劉陽(yáng),劉小民,陳宗華,席光

(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,710049,西安;2.西安泛仕達(dá)流體機(jī)械有限公司,710075,西安)

風(fēng)機(jī)盤管廣泛應(yīng)用于大型商場(chǎng)、辦公樓等大型中央空調(diào)系統(tǒng)中,內(nèi)部搭載的多翼離心風(fēng)機(jī)常為雙風(fēng)機(jī)或三風(fēng)機(jī)并聯(lián)布置,可以實(shí)現(xiàn)中短距離的風(fēng)管送風(fēng),因其安裝靈活、裝修隱蔽,很多家庭住宅也普遍采用中央空調(diào)風(fēng)管系統(tǒng),這對(duì)風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)的氣動(dòng)性能和噪聲性能提出了更高的要求。整機(jī)的性能優(yōu)化通常以單風(fēng)機(jī)為基礎(chǔ),但是整機(jī)內(nèi)部空間受限,流動(dòng)阻力增加,使得單風(fēng)機(jī)優(yōu)化效果并不能有效體現(xiàn)在整機(jī)上。因此,將多翼離心風(fēng)機(jī)各部件進(jìn)行分組優(yōu)化,研究其對(duì)整機(jī)性能變化的響應(yīng)度,并以此為依據(jù)采取針對(duì)性的優(yōu)化對(duì)于提升風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)的性能具有重要的理論意義和實(shí)際應(yīng)用價(jià)值。

葉輪、集流器和蝸殼是多翼離心風(fēng)機(jī)的重要結(jié)構(gòu)和功能部件。葉輪在運(yùn)行過程中與靜止部件發(fā)生干涉,在旋轉(zhuǎn)、黏性和逆壓梯度作用下,多翼離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動(dòng)呈現(xiàn)出復(fù)雜的三維、黏性、非定常、非均勻特征[1]。多翼離心風(fēng)機(jī)中葉輪葉片多為前向彎曲葉片,流道彎曲且狹小,受葉片壁面逆壓梯度影響,在葉片吸力面更易產(chǎn)生流動(dòng)分離。這種分離渦進(jìn)入蝸殼流道,還會(huì)誘導(dǎo)不穩(wěn)定的氣動(dòng)噪聲,且上游葉片產(chǎn)生的尾跡對(duì)下游通道中的氣流運(yùn)動(dòng)也存在較大的激勵(lì)作用[2-3]。Darvish等[4]研究了葉片數(shù)和出口角對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能的影響,結(jié)果表明葉片數(shù)和出口角的增加會(huì)減弱葉輪流道內(nèi)的流動(dòng)分離。Zhou等[5]利用改進(jìn)的Hicks-Henne函數(shù)對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)葉片中弧線進(jìn)行參數(shù)化設(shè)計(jì),得到了曲率平滑的葉片型線,葉片進(jìn)口區(qū)前緣渦數(shù)減少,風(fēng)機(jī)的總壓效率和流量顯著提高,但是該函數(shù)并不能對(duì)葉片弦長(zhǎng)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。Wang等[6]研究了葉片全切割和部分切割對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能的影響,發(fā)現(xiàn)適當(dāng)?shù)娜~片切割能使前盤附近的非活動(dòng)區(qū)范圍減小,風(fēng)機(jī)在總壓效率和靜壓升方面有較大的提升。對(duì)非等厚翼型葉片而言葉片切割會(huì)破壞葉片前緣結(jié)構(gòu),導(dǎo)致氣動(dòng)性能下降。Lin等[7]對(duì)葉片翼型進(jìn)行了研究,將低速NACA4412翼型應(yīng)用在多翼離心風(fēng)機(jī)的葉片設(shè)計(jì)中,發(fā)現(xiàn)設(shè)計(jì)的翼型葉片有效緩解了葉片吸力面的流動(dòng)分離,有利于風(fēng)機(jī)效率的提高。王夢(mèng)豪等[8]將鸮翼截面翼型進(jìn)行仿生重構(gòu)應(yīng)用到離心風(fēng)機(jī)葉片上,發(fā)現(xiàn)仿鸮翼葉片能夠有效抑制通道內(nèi)漩渦流的產(chǎn)生與發(fā)展,降低葉片前緣區(qū)域和蝸舌區(qū)域的壓力脈動(dòng)。

集流器和蝸殼是風(fēng)機(jī)中的靜止部件,與葉輪存在著較強(qiáng)的交互效應(yīng)和匹配關(guān)系。由于葉輪與集流器存在間隙,葉輪出口側(cè)的高壓氣流將通過該間隙回流到葉輪進(jìn)口的低壓區(qū),形成泄漏,引起損失[9]。Liu等[10]提出了一種非對(duì)稱的D型集流器,研究表明該集流器可有效抑制低流量系數(shù)下蝸舌處集流器進(jìn)口的回流現(xiàn)象,風(fēng)機(jī)性能獲得明顯提升。楊偉剛等[11]提出了一種偏心集流器,發(fā)現(xiàn)偏心方向?qū)?yīng)葉道內(nèi)的流動(dòng)分離減弱,葉輪前盤和集流器間隙的流量泄漏減小。王嘉冰等[12]研究了3種不同結(jié)構(gòu)形式的集流器對(duì)柜式空調(diào)用多翼離心風(fēng)機(jī)的性能影響,得出集流器出口直徑大于葉輪內(nèi)徑的收斂型集流器能使風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)性能達(dá)到最優(yōu)。溫選峰等[13]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,具有合理參數(shù)和安裝位置的橢圓形集流器能夠有效提高多翼離心風(fēng)機(jī)的整體氣動(dòng)性能。

