后置蝸殼斜流風(fēng)機整機數(shù)值模擬

1、后置蝸殼斜流風(fēng)機整機數(shù)值模擬Numerical Simulation of Flow Field For Mixed-flow Fan with Post-volute楊泳 楚武利 吳艷輝/西北工業(yè)大學(xué)動力與能源學(xué)院 摘要：使用商業(yè)軟件Numeca的Fine/Turbo模塊，對包含斜流葉輪與蝸殼一體的斜流風(fēng)機進行整機計算。對一斜流風(fēng)機在設(shè)計轉(zhuǎn)速下不同工況點進行了數(shù)值模擬，并與試驗結(jié)果進行了比較,吻合較好。通過特定截面的不同流動圖譜，證實了蝸殼、葉輪相互作用引起的整機流場的不對稱性。研究結(jié)果表明，葉輪內(nèi)部葉頂間隙區(qū)二次流動和葉輪與蝸殼相互作用引起的渦系是影響斜流風(fēng)機效率的主要原因。關(guān)鍵詞：斜流風(fēng)

2、機 葉輪 蝸殼 數(shù)值模擬中圖分類號：TH432.2 文獻標識碼:B文章編號：1006-8155（2005）06-0001-04Abstract: Using Fine /Turbo module of commercial software NUMECA ,the overall calculation is carried out on the mixed-flow fan with impeller and volute. The numerical simulation is carried out on the mixed-flow fan in different operation

3、 conditions under the design speed, and compared with the test results and coincide better. The asymmetry of overall flow field caused by the interaction between impeller and volute is proved by different flow atlas of the specific section. The investigative result shows that the secondary flow of t

4、he tip gap within the impeller and vort ex .caused by the interaction between impeller and volute are the main reason to affect the efficiency of the mixed-flow fan.Key words: Mixed-flow fan Impeller Volute Numerical simulation1 引言斜流葉輪內(nèi)部流是介于軸流式和離心式的中間狀態(tài),沿著錐形流面的流動,氣流在三個方向的速度分量大小相差不大,具有顯著的三元流動特性。在試驗研究

5、方面，文獻1對自行設(shè)計的后置蝸殼斜流風(fēng)機進行了試驗研究，文獻2對不同來流條件的后置導(dǎo)葉翼型斜流風(fēng)機在不同的葉頂間隙情況下的進口流場進行了試驗研究。在數(shù)值研究方面, 文獻3基于流線曲率法及通流矩陣的無粘計算, 文獻4采用商業(yè)軟件NUMECA對有無葉頂間隙兩種情況下的斜流葉輪內(nèi)部流場進行了對比分析，文獻5采用Simple算法對矩形蝸殼內(nèi)部渦系的形成及蝸殼與葉輪的不同配置對內(nèi)流場細節(jié)的影響進行了細致的研究，文獻6通過葉輪與蝸殼相互迭代來求解蝸殼內(nèi)部流場，突破傳統(tǒng)的單獨計算蝸殼流場時進口只能給定均勻流動邊界條件的局限性，得出在變工況計算時，傳統(tǒng)的均勻流動邊界條件給定方法不能給出滿意的求解結(jié)果的結(jié)論。這

6、些試驗研究和數(shù)值計算在研究斜流風(fēng)機內(nèi)部流場方面均得出一些有用的結(jié)論，但由于試驗測量條件和計算機資源的限制，對于葉輪和蝸殼相互干涉的整機研究很少涉及。而蝸殼的高度非對稱特性表明，葉輪、蝸殼相互作用引起的流場非對稱性及其內(nèi)部復(fù)雜的渦系結(jié)構(gòu)用傳統(tǒng)的單通道模式是無法準確把握的。本文使用商業(yè)軟件Numeca的Fine/Turbo模塊，對某包含斜流葉輪與蝸殼一體的斜流風(fēng)機進行整機計算，對該斜流風(fēng)機在設(shè)計轉(zhuǎn)速下不同工況點進行了數(shù)值模擬，與已有的試驗數(shù)據(jù)對比。在此基礎(chǔ)上，本文重點分析了蝸殼內(nèi)部流場的不對稱性和蝸殼內(nèi)部渦系形成與發(fā)展的過程。證實了葉輪與蝸殼相互作用引起的渦系是影響斜流風(fēng)機效率的主要原因。2 網(wǎng)格

