對旋軸流通風機流場預測及 兩級電機功率匹配研究

溫嘉斌 和海波

（哈爾濱理工大學電氣與電子工程學院 哈爾濱 150080）

1 引言

對旋風機是引進國外20 世紀80 年代新技術經消化吸收后研制生產的煤礦井下局部通風機的更新換代產品[1]。從整體結構看，為多級氣動力和多級電磁力共同作用的機電一體化裝置。對旋風機具有壓力系數高、反風性能好、效率較高、總體結構緊湊等優點，在礦山、隧道和船舶等領域的通風換氣中獲得了廣泛的應用[2-4]。

我國針對對旋風機的研究起步較晚，從20 世紀90 年代起，為了適應礦井通風的需要，對礦用對旋風機開展了一系列的研究，旨在減少流動損失，提高效率，降低噪聲[5,6]。目前，國內針對對旋風機的研究主要集中于兩級對旋葉輪區域，人們對風機內部復雜的三維湍流流場和氣流壓力脈動的分布情況了解甚少。然而伴隨長距離送風的出現，對對旋風機的性能要求越來越高，兩級葉輪功率分配不合理引起的葉片斷裂、燒毀電機等事故嚴重影響生產安全[7]。由于相似理論的不適用，對旋風機傳統設計方法較強地依賴試驗，需采用試驗的手段監測風機內部特別是轉動葉片上的壓力脈動，這種方法消耗大量的人力和財力，且研制周期較長，實施難度大。數值模擬的方法將理論分析與試驗研究聯系在一起，以其獨特的優勢逐漸成為研究流體流動的重要手段，大大節約了研發時間，減少了研發費用及新設計帶來的風險[8,9]。

為了全面研究對旋風機的性能和特點，本文以一臺FBCDZNO14 礦用對旋風機為例，采用CFD方法對對旋風機三維全域流體場進行定常數值模擬，以獲得該對旋風機內部流體的流動細節，并在數值模擬結果的基礎上分析其內部壓力分布特性以及兩級電機軸功率的匹配特點，為對旋風機優化設計提供理論依據。

2 計算模型的建立

2.1 物理模型

對旋風機主要由集流器、兩級電機筒、兩級葉輪、擴散器等構成。應用繪圖軟件Solidworks，按照設計圖紙繪制兩級葉輪模型，前后兩級葉輪均采用機翼形扭曲葉片，分別為13 片和11 片。兩級葉輪相對旋轉，轉速均為980r/min，應用Gambit 建立整機模型。圖1 為對旋風機結構圖，圖2 為對旋風機全流場模型。

圖1 對旋風機結構圖 Fig.1 The structure diagram of the counter rotating fan

圖2 對旋風機全流場模型 Fig.2 The global flow field model of the counter rotating fan

2.2 數學模型

對旋風機內部流體的流動遵循質量守恒定律和動量守恒定律，滿足質量連續性方程及Navier- Stokes 方程。同時，對旋風機內部流體為湍流粘性流動，還要遵守附加的湍流輸運方程。計算時忽略流體流動過程中的熱量交換以及重力對流場的影響，并假設流體是不可壓縮的且處于穩定流動狀態。

