尺寸限制条件下离心风机蜗壳型线的设计研究
2020-03-26漆石球王宇贤温选锋毛义军
方 挺 漆石球 王宇贤 温选锋 毛义军
(1.广东志高暖通设备有限公司;2.中山宜必思科技有限公司;3.西安交通大学 能源与动力工程学院;4.华中科技大学 航空航天学院)
0 引言
空调柜机、风机盘管、空气清新机和除湿机等家用暖通产品由于受安装场所的限制,对结构的紧凑性要求很高,其中通风换热系统的设计常常让步于整体系统的结构限制,因此,通常以牺牲风机性能为代价来达到系统紧凑的目的。这种产品虽然单台风机耗电量小,但广泛应用于楼宇中消耗着大量的电能,并且行业中“牺牲风机部分性能达到紧凑结构”的理念根深蒂固,一时不容易改变。一些学者研究表明,在空调行业中,采用传统蜗壳型线设计方法设计的风机性能较差,并且认为空调离心风机蜗壳型线的设计不能完全引用工业风机的设计方法和经验[1]。因此,如何能够在受限空间下尽可能设计出大流量高效的风机,成为这类风机节能的技术关键。
目前在空间受限情况下的设计思路一般分为两种:一是缩小蜗壳的外形尺寸以保持蜗壳的对数螺旋线特征[1-2];二是在蜗壳的一侧或两侧超过安装空间的区域采用“切割”处理的方法[3-4],但是维持其他区域型线的原始特征,如图1所示。本文针对上述两种设计方法开展对比分析研究,并以某空调产品作为研究对象分析这两种方法的优劣性。优化切割设计方法,设计方案进行数值计算,挑选较好方案进行实验验证,验证了设计方法的有效性。
1 尺寸限制下蜗壳型线的基本思路和方法
本文以前向多翼离心风机为研究对象,针对这类风机的设计和流动已经开展了大量的研究,如罗嘉陶等[5]数值研究叶型对多翼风机气动性能的影响,顾媛媛[6]数值分析了叶片进出口安装角对多翼风机气动性能的影响,李云龙等[7]采用响应面方法对多翼离心风机的叶轮结构参数进行了优化设计,熊仲营等[8]研究了蜗舌结构对多翼风机气动性能的影响,黄宸武等[9]实验探讨了叶轮结构参数对多翼风机气动性能的影响,杨昕等[10]实验研究了多翼风机的叶轮和蜗壳相对位置多翼风机性能的影响,蔡建程等[11]对多翼风机的噪声特性进行了实验测试分析。近年来,由于对空调产品外观尺寸的限制要求越来越高,导致对其结构的紧凑性要求越来越高,而蜗壳高度是影响整机紧凑性的关键尺寸,直接影响整机的厚度。本文以该尺寸作为约束条件进行蜗壳型线的设计。图2给出了叶轮、蜗壳以及安装边界约束的示意图。图中O为叶轮圆心位置,叶轮半径为R0;在空间不受限制条件下,蜗壳型线通常按照对数螺旋线设计。但是,在很多应用领域,蜗壳尺寸超过了空间限制的尺寸范围。图2所示的两条蓝色水平线及其对应的距离L表示安装空间的限制范围。蜗壳与两条蓝色水平线在远离出口侧的交点分别表示为A和B。定义直线OA,OB与AB之间的夹角分别为θ,β,线段OB之间的距离定义为R1,线段OA距离为R2。
根据图2所示的几何关系,假设蜗壳型线在空间不受限的情况下设计满足对数螺旋线的特征,则它们之间的关系可以表示为如下形式:
其中:α为蜗壳进口气流角。
在本文中以某产品为例,安装尺寸要求为L=217mm,叶轮的半径为R0=75mm。蜗壳采用对数螺旋线设计,受空间尺寸限制,作等比例缩小。为保证整机风量,叶轮直径保持不变,未进行相应缩小。
此时,上述三个方程中共包含五个变量(R1,R2,α,θ,β),因此,基于θ和β可以构造出多组变量组合及其对应的蜗壳型线特征。
图3给出了在改变θ和β时α的变化规律,从图中可以看出,对于所分析的θ和β区间范围,蜗壳进口气流角α随θ和β的增加而不断增大。
图3 θ和β变化对气流角α的影响Fig.3 The influence of variation ofθandβ on the flow angleα
当θ,β均为0°时,式(1)方程为:
