（鄭州宇通重工有限公司）

0 引言

離心風機作為環(huán)衛(wèi)洗掃車的核心部件，為上裝氣力系統(tