本發(fā)明涉及氣體動力學(xué)領(lǐng)域，尤其涉及一種多翼離心風(fēng)機及其分組設(shè)計方法。

背景技術(shù)：

與常規(guī)的后向離心風(fēng)機相比，多翼離心風(fēng)機具有壓力系數(shù)高、流量系數(shù)大、結(jié)構(gòu)緊湊等優(yōu)點，但也存在流動分離嚴重、效率低、能源浪費巨大等缺點，因此，如何消除或緩解流動分離現(xiàn)象、降低流動損失，對提高多翼離心風(fēng)機氣動性能、拓展多翼離心風(fēng)機應(yīng)用范圍、發(fā)展節(jié)能環(huán)保型產(chǎn)品具有至關(guān)重要的作用。

目前，制約多翼離心風(fēng)機性能大幅度提高的瓶頸是集流器、葉輪和蝸殼優(yōu)化設(shè)計方法，國內(nèi)外學(xué)者針對上述問題提出了諸多有效改進措施。溫選鋒等研究了橢圓形集流器的影響，周水清等研究了偏心集流器的偏心距和偏心角對風(fēng)機性能的影響，發(fā)現(xiàn)較佳參數(shù)組合的集流器可以有效提高風(fēng)機性能；羅嘉陶等研究了翼型葉片尾緣切割方式對多翼離心風(fēng)機性能的影響，發(fā)現(xiàn)沿圓周線方向切除的翼型葉片具有較大的風(fēng)量和全壓，王湛研究了圓弧葉片型線對風(fēng)機性能的影響，結(jié)果表明雙圓弧葉片性能優(yōu)于單圓弧葉片；Han等采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)算法，劉小民等采用仿生技術(shù)，對蝸舌形狀進行了優(yōu)化，這些方法均有利于改善蝸舌附近的流動狀況。

上述研究工作對多翼離心風(fēng)機通流部件設(shè)計具有一定的指導(dǎo)意義。然而，這些工作大多側(cè)重于風(fēng)機單個部件的改進或優(yōu)化，未能細致考慮動靜部件尤其是葉輪與蝸殼間的匹配情況，限制了風(fēng)機效率的進一步提高。事實上，受結(jié)構(gòu)尺寸的限制，多翼離心風(fēng)機大多數(shù)沒有擴壓器，葉輪與蝸殼之間的非軸對稱影響非常明顯，基于真實流動準確模擬的多翼離心風(fēng)機系統(tǒng)綜合設(shè)計研究還較為匱乏。

技術(shù)實現(xiàn)要素：

本發(fā)明要解決的技術(shù)問題是提供一種多翼離心風(fēng)機及其分組設(shè)計方法，風(fēng)機能夠降低流動分離程度，提高效率，明顯改善氣動性能，設(shè)計方法能夠降低計算量并具有較高的可靠性。

為了實現(xiàn)上述目的，本發(fā)明所采取的技術(shù)方案是：一種基于分組模型及仿生蝸舌的多翼離心風(fēng)機，包括蝸殼、設(shè)置在蝸殼內(nèi)的葉輪和蝸舌以及設(shè)置在蝸殼側(cè)面的集流器，其特征在于：所述葉輪包括輪盤、輪蓋和葉片，所述葉片為雙圓弧形，葉片的進口安裝角β₁為75°～90°，葉片的出口安裝角β₂為160°～180°，葉片的進口半徑和出口半徑分別為160mm和202mm，葉片的兩圓弧交接位置R_f為180～195mm，葉片的兩圓弧交接位置的安裝角為β_f為90°～120°，葉片的兩圓弧交接位置R_f處于葉片中間靠近出口的位置，且從葉輪進口起的第一圓弧半徑大于第二段圓弧半徑；所述蝸殼由四段光滑的圓弧片連接構(gòu)成，所述圓弧片以等邊基方的四角為中心，蝸殼寬度、集流器寬度和葉輪軸向長度的比值為1.31:0.26:1；所述蝸舌為基于長耳鸮翼型前緣剖面型線的仿生結(jié)構(gòu)。