基于上述参数,求解得到α=4.393°,此时设计得到的对数螺旋线蜗壳型线如图4所示,其基本特点是蜗壳型线满足对数螺旋线特征,也就是本文引言中提到的第一种设计思路(基本型线部分,蜗舌及出口区域根据安装箱体调整)。但是这种设计方法得到的蜗壳可能会导致在实际运行时叶轮和蜗壳之间的不匹配,在叶轮或蜗壳流道中存在明显的流动损失。
图4 保证蜗壳型线连续的示意图Fig.4 Illustration of smooth volute profile
另一种设计思路是调整θ和β的非负值范围,开展蜗壳型线的设计。此时超过设计空间限制的区域采用“切割”处理,如图5所示。这种方法设计出来的蜗壳会在“切割”位置导致通流面积和流动不连续,可能形成较大的局部损失,但是,在其他区域能够和叶轮实现较好的匹配。
图5 切割蜗壳型线的示意图Fig.5 Illustration of cutting volute profile
由于第二种设计思路可以通过调整θ和β得到多种不同的设计方案,因此,表1列举了9组不同的θ和β角方案,并基于方程(2)计算得到了不同方案对应的蜗壳进口气流角。其中方案1对应的即是第一种设计思路;方案2~9对应的是第二种设计思路。
表1 设计方案Tab.1 Design schemes
2 不同方案的模拟和实验结果对比
以某空调最高档转速(n=1 100r/min),大流量(负载为0Pa)及高效点附近(负载为50Pa)工况为设计点,设计中以提高风机的风量和效率为目标,首先采用CFD软件进行数值模拟优选设计方案,再通过实验验证并校核噪声特性。
2.1 数值计算及结果分析
2.1.1 数值计算方法简介
针对表1中列举的9种方案对应的离心风机内部流场和气动性能进行数值分析研究。由于研究对象结构沿轴盘对称,为减少计算量,仅模拟一半区域。三维结构以及网格模型如图6所示。
图6 数值计算模型图Fig.6 Simulation computational model
采用商用软件FLUENT求风机内部三维不可压缩定常流动,控制方程为基于Reynolds时均的N-S方程和标准k-ε两方程湍流模型;控制方程采用有限体积法进行离散,扩散项采用具有二阶中心差分离散格式,对流项采用二阶迎风差分离散格式;离散后的不可压缩N-S方程组采用SIMPLE算法求解。计算时采用多参考系模型,叶轮区域流动旋转坐标系下求解,其他区域在静止坐标系下求解。壁面满足无滑移条件,风机进口设定全压边界条件,风机出口设定静压边界条件。计算时,对风机出口容积流量和计算残差进行监测。当残差下降到10-5且监测点的流量保持不变时,认为计算收敛。
图7给出了风机流量与风机三维区域网格数之间的关系,从图中可以看出,当网格数大于1.34×106时,风机流量基本保持不变,本文的研究过程中,选取计算区域网格数为3.7×106的模型进行内部流动分析。
图7 网格独立性验证Fig.7 Verification of grid independence
2.1.2 数值计算可靠性及计算结果分析
图8给出了原风机数值结果和实验结果(0Pa工况下)的对比从图中可以看出,数值计算结果和实验结果虽然在数值上有接近10%的误差,引起计算误差的原因主要有两方面原因,一方面是本文研究风机压头较低,数值误差较大;另一方面是实验过程中,叶轮叶片产生一定变形,从而导致两者存在一定误差,但总体趋势是基本一致的。因此,本文采用的数值方法能够反映改进前后风机性能的变化,下文采用现有的数值模拟手段分析风机内部流动情况。
图8 原风机数值计算结果与实验结果对比Fig.8 Comparison of original fan numerical result and experimental result
数值计算各方案均采用常见的两种运行工况,即大流量工况(出口静压0Pa)和设计点工况(出口静压50Pa),表2给出了设计思路2对应的2~9号方案与设计思路对应的1号方案的对比结果。
