基于阻力特性的布風(fēng)器結(jié)構(gòu)優(yōu)化

馮國(guó)增，周志平，雷淑雅，刁海兵，沈艷琳，張東輝

(江蘇科技大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

0 引 言

布風(fēng)器是空調(diào)通風(fēng)系統(tǒng)的重要組成部分，它在空調(diào)送風(fēng)管路中起著終端散流作用，布風(fēng)器有很多分類和分類方法，按其結(jié)構(gòu)分類可分為喇叭式、細(xì)孔式、轉(zhuǎn)球式和百葉箱式等[1-2]，按其安裝位置分類可分為頂置式和壁置式，按其工作性能分類可分為直布式和誘導(dǎo)式，直布式的工作原理是將空調(diào)器的空氣直接噴入艙室，只在室內(nèi)引起一次空氣流動(dòng)，原理上這種工作方式會(huì)產(chǎn)生很大的噪聲，為了保證其靜音效果，在其近風(fēng)口處加入大型消音箱來減小噪聲，而這樣做的缺點(diǎn)是體積過大，僅適用于大型貨艙或客船的居住艙室[3-4]。誘導(dǎo)式布風(fēng)器的原理是高速噴出一次風(fēng)，引起一部分室內(nèi)空氣（二次風(fēng)）進(jìn)入布風(fēng)器與一次風(fēng)進(jìn)行混合，其優(yōu)點(diǎn)是能使艙內(nèi)氣體的速度和溫度分布均勻[5-6]。從相關(guān)企業(yè)的市場(chǎng)情況看，目前應(yīng)用于船舶艙室的先進(jìn)布風(fēng)器，還是處于引進(jìn)仿制階段，價(jià)位也較高，難以適應(yīng)船舶艙室變風(fēng)量送風(fēng)的要求，布風(fēng)器的設(shè)計(jì)改進(jìn)是一個(gè)有待解決的課題。

從目前的研究現(xiàn)狀看，有關(guān)布風(fēng)器的流動(dòng)模擬目前已有一些先期的研究。丁亮等[7]對(duì)一種頂式布風(fēng)器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)優(yōu)化進(jìn)行了模擬分析，已改善現(xiàn)有布風(fēng)器靜壓箱體積小、消音棉厚度薄的設(shè)計(jì)缺點(diǎn)，并將其應(yīng)用于海洋工程領(lǐng)域。孫麗穎等[8]系統(tǒng)研究了4 種不同布風(fēng)器對(duì)船舶艙室氣流分布影響的綜合評(píng)價(jià)，為提高船舶居住艙室的舒適性提供了理論基礎(chǔ)和技術(shù)參考。為進(jìn)一步滿足船舶艙室的空調(diào)溫度靈活調(diào)節(jié)要求，邵宜南[9]提出應(yīng)用于船舶的電加熱布風(fēng)器，布風(fēng)器內(nèi)加裝電加熱器的單風(fēng)管空調(diào)系統(tǒng)不占用更多空間，又能保持船舶艙室的送風(fēng)量和新鮮空氣量，滿足不同艙室需求，目前已被船東和船員廣泛接受。

本文針對(duì)目前船舶中常用的布風(fēng)器形式，通過結(jié)構(gòu)參數(shù)的調(diào)整，了解其對(duì)流動(dòng)阻力系數(shù)的具體影響，為布風(fēng)器的優(yōu)化設(shè)計(jì)打下基礎(chǔ)，為布風(fēng)器的降噪設(shè)計(jì)打下基礎(chǔ)。本研究采用Ansys Fluent 軟件，對(duì)布風(fēng)器內(nèi)的流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算在不同工況下的阻力系數(shù)，詳細(xì)了解不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)布風(fēng)器阻力特性的影響。以期獲得更為合理的設(shè)計(jì)方案，也為后續(xù)布風(fēng)器的降噪設(shè)計(jì)打下基礎(chǔ)。

1 物理模型與邊界條件

布風(fēng)器結(jié)構(gòu)如圖1 所示，布風(fēng)器內(nèi)部空氣流動(dòng)屬于不可壓縮粘性流體流動(dòng)。模擬計(jì)算過程中采用的湍流模型選擇Realizable k-ε 模型，對(duì)時(shí)間的離散采用2 階隱格式。計(jì)算中采用的流體為空氣（Pr=5.42），采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)已建立的3 維幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。該網(wǎng)格共劃分出3 個(gè)計(jì)算區(qū)域：進(jìn)風(fēng)段采用六面體網(wǎng)格；箱體、出風(fēng)口均采用四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)22 萬。進(jìn)風(fēng)口選擇為壓力入口邊界條件，出風(fēng)口選擇流動(dòng)出口邊界條件，布風(fēng)器內(nèi)部壁面設(shè)為壁面邊界條件，流動(dòng)介質(zhì)為空氣，最大風(fēng)量為250 m3/h。針對(duì)此結(jié)構(gòu)型式的布風(fēng)器，模擬中對(duì)比了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)布風(fēng)器流動(dòng)特性之影響，對(duì)每一結(jié)構(gòu)形式分別計(jì)算了不同入口速度下的總阻力系數(shù)