蝸殼內(nèi)部存在著多體擾流問題,受逆壓梯度影響,還會(huì)在蝸殼通流截面形成與氣流主流方向垂直的二次流,造成蝸殼內(nèi)部氣流的沖擊[14-15]。由于各種流動(dòng)損失的存在,理論蝸殼型線設(shè)計(jì)方法并不一定滿足實(shí)際的運(yùn)行狀況,且目前多翼離心風(fēng)機(jī)的使用越來越傾向于小型化,這就對(duì)尺寸限制條件下的傳統(tǒng)蝸殼型線的設(shè)計(jì)提出了挑戰(zhàn)。受蝸殼結(jié)構(gòu)的影響,葉片出口周期性的尾流與葉片表面的分離流動(dòng)會(huì)激勵(lì)與蝸舌之間的非定常干涉作用,對(duì)蝸舌造成較大的沖擊。蝸舌附近的脈沖壓力導(dǎo)致蝸舌區(qū)域出現(xiàn)嚴(yán)重的回流,不僅影響風(fēng)機(jī)的風(fēng)量,也是風(fēng)機(jī)離散噪聲的主要噪聲源[16]。Wen等[17]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,由于蝸殼切割破壞了蝸殼流場(chǎng)的連續(xù)性,風(fēng)機(jī)全壓和效率明顯下降。蔣博彥等[18]在蝸殼單側(cè)切割的基礎(chǔ)上提出了一種等比例組合式切割方案,該方案可有效削弱單側(cè)切割深度過大對(duì)風(fēng)機(jī)性能的負(fù)面影響。王軍等[19]為了解決切割蝸殼型線造成多翼離心風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能下降的問題,在尺寸限制下采用二次非均勻B樣條曲線表征蝸殼型線,通過NSGA-II算法對(duì)其進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化。Zhou等[20]基于部分相干分析對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)蝸舌形式進(jìn)行了多目標(biāo)參數(shù)優(yōu)化,減少了蝸舌區(qū)域壓力脈動(dòng)向其他區(qū)域的傳遞,有效提升了風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)性能。Wang等[21]提出一種傾斜仿生蝸舌,風(fēng)機(jī)內(nèi)部的軸向流場(chǎng)隨著葉輪前盤非活動(dòng)區(qū)尺寸的減小變得均勻,葉輪與蝸舌的相互作用得到了明顯改善。Wu等[22]提出了一種波形仿生蝸舌,風(fēng)機(jī)內(nèi)部渦流的強(qiáng)度和規(guī)模得到抑制,有效降低了葉輪出口氣流與蝸舌之間的相互作用。

上述針對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)葉片、蝸殼型線、蝸舌形式以及集流器的優(yōu)化能夠有效改善風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài),提升風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)性能,但是并未研究整機(jī)狀態(tài)下實(shí)際的優(yōu)化效果和流動(dòng)特性,且在優(yōu)化過程中沒有考慮到各動(dòng)靜部件之間的協(xié)同匹配效果,因此本文采用分組流程設(shè)計(jì)的方法分別對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)中的葉片、蝸殼型線、集流器和蝸舌進(jìn)行優(yōu)化。首先采用3階貝塞爾曲線擬合等厚葉片中弧線,建立相關(guān)優(yōu)化變量和目標(biāo)響應(yīng)的Kriging模型,再采用NSGA-II算法求解Pareto前沿,在此中弧線基礎(chǔ)上構(gòu)造吸力面仿魚形葉片,之后對(duì)偏流蝸殼型線、蝸舌形式和外凸集流器分別進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。以風(fēng)量作為主要參數(shù),引入系數(shù)ε表征單風(fēng)機(jī)性能變化對(duì)整機(jī)氣動(dòng)性能變化的響應(yīng)度,在每一步優(yōu)化過程中對(duì)整機(jī)性能進(jìn)行響應(yīng)度判斷,最大限度地提升風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)的氣動(dòng)性能。

1 數(shù)值計(jì)算

1.1 物理模型

本文的研究對(duì)象為風(fēng)機(jī)盤管和其內(nèi)置的雙吸式多翼離心風(fēng)機(jī),雙風(fēng)機(jī)并聯(lián)布置,蝸殼和電機(jī)固定在整機(jī)箱體上,葉輪通過中間電機(jī)軸懸臂連接。整機(jī)采用下回風(fēng)進(jìn)氣方式,從蝸殼出口吹出氣流經(jīng)過V型換熱器流出,風(fēng)機(jī)盤管結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 風(fēng)機(jī)盤管結(jié)構(gòu)示意圖