计算结果表明:第二种思路得到的结果高度依赖于具体切割部位的影响,方案3的性能明显劣于方案1,但是方案7和方案8明显优于方案1,尤其是在设计点的性能比方案1有明显的优势。
表2 数值计算结果对比Tab.2 Comparison of numerical results
2.2 实验验证
选取方案1和方案7进行不同转速下(0Pa)的对比实验测试,两种方案在不同转速下的流量、总效率(含电机功率)及噪声对比结果如图9所示。实验测试结果表明:在整个变工况范围内,方案7比方案1的风量提高了4.4%~6.3%,总效率提高2.07%~4.61%,噪声降低了1.2~1.5dB(A)。
图9 实验测试结果对比Fig.9 Comparison of experimental results
3 内部流场对比分析
数值模拟和实验测试结果均表明方案7的气动性能比方案1的性能有明显的提高,故而有必要对其内部流场进行深入分析,从而找出性能得以提高的原因,用于以后指导蜗壳型线的设计。为了便于描述,约定叶轮中心为坐标原点,水平方向为X轴,竖直方向为Y轴,如图10所示。其中,φ为射线与Y轴的夹角,并取逆时针方向为正方向;Z为任意截面到叶轮中盘的距离。
图10 结构示意图Fig.10 Fan structure diagram
由于所研究的风机叶轮轴向长度较大,所以在不同轴向截面流动有一定差异,本文分别取轮盘侧、叶轮中部以及轮盖侧的3个不同回转面来分析不同轴向位置处风机内部流场的特点。鉴于篇幅限制,本文仅分析叶轮中部截面上的流动特征。
图11和图12给出了方案1和方案7叶轮内部相对速度的对比图。结果对比表明;方案7叶道内的旋涡区有所改善,明显抑制甚至消除了φ在130°~270°范围内部分流道的涡脱落现象,从而一方面相当于增加了流道的有效通流面积,一方面降低了流动损失,从而表现出流量和效率均能够上升的特征。
图11 叶轮内部相对速度对比图(φ=0°~180°)Fig.11 Relative velocity field inside centrifugal impeller (φ=0°~180°)
图12 叶轮内部相对速度对比图(φ=180°~360°)Fig.12 Relative velocity field inside centrifugal impeller(φ=180°~360°)
图13和图14进一步对比该截面上整机内部压力和速度的分布特征。相比方案1,方案7流动主要有以下特点:在叶轮进口区域,静压和速度分布更为均匀,明显消除了φ=130°~200°范围内的进口低速区;在叶轮靠近蜗壳出口的流道中,旋涡区造成的低压区也有明显的抑制。总的来说,方案7相比于方案1,整机内部流动的组织更加通畅,得益于抑制了部分流道的涡脱落问题,使得有效流通面积更大,流动损失更小。
图13 静压云图对比Fig.13 Contours of static pressure
4 结论
本文以中央空调中风管机广泛采用的多翼离心风机为研究对象,分析了安装空间受限条件下的蜗壳型线设计方法。对比了两种设计思路、多种不同设计方案度风机性能的影响。结果表明:在空间结构尺寸受限制的前提下,基于切割蜗壳型线设计方案设计得到的风机性能受切割位置的影响比较明显,但是通过合理的选取切割位置能够比缩小蜗壳型线连续的方案取得更好的气动性能。针对分析对象的实验结果表明最佳方案在变转速工况时的流量提高4.4%~6.3%,总效率提高2.07%~4.61%,噪声降低1.2~1.5dB(A)。进一步对流场的分析揭示方案7能够取得更好性能的原因在于:叶轮中在φ=120°~360°范围内的流动状况都得到了一定改善,尤其在φ=180°~220°范围内基本上消除了旋涡分离,因此相当于增加了有效通流面积的同时降低了流动损失,从而能够同时提升流量和效率。