Realizable κ-ε 模型的湍動(dòng)能及其耗散率輸運(yùn)方程為：

圖 1 原始布風(fēng)器三維結(jié)構(gòu)圖Fig. 1 The original three-dimensional structure of the air distributor

圖 2 布風(fēng)器內(nèi)部的計(jì)算區(qū)域Fig. 2 Calculation area inside the air diffuser

模擬中通過調(diào)整布風(fēng)器內(nèi)一些關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)，比如擋板與壁面間的距離（即A），x 方向擋板的長(zhǎng)度（即B），靜壓箱y 向的寬度（即C）等，以達(dá)到減小布風(fēng)器流動(dòng)阻力的目的。模擬中進(jìn)行了6 種方案的比較：1）擋板與壁面間的距離；2）x 方向消音棉的長(zhǎng)度所示；3）增加Y 方向外框的長(zhǎng)度；4）同時(shí)改進(jìn)方案1 和方案2；5）同時(shí)改進(jìn)方案2 和方案3；6）同時(shí)改進(jìn)方案1、方案2 和方案3。根據(jù)模擬結(jié)果，提出優(yōu)化的布風(fēng)器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案，并對(duì)其進(jìn)行了降噪測(cè)試。

為保證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，首先對(duì)布風(fēng)器進(jìn)行網(wǎng)格驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，如圖3 所示。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)小于22 萬，總阻力系數(shù)的數(shù)值較為波動(dòng)，往后在網(wǎng)格數(shù)的不斷增加的情況下，布風(fēng)器的阻力系數(shù)值趨于平穩(wěn)。所以模擬網(wǎng)格數(shù)選擇20 萬左右。

圖 3 原始布風(fēng)器網(wǎng)格驗(yàn)證示意圖Fig. 3 Schematic of the original air distributor grid

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 布風(fēng)器流動(dòng)性能的影響因子模擬分析

對(duì)布風(fēng)器3 個(gè)方向進(jìn)行調(diào)整分別是布風(fēng)器內(nèi)部擋板與壁面之間的距離A、調(diào)整X 方向2 塊擋板的長(zhǎng)度B、調(diào)整靜壓箱的寬度C，通過計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法對(duì)這3 個(gè)影響因子進(jìn)行模擬計(jì)算，再根據(jù)計(jì)算結(jié)果對(duì)布風(fēng)器內(nèi)部結(jié)構(gòu)優(yōu)化，3 個(gè)影響因子A，B，C 如圖4 所示。

圖 4 布風(fēng)器影響因子示意圖Fig. 4 Air distributor impact factor diagram

2.1.1 影響因子A 的計(jì)算結(jié)果

適當(dāng)調(diào)整布風(fēng)器內(nèi)部擋板與壁面之間的距離（即A=212，213，214，215，216，222，228，234，240，246 mm），建立三維幾何模型，采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，計(jì)算結(jié)果如圖5 所示。

圖 5 局部阻力系數(shù)隨影響因子A 變化圖Fig. 5 Local resistance coefficient with the impact of factor A changes

可知，以原有布風(fēng)器內(nèi)部結(jié)構(gòu)參數(shù)A 取228 mm時(shí)為基準(zhǔn)，當(dāng)A 值增大時(shí)，計(jì)算出局部阻力系數(shù)值偏高，表明氣體流動(dòng)損失大；當(dāng)A 值逐漸減小時(shí)，局部阻力系數(shù)大幅降低，并最終趨于平穩(wěn)狀態(tài)，整個(gè)布風(fēng)器內(nèi)部空氣流動(dòng)性能得到大幅改善。因此，影響因子A 對(duì)該布風(fēng)器的氣體流動(dòng)阻力系數(shù)影響頗大，且當(dāng)A 取值為215 mm 時(shí)，局部阻力系數(shù)能降低18%。

2.1.2 影響因子B 的計(jì)算結(jié)果

適當(dāng)同時(shí)調(diào)整X 方向2 塊擋板的長(zhǎng)度（即B=202，203，204，205，206，207，208，213，218，223，228，233，238，243 mm），建立三維幾何模型，采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，計(jì)算結(jié)果如圖6 所示。

圖 6 局部阻力系數(shù)隨影響因子B 變化圖Fig. 6 Local resistance coefficient with theimpact of factor B changes