風(fēng)機(jī)由蝸殼和葉輪兩部分組成,葉輪設(shè)有固定中盤,中盤兩側(cè)葉輪寬度比為1∶1,葉片為前彎形式,雙吸式多翼離心風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)如圖2所示。取蝸殼內(nèi)壁型線建立蝸殼區(qū)域流體域。風(fēng)機(jī)葉輪為塑料葉輪,考慮到葉片存在一定的拔模斜度,建立葉輪流體域時(shí)選取葉頂處葉片型線,前盤裝有的環(huán)形箍主要為保證葉片強(qiáng)度,對(duì)氣動(dòng)性能影響很小,因此建模時(shí)將環(huán)形箍去除。原型多翼離心風(fēng)機(jī)葉輪和蝸殼主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 原型多翼離心風(fēng)機(jī)葉輪和蝸殼基本結(jié)構(gòu)參數(shù)

(a)蝸殼 (b)葉輪

1.2 多翼離心風(fēng)機(jī)計(jì)算模型

根據(jù)圖2所示的風(fēng)機(jī)模型建立風(fēng)機(jī)的計(jì)算流體域模型,主要分為蝸殼區(qū)、葉輪區(qū)、進(jìn)口延伸段和出口延伸段,為使計(jì)算具有更好的收斂性,延伸段的長(zhǎng)度設(shè)置為2.5倍葉輪外徑。對(duì)各部分進(jìn)行網(wǎng)格劃分,采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,并在近壁面和葉片前后緣進(jìn)行了加密處理,固體近壁面y+保持在30～100之間,各部分通過interface面連接,雙吸式多翼離心風(fēng)機(jī)數(shù)值計(jì)算模型如圖3所示。

圖3 雙吸式多翼離心風(fēng)機(jī)數(shù)值計(jì)算模型

采用Fluent求解器對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。在流場(chǎng)計(jì)算中,流動(dòng)控制方程為黏性不可壓縮雷諾時(shí)均Navier-Stokes方程,湍流模型采用Realizablek-ε模型,近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù),壓力速度耦合采用SIMPLE算法,動(dòng)量方程、能量方程和湍流耗散方程均采用二階迎風(fēng)格式。進(jìn)口邊界條件給定總壓為0 Pa,出口邊界條件給定靜壓為0 Pa。將葉輪區(qū)設(shè)置為旋轉(zhuǎn)區(qū)域,采用多參考系模型,設(shè)定轉(zhuǎn)速為1 120 r/min,收斂殘差為10-4。

為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,如圖4所示,最終確定總網(wǎng)格數(shù)為364萬(wàn),葉輪和蝸殼網(wǎng)格數(shù)分別為219萬(wàn)和97萬(wàn)。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

1.3 風(fēng)機(jī)盤管計(jì)算模型

根據(jù)圖1所示的風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)結(jié)構(gòu)建立整機(jī)計(jì)算流體域模型,主要分為箱體段1、箱體段2、蝸殼區(qū)、葉輪區(qū)、換熱器、進(jìn)口延伸段和出口延伸段,延伸段的長(zhǎng)度設(shè)置為2.5倍葉輪外徑。網(wǎng)格劃分方式和計(jì)算方法與單風(fēng)機(jī)基本一致,風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)數(shù)值計(jì)算模型如圖5所示。換熱器為V型翅片管式換熱器,在計(jì)算時(shí)采用多孔介質(zhì)模型[23]代替,多孔介質(zhì)模型阻力系數(shù)計(jì)算公式如下

圖5 風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)數(shù)值計(jì)算模型

ΔP=av2+bv

(1)

a=C2ρh/2

(2)

b=μC1h

(3)

式中:ΔP為換熱器前后壓降;v為換熱器處氣體流速;h為換熱器厚度;C1為黏性阻力系數(shù);C2為慣性阻力系數(shù)。

式(1)為實(shí)驗(yàn)測(cè)試得出的壓降和速度函數(shù)關(guān)系,聯(lián)立式(1)～(3),可計(jì)算出C1和C2。空氣的物性參數(shù)取15 ℃常壓狀態(tài)下,μ=1.789 4×10-5kg/(m·s),ρ=1.225 kg/m3,孔隙率取0.98。將葉輪區(qū)設(shè)置為旋轉(zhuǎn)區(qū)域,采用多參考系模型,設(shè)定轉(zhuǎn)速為1 120 r/min,收斂殘差為10-5。

1.4 實(shí)驗(yàn)測(cè)量

氣動(dòng)性能測(cè)試按照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)》測(cè)試,系統(tǒng)主要由試驗(yàn)風(fēng)機(jī)、風(fēng)室、輔助風(fēng)機(jī)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。測(cè)量時(shí)根據(jù)噴嘴的流速選擇合適的噴嘴直徑,經(jīng)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)得到風(fēng)機(jī)的流量。風(fēng)機(jī)和風(fēng)機(jī)盤管氣動(dòng)性能測(cè)試裝置如圖6所示。

(a)風(fēng)機(jī) (b)風(fēng)機(jī)盤管

圖7給出了多翼離心風(fēng)機(jī)實(shí)驗(yàn)和模擬性能曲線。由圖7可知,數(shù)值模擬的工況點(diǎn)與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的數(shù)值吻合較好,在0 Pa靜壓的工況下,風(fēng)機(jī)最大風(fēng)量模擬值和實(shí)驗(yàn)值分別為529.2、548.5 m3/h,相對(duì)誤差為3.52%,整機(jī)最大風(fēng)量模擬值和實(shí)驗(yàn)值分別為674.6、673.1 m3/h,相對(duì)誤差為0.23%,皆在工程允許的5%以內(nèi),證明了本文所建立的數(shù)值計(jì)算模型的有效性。

