1、前  言
    大型軸流引風機是火力發(fā)電廠的主要輔機，它的性能好壞直接關系到電廠的安全性、經濟性，目前300 MW火電機組上采用的鍋爐引風機多為豎直方向進氣的軸流引風機。該引風機的進口段是形狀復雜的進氣箱，進口截面為矩形，出口截面為圓形，即它的幾何形狀為一變截面的900彎道，再加上繞流軸套，故其內部流動非常復雜。關于進氣箱內的流動細節(jié)以及引起的不均勻流動等方面的研究除文獻外，見諸報道的論文較少。諸如進氣箱的結構和前導葉形式、位置等來流條件將較大程度地影響引風機中的流動結構和性能。在CFD技術飛速發(fā)展的今天，數值計算的手段可以比較好地指導對引風機的設計、改造工作。
    本文圍繞某電廠軸流引風機中流動特性進行探討。采用數值計算的手段對帶前后導葉的軸流引風機中的內流問題進行研究，尤其對復雜進氣箱中的流動特點進行分析，來說明進氣箱的復雜形狀和配套的軸套結構對流動性能的影響，所得結果為更好的結構改進提供參考。另外，對葉輪進口預旋形式和前導葉位置的影響等問題進行分析，旨在找到合理的方案。并利用相應的實驗數據對數值計算的精度予以說明。
2、結構特點
    本文研究的軸流引風機為動葉可調式，其葉輪外徑為2.88 m，輪轂直徑為1.8 m，葉片為翼型，設計工況下的安裝角為380，葉片數為30；設置前導葉16片，采用兩段圓弧加直線段的結構，進口采用負預旋；后導葉27片，單圓弧結構。該引風機是從豎直方向進氣，經復雜的進氣箱，將氣流方向轉移至軸向。電機轉速為990 r／min，設計流量為240.2m3／s。
    圖1為引風機的平面示意圖，圖中示出了幾個主要部件，包括進氣箱、動葉以及前后導葉等。圖2為數值計算的模型圖，為了便于網格離散，沿著流線方向將整個區(qū)域分成了6個計算域。

3、數值分析方法
    數值計算選用Realizable湍流模式來封閉Reynolds時均N-S方程。采用的離散方法是有限體積法，以此來將控制方程轉化為能夠數值求解的離散代數方程，其中動量、湍動能、湍流耗散等均采用二階迎風差分格式離散。這些方程采用分離隱式法求解，通過SIMPLE算法來耦合壓力與速度�？紤]到氣流的最大線速度及密度變化，氣流采用可壓縮處理。選用的邊界條件為質量進口和壓力出口。
    引風機計算域全部采用非結構化網格，初始網格數目為100萬，這給求解過程中基于一定求解結果的岡格自適應留下了適量的細化空間。經過自適應后的網格數目在160萬左右。對于如此之多的網格數目，為了縮短計算時間，本文運用了并行計算。單機計算每步耗時3分鐘，兩臺同樣配置的計算機并行計算每步耗時不到1分鐘，并行優(yōu)勢明顯。求解過程中，當殘差減小至10_4量級以下且計算域進出口質量流量誤差小于O.l%時認定收斂，此時的計算數據可用于結果分析。
4、內流結果分析
4.1進氣箱的影響
    風機前置進氣箱會增大葉輪進口和輪轂面附近的湍流度，使內流場不穩(wěn)定性增大。所以有必要對其流動情況進行分析，進氣箱中良好的出流條件會明顯改善下游的流場結構。
    圖3為進氣箱中不同位置截面上的矢量圖，圖中顯示，豎直方向的來流在向著軸向過渡的過程中對軸套產生了較大的沖擊，局部損失比較大。圖4為氣流繞流軸套的流線圖。豎直方向的來流在遇到軸套后，大部分氣流直接作90°的拐彎，方向轉至軸向，少部分氣體繞過軸套后從軸套下方轉至軸向，這樣一來，勢必引起經過進氣箱后流動的周向不均。

    圖5給出了進氣箱出口不同徑向位置處氣流的軸向速度沿周向的分布。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，軸向速度出現(xiàn)明顯的周向不均，隨著半徑的增大，軸向速度略微呈現(xiàn)出上升的趨勢。這種明顯的不均勻作用到下游的旋轉部件上，會使得葉道流量出現(xiàn)明顯的周向不均，這會造成流入葉道的氣流攻角周向不均。對于葉輪這一旋轉部件而言，這種周向不均實質上表現(xiàn)為每個葉片上所受的載荷出現(xiàn)周期性的變化，這種強烈的變化可能誘發(fā)葉片大的振動，影響氣動性能、降低部件壽命。
    因此可以通過適當調整軸套的尺寸和改進進氣箱的幾何結構來改善進氣箱中的流動情況。另外，不均勻性對下游流動部件影響的定量分析和在進氣箱中配備性能較好導葉以改善不均勻性等方面的問題有待進一步研究。
4.2進口預旋的影響
    本文對葉輪進口正負預旋和無預旋情況下的數值計算結果進行了對比，其中正負預旋方案的預旋角分別為200和-200。在下面的研究分析中，定義rt為葉高，th為輪轂半徑。
    圖6為三種不同方案葉輪進出口處周向速度沿徑向的分布。葉輪進口處，零預旋情況下，周向速度分布均勻，速度幾乎為零；而負預旋時，速度分布沿著翼展方向略微呈現(xiàn)出一定的上升趨勢，其值維持在-60 m／s左右；在正預旋時，速度沿著翼展方向呈現(xiàn)遞減趨勢。葉輪出口處，零預旋時速度分布依然比較均勻，其值在50 m／s附近；而負預旋中不同徑向位置的周向速度變動較大；正預旋進出口處的速度分布差不多。相比之下，正預旋方案時葉輪的做功能力最差；負預旋方案下的做功能力較零預旋更強。

