几何模型建立与网格划分
计算模型采用掘进工作面4-72-5.6a 防爆防腐蚀的离心式通风机,其主要参数:电机功率22 kw,转速2 930 r/min,东营风机,流量10 122~25 736 m3/h,全压4 152~2 330 pa。其主要由进风口、集流器、叶轮和蜗壳组成。
风机集流器中添加了米字形结构与环形挡环。风机结构复杂且叶片外形不规则,因此生成结构化网格比较困难,相反非结构化网格适应能力强,在处理复杂结构时有利于网格的自适应。
因此风机采用四面体非结构化网格。使用ansys 软件中的cfd 软件进行网格划分,加米字形集流器模型网格数1 072 503,网格节点数184 910;普通圆弧形模型网格数1 296 832,网格节点数223 847。以离心风机在掘进工作面环境下的运行工况为依据,进行风机参数设置:流量取22 806.54 m3/h,流速取6.335 15 m/s, 质量流量取7.491 3 kg/s。把pro/e 建立的几何模型导入fluent 中并对几何模型的边界条件计算参数进行设定。其中入口类型采用速度进口,出口设为压力边界条件,本计算采用的样机是矿用式离心风机, 出口静压可以近似为0,蜗壳内壁及叶轮壁面粗糙度均取0.5,集流器、叶轮、蜗壳等各流体区域结合处的公共面采用interface边界类型面, 将叶片的压力面和吸力面以及叶轮前盘、后盘和转轴的内外表面一起定义为旋转壁面。环境压力为101 325 pa,锅炉风机厂家,取粉尘流体密度ρ=1.225 kg/m3。计算时采用simple 压力速度耦合方法进行。
风机性能试验原理及其装置为了验证修正后数值计算模型的准确度,对原风机的不同工况气动性能试验。将修正前后数值计算模型预测原型机性能结果与试验值作对比分析,由数据可知,采用标准k-ε 模型预测的风机性能曲线较试验值存在一定误差,其较大误差值达9.5%,修正的k-ε 模型,各流量工况下风机出口静压计算值与试验值吻合,其性能曲线趋于重合,两者误差值明显减小,且较大误差降低至3%,充分验证了所采用的数值计算模型修正方法的可行性,同时为下文风机性能的准确度和可靠性预测提供支撑。设计原理分析原风机蜗壳内壁型线采用的是传统蜗壳型线设计方法,即不考虑壁面粘性摩擦的影响,气流动量矩保持不变,运用不等边基圆法绘制的近似阿基米德螺旋线。而实际流动过程中,气体粘性作用常导致其速度在过流断面上呈现的分布不均匀现象。
对于低速小型多翼离心风机而言,由于气体流道狭窄,受粘性作用的影响,风机内壁面边界层分离加剧,经过叶轮加速的气体流速沿蜗壳径向方向逐渐减小,而在风机蜗壳出口处,离心鼓风机,由于同时受到蜗舌结构和蜗壳壁面的影响,其流速为管道流速度分布,受粘性作用的影响,蜗壳内流体于整个流道空间内呈现速度分布不均匀的现象,因此在实际流动过程中,流体动量矩并不是不变的,而是随流动的进行不断减小,故基于动量矩守恒定律设计的传统蜗壳型线存在动量修正的必要。改型设计方法由于气体粘性力无法通过简单的公式运算获得,且其大小受气体速度的影响,因此本文采用一种简单化的求解方法,即基于传统不等边基圆法,风机运用改进后的k-ε 模型对原风机进行数值模拟,设置如图8 所示的4 个监测截面,其方位角φ 分别为90°、180°、270°、360°。通过fluent 后处理计算得出蜗壳壁面区域于以上4 个截面处所受粘性力大小fν ,高速离心鼓风机,测量力矩中心至力原点距离r,由额定工况下风机总质量流量q 计算得单位质量流体所受黏性力矩平均值m fr / q。
风机叶片吸力侧形成的低能流积聚的“尾迹区”,形成“射流-尾流”结构。加进气箱后,风机叶轮尾缘处的“尾迹-射流”更加的严重,风机模型尾迹区占了比较大的空间,减少了风机流道有效面积。在小流量区,风机内部的流场分布发生偏心现象(c 处),叶轮流道e 侧,气体比较充实,叶轮流道f 侧气体分布较差,与原始风机内部流场分布相比,其风机叶轮流道的充盈性差。离心风机的效率曲线如图6,无进气箱情况下在流量为2.82kg/s,压力为3 106.23pa 时,达到较率68.64%;加进气箱后在流量为1.68kg/s,压力为2 775.54pa,达到较率59.45%,通过与原始风机对比可知,加进气箱后其较率降低8.19%。同样由图6 效率曲线对比图可知,加进气箱后风机整体效率降低,与原始风机相比其区域比较窄,缩短了工作区域,且加进气箱后较优工况点向小流量区偏移。加进气箱后,离心风机的全开流量降低,与无进气箱相比,流量降低了16.9%。由图7 可知,加进气箱不仅降低了风机的全开流量,其全压也有所减少。风机性能测试采用c 型试验装置对带进气箱的离心风机进行了性能测试,测试标准按gb/t 1236-2017《工业通风机用标准化风道进行性能实验》执行。
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