，圖6示出試驗(yàn)平臺(tái)原理。

圖6 風(fēng)洞試驗(yàn)平臺(tái)原理Fig.6 Schematic diagram of wind tunnel test platform

在測(cè)試過程中，通過控制調(diào)節(jié)門擋板張開角度，可達(dá)到輔助風(fēng)機(jī)送入風(fēng)室氣體調(diào)節(jié)的目的，氣體經(jīng)穩(wěn)流篩網(wǎng)穩(wěn)流后，由噴嘴上的孔板流量計(jì)測(cè)定流量。EJA110E-DFS5J-712NN型差壓傳感器測(cè)定壓強(qiáng)，TSS-P型激光轉(zhuǎn)速探頭測(cè)定風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速，控制中心包含的功率測(cè)試儀測(cè)量電動(dòng)機(jī)輸入功率。采用可編程程序控制器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，可獲得風(fēng)量、進(jìn)口壓強(qiáng)及轉(zhuǎn)速等測(cè)試結(jié)果。

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將數(shù)值模擬直接得出的風(fēng)量值與風(fēng)洞試驗(yàn)得出的風(fēng)量值進(jìn)行對(duì)比。保持轉(zhuǎn)速為714 r/min不變，改變進(jìn)口壓強(qiáng)來(lái)進(jìn)行試驗(yàn)，并與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果如圖7所示。

圖7 風(fēng)量對(duì)比Fig.7 Air volume comparison

計(jì)算得出模擬風(fēng)量與測(cè)試風(fēng)量的相對(duì)誤差在3%～7%之間，平均相對(duì)誤差為5.69%，小于10%，誤差在可接受范圍內(nèi)[19]。

3.6 單因素試驗(yàn)

對(duì)攏風(fēng)筒開合角、攏風(fēng)筒斜長(zhǎng)、葉頂間隙、導(dǎo)流罩相對(duì)于葉片的安裝位置這4個(gè)參數(shù)進(jìn)行單因素試驗(yàn)，以風(fēng)量與能效比為評(píng)價(jià)指標(biāo)，試驗(yàn)結(jié)果見表1～4。

表1 不同攏風(fēng)筒開合角風(fēng)量、能效比對(duì)比Tab.1 Comparison of air volume and energy efficiency ratio at different opening and closing angles of wind tube

表2 不同攏風(fēng)筒斜長(zhǎng)風(fēng)量、能效比對(duì)比Tab.2 Comparison of air volume and energy efficiency ratio of wind tube with different inclined lengths

表3 不同葉頂間隙風(fēng)量、能效比對(duì)比Tab.3 Comparison of air volume and energy efficiency ratio with different tip clearance

表4 不同導(dǎo)流罩相對(duì)于葉片安裝位置風(fēng)量、能效比對(duì)比Tab.4 Comparison of air volume and energy efficiency ratio of different fairing relative to blade installation position

從各參數(shù)中選出風(fēng)量及能效比提升最顯著的3個(gè)水平作為正交試驗(yàn)的基礎(chǔ)，即攏風(fēng)筒開合角 5°、7°、8°；攏風(fēng)筒斜長(zhǎng) 1 100，1 200，1 300 mm；葉頂間隙5，7，9 mm；導(dǎo)流罩相對(duì)于葉片的安裝位置 -30，10，40 mm。

3.7 正交試驗(yàn)

將上一小節(jié)得出的攏風(fēng)筒開合角、攏風(fēng)筒斜長(zhǎng)、葉頂間隙、導(dǎo)流罩相對(duì)于葉片的安裝位置這4個(gè)參數(shù)的3個(gè)水平按風(fēng)量及能效比優(yōu)化效果排列，進(jìn)行 L9（34）正交試驗(yàn)，見表5，6。

表5 因素水平Tab.5 Factor level table

表6 正交試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 Orthogonal test results

4 結(jié)果與分析

由表6可得出方案8（以下統(tǒng)稱為優(yōu)化方案）對(duì)風(fēng)量以及能效比的提升最為顯著。優(yōu)化模型與原模型的性能對(duì)比，與原模型相比，優(yōu)化后的導(dǎo)流罩與攏風(fēng)筒使軸流風(fēng)機(jī)的風(fēng)量增加了12.82%，能效比提升了18.74%，性能得到顯著提升，見表7。

表7 優(yōu)化前后性能對(duì)比Tab.7 Performance comparison before and after optimization

4.1 跡線圖分析

使用CFD-POST軟件對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行分析，圖8示出原模型的速度跡線，可以看出導(dǎo)流罩?jǐn)n風(fēng)筒內(nèi)以及出口流體域的總體速度流線分布比較均勻，但在攏風(fēng)筒內(nèi)靠近下壁面以及中心處有少許低速區(qū)，且高速區(qū)分布比較集中。圖9示出為優(yōu)化方案的速度跡線，與原模型對(duì)比，靠近導(dǎo)流罩?jǐn)n風(fēng)筒壁面的低速區(qū)有所減少，中心區(qū)雖有部分低速區(qū)，但速度值比原模型略有提升，且整體速度分布更加合理。