進一步，所述葉片的進口安裝角β₁為81.72°，葉片的出口安裝角β₂為180°，葉片的兩圓弧交接位置R_f為187.76mm，葉片的兩圓弧交接位置的安裝角為β_f為95.17°。

進一步，所述蝸舌為長耳鸮翼型前緣剖面型線前緣的6.5％。

多翼離心風(fēng)機的設(shè)計方法：多翼離心風(fēng)機包括蝸殼、設(shè)置在蝸殼內(nèi)的葉輪和蝸舌以及設(shè)置在蝸殼側(cè)面的集流器，依次對葉輪、蝸殼和蝸舌進行分組改進設(shè)計；

葉輪的改進：所述葉輪包括輪盤、輪蓋和葉片，所述葉片為雙圓弧形，首先固定葉片的進口安裝角β₁和出口安裝角β₂，采用單通道計算模型通過改變兩圓弧交接位置R_f和葉片的兩圓弧交接位置的安裝角為β_f獲得不同形狀的雙圓弧曲線，然后調(diào)整葉片的進口安裝角β₁和出口安裝角β₂，確定進口安裝角β₁的變化范圍75°～90°，出口安裝角β₂的變化范圍為160°～180°，最后，采用均勻設(shè)計方法在上述設(shè)計空間內(nèi)進行試驗設(shè)計，基于均勻設(shè)計表U31(31³⁰)，選出31個具有代表性的葉輪樣本，并采用CFD數(shù)值模擬方法計算出不同形狀的葉輪的效率；

蝸殼的改進：采用等邊基方法對蝸殼型線重構(gòu)設(shè)計，先根據(jù)設(shè)計參數(shù)確定等邊基方，再以等邊基方的四角為中心，用四段光滑連接的圓弧片構(gòu)成蝸殼型線，此外，考慮到集流器與葉輪的軸向間隙較大，將蝸殼寬度、集流器寬度和葉輪軸向長度的比值設(shè)計為1.31:0.26:1，以滿足集流器與葉輪的軸向匹配，最后將所述葉輪與蝸殼進行組合，進行整機CFD計算；

蝸舌的改進：提取長耳鸮翼型前緣剖面型線并采用Birnbaum-Glauert函數(shù)對中心線擬合：

式中：z_c為中弧線坐標；η＝x/c為弦坐標比；x為弦向坐標；z_c(max)為最大弧度坐標；c為翼型弦長；S_n為待定系數(shù)，翼型厚度擬合公式為：

式中：z_t為厚度；z_t(max)為最大厚度；A_n為待定系數(shù)，式(1)-(2)中的待定系數(shù)為：

n＝1時，S_n＝3.9362，A_n＝-29.4861

n＝2時，S_n＝-0.7705，A_n＝66.4565

n＝3時，S_n＝0.8485，A_n＝--59.8060

n＝4時，A_n＝19.0439；

將上述擬合所得的蝸舌先與蝸殼匹配后再與葉輪相結(jié)合，進行三維整機CFD計算；

最后將計算結(jié)果和實驗結(jié)果進行對比驗證計算模型的可靠性。

采用上述技術(shù)方案所產(chǎn)生的有益效果在于：本發(fā)明的蝸舌采用仿生設(shè)計，能夠有效緩解蝸舌處的氣體流動分離現(xiàn)象，減少能耗損失；葉輪的葉片采用四自由度的雙圓弧形，能夠有效提高風(fēng)機效率；蝸殼由四段光滑的圓弧片連接構(gòu)成，能夠與雙圓弧形的葉片和長耳鸮翼型的蝸舌完美匹配，消除蝸舌上方的旋渦、改善蝸舌與葉輪間的流動情況，從而提高風(fēng)機效率；多翼離心風(fēng)機的設(shè)計方法采用設(shè)計參數(shù)分組的方法，能夠降低計算量并具有較高的可靠性。