質量守恒方程為

動量守恒方程為

式中 u——速度矢量；

u，v，w——速度矢量u 在x、y、z 方向的分量；

ρ ——密度；

μ——動力粘度；

Su，Sv，Sw——Navier-Stokes 方程的廣義源項；

p——流體微元體上的壓力[10]。

湍流模型采用基于 Reynolds 平均法的 RNG k-ε 兩方程模型，與之對應的k 和ε 的輸運方程為

式中 k——湍動能；

ε—— 湍動能耗散率；

Gk—— 由平均速度梯度引起的湍動能k 的產

2.3 基本假設與數值計算

對旋風機內部流體流動數值模擬的基本假設如下：

（1）對旋風機內部流體的雷諾數很大（Re＞2 300），屬于湍流，因此采用湍流模型求解流體場。

（2）在標準大氣壓下，忽略對旋風機內部流體所受的浮力和重力。

（3）對旋風機內流體流速遠小于聲速，即馬赫數（Ma 數）很小，故把流體作為不可壓縮流體處理。

（4）由于只研究對旋風機內流體流速的穩定狀態，即定常流動，故方程中不含時間項。

對對旋風機三維全流場計算域進行非結構化四面體網格劃分，加密湍流劇烈變化的兩級葉輪區域處的網格。最終全流場計算域的網格單元數為2 371 376，其中兩級葉輪部分的網格單元數為1 636 562。圖3 為全流場區域三維網格圖。

圖3 全流場區域三維網格圖 Fig.3 The 3D grid of the global flow field

根據對旋風機的結構和其內部流體流動的特點，給出數值模擬的邊界條件為：速度入口，自由出口，氣流主流方向為軸向。定義兩級葉輪區域為旋轉區域，采用多重旋轉坐標系MRF（moving reference frame）的方法處理兩級葉輪的旋轉運動[11]。計算過程中采用滑移網格技術實現交界面間的信息傳遞。方程組采用分離、隱式求解器求解，壓力速度耦合選用SIMPLE 算法，方程離散采用二階迎風格式。葉輪、殼體與流體相接觸的所有界面上均采用無滑移固壁條件，在近壁區采用標準壁面函數[12]。在基本假設與給定邊界條件的基礎上，采用有限體積法對不同工況下對旋風機通風系統內的三維流體場求解域模型進行計算，并對流體場計算結果進行研究與分析。

3 數值模擬結果與分析

3.1 壓力場分析

圖4a 為集流器表面靜壓分布圖，從圖中可以看出集流器表面的靜壓分布呈帶狀遞進式變化。這是由于隨著入口氣流速度的逐漸增大，集流器表面的靜壓值逐漸降低，由圖可知進口氣流比較均勻穩定，壓力梯度的變化不是十分劇烈。圖4b 為擴散器表面靜壓分布圖，由圖可知擴散器表面的靜壓分布也呈帶狀遞增規律，氣流經過對旋風機兩級葉輪對旋加速后，扭速很小，故可認為氣流是軸向流入擴散器，最后進入大氣的。此外，擴散器的擴壓度不能太大，以免氣流在擴散器中存在較大的流動損失。

圖4 集流器與擴散器處靜壓分布圖 Fig.4 Static pressure distribution in collector and decollator

圖5 為對旋風機軸向截面靜壓分布圖，其中①、②、③為兩級葉輪進出口處徑向截面，這三處截面上的靜壓分布情況將在圖6 中予以說明。從圖5 可以看出對旋風機內部流體壓力場沿軸向分布的大致規律。周向靜壓分布的對稱性較高，說明當對旋風機工作在設計流量范圍內時，其內部流場比較穩定，湍流現象不明顯。

圖5 軸向截面靜壓分布圖 Fig.5 The static pressure distribution chart in axial section

圖6 a、6b、6c 分別為一級葉輪進口處、兩級葉輪間隙處以及二級葉輪出口處截面的靜壓分布圖。對比三圖可知，經過兩級葉輪做功后，靜壓明顯增加，截面上的靜壓循環交替變化，沿圓周方向有較好的對稱性。圖6b 中靜壓沿半徑方向由外到內略有降低。

圖6 葉輪進出口徑向截面靜壓分布圖 Fig.6 The static pressure distribution chart of the impellers’ inlet and outlet radial cross sections

圖7 為一、二級葉輪葉根處靜壓分布云圖。對旋風機的主要作功部件為兩級葉輪，其表面靜壓變化劇烈，不會出現像集流器、擴散器表面那樣帶狀的靜壓分布規律。由圖7 可知，靠近壓力面處的靜壓值高于靠近吸力面處的靜壓值，因此葉根表面前后兩側存在較大的壓差，容易產生較大的擾動，湍流度較高。另外，一級葉輪葉根處的靜壓值要低于二級葉輪葉根處的靜壓值，兩級葉輪表面的靜壓分布沿周向均具有良好的對稱性。