    給定全壓升系數的計算公式：Cp=△p/(0.5pC2)。圖7為三種方案中葉輪進出口處的全壓升系數分布。在葉輪進口處，從圖中可以看出進口預旋形式較大的影響了引風機進口段的損失。其中，負預旋時總壓系數沿徑向的變動最為明顯，而且值最小。葉輪出口處，總壓升沿著翼展均呈現(xiàn)緩慢的增加趨勢。三種方案均顯示出沿著翼展方向葉片的做功能力相當。
    通過比較表明，負預旋雖然加大了葉輪對氣體的做功量，同時也明顯增大了進口段全壓損失且惡化了流場結構。這和文獻中的實驗結論相符。
4.3前導葉位置的影響
    從葉片部件出來的氣流，其湍流強度肯定有所加強，如果沒有足夠的衰減空間，在進入下一個葉片部件時勢必會影響其效率，所以葉輪間距不宜太小，小的間距將導致氣動噪聲增加；當然間距也不宜大，因為大的間距會增大風機的軸向尺寸。
    基于這些因素，該部分比較了帶負預旋的前導葉在距離動葉不同軸向位置時的性能，如圖8所示。隨著前導葉和動葉的間距增加，風機壓升逐漸減��；而其效率呈現(xiàn)出先增加后減小的態(tài)勢，因為在小間距情況下，動葉與靜葉之間一定程度上的干涉影響了氣動性能，當間距增加到一定程度時，繼續(xù)增加，相應地增加了沿程損失。

    圖9是前導葉和動葉間距分別為170 mm和70mm兩種方案時豎直平面上的湍流強度分布。相比圖9(a)，圖9(b)中由于前導葉和動葉的間距較大，使得從前導葉流出氣體的湍流強度有更大衰減空間，因此其湍流強度的分布更為均勻，而且湍流強度值更小，流動結構更好，這和圖8所表現(xiàn)出來的外特性是吻合的。

    縱觀整個流動區(qū)域，兩種方案中的湍流強度沿流線方向均表現(xiàn)出了相同的演變規(guī)律。由于進氣箱結構的復雜性，氣流經過后湍流強度有所加強。在前導葉區(qū)域，湍流強度逐漸增大，其梯度方向基本上沿著流動方向。在動葉中，湍流強度的變化劇烈，在出口下游的輪轂處出現(xiàn)最大值，圖9(a)中最大值的位置要靠前。另外，后導葉和動葉間的距離較大，這樣的布置是保證從葉輪出來的高湍流強度的氣流有足夠的衰減距離，從而避免在后導葉進口處出現(xiàn)較大的流場波動和噪音。
5、性能對比
    本文將帶前后導葉的設計方案在不同工況點的數值計算的性能曲線與實驗數據進行了對比，如圖10所示。

    圖中顯示數值計算的壓力值較實驗值高，效率值要低，變化趨勢一致。這有可能為數值計算中動葉的安裝角和實驗中的偏差所致。另外，在前、后導葉的處理上，數值計算中對幾何模型作了一定的近似處理，這也是引起差別的原因之一。隨著接下來在軸流引風機中數值計算自身的不斷完善，以及數值計算的計算模型與實物模型的更接近，兩種結果會更加符合。
6、結  論
    本文對帶有前后導葉和復雜進氣箱的軸流引風機進行了全三維的數值計算，其間采用了網格自適應和并行計算的技術，力求更為合理地利用計算資源，提高計算的速度和精度。本次計算較好地捕捉到了軸流引風機中一些重要的流動特征，得出了一些有價值的流動結構。這些現(xiàn)象充分說明風機內部流動結構非常復雜，而且部件之間的相互關聯(lián)非常緊密。
    (1)復雜進氣箱中的流動狀況不甚理想，其復雜的形狀和不合理的軸套結構會增大流動的不穩(wěn)定性和損失，并引起了下游流動的周向不均勻性，這種不均勻性會影響下游葉輪流道中的流量不均，從而引起每個葉片所受的載荷發(fā)生周期性的變化，這種強烈的變化可能誘發(fā)葉片大的振動，影響氣動性能、降低部件壽命。開展對進氣箱形狀和軸套結構的改進工作有必要。
    (2)通過對比不同的預旋方案，發(fā)現(xiàn)在零預旋情況下葉片翼展方向上各處的做功能力相當，而且進氣段損失�。徽�預旋下的做功能力最��；負預旋方案雖然加大了葉輪對氣體的加功量，同時也明顯增大了進口段全壓損失且惡化了流場結構。
    (3)研究了前導葉位置對流動、性能的影響，通過對比得到了相對合理的前導葉位置。
    三門峽富通新能源銷售顆粒機、風機、軸流風機、離心風機等機械設備。