附圖說明

下面結(jié)合附圖和具體實施方式對本發(fā)明作進一步詳細的說明。

圖1是本發(fā)明多翼離心風(fēng)機計算流域的立體結(jié)構(gòu)圖。

圖2是本發(fā)明葉片的二維結(jié)構(gòu)示意圖。

圖3是改進后的四段圓弧蝸殼和仿生蝸舌的組裝結(jié)構(gòu)圖。

圖4是不同R_f和β_f組合所得的葉輪效率計算結(jié)果圖。

圖5是原始葉輪內(nèi)相對速度流線圖。

圖6是雙圓弧形葉片的葉輪內(nèi)相對速度流線圖。

圖7是采用原始葉輪和原始蝸殼狀態(tài)下的原始風(fēng)機蝸殼內(nèi)絕對速度流線圖。

圖8是采用雙圓弧形葉片的葉輪和原始蝸殼狀態(tài)下蝸殼內(nèi)絕對速度流線圖。

圖9是原始葉輪和原始蝸殼狀態(tài)下的原始風(fēng)機蝸殼內(nèi)的靜壓云圖。

圖10是采用雙圓弧形葉片的葉輪和原始蝸殼狀態(tài)下蝸殼內(nèi)的靜壓云圖

圖11是雙圓弧形葉片的葉輪與改進蝸殼組合下的風(fēng)機蝸殼內(nèi)的絕對速度流線圖。

圖12是雙圓弧形葉片的葉輪與改進蝸殼組合下的風(fēng)機蝸殼內(nèi)的靜壓云圖。

圖13是采用雙圓弧形葉片的葉輪與仿生蝸舌后的風(fēng)機蝸殼內(nèi)的絕對速度流線。

圖14是采用雙圓弧形葉片的葉輪與仿生蝸舌后的風(fēng)機蝸殼內(nèi)的靜壓云圖。

圖15是采用雙圓弧形葉片的葉輪與仿生蝸舌的風(fēng)機與原始風(fēng)機的性能曲線對比圖。

圖中：1、蝸殼 2、葉輪 3、集流器 4、蝸舌 5、圓弧片。

具體實施方式

參看附圖1和2，本發(fā)明一個具體實施方式的結(jié)構(gòu)中包括蝸殼1、設(shè)置在蝸殼1內(nèi)的葉輪2和蝸舌4以及設(shè)置在蝸殼側(cè)面的集流器3，所述葉輪2包括輪盤、輪蓋和葉片，所述葉片為雙圓弧形，葉片的進口安裝角β₁為81.72°，葉片的出口安裝角β₂為180°，葉片的進口半徑和出口半徑分別為160mm和202mm，葉片的兩圓弧交接位置R_f為187.76mm，葉片的兩圓弧交接位置的安裝角為β_f為95.17°，葉片的兩圓弧交接位置R_f處于葉片中間靠近出口的位置，且從葉輪進口起的第一圓弧半徑大于第二段圓弧半徑；

所述蝸殼1由四段光滑的圓弧片5連接構(gòu)成，所述圓弧片5以等邊基方的四角為中心，蝸殼1寬度、集流器3寬度和葉輪2軸向長度的比值為1.31:0.26:1；

所述蝸舌4為基于長耳鸮翼型前緣剖面型線的仿生結(jié)構(gòu)。

所述蝸舌4為長耳鸮翼型前緣剖面型線前緣的6.5％。

多翼離心風(fēng)機的設(shè)計方法，多翼離心風(fēng)機包括蝸殼1、設(shè)置在蝸殼1內(nèi)的葉輪2和蝸舌4以及設(shè)置在蝸殼側(cè)面的集流器3，依次對葉輪2、蝸殼1和蝸舌4進行分組改進設(shè)計；

葉輪2的改進：所述葉輪2包括輪盤、輪蓋和葉片，所述葉片為雙圓弧形，首先固定葉片的進口安裝角β₁和出口安裝角β₂，采用單通道計算模型通過改變兩圓弧交接位置R_f和葉片的兩圓弧交接位置的安裝角為β_f獲得不同形狀的雙圓弧曲線，然后調(diào)整葉片的進口安裝角β₁和出口安裝角β₂，確定進口安裝角β₁的變化范圍75°～90°，出口安裝角β₂的變化范圍為160°～180°，不同的兩圓弧交接位置R_f和兩圓弧交接位置的安裝角為β_f對風(fēng)機效率的影響見圖4。最后，采用均勻設(shè)計方法在上述設(shè)計空間內(nèi)進行試驗設(shè)計，基于均勻設(shè)計表U31(31³⁰)，選出31個具有代表性的葉輪2樣本，并采用CFD數(shù)值模擬方法計算出不同形狀的葉輪2的效率；