圖7 多翼離心風(fēng)機(jī)實(shí)驗(yàn)和模擬性能曲線

2 優(yōu)化設(shè)計(jì)方案

針對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)的動(dòng)靜部件,對(duì)葉輪、蝸殼型線、蝸舌和集流器進(jìn)行了4個(gè)參數(shù)的分組優(yōu)化設(shè)計(jì),并對(duì)優(yōu)化之后的單風(fēng)機(jī)進(jìn)行整機(jī)計(jì)算,研究其對(duì)整機(jī)性能的影響。本文以風(fēng)量作為性能標(biāo)準(zhǔn),判斷單風(fēng)機(jī)性能變化對(duì)整機(jī)性能變化的響應(yīng)度大小,如果整機(jī)性能變化響應(yīng)度為負(fù)值,則放棄該優(yōu)化步驟,在上一步優(yōu)化的基礎(chǔ)上進(jìn)行下一步優(yōu)化。圖8為多翼離心風(fēng)機(jī)分組優(yōu)化設(shè)計(jì)流程圖。

圖8 多翼離心風(fēng)機(jī)分組優(yōu)化設(shè)計(jì)流程圖

2.1 吸力面仿魚形葉片設(shè)計(jì)

多翼離心風(fēng)機(jī)的葉片具有強(qiáng)烈的前向彎曲特性,葉片吸力面極易發(fā)生流動(dòng)分離?；谪惾麪柷€的靈活彎曲特性和魚體前緣吸力機(jī)制[24],提出了一種吸力面仿魚形葉片設(shè)計(jì)方法,圖9為吸力面仿魚形葉片優(yōu)化設(shè)計(jì)流程圖。

圖9 吸力面仿魚形葉片優(yōu)化設(shè)計(jì)流程圖

首先對(duì)原型葉片中弧線進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),等厚葉片中弧線的幾何參數(shù)化如圖10所示,采用3階貝塞爾曲線擬合葉片中弧線,共4個(gè)控制點(diǎn)(V1～V4),其中V1點(diǎn)固定。V2點(diǎn)以葉片進(jìn)口安裝角β1和長(zhǎng)度L1為控制參數(shù),V3點(diǎn)以出口安裝角β2和長(zhǎng)度L1為控制參數(shù),V4點(diǎn)在葉輪外徑上圓周移動(dòng),以葉片中心角γ1為控制參數(shù)。抽樣策略采用拉丁超立方進(jìn)行設(shè)計(jì)。各設(shè)計(jì)參數(shù)的取值范圍為:β1=45°～80°,L1=4～7 mm,β2=160°～175°,L2=3～6 mm,γ1=3.5°～5.8°?；贗sight[25]視覺設(shè)計(jì)平臺(tái)生成50組單圓弧等厚葉片方案。

圖10 等厚葉片中弧線的幾何參數(shù)化

通過CFD計(jì)算,以最大流量和總壓效率為響應(yīng)變量構(gòu)建Kriging模型,本文利用設(shè)計(jì)空間[26]中任意樣本點(diǎn)的相對(duì)誤差和平均相對(duì)誤差來驗(yàn)證Kriging模型的準(zhǔn)確性,隨機(jī)選取5組樣本驗(yàn)證Kriging模型,各樣本響應(yīng)值的相對(duì)誤差均小于5%,精度滿足給定的工程要求。采用NSGA-II算法進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化,選擇父代群體交叉概率為0.9,種群代數(shù)為20,種群數(shù)量大小設(shè)置為400,交叉和變異分布指數(shù)默認(rèn)設(shè)置為10.0和20.0。圖11給出了等厚葉片多目標(biāo)優(yōu)化的Pareto前沿,最大流量和總壓效率具有相同的權(quán)重,最優(yōu)方案風(fēng)量為554.4 m3/h,總壓效率為61.21%,基于此最優(yōu)葉片中弧線設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)葉片進(jìn)行仿生重構(gòu)。

圖11 等厚葉片多目標(biāo)優(yōu)化的Pareto前沿

本文選取鲹科魚類的頭部到尾柄處輪廓構(gòu)造仿生葉型,魚體輪廓特征結(jié)構(gòu)的提取參考文獻(xiàn)[27],魚體水平剖面的輪廓線方程如下式

(4)

圖12給出了魚體水平剖面結(jié)構(gòu),從頭部到尾部依次為橢圓形線、拋物線和直線。首先對(duì)魚體輪廓進(jìn)行比例縮小,尾部直線部位存在尖點(diǎn),并不能將魚體中弧線縮小到同樣葉片中弧線長(zhǎng)度。圖13為吸力面仿魚形葉片設(shè)計(jì)參數(shù)結(jié)構(gòu)圖,α1為葉片中弧線所對(duì)應(yīng)的圓心角,α2為葉片壓力面輪廓線所對(duì)應(yīng)的圓心角,將葉片的中弧線延長(zhǎng)至α2所對(duì)應(yīng)的弧長(zhǎng),魚體中弧線縮小至α2所對(duì)應(yīng)的葉片中弧線弧長(zhǎng),然后將縮小的輪廓線離散為特征坐標(biāo)點(diǎn)(x,y)。將魚體單側(cè)輪廓特征點(diǎn)布置在葉片中弧線吸力面?zhèn)?通過樣條擬合曲線連接,壓力面型線保持原單圓弧等厚型線,尾緣超出葉輪外徑的陰影區(qū)域切除,形成吸力面仿魚形葉片。