圖8 原模型速度跡線Fig.8 Speed trace diagram of the original model

圖9 優(yōu)化方案速度跡線Fig.9 Speed trace diagram of the optimized scheme

圖10示出原模型攏風(fēng)筒與導(dǎo)流罩內(nèi)部的速度跡線圖，葉輪位于導(dǎo)流罩與攏風(fēng)筒的交界處，可見氣流軌跡較為紊亂，葉輪出口處有幾處渦流，攏風(fēng)筒出口靠近壁面處也存在明顯的渦流現(xiàn)象，且更多氣流流向風(fēng)機(jī)軸心線偏下的位置，并在該處匯聚碰撞造成能量損失，導(dǎo)致風(fēng)量減小，能效比降低。圖11示出優(yōu)化方案攏風(fēng)筒與導(dǎo)流罩內(nèi)部的速度跡線，與原模型對(duì)比，氣流軌跡較為平整，流動(dòng)較為順暢，同時(shí)減少了氣流在軸心線處的匯聚碰撞，使軸流風(fēng)機(jī)風(fēng)量增加，能效比升高。且葉輪出口處及壁面附近渦流現(xiàn)象顯著減少，氣流穩(wěn)定性及均勻性得到提升。

圖10 原模型局部跡線Fig.10 Local trace diagram of the original model

圖11 優(yōu)化方案局部跡線Fig.11 Local trace diagram of the optimized scheme

4.2 整體壓強(qiáng)云圖分析

圖12示出原模型整體壓強(qiáng)分布云圖，由于入口處為負(fù)壓，所以導(dǎo)流罩與攏風(fēng)筒內(nèi)部有負(fù)壓區(qū)域。由圖可見，壓強(qiáng)分布整體比較均勻，但在葉片邊緣處存在局部高壓區(qū)域，葉片負(fù)荷重，且攏風(fēng)筒內(nèi)部靠近壁面處兩端區(qū)域壓強(qiáng)大小不同，出口流域內(nèi)的低負(fù)壓區(qū)域較大。圖13示出優(yōu)化模型整體壓強(qiáng)分布云圖，與原模型對(duì)比，葉片邊緣處的局部高壓區(qū)域得到改善，攏風(fēng)筒內(nèi)部壓強(qiáng)分布對(duì)稱且均勻，出口流域內(nèi)的低負(fù)壓區(qū)域顯著減少。

圖12 原模型壓強(qiáng)分布Fig.12 Pressure distribution diagram of the original model

圖13 優(yōu)化方案壓強(qiáng)分布圖Fig.13 Pressure distribution diagram of the optimized scheme

4.3 葉片壓強(qiáng)云圖分析

在軸流風(fēng)機(jī)工作時(shí)，葉片分為壓力面和吸力面，其中壓力面表現(xiàn)為正壓，吸力面表現(xiàn)為負(fù)壓。圖14示出原模型葉片吸力面壓強(qiáng)云圖，負(fù)壓沿著輪轂軸到葉片頂端方向逐漸增大，在葉頂前緣部位達(dá)到最大值，為-833.16 Pa。圖15示出優(yōu)化模型吸力面壓強(qiáng)云圖，壓強(qiáng)分布情況及壓強(qiáng)梯度變化方向與原模型相似，葉頂前緣部位壓強(qiáng)最大值為-810.03 Pa，相比于原模型，葉片吸力面最大壓強(qiáng)值減少了2.78%。

圖14 原模型吸力面壓強(qiáng)分布Fig.14 Pressure distribution on suction surface of the original model

圖15 優(yōu)化模型吸力面壓強(qiáng)分布Fig.15 Pressure distribution on suction surface of the optimized model

圖16示出原模型葉片壓力面壓強(qiáng)云圖，壓強(qiáng)變化梯度方向與吸力面相同，沿著輪轂軸到葉片頂端方向壓強(qiáng)逐漸增大，在葉頂前緣部位壓強(qiáng)最大，為384.18 Pa。但在葉片根部存在負(fù)壓區(qū)域，最大值為-58.97 Pa，原因可能為葉片根部對(duì)氣體施加橫向剪切力，產(chǎn)生氣體尾跡脫落現(xiàn)象，消耗氣體動(dòng)能，從而出現(xiàn)負(fù)壓區(qū)域。圖17示出優(yōu)化模型葉片壓力面壓強(qiáng)云圖，可見優(yōu)化模型壓強(qiáng)梯度分布與原模型相似，但葉頂前緣部位高壓區(qū)域面積明顯小于原模型，其最大值為340.13 Pa，比原模型減少了11.47%。葉片根部負(fù)壓最大值為-55.15 Pa，減少了6.5%。

圖16 原模型壓力面壓強(qiáng)分布Fig.16 Pressure distribution on pressure surface of original model

圖17 優(yōu)化模型壓力面壓強(qiáng)分布Fig.17 Pressure distribution on pressure surface of optimized model

分析葉片吸力面和壓力面的壓強(qiáng)后發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化模型葉片所受的壓強(qiáng)較原模型有所減少，因此延長(zhǎng)了其使用壽命。

5 結(jié)論

（1）通過正交試驗(yàn)對(duì)攏風(fēng)筒開合角、攏風(fēng)筒斜長(zhǎng)、葉頂間隙、導(dǎo)流罩相對(duì)于葉片的安裝位置這四個(gè)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，使原軸流風(fēng)機(jī)的風(fēng)量和能效比得到顯著提升，分別提升了12.82%和18.74%。

（2）優(yōu)化模型的流場(chǎng)與原模型相比低速區(qū)減少，導(dǎo)流罩與攏風(fēng)筒內(nèi)的渦流及氣流紊亂現(xiàn)象減少，整體流場(chǎng)更加均勻穩(wěn)定。

（3）優(yōu)化模型的整體壓強(qiáng)分布較原模型更均勻，且出口流域內(nèi)負(fù)壓區(qū)域更少。葉片吸力面與壓力面所受的壓強(qiáng)也有所減少，其中吸力面最大負(fù)壓減少了2.78%，壓力面最大正壓減少了11.47%，最大負(fù)壓減少了6.5%。