1)物理模型。以4－72離心通風(fēng)機(jī)為研究對象，風(fēng)機(jī)模型由5個基本部件組成:進(jìn)氣風(fēng)筒、集流器、葉輪、蝸殼和擴(kuò)散器。葉輪由10個后傾翼型葉片、曲線形前盤和平板式后盤組成。蝸殼采用等邊基元。計算模型風(fēng)機(jī)葉輪直徑=500mm。在三維建模軟件SolidWorks中完成風(fēng)機(jī)通流部件空間流場的實(shí)體幾何模型。把建好的幾何模型保存為parasolid的格式文件，再導(dǎo)入到前處理模塊gambit中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于集流器、葉輪、蝸殼的幾何模型比較復(fù)雜，采用三維非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格;進(jìn)氣風(fēng)筒和擴(kuò)散器的幾何模型比較簡單，采用三維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。由于葉輪和蝸殼的幾何模型比較復(fù)雜，并且是風(fēng)機(jī)最重要的通流部件，因此畫的網(wǎng)格比較密。對于葉輪復(fù)雜的表面(例如葉片表面、葉輪的前蓋等)，先對其邊畫網(wǎng)格，然后對面畫網(wǎng)格，最后對體進(jìn)行網(wǎng)格劃分。在數(shù)值模擬計算過程中進(jìn)行了多次驗(yàn)算，發(fā)現(xiàn)計算模型的網(wǎng)格數(shù)超過150萬時，每次計算的結(jié)果都基本一致，全壓的誤差都在0．4%以內(nèi)，網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響已經(jīng)很小。最終劃分的計算模型整體網(wǎng)格總數(shù)為2039309。2)計算方法與邊界條件。數(shù)值分析采用的是計算流體動力學(xué)軟件Fluent。流動控制方程是三維不可壓雷偌平均N－S方程。由于風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場的壓力較低，計算時認(rèn)為氣流在風(fēng)機(jī)內(nèi)為不可壓縮定常流動，選取空氣密度為1．225kg/m3，并忽略氣體的重力的影響。離散方程選用分離隱式求解，選擇標(biāo)準(zhǔn)k－ε二階方程湍流模型，同時使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。用SIMPLEC算法求解控制方程，采用二階迎風(fēng)離散格式，設(shè)置殘差收斂因子為1×10－5。采用MovingＲeferenceframe簡稱MＲF(多重坐標(biāo)系)進(jìn)行計算分析［7］。把葉輪區(qū)域定義為一個角速度為常數(shù)的旋轉(zhuǎn)參照系，葉輪作旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)速設(shè)定為2900r/min。其它流動區(qū)域定義為靜止參照系。各流體區(qū)域的交界面設(shè)置為interface類型，流體可以自由通過此邊界傳遞ink" looyu_bound="1" style="color: rgb(0, 0, 0); text-decoration: none;">信息。進(jìn)風(fēng)管道的入口斷面設(shè)置為速度進(jìn)口邊界，在該斷面上通過給定均勻的氣流速度來確定風(fēng)機(jī)的風(fēng)量;風(fēng)機(jī)擴(kuò)散器出口斷面設(shè)定為壓力邊界條件，該處的大氣壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓101325Pa。

2計算結(jié)果與分析

選取風(fēng)機(jī)流量Q=8855、9928、11902、13255、14328m3/h，進(jìn)行模擬計算，其中流量Q=11902m3/h為該風(fēng)機(jī)的設(shè)計工況點(diǎn)。通過在不同工況點(diǎn)下的數(shù)值模擬計算，可以得到風(fēng)機(jī)入口截面的靜壓、入口截面的動壓以及出口截面的靜壓、出口截面的動壓，由此可以計算出風(fēng)機(jī)所產(chǎn)生的全壓。

2．1風(fēng)機(jī)蝸殼出口氣流分布

圖2為設(shè)計工況條件下，風(fēng)機(jī)蝸殼內(nèi)部氣流流動的流線圖?？梢钥闯觯捎谌~輪出口寬度大大小于蝸殼流道的寬度，氣流流出葉輪后向蝸殼一側(cè)偏轉(zhuǎn)，呈螺旋狀在蝸殼流道內(nèi)流動。這使得蝸殼出口斷面上氣流速度的幅值和方向都非常不均勻。圖3為從2個不同方向上繪出的蝸殼出口斷面氣流速度分布矢量圖?？梢钥闯?，在設(shè)計工況條件下，蝸殼出口斷面上一大部分氣流的速度方向是偏向葉輪旋轉(zhuǎn)方向的，這正是平面擴(kuò)散器要設(shè)計成朝葉輪旋轉(zhuǎn)方向擴(kuò)散的理由。