7、生成及求解方法2.1 模型的選取_收稿日期：2005-07-08 西安市 710072 利用DES公司的三維造型軟件UG, 以某斜流風(fēng)機作為研究對象，該風(fēng)機葉片數(shù)為13。利用UG與IGG通用接口格式IGES建立蝸殼部分的數(shù)學(xué)模型并生成網(wǎng)格，葉輪部分網(wǎng)格利用NUMECA商業(yè)軟件中的Auto Grid模塊生成，最后在IGG中對接形成整個區(qū)域的計算網(wǎng)格。由于蝸殼出口處存在很大的漩渦,且渦的強度和位置均呈現(xiàn)周期性變化,因此在蝸殼出口加了出口延長管道,長度是出口當量直徑的5倍。2.2 網(wǎng)格生成采用分區(qū)分塊網(wǎng)格生成方法將復(fù)雜的幾何區(qū)域分割成若干簡單的小塊,然后將每一小塊區(qū)域單獨生成合適的網(wǎng)格,最后將所有的

8、網(wǎng)格耦合起來8， 整個計算區(qū)域分為葉道區(qū)、蝸殼區(qū)及中間過渡區(qū)。葉道區(qū)利用Numeca中專門針對葉輪機械部分網(wǎng)格生成模塊Auto Grid生成，見圖1。 蝸殼部分網(wǎng)格利用UG與IGG通用接口建立數(shù)學(xué)模型，利用多塊網(wǎng)格技術(shù)進行劃分,見圖2。其中葉片為鈍頭結(jié)構(gòu)，尾緣部分采用單獨的網(wǎng)格塊，葉頂間隙采用蝶形網(wǎng)格生成，分內(nèi)外兩層網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，見放大圖3。過渡區(qū)網(wǎng)格采用H型網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。整個計算單元總數(shù)為1525918，詳細的網(wǎng)格單元分布見表1。表1 計算網(wǎng)格單元分布 網(wǎng)格數(shù)目葉輪部分（單個葉片）過渡區(qū)蝸殼部分主通道間隙區(qū)尾跡區(qū)蝸殼出口延伸段周向（I）2191713173737徑向（J）339933292529流向

9、（K）93161131710612933圖1 葉輪網(wǎng)格 圖2 蝸殼網(wǎng)格圖3間隙網(wǎng)格及尾跡區(qū)網(wǎng)格放大圖2.3 計算方法及邊界條件商業(yè)計算軟件Numeca使用時間相關(guān)法求解Reynolds時均方程，為了快速計算各種復(fù)雜流場，該軟件采用多塊/多重網(wǎng)格的計算技術(shù)，并有多種可供選擇的對流項離散格式和湍流模型。計算采用B-L代數(shù)模型，對流項采用中心差分并結(jié)合四階耗散項，時間推進選用四階顯式Runge-Kutta方法。計算時使用三重“V型”網(wǎng)格循環(huán)，CFL數(shù)取值3。由于流場中多處出現(xiàn)漩渦，且在出口處渦核強度和渦核位置均受上游的影響不斷發(fā)生變化，因此整個流場呈現(xiàn)了一定的非定常特性，因此當進出口流量發(fā)生小幅振蕩

10、時，可基本認為計算收斂。計算時給定進口總溫、進口速度及進口氣流角，出口給定背壓，葉輪進出口延伸區(qū)和葉頂間隙給定周期條件，絕熱固體壁面給定無滑移條件。3 計算結(jié)果及分析3.1 計算結(jié)果與試驗結(jié)果的比較數(shù)值計算采用與試驗條件完全一致的不同設(shè)計工況點下進行，額定轉(zhuǎn)速為16014r/min，大氣溫度30，大氣壓力100.5kPa，進口軸向進氣，給定靜溫和軸向進口速度，出口給定的背壓為大氣壓力。圖4和圖5分別給出了試驗和計算的絕熱效率、總壓比隨流量變化的性能曲線圖。從圖中可以看出，計算性能與已有的試驗數(shù)據(jù)吻合較好,誤差均在5%以內(nèi)。但由于計算模型中忽略了葉輪外壁厚度導(dǎo)致頂部間隙增大，泄漏流動增強，導(dǎo)致流

11、量、效率均有所降低，而壓比比度驗值均普遍偏高。另外，網(wǎng)格數(shù)目、網(wǎng)格質(zhì)量、數(shù)值結(jié)果帶有一定的非定常波動特性均會對計算結(jié)果產(chǎn)生一定的誤差。由于試驗條件的限制，無法對內(nèi)部流動流場細節(jié)進行測量，下面以最高效率點的計算結(jié)果來對內(nèi)部流場的分布作初步分析。 圖4 等熵效率曲線圖 圖5 總壓比曲線圖3.2 靜壓分布圖6表示的是跨蝸殼前后壁的中央截面靜壓云圖；圖7為蝸殼內(nèi)壁對應(yīng)于圖6的4個不同截面的靜壓沿蝸殼寬度變化的曲線圖； 圖8為蝸殼內(nèi)壁低端、中間截面和頂部3個截面的靜壓沿周向變化的曲線圖，由于在該計算中動葉出口與蝸殼之間采用“凍結(jié)轉(zhuǎn)子法”的交接面處理技術(shù)，這種動靜干涉技術(shù)忽略了轉(zhuǎn)子的運動，因此穩(wěn)態(tài)解取決于