圖12 魚體水平剖面結(jié)構(gòu)

圖13 吸力面仿魚形葉片設(shè)計(jì)參數(shù)結(jié)構(gòu)圖

2.2 偏流蝸殼型線設(shè)計(jì)

原蝸殼型線在90°方向上有切割,這種不連續(xù)的蝸殼型線會(huì)與葉輪形成不合理的相互作用,蝸殼表面靜壓出現(xiàn)明顯的突變。本文采用文獻(xiàn)[17]提出的一種偏流蝸殼型線設(shè)計(jì)方法。該方法主要是通過阻斷蝸舌附近葉片流道內(nèi)的流動(dòng),以保持其余葉片流道內(nèi)的正常流動(dòng)狀態(tài)。蝸殼型線由圓弧線和螺旋線兩部分組成。與葉輪同心的弧線從φv的滾動(dòng)角開始,止于阻塞角φblock處。在這一片圓弧區(qū)域阻礙葉片流動(dòng),蝸殼螺旋展開角θ的角度從φblock到360°,θ=5.4°。通過控制φblock和t的大小確定蝸殼型線,保證蝸殼的出口擴(kuò)張度,蝸舌半徑和蝸舌間隙不變。本文選擇設(shè)計(jì)參數(shù)t=8.5 mm,φblock=144°,偏流蝸殼型線設(shè)計(jì)示意圖如圖14所示。蝸殼型線控制方程如下式

圖14 偏流蝸殼型線設(shè)計(jì)示意圖

Rφ=R2+t,φ∈[φv,φblock]

(5)

Rφ=(R2+t)e(φ-φblock)tanθ,φ∈(φblock,2π]

(6)

2.3 外凸集流器設(shè)計(jì)

集流器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)有軸向間隙δ、集流器出口直徑do和集流器高度s。本文對(duì)外凸集流器采用外凸設(shè)計(jì),如圖15所示。凸出距離l=5 mm。為保證集流器間隙不變,葉輪單側(cè)高度分別增加5 mm。

圖15 外凸集流器設(shè)計(jì)示意圖

2.4 蝸舌形式設(shè)計(jì)

蝸舌的深淺對(duì)風(fēng)機(jī)的性能有很大的影響,原型蝸舌與葉輪出口氣流接觸的相切位置夾角定義為φα,φα=17.17°,優(yōu)化之后φβ=13.41°,設(shè)計(jì)過程中保持蝸舌間隙、蝸舌半徑和出口擴(kuò)壓度不變,蝸舌形式如圖16所示,由原來的深舌變?yōu)闇\舌。

圖16 蝸舌形式設(shè)計(jì)示意圖

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 計(jì)算結(jié)果

對(duì)各方案采用上文所述的數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行單風(fēng)機(jī)和整機(jī)分組優(yōu)化設(shè)計(jì)模擬,數(shù)值計(jì)算結(jié)果見表2和表3。

表2 單風(fēng)機(jī)分組優(yōu)化設(shè)計(jì)模擬結(jié)果

表3 整機(jī)分組優(yōu)化設(shè)計(jì)模擬結(jié)果

風(fēng)機(jī)效率的計(jì)算公式如下

(7)

式中:P為出口總壓;Q為質(zhì)量流量;n為轉(zhuǎn)速;M為扭矩。

表2為單風(fēng)機(jī)分組優(yōu)化設(shè)計(jì)模擬結(jié)果,由表2可以看出,最終優(yōu)化方案A4相比于原型獲得了最大的風(fēng)量提升,風(fēng)量提升18%,但是效率相較于前一方案反而有所降低。根據(jù)式(7),在轉(zhuǎn)速一定的情況下,風(fēng)機(jī)的效率主要受出口總壓、風(fēng)量和扭矩3個(gè)因素影響,其中與出口總壓和風(fēng)量是正相關(guān),與扭矩是負(fù)相關(guān)。在2.4節(jié)中,蝸舌形式由原來的深舌變?yōu)闇\舌,為保證出口擴(kuò)壓度不變,蝸殼出口面積有所增加,導(dǎo)致出口流速減小,動(dòng)壓減小,出口總壓隨之減小。因?yàn)轱L(fēng)量增加,所以葉輪扭矩增加。雖然蝸舌形式的變化使得風(fēng)量有所上升,但是并沒有彌補(bǔ)總壓降低和扭矩增加帶來的損失,所以效率有所降低。

且由表2可以看出,各方案的扭矩逐漸增加,原因在于各方案對(duì)單風(fēng)機(jī)而言風(fēng)量都有所提升,葉輪的做功能力變強(qiáng),功耗增加。經(jīng)過分組優(yōu)化設(shè)計(jì),蝸舌形式的變化是在之前所有有效方案的基礎(chǔ)上進(jìn)行的優(yōu)化,相對(duì)于原型有最大的風(fēng)量提升,因此扭矩最大。