可知，不斷減小布風(fēng)器內(nèi)部結(jié)構(gòu)參數(shù)B 的值，局部阻力系數(shù)的降低速率由快到慢，直至趨于穩(wěn)定；當(dāng)影響因子B 取值為206 mm 時(shí)，改進(jìn)后布風(fēng)器的局部阻力系數(shù)降至最低，是原有布風(fēng)器的85%。由此說明，優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)B 對(duì)改善布風(fēng)器氣體流動(dòng)性能也起著不可或缺的作用。

2.1.3 影響因子C 的計(jì)算結(jié)果

適當(dāng)同時(shí)調(diào)整X 方向兩塊擋板的長(zhǎng)度（即C=390，400，410，420，430 mm），建立三維幾何模型，采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，計(jì)算結(jié)果如圖7 所示。

圖 7 局部阻力系數(shù)隨影響因子C 變化圖Fig. 7 Local resistance coefficient with the impactof factor C change chart

適當(dāng)調(diào)整靜壓箱的寬度，通過數(shù)值模擬計(jì)算得出增加20 mm 時(shí)，整個(gè)氣體流動(dòng)性能得到進(jìn)一步改善，但由于設(shè)備安裝空間受限，所以在此不做特別詳細(xì)的研究。

2.2 小結(jié)

基于當(dāng)前實(shí)用型船用布風(fēng)器，本節(jié)先分析其內(nèi)部結(jié)構(gòu)構(gòu)造情況，再分別調(diào)整3 種不同的影響因子（即A，B，C），然后采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法進(jìn)行數(shù)值模擬，最后整理所有數(shù)據(jù)結(jié)果，分析得出：影響因子A 對(duì)該布風(fēng)器內(nèi)氣體流動(dòng)阻力影響至關(guān)重要，影響因子B 則僅次之，過度減小結(jié)構(gòu)參數(shù)B 會(huì)影響布風(fēng)器降噪效果，影響因子C 則是在受限要求內(nèi)做稍微的調(diào)整，使得布風(fēng)器內(nèi)空氣流動(dòng)性能更佳。

3 原始與優(yōu)化后布風(fēng)器的流動(dòng)性能對(duì)比分析

首先對(duì)原始布風(fēng)器進(jìn)行數(shù)值模擬，在額定風(fēng)量下入口速度為8.85 m/s，壓力云圖、速度云圖以及速度流線圖如圖8～圖11 所示，由此可以很好了解布風(fēng)器內(nèi)部的壓力和流速分布。

由圖8 可知，原布風(fēng)器進(jìn)出口風(fēng)壓差較大，在額定風(fēng)量下，達(dá)到105 Pa 左右。由于原始布風(fēng)器不合理的內(nèi)部結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致流體剛進(jìn)入靜壓箱時(shí)壓力損失嚴(yán)重，而且在出風(fēng)口處會(huì)形成旋渦；改進(jìn)后的布風(fēng)器內(nèi)部流動(dòng)壓力損失下降了很多，流線分布也更均勻。從圖9 可以看出，原布風(fēng)器在入口處的速度逐漸降低，當(dāng)進(jìn)入靜壓箱后截面上出現(xiàn)一大塊速度驟增區(qū)域，而流體在出來的時(shí)候速度又驟降許多，可見這樣不合理的內(nèi)部結(jié)構(gòu)導(dǎo)致內(nèi)部速度場(chǎng)分布不均勻且速度損失大。從圖10 典型流線圖也可以清楚了解到，原布風(fēng)器出口的流線中心區(qū)域流速較小，四周區(qū)域流速較大，使得送風(fēng)均勻性不佳。

圖 8 原始布風(fēng)器的壓力場(chǎng)Fig. 8 Original air blower pressure field

圖 9 原始布風(fēng)器的速度場(chǎng)Fig. 9 Velocity field of the original air distributor

圖 10 原始布風(fēng)器速度場(chǎng)流線圖（正視方向）Fig. 10 Original air distributor velocity field flow chart （frontal direction）

圖 11 原始布風(fēng)器速度場(chǎng)流線圖（俯視方向）Fig. 11 Original cloth velocity field flow diagram（looking down）

速度場(chǎng)流線圖，它們主要是為了能更加直觀地表達(dá)各處速度大小的分布，流線越密集的地方速度就越大。從圖中還可以直觀地看出速度流線的走向，原始布風(fēng)器不合理的內(nèi)部結(jié)構(gòu)導(dǎo)致出來的速度流線糾纏在一起，在局部形成旋渦。