圖7 兩級葉輪葉根表面靜壓分布圖 Fig.7 The static pressure distribution chart of two-level impellers’ root segment

圖8 為兩級葉輪葉片壓力面和吸力面上的靜壓分布圖。葉輪是旋轉做功部件，其壓力面推動氣流做功，壓力面的靜壓為正，吸力面處形成了一個負壓區，其表面的靜壓值為負。由于流體在運動時率先與葉片壓力面前緣發生碰撞，故前緣功率分配較大，從前緣到后緣壓力逐漸降低。另外，高壓區與低壓區均出現在葉片頂端及葉片邊緣位置上。

圖8 壓力面與吸力面靜壓分布圖 Fig.8 Static pressure distribution in blade’s pressure surface and suction surface

3.2 性能分析

圖9 為對旋風機性能試驗的風管式試驗裝置，本裝置為C1—C 型[13]，進口側管道，在風管中測壓，進口測量段長度為5.5m。

圖9 風管式試驗裝置 Fig.9 The wind pipe test device

圖10 為不同安裝角下對旋風機的靜壓-流量曲線圖（轉速為額定）。其中曲線1 是葉片安裝角為44°和29°時該對旋風機試驗所得靜壓-流量曲線，曲線2 是葉片安裝角為44°和29°時該對旋風機數值模擬所得靜壓-流量曲線。對比曲線1 和曲線2 可知，數值模擬的結果與試驗結果在數值上是比較接近的，且變化趨勢一致。說明數值模擬結果能夠正確地反映風機內部流動情況，用數值模擬的方法研究對旋風機性能準確度高。由曲線2 可以看出，隨著流量的減少，對旋風機所能提供的風壓逐漸增大。這是由于當對旋風機運行在穩定的工況區域時，隨著通風距離的加長，通風系統風阻逐漸增大導致的。由曲線3 可以看出，軸流式對旋風機靜壓特性曲線呈馬鞍形。當對旋風機工況點進入曲線最高點B 的左邊時，出口的壓力與對旋風機的風量失去對應，風機失穩，導致對旋風機出現喘振現象，降低設備運行的安全性。同時，考慮到電網電壓波動可能造成對旋風機轉速下降，因此要求工況點的風壓不得超過最高靜壓的90%[14,15]。

圖10 不同葉片安裝角下對旋風機的P-Q 曲線圖 Fig.10 The counter-rotating fan’s P-Q graph in different blade setting angles

另外，由圖10 還可知，不同安裝角下對旋風機的穩定工況區是不同的。隨著前后兩級葉輪葉片安裝角的增大，其全壓-流量曲線逐漸右移，對旋風機的穩定工況對應的流量值逐漸增大。

圖11 為該對旋風機在不同葉片安裝角下的效率曲線圖。其中曲線1 為葉片安裝角44°和29°時該對旋風機試驗所得效率曲線，曲線2 為葉片安裝角 44°和 29°時該對旋風機數值模擬所得效率曲線，a、b 兩點分別為此安裝角下數值模擬所得到的效率最高點和效率最低點。曲線1 和曲線2 兩者的變化趨勢一致，誤差在可接受范圍。另外，由圖11可知，在葉片安裝角為44°和29°時，較小的流量范圍內效率的波動比較大，不同安裝角下風機的高效率段所對應的流量區間不同。所以隨著煤礦開采距離的增加，對旋風機的送風距離不斷加大，可以考慮改變其兩級葉輪葉片的安裝角以保證該對旋風機處于高效運行狀態。

圖11 不同葉片安裝角下對旋風機效率曲線圖 Fig.11 The counter-rotating fan’s efficiency curve in different blade setting angles