表3為整機(jī)分組優(yōu)化設(shè)計(jì)模擬結(jié)果,每組優(yōu)化方案都是在前一組優(yōu)化方案有效的基礎(chǔ)上進(jìn)行的,對(duì)比表2和表3,發(fā)現(xiàn)各組優(yōu)化方案對(duì)于單風(fēng)機(jī)和整機(jī)的性能提升并不完全一致。A1方案對(duì)于單風(fēng)機(jī)和整機(jī)而言風(fēng)量效率都有明顯的提升。A2方案對(duì)于單風(fēng)機(jī)而言風(fēng)量和效率有所提升,但是對(duì)整機(jī)而言風(fēng)量并沒有提升,效率也有所下降。風(fēng)量作為用戶關(guān)注的主要性能指標(biāo),為簡(jiǎn)化問題,本文以風(fēng)量作為主要參考,將優(yōu)化方案與前一方案進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證單風(fēng)機(jī)不同優(yōu)化結(jié)構(gòu)對(duì)整機(jī)性能變化的響應(yīng)度。μz為整機(jī)風(fēng)量變化的百分比,μd為單風(fēng)機(jī)風(fēng)量變化的百分比,兩者比值εn表征單風(fēng)機(jī)性能變化對(duì)整機(jī)性能變化的響應(yīng)度

(8)

式中:n=1,2,3,4;x為前一組有效方案的編號(hào)。

表4為單風(fēng)機(jī)和整機(jī)的性能變化對(duì)比,由表4可以看出,方案A1的ε1=1.33,單風(fēng)機(jī)葉輪的修改對(duì)整機(jī)性能變化的響應(yīng)度最大。

表4 單風(fēng)機(jī)和整機(jī)的性能變化對(duì)比

本文研究的風(fēng)機(jī)盤管為雙風(fēng)機(jī)內(nèi)置,理論上單風(fēng)機(jī)的性能提升應(yīng)帶來雙倍的整機(jī)性能提升,即最大理論值εth=2,但是由于雙風(fēng)機(jī)并聯(lián)以及整機(jī)內(nèi)部流動(dòng)阻力的影響,使單個(gè)風(fēng)機(jī)的工況向小流量點(diǎn)偏移,因此并不能達(dá)到理論值。μd1=7.48%,μz1=9.93%,明顯大于其他方案,說明對(duì)葉輪進(jìn)行正確的優(yōu)化能夠有效提升多翼離心單風(fēng)機(jī)和風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)的性能;ε2=0,μd1=3.41%,說明雖然偏流蝸殼型線對(duì)單風(fēng)機(jī)的性能提升效果為3.41%,但是對(duì)整機(jī)性能的變化幾乎沒有影響;ε3=-0.2為負(fù)值,μd3=1.72%,μz3=-0.34%,說明外凸集流器的設(shè)計(jì)雖然能夠提升單風(fēng)機(jī)的性能,但是對(duì)整機(jī)的性能反而起到了反作用,這主要是由于外凸集流器凸出的部分使整機(jī)的進(jìn)氣條件惡化,導(dǎo)致整機(jī)風(fēng)量下降,因此在優(yōu)化過程中取消該優(yōu)化方案,蝸舌的優(yōu)化依然以第二步優(yōu)化為基礎(chǔ);ε4=0.2,系數(shù)較小但是也為正值,說明單風(fēng)機(jī)蝸舌形式的變化對(duì)整機(jī)的性能有提升效果但是并不明顯。主要是由于蝸舌形式發(fā)生變化之后,蝸殼的出口總壓降低,導(dǎo)致搭配整機(jī)運(yùn)行的時(shí)候,由于系統(tǒng)阻力增加,風(fēng)機(jī)的抗靜壓能力不足,單風(fēng)機(jī)所帶來的風(fēng)量提升并不能明顯的體現(xiàn)在整機(jī)上,ε4也僅為0.2。

3.2 內(nèi)部流場(chǎng)分析

為了進(jìn)一步探究多翼離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部各動(dòng)靜部件之間的協(xié)同匹配效果以及分組優(yōu)化設(shè)計(jì)對(duì)應(yīng)整機(jī)的流動(dòng)狀態(tài),通過數(shù)值模擬的方法分別對(duì)單風(fēng)機(jī)和整機(jī)進(jìn)行內(nèi)部流場(chǎng)分析。圖17為風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)觀測(cè)截面位置示意圖,S1截面位置為雙風(fēng)機(jī)中電機(jī)側(cè)葉輪的50%葉高截面,S2截面位置為圖2(c)中的A-A截面所在位置,S3截面平行于整機(jī)出口氣流方向,截面位置遠(yuǎn)離整機(jī)進(jìn)口方向偏移葉輪中心40 mm。

圖17 風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)觀測(cè)截面位置示意圖

圖18為原型方案與A1方案葉輪的50%葉高截面速度流線。由圖18可以看出,葉輪流道內(nèi)的分離現(xiàn)象主要發(fā)生在葉片吸力面?zhèn)?并從蝸舌區(qū)域向下游延伸。采用吸力面仿魚形葉片的葉輪顯著減小了此處的流動(dòng)分離,通過重新優(yōu)化葉片中弧線和葉片型線,使得葉片的進(jìn)出口角更加貼合氣流的流動(dòng),降低了氣流與葉片之間的沖擊作用。吸力面的仿魚形輪廓在葉片前緣產(chǎn)生強(qiáng)烈的吸力作用,加速葉輪流道內(nèi)氣體的流動(dòng),流道內(nèi)的旋渦明顯小于原型葉輪。對(duì)于單風(fēng)機(jī)和整機(jī)而言,吸力面仿魚形葉片都有明顯的性能提升效果,表明葉輪的優(yōu)化能夠顯著提升多翼離心風(fēng)機(jī)的抗靜壓能力,有效拓寬風(fēng)機(jī)的工作范圍。