蝸殼1的改進：采用等邊基方法對蝸殼1型線重構(gòu)設(shè)計，先根據(jù)設(shè)計參數(shù)確定等邊基方，再以等邊基方的四角為中心，用四段光滑連接的圓弧片5構(gòu)成蝸殼1型線，此外，考慮到集流器3與葉輪2的軸向間隙較大，將蝸殼1寬度、集流器3寬度和葉輪2軸向長度的比值設(shè)計為1.31:0.26:1，以滿足集流器3與葉輪2的軸向匹配，最后將所述葉輪2與蝸殼1進行組合，進行整機CFD計算；

蝸舌4的改進：提取長耳鸮翼型前緣剖面型線并采用Birnbaum-Glauert函數(shù)對中心線擬合：

式中：z_c為中弧線坐標；η＝x/c為弦坐標比；x為弦向坐標；z_c(max)為最大弧度坐標；c為翼型弦長；S_n為待定系數(shù)，翼型厚度擬合公式為：

式中：z_t為厚度；z_t(max)為最大厚度；A_n為待定系數(shù)，式(1)-(2)中的待定系數(shù)為：

n＝1時，S_n＝3.9362，A_n＝-29.4861

n＝2時，S_n＝-0.7705，A_n＝66.4565

n＝3時，S_n＝0.8485，A_n＝-59.8060

n＝4時，A_n＝19.0439；

將上述擬合所得的蝸舌4先與蝸殼1匹配后再與葉輪2相結(jié)合，進行三維整機CFD計算；

最后將計算結(jié)果和實驗結(jié)果進行對比驗證計算模型的可靠性。

計算結(jié)果和實驗結(jié)果的對比：利用ANSYS-CFX商業(yè)CFD軟件，數(shù)值求解三維雷諾平均Navier-Stokes方程組，獲得多翼離心風(fēng)機的氣動性能參數(shù)和內(nèi)部流場?？紤]到風(fēng)機內(nèi)部流動馬赫數(shù)小于0.3，將其視為不可壓縮流動，湍流模型為k-ε模型。在方程離散中，對流項采用高分辨率格式、粘性項采用二階中心格式、時間導(dǎo)數(shù)項采用二階后向歐拉格式。為降低雙吸進去離心風(fēng)機的流場計算量，僅選取風(fēng)機的一側(cè)吸氣結(jié)構(gòu)進行研究，同時為了方便設(shè)定邊界條件，對風(fēng)機的進出口段進行適當延長，最終的計算區(qū)域如圖2所示。進口給定總壓為大氣壓力和軸向進氣條件，出口給定質(zhì)量流量，壁面滿足無滑移邊界條件，動靜交界面按照多重參考系(Multiple Reference Frame，MRF)方法處理，且進口流域和蝸殼流域采用靜止坐標系，葉輪流域采用旋轉(zhuǎn)坐標系來描述。

為提高網(wǎng)格質(zhì)量，將計算流域首先分為三部分：進口流域、葉輪流域和蝸殼流域。其中，進口流域和蝸殼流域采用ANSYS-ICEM生成非結(jié)構(gòu)混合網(wǎng)格，葉輪流域采用Turbo Grid生成六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，對流域近壁區(qū)進行適當加密。通過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，當網(wǎng)格總數(shù)約為598萬，對應(yīng)三部分流域的網(wǎng)格數(shù)分別為43萬、385萬和170萬。

基于上述數(shù)值計算模型，對多翼離心風(fēng)機進行整機數(shù)值計算，獲得設(shè)計流量下的氣動性能參數(shù)，并與試驗數(shù)據(jù)進行對比，結(jié)果如表1所示。可見，風(fēng)機效率的計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)較為吻合，驗證了本文所采用的數(shù)值計算方法具有較高的精度。