12、轉(zhuǎn)子相對于靜子的相對位置。由圖6可見，蝸殼內(nèi)靜壓隨蝸殼半徑的增大而增大，在接近外壁面處達到最高值。由圖7可以看出，4個截面處靜壓沿蝸殼寬度方向的變化很大，但都呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，這是因為中間為葉輪出口與蝸殼的摻混區(qū)，而且葉輪斜向底端沖擊進入蝸殼，因此低端的靜壓比頂部靜壓比高。 圖8表示蝸殼內(nèi)壁3個不同高度位置處靜壓的周向曲線圖，由圖中仍然可以看出明顯的不均勻特性，對于底端曲線，由于葉輪鈍頭尾跡的影響，呈現(xiàn)出明顯的周期性，對于中間曲線和頂部曲線，蝸殼的非對稱性引起90180范圍內(nèi)的靜壓明顯增大。 圖6 蝸殼前后壁中央處回轉(zhuǎn)面的靜壓分布 圖7 4個截面沿蝸殼寬度方向的壓力分布曲線圖8 3個不同

13、高度位置周向壓力分布曲線3.3 蝸殼內(nèi)部渦系的形成與發(fā)展圖9、圖10、圖11和圖12是蝸殼相應(yīng)位置上的二次速度矢量分布圖，圖13和圖14表示的是蝸殼出口及蝸殼出口延伸段的二次流動現(xiàn)象。由圖9圖12看出，在蝸殼內(nèi)氣流存在著很強的漩渦流動，這種漩渦流動是由于受葉輪出口氣流的沖擊引起的，氣流沖擊方向均由蝸殼內(nèi)壁指向外壁（圖9圖12中從右至左）。這是由于氣流撞擊壁面而形成的漩渦，在蝸殼內(nèi)漩渦運動一直存在并發(fā)展著，但比較圖13和圖14后發(fā)現(xiàn)漩渦運動逐漸減弱。在蝸殼延伸段，氣流是以螺旋形式向前運動的，漩渦強度逐漸減小。由圖13和圖14可知，在蝸殼出口處漩渦非常明顯，甚至在5倍當量直徑的蝸殼出口延伸段仍然有

14、比較大的漩渦存在，因此計算時會呈現(xiàn)一定的非定常特性。 圖9 蝸殼0截面二次流動 圖 10蝸殼90截面二次流動 圖11 蝸殼180截面二次流動 圖12 蝸殼270截面二次流動圖13 蝸殼出口截面二次流動圖14 蝸殼延伸段出口截面二次流動4 結(jié)論（1）本次數(shù)值計算設(shè)計轉(zhuǎn)速性能與試驗結(jié)果吻合較好，可以為試驗結(jié)果提供理論基礎(chǔ)和驗證，并可為不同轉(zhuǎn)速下進一步的特性試驗提供指導(dǎo)。（2）計算表明，蝸殼通流區(qū)域存在明顯的漩渦流動，這種流動至蝸殼延伸段出口360區(qū)域經(jīng)歷了一個產(chǎn)生、發(fā)展和耗散的演變過程。 （3）本次數(shù)值模擬很好地捕捉了斜流風(fēng)機內(nèi)部許多重要的流動現(xiàn)象，這些現(xiàn)象表明了斜流風(fēng)機內(nèi)的流動非常復(fù)雜，不具有任

15、何軸對稱性，屬于全三維的粘性流動，而且部件之間的關(guān)聯(lián)非常緊密，下游部件也會對上游部件產(chǎn)生很大影響。因此，在某些簡化模型下對風(fēng)機內(nèi)某個部件或某個流道做的數(shù)值模擬并不能準確反映蝸殼與葉輪之間的相互作用，也很難為風(fēng)機的設(shè)計和性能優(yōu)化提供可信的理論依據(jù)。參 考 文 獻1 吳克啟，于文華.后置蝸殼斜流葉輪進出口流動的實驗研究.工程熱物理學(xué)報，1994，15(4).2 李強,吳克啟.后置導(dǎo)葉翼型斜流葉輪進口流場的實驗研究.流體機械，1997,25(9).3 Arjun S R.A Study of the Behaviourof Flow in a Diagonal-Flow TurbomachineC.ASME Paper .4 賴煥新,康順