(a)原型A0方案 (b)優(yōu)化A1方案

圖19為優(yōu)化A1和A2方案的單風(fēng)機(jī)和整機(jī)S1截面速度云圖,通過對(duì)比單風(fēng)機(jī)和整機(jī)的流動(dòng)狀態(tài)可以清晰地看到將單風(fēng)機(jī)優(yōu)化結(jié)構(gòu)應(yīng)用到整機(jī)上的前后變化。對(duì)比圖19(a)、圖19(c),發(fā)現(xiàn)采用偏流蝸殼型線優(yōu)化之后Ⅰ區(qū)的低速葉道明顯減小,這主要得益于吸力面仿魚形葉片與偏流蝸殼型線良好的匹配效果,使葉輪流道內(nèi)的流動(dòng)更加順暢。原型蝸殼的Ⅱ區(qū)進(jìn)行了切割處理,導(dǎo)致蝸殼截面的速度分布不均勻,并影響了上游葉輪流道內(nèi)的流動(dòng)。A2方案采用的偏流蝸殼型線能夠在尺寸限定條件下有效改善蝸殼內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài),避免了蝸殼內(nèi)分離造成的流動(dòng)損失,蝸殼流通截面內(nèi)的速度分布更加均勻。

將單風(fēng)機(jī)應(yīng)用到整機(jī)上都出現(xiàn)了氣動(dòng)性能的明顯下降。對(duì)比圖19(a)、圖19(b),在整機(jī)狀況下,Ⅰ區(qū)的低速葉道明顯增加,流動(dòng)分離嚴(yán)重,氣動(dòng)性能明顯不如單風(fēng)機(jī)。對(duì)比圖19(c)、圖19(d),優(yōu)化之后的方案同樣有此特性,在靠近蝸舌附近的葉輪流道內(nèi)產(chǎn)生大量低速葉道,優(yōu)化效果甚至不如A1方案,且葉輪進(jìn)出口逆流現(xiàn)象有所增加。這主要是由于運(yùn)行工況發(fā)生了變化,風(fēng)機(jī)周圍增加了整機(jī)箱體和換熱器,流動(dòng)阻力增加,使風(fēng)機(jī)工況點(diǎn)都向小流量點(diǎn)偏移。對(duì)比圖19(b)、圖19(d),在整機(jī)狀態(tài)下,A2方案的Ⅲ區(qū)蝸殼出口部位與A1方案相比存在明顯的低速區(qū),蝸殼有效出口面積減小。這表明蝸殼型線的優(yōu)化影響了風(fēng)機(jī)的抗靜壓能力,在低靜壓工況下有不錯(cuò)的性能提升,在高靜壓工況下反而會(huì)導(dǎo)致流動(dòng)受阻,性能降低,這也是ε2=0的原因。A2方案雖然對(duì)整機(jī)沒有提升效果,但是能夠在保持整機(jī)風(fēng)量不變的狀態(tài)下有效提升單風(fēng)機(jī)的風(fēng)量,因此在下一步優(yōu)化過程中保留此優(yōu)化步驟。

(a)優(yōu)化A1方案單風(fēng)機(jī) (b)優(yōu)化A1方案整機(jī)

圖20為優(yōu)化A2和A3方案的單風(fēng)機(jī)和整機(jī)S2截面速度云圖,該風(fēng)機(jī)為雙吸式多翼離心風(fēng)機(jī),中盤兩側(cè)的流場(chǎng)基本呈對(duì)稱分布。對(duì)比圖20(a)、圖20(c)可以看出,A3方案采用了外凸集流器,使Ⅳ區(qū)附近的速度分布更加均勻,有效降低了葉輪前盤與集流器間隙處的逆壓梯度,減小了泄漏氣流,單風(fēng)機(jī)的性能得以有效提升。對(duì)比圖20(a)～圖20(d)可以看出,單風(fēng)機(jī)與整機(jī)狀態(tài)下蝸殼內(nèi)部的流動(dòng)狀況有很大的區(qū)別。單風(fēng)機(jī)的Ⅴ區(qū)流場(chǎng)均勻?qū)ΨQ分布,比較符合蝸殼內(nèi)氣體分布規(guī)律,但是整機(jī)狀態(tài)下Ⅴ區(qū)流場(chǎng)分布較為混亂,這主要是因?yàn)檎麢C(jī)進(jìn)氣結(jié)構(gòu)復(fù)雜,氣流進(jìn)入蝸殼需進(jìn)行90°的偏轉(zhuǎn),產(chǎn)生較大的流動(dòng)和分離損失,導(dǎo)致中盤兩側(cè)的流場(chǎng)呈現(xiàn)非對(duì)稱分布。對(duì)比圖19(b)、圖20(d),外凸集流器由于存在凸起,導(dǎo)致整機(jī)的進(jìn)氣狀態(tài)更加復(fù)雜,反而不利于風(fēng)機(jī)的進(jìn)氣,因此在下一步的優(yōu)化過程中放棄此優(yōu)化步驟。