進(jìn)一步對(duì)原始布風(fēng)器的4 種工況（即進(jìn)口流量100 m3/h，150 m3/h，200 m3/h，250 m3/h）進(jìn)行分析研究，發(fā)現(xiàn)大部分工況壓力分布極不均勻，在出口截面處的速度大小差異太大，經(jīng)過研究分析，得出擋板與壁面間的距離大小對(duì)整個(gè)布風(fēng)器的流動(dòng)性能影響最大。而且，布風(fēng)器內(nèi)的噪聲與流動(dòng)阻力存在著相互關(guān)聯(lián)，一般而言，流動(dòng)阻力越大，噪聲也越大。所以這里從減小布風(fēng)器內(nèi)的流動(dòng)阻力角度對(duì)其內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。經(jīng)大量的模擬分析，最終采用以下綜合的優(yōu)化方案：“回”字型布風(fēng)器的消音棉沿Y 向內(nèi)縮共13 mm，沿X 方向上下均向左縮減22 mm，另外適當(dāng)擴(kuò)大外框Y 向距離變?yōu)?30 mm。

圖12～圖15 是布風(fēng)器改進(jìn)方案6 的壓力云圖、速度云圖以及速度流線分布，入口流速為8.85 m/s。由圖14 可知，改進(jìn)后的布風(fēng)器流線分布更加平順，走向基本一致，沒有出現(xiàn)速度驟增驟減的情況，而且相對(duì)原布風(fēng)器來講，流線分布較為混亂的區(qū)域也更少，也就是布風(fēng)器內(nèi)的旋渦區(qū)域得以縮小。當(dāng)入口流速為8.85 m/s時(shí)，改進(jìn)方案6 的布風(fēng)器壓力損失大約為75 Pa，較原始布風(fēng)器下降很多。這表明改進(jìn)后的效果顯著良好。

圖 12 改進(jìn)方案6 布風(fēng)器的壓力場(chǎng)Fig. 12 Improvement scheme six pressure field of the air diffuser

圖 13 改進(jìn)方案6 布風(fēng)器的速度場(chǎng)Fig. 13 Improvement program six velocity field of the air diffuser

圖 14 改進(jìn)方案6 布風(fēng)器速度場(chǎng)流線圖（正視方向）Fig. 14 Improvement scheme six blower velocity field flow chart （frontal direction）

圖 15 改進(jìn)方案6 布風(fēng)器速度場(chǎng)流線圖（俯視方向）Fig. 15 Improvement scheme six blower velocity fieldflow chart （looking down）

圖 16 不同改進(jìn)方案下的阻力系數(shù)變化Fig. 16 Changes in the resistance coefficient under different improvements

圖 17 不同改進(jìn)方案下的靜壓降Fig. 17 Static pressure drop with different improvements

從圖16 和圖17 可以看出，在同一工況下，原始布風(fēng)器阻力系數(shù)最大，這意味著氣流在布風(fēng)器內(nèi)的能量損失也是最大；通過調(diào)整布風(fēng)器內(nèi)部結(jié)構(gòu)參數(shù)，可使布風(fēng)器的流動(dòng)性能得以改善。出口截面的壓力和速度分布均勻性比原始布風(fēng)器更好。

表1～表3 為原布風(fēng)器和不同改進(jìn)方案的靜壓損失和總阻力系數(shù)對(duì)比，在不同的改進(jìn)方案中，方案6 的總阻力系數(shù)比原始布風(fēng)器降低20%左右，效果最為顯著。顯然，改型后的布風(fēng)器減阻效果很明顯，更具有實(shí)用價(jià)值。

布風(fēng)器阻力系數(shù)和降噪設(shè)計(jì)之間存在緊密聯(lián)系，氣動(dòng)噪聲的主要來源就是流體的旋渦，一般而言，布風(fēng)器內(nèi)旋渦強(qiáng)度越大，噪聲就越大。下一步研究的主要方向是將阻力特性、流動(dòng)旋渦特性與噪聲相關(guān)聯(lián)。

表 1 原始布風(fēng)器的壓損和總阻力系數(shù)Tab. 1 The original air pressure loss and the overall drag coefficient

表 2 改進(jìn)方案2 的靜壓損失和總阻力系數(shù)Tab. 2 Improved scheme 2 static pressure loss and total drag coefficient

表 3 改進(jìn)方案6 的靜壓損失和總阻力系數(shù)Tab. 3 Static pressure loss and total resistance coefficient for improved scheme six

4 結(jié) 語

通過系統(tǒng)的模擬分析，研究發(fā)現(xiàn)：所提出來的6 種方案均能有效改進(jìn)此“回”字型布風(fēng)器。改進(jìn)方案1～改進(jìn)方案3 均是從單方面因素進(jìn)行改進(jìn)的，其中改進(jìn)方案2 的效果更為明顯，即消音棉的長(zhǎng)度適當(dāng)減小，這意味著這一因素是影響布風(fēng)器綜合性能的重要影響因子。綜合比較，改進(jìn)方案6 的方案局部阻力系數(shù)可降至1.60，達(dá)到預(yù)期目標(biāo)，布風(fēng)器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案優(yōu)先選擇此改進(jìn)方案。這些工作也為后期的降噪設(shè)計(jì)打下基礎(chǔ)。