2．2非均勻入口條件下擴(kuò)散器性能比較

對于抽出式通風(fēng)系統(tǒng)，大部分?jǐn)U散器是直接安裝在風(fēng)機(jī)蝸殼出口處。此時，擴(kuò)散器入口的氣流分布式不均勻的。由上述數(shù)值計算得到的蝸殼出口氣流速度和擴(kuò)散器進(jìn)、出口斷面上的平均靜壓，可由式(3)計算得到擴(kuò)散器的壓力恢復(fù)系數(shù)。重點(diǎn)計算了擴(kuò)散比n=3時，不同擴(kuò)散角度條件下2種擴(kuò)散器的壓力系數(shù)變化情況。圖4為擴(kuò)散比n=3時，2種錐形擴(kuò)散器的壓力恢復(fù)系數(shù)隨擴(kuò)散角變化的情況。圖4中的橫坐標(biāo)數(shù)值對平面擴(kuò)散器是α，對錐形擴(kuò)散器則是2θ。這是因?yàn)殄F形擴(kuò)散器內(nèi)部流動是沿4個壁面擴(kuò)散的，而平面擴(kuò)散器只沿1個方向擴(kuò)散。由圖1可知，在擴(kuò)散比相同的條件下，平面擴(kuò)散器的擴(kuò)散角度α應(yīng)是錐形擴(kuò)散器的擴(kuò)散角度θ的2倍。由式(5)知，擴(kuò)散比n=3時，擴(kuò)散器的理論壓力恢復(fù)系數(shù)Cpi=1－(1/3)2=0．8889。數(shù)值計算結(jié)果表明，當(dāng)擴(kuò)散角度α(2θ)=10°～25°時，平面擴(kuò)散器的壓力恢復(fù)系數(shù)Cp=0．77～0．69;而錐形擴(kuò)散器Cp=0．74～0．64?？傮w上看，2種擴(kuò)散器均有較好的擴(kuò)散性能，平面擴(kuò)散器略優(yōu)于錐形擴(kuò)散器。當(dāng)擴(kuò)散角度α(2θ)＞25°時，2種擴(kuò)散器的性能都開始明顯下降，平面擴(kuò)散器性能的下降尤為突出。這是由于平面擴(kuò)散器的擴(kuò)散方向只有1個，擴(kuò)散角度過大時，擴(kuò)散壁面上氣流很容易發(fā)生邊界層分離脫流，形成漩渦，使得擴(kuò)散性能急劇下降。在這里應(yīng)當(dāng)指出的是，在擴(kuò)散比相同、擴(kuò)散器角度角度α=2θ條件下，錐形擴(kuò)散器的體積均比平面擴(kuò)散器約小30%。顯然，在擴(kuò)散性能基本相同條件下，平面擴(kuò)散器的基建ink" looyu_bound="1" style="color: rgb(0, 0, 0); text-decoration: none;">投資明顯要大于錐形擴(kuò)散器。

2．3非均勻入口條件下擴(kuò)散器性能比較

實(shí)際應(yīng)用中，有些抽出式通風(fēng)系統(tǒng)的擴(kuò)散器并不直接安裝在蝸殼出口處，而是經(jīng)過一些輔助管道后再安裝擴(kuò)散器，例如礦井通風(fēng)系統(tǒng)的反風(fēng)裝置。圖5為擴(kuò)散比n=3時，均勻氣流入口條件下，2種擴(kuò)散器的壓力恢復(fù)系數(shù)隨擴(kuò)散角度變化情況。很明顯，平面擴(kuò)散器的擴(kuò)散性能大大低于錐形擴(kuò)散器。這表明，平面擴(kuò)散器只適用于直接安裝于風(fēng)機(jī)蝸殼出口斷面的場合。

3結(jié)語

合理選擇擴(kuò)散器設(shè)計參數(shù)，能夠有效地回收風(fēng)機(jī)出口能量損失，提高通風(fēng)系統(tǒng)運(yùn)行效率。平面擴(kuò)散器直接安裝在風(fēng)機(jī)蝸殼出口處，在擴(kuò)散角度α=20～25°條件下，具有較好的擴(kuò)散性能。錐形擴(kuò)散器的特點(diǎn)是其內(nèi)部氣流的流動是沿四周均勻擴(kuò)散的，如果其擴(kuò)散角度θ=10°～12．5°，也具有很好的擴(kuò)散性能。在擴(kuò)散效果相當(dāng)?shù)那闆r下，錐形擴(kuò)散器的基建投資明顯小于平面擴(kuò)散器。由于平面擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)是針對離心式通風(fēng)機(jī)出口速度場分布特點(diǎn)設(shè)計的，故其僅適用于直接安裝在風(fēng)機(jī)蝸殼出口的場合。在一般風(fēng)道上使用平面擴(kuò)散器，其擴(kuò)散性能可能會急劇惡化。

作者：潘地林 程凱 楊春魚 單位：安徽理工大學(xué)