(a)優(yōu)化A2方案單風(fēng)機(jī) (b)優(yōu)化A2方案整機(jī)

圖21為優(yōu)化A2和A4方案的蝸殼表面湍動(dòng)能分布云圖。A4方案將蝸舌的形式由原來的深舌改為淺舌,原蝸舌處的強(qiáng)湍動(dòng)能區(qū)域得到有效抑制,湍流脈動(dòng)所導(dǎo)致的蝸舌表面的壓力脈動(dòng)明顯減小。A4方案蝸舌附近及其下游蝸殼表面的湍動(dòng)能分布更加均勻,使得風(fēng)機(jī)內(nèi)部的復(fù)雜流動(dòng)狀態(tài)得到改善,有效降低了蝸殼通流截面之間的二次流和氣流沖擊作用,但是蝸舌形式改變帶來的性能提升并沒有充分體現(xiàn)在整機(jī)上。

(a)優(yōu)化A2方案 (b)優(yōu)化A4方案

圖22為蝸殼出口截面總壓分布,A4方案由于蝸舌形式的改變出口面積有所增加,出口氣流流速降低,導(dǎo)致出口總壓分布不均。蝸殼出口下側(cè)負(fù)壓區(qū)明顯大于A2方案,導(dǎo)致出口回流。應(yīng)用于整機(jī)之后,由于蝸殼出口靜壓的增加,進(jìn)一步加劇了回流,使得優(yōu)化方案在整機(jī)上并不能帶來明顯的性能提升。

(a)優(yōu)化A2方案 (b)優(yōu)化A4方案

圖23為原型方案和A4方案的整機(jī)S3截面速度云圖,該截面云圖能夠大致表現(xiàn)出風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)內(nèi)部的流動(dòng)狀態(tài)。

(a)原型A0方案 (b)優(yōu)化A4方案

Ⅵ區(qū)為風(fēng)機(jī)盤管內(nèi)部主流區(qū),氣流從蝸殼出口流出,流經(jīng)換熱器。對(duì)比圖23(a)、圖23(b),優(yōu)化整機(jī)相比于原型整機(jī)Ⅵ區(qū)高速氣流明顯增加,且在Ⅵ區(qū)主流區(qū)域兩側(cè)形成了小范圍的低速區(qū)。換熱器兩側(cè)存在一個(gè)間隙空間,該空間會(huì)形成兩個(gè)局部的旋渦,降低整機(jī)的流動(dòng)效率。A4方案的整機(jī)出口氣流更加均勻,原型整機(jī)出口中間部位存在一個(gè)延伸的低速區(qū),影響整機(jī)出口氣流的均勻性。

4 結(jié) 論

本文采用分組流程設(shè)計(jì)的方法分別研究了吸力面仿魚形葉片、偏流蝸殼型線,外凸集流器和蝸舌形式優(yōu)化對(duì)單風(fēng)機(jī)和風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)的性能影響,通過引入系數(shù)ε表征單風(fēng)機(jī)性能變化對(duì)整機(jī)性能變化的響應(yīng)度。得到的主要結(jié)論如下。

(1)采用分組優(yōu)化設(shè)計(jì)方法進(jìn)行多翼離心風(fēng)機(jī)和盤管整機(jī)氣動(dòng)性能的優(yōu)化,與原型機(jī)相比,單風(fēng)機(jī)風(fēng)量提升了18%、效率提升了2.8%;風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)風(fēng)量提升了11.2%、效率提升了0.83%。

(2)葉輪的優(yōu)化對(duì)風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)性能的響應(yīng)度最高,有效提升了單風(fēng)機(jī)和整機(jī)的性能?；谪惾麪柷€和仿生輪廓線的葉片設(shè)計(jì)有效抑制了葉片吸力面上的流動(dòng)分離,降低了氣流與葉片前緣之間的沖擊作用,實(shí)現(xiàn)了葉輪流道內(nèi)較好的流場(chǎng)分布。

(3)偏流蝸殼型線設(shè)計(jì)能夠在尺寸限定條件下有效改善蝸殼內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài),減小流動(dòng)損失,淺舌設(shè)計(jì)也有效降低了葉輪出口氣流對(duì)蝸舌表面的沖擊作用,但是抗靜壓能力不足導(dǎo)致偏流蝸殼設(shè)計(jì)對(duì)整機(jī)性能的響應(yīng)度不高,應(yīng)用到風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)上時(shí)不能體現(xiàn)出明顯的性能優(yōu)勢(shì)。

(4)外凸集流器有效改善了葉輪前盤與集流器間隙處的逆壓梯度,減小了氣流泄漏,但是外凸結(jié)構(gòu)的引入破壞了風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)的進(jìn)氣狀態(tài),導(dǎo)致整機(jī)性能的響應(yīng)度為負(fù)值。這也從另一個(gè)方面表明根據(jù)風(fēng)機(jī)盤管整機(jī)的進(jìn)氣狀態(tài)進(jìn)行差異化的集流器設(shè)計(jì)與優(yōu)化還需要開展進(jìn)一步的深入研究。