圖12 為圖11 中a、b 兩點所對應的流體跡線圖。圖12a 中流道內氣體流動比較平穩，無渦流，出口處無明顯旋繞現象，故此工況處對旋風機的運行效率最高。圖12b 中流道內氣體流動不再平穩，有回流跡象，并在出口處形成渦流致使對旋風機效率降低，并容易導致喘振現象的發生。

圖12 a、b 兩點處流體跡線圖 Fig.12 The fluid trace map of the point a and b

3.3 兩級電機軸功率匹配分析

總結對旋風機的故障原因時發現電動機尤其是二級電動機的燒毀占風機故障的主要部分。對旋風機運行時，一級葉輪作為風量的保證,二級葉輪進一步作功提高其通風壓力，這使得對旋風機可以工作在長距離送風狀態[16]。圖13 為安裝角44°和29°下不同工況時兩級電機軸功率分配圖。結合圖 10可知，當送風距離較短時，送風量較大，風壓低，第一級電機的輸出功率較高，第二級電機的輸出功率很低，存在“大馬拉小車”現象；當送風距離加長時，系統的阻力系數增加，一級葉輪和負載功率率先達到最大值，然后送風量逐漸減小，風壓逐漸升高，此時二級葉輪將充分發揮作用，其輸出功率較高。但二級電機不能滿足二級葉輪功率的過大增幅，將會造成二級電機過載。同時，由于對旋風機的電機都是固定在風道中間的，主要依靠高速流動的氣流來冷卻電機。但是由于長距離通風時的風量顯著減少，兩級電機尤其是二級電機的冷卻效果顯著惡化，致使軸承溫度升高，長時間的連續運行導致電機燒毀。而對旋風機的使用工況大多處在長距離送風狀態，所以第二級電機是否能夠安全穩定運行更值得關注。

圖13 安裝角44°和29°時兩級電機軸功率匹配圖 Fig.13 The two-level motor’s shaft power matching chart in setting angle 44°and 29°

對旋風機兩級葉輪葉片的安裝角均是可調整的。由于風機在實際使用過程中，其送風距離會發生變化，所以不同工況下的最佳安裝角也會隨之改變。圖14～圖16 為不同安裝角下兩級電機軸功率匹配圖，從圖可以看出在相同工況下，安裝角越大，兩級電機功率匹配度越高，但是兩極電機的輸出功率越也大。因此還需從節能角度出發，綜合考慮具體的送風距離和電機功率匹配情況，確定最佳安裝角。由圖還可以明顯看出在哪些工況點會出現“大馬拉小車”或“小馬拉大車”的現象。這樣就可以為實際運行時有效提高電機及風機的運行效率提供理論依據，同時可預測電機過載情況，在實際匹配中可有效避免電機因過載而燒毀。

圖14 安裝角46°和32°時兩級電機軸功率匹配圖 Fig.14 The two-level motor’s shaft power matching chart in setting angle 46°and 32°

圖15 安裝角49°和35°時兩級電機軸功率匹配圖 Fig.15 The two-level motor’s shaft power matching chart in setting angle 49°and 35°

圖16 安裝角55°和41°時兩級電機軸功率匹配圖 Fig.16 The two-level motor’s shaft power matching chart in setting angle 55°and 41°

4 結論

以對旋風機整機為研究對象，應用流體動力學理論，采用CFD 方法對一臺抽出式礦用對旋風機全流場進行定常數值模擬，得到了對旋風機各部分壓力場的分布情況，同時分析了對旋風機在不同的通風距離工作時，其壓力特性、效率特性及兩級電機功率匹配特點，以及改變兩級葉輪葉片安裝角對風機性能的影響。數值模擬結果與實測值進行比較，誤差滿足工程實際要求，表明所采用的基本假設與給定的邊界條件比較合理。模擬結果可用于對旋風機的性能預測和優化設計，同時可以為兩級電機的選擇及對旋風機運行中葉片安裝角的調整提供理論依據。

[1] 周兵,陳乃祥.雙流道葉輪內部三維定常湍流數值模擬[J].清華大學學報 (自然科學版),2005,45(8):1130-1133.