表1設(shè)計流量下試驗結(jié)果與計算結(jié)果對比

效果分析：首先是改進葉輪后的對比分析，結(jié)合原始蝸殼和改進后雙圓弧形葉片的葉輪，進行整機CFD計算，可得風(fēng)機效率為73.28％，葉輪效率為89.25％，較原始風(fēng)機分別提高了1.87％和2.33％。進一步，截取z＝81mm處(以計算區(qū)域中的輪盤中心為原點，整個計算區(qū)域在z軸正半軸，z＝81mm為葉輪軸向中心處)的葉輪流域和蝸殼流域，觀察葉輪改進后風(fēng)機的內(nèi)部流場變化情況，如圖5-10所示。由圖5和6可看出，與原始葉輪相比，改進后葉輪在遠離蝸舌流道內(nèi)的漩渦強度有所減小、流動分離得到緩解，而蝸舌附近流道內(nèi)的流動分離更加惡化，這說明葉輪與蝸殼間存在較強的耦合作用。從圖7-10可看出，風(fēng)機蝸舌4上部的分離區(qū)明顯減小，其附近的流場更加均勻，有利于風(fēng)機氣動性能的改善。

其次是改進葉輪2和改進蝸殼1組合后的對比分析，將具有雙圓弧形葉片的葉輪2與改進蝸殼1進行組合，進行整機CFD計算，可得風(fēng)機效率為74.39％，葉輪2效率為89.81％，與上述原始蝸殼和改進后雙圓弧形葉片的葉輪2組合起來的風(fēng)機相比，風(fēng)機效率和葉輪2效率進一步分別提高了1.11％和0.56％，表明蝸殼1的改進使葉輪2和蝸殼1的性能均得到一定的提高。提取雙圓弧形葉片的葉輪2與改進蝸殼1組合下的風(fēng)機蝸殼1內(nèi)的絕對速度流線和靜壓分布，與原始風(fēng)機以及原始蝸殼和改進后雙圓弧形葉片的葉輪2組合起來的風(fēng)機進行對比，如圖11和12所示，可見，改進后蝸殼1內(nèi)的流動更加均勻，蝸舌4上部流動分離消失，流場分布更加均勻，對應(yīng)流動損失有所減小，且與原始蝸殼相比，改進后蝸殼1內(nèi)的靜壓梯度較均勻，風(fēng)機效率再次得到提高。

最后是改進葉輪2、改進蝸殼1和改進蝸舌4后的對比分析，為使改進后的仿生蝸舌3與風(fēng)機的蝸殼1型線匹配良好，設(shè)定兩個變量，放大倍數(shù)scale和旋轉(zhuǎn)角度θ_roate，其變化范圍分別是200～800和0°～40°，并根據(jù)均勻設(shè)計表U₃₁(31³⁰)，通過CFD計算確定出scale和θ_roate的最佳組合。考慮到計算資源的限制，采用二維CFD計算。選取性能最優(yōu)的蝸殼1樣本，如圖3所示，將改進蝸舌4與改進的具有雙圓弧形葉片的葉輪2相結(jié)合，進行三維整機計算，可得風(fēng)機效率為75.74％，葉輪2效率為90.17％，與僅改進蝸殼1和改進葉輪2而不改進蝸舌的組合相比，風(fēng)機效率和葉輪2效率分別提高了1.35％和0.36％，與原始風(fēng)機相比，風(fēng)機效率和葉輪效率分別提高了4.33％和3.25％。

提取改進蝸舌4與改進的具有雙圓弧形葉片的葉輪2相結(jié)合風(fēng)機的流場，如圖13和14所示，可見，采用仿生蝸舌4后，蝸殼1內(nèi)的流動更加均勻，蝸舌4處的分離減小，降低了氣體在蝸殼1內(nèi)的流動損失，使風(fēng)機效率進一步得到提高，將改進蝸舌4與改進的具有雙圓弧形葉片的葉輪2相結(jié)合的風(fēng)機應(yīng)用到其他工況并與原始風(fēng)機進行對比，如圖15所示，可知，優(yōu)化后的風(fēng)機效率整體較原始風(fēng)機明顯提高，氣動性能得到改善。

上述描述僅作為本發(fā)明可實施的技術(shù)方案提出，不作為對其技術(shù)方案本身的單一限制條件。