Zhou Bing,Chen Naixiang.Numerical simulation of 3-D steady turbulent flow in a double channel impeller[J].Journal of Tsinghua University (Science and Technology),2005,45(8):1130-1133.

[2] 王振羽.對旋式軸流通風機設計中的幾個問題[J].風機技術,1999(6):15-17.

Wang Zhenyu.Problems in design of counter rotating axial fan[J].Compressor Blower & Fan Technology,1999(6):15-17.

[3] Cho L,Choi H,Lee S,et al.Numerical and experi- mental analyses for the aerodynamic design of high performance counter-rotating axial flow fans[C].American Society of Mechanical Engineers,2009,2:231-244.

[4] Shigemitsu T,Fukutomi J,Okabe Y.Performance and flow condition of small-sized axial fan and adoption of contra-rotating rotors[J].Journal of Thermal Science,2010,19(1):1-6.

[5] 毛軍,楊立國,郗艷紅.大型軸流風機葉片的氣動彈性數值分析研究[J].機械工程學報,2009,45(11):134-139.

Mao Jun,Yang Liguo,Xi Yanhong.Numeric analysis of on the pneumatic elasticity of large axial-flow fan blade[J].Journal of Mechanical Engineering,2009,45(11):134-139.

[6] Zhou Jianhui,Yang Chunxin.Parametric design and numerical simulation of the axial-flow fan for electronic evices[J].IEEE Transactions on Components and Packaging Technologies,2010,33(2):287-298.

[7] 李偉力,楊雪峰,顧德寶,等.多風路空冷汽輪發電機定子內流體流動與傳熱耦合計算與分析[J].電工技術學報,2009,24 (12):24-31.

Li Weili,Yang Xuefeng,Gu Debao,et al.Calculation and analysis of fluid flow and heat transfer of air- cooled turbo-generator with multipath ventilation[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2009,24(12):24-31.

[8] Lee K S,Kim K Y,Samad A.Design optimization of low-speed axial flow fan blade with three-dimensional RANS analysis[J].Journal of Mechanical Science and Technology,2008,22(10):1864-1869.

[9] Li Y,Ouyang H,Du Z.Experimental research on aerodynamic performance and exit flow field of low pressure axial flow fan with circumferential skewed blades[J].Journal of Hydrodynamics,Ser.B,2007,19(5):579-586.

[10] 王福軍.計算流體動力學分析-CFD 原理與應用[M].北京:清華大學出版社,2004.

[11] 周封,熊斌,李偉力,等.大型電機定子三維流體場計算及其對溫度場分布的影響[J].中國電機工程學報,2005,25(24):128-132.

Zhou Feng,Xiong Bin,Li Weili,et al.Numerical calculation of 3d stator fluid field for large electrical machine as well as influences on thermal field distribu- tion[J].Proceedings of the CSEE,2005,25(24):128- 132.

[12] Yan Xiaokang,Wang Lijun,Zhang Jingsong,et al.Numerical and experimental investigation on effect of installation angle of rotor blade on axial flow fan[C].2010 International Conference on Mechanical and Electrical Technology (ICMET),2010:359-363.

[13] 宋玲.風機試驗臺的CFD 流場分析與試驗研究[D].烏魯木齊:新疆農業大學,2005.

[14] Vad J,Bencze F.Three-dimensional flow in axial flow fans of non-free vortex design[J].International Journal of Heat and Fluid Flow,1998,19(6):601-607.

[15] Shin Y H,Kim K H,Kang C S.Unsteady pressure measurements around rotor of an axial flow fan under stable and unstable operating conditions[J].JSME International Journal Series B,2005,48(1):56-64.

[16] 黃家友,鄧海順.對旋式通風機二級電機的過載分析及改進設計[J].風機技術,2004(5):14-16.

Huang Jiayou,Deng Haishun.Overload analysis and improved design for two step motor of counter rotating fan[J].Compressor Blower & Fan Technology,2004(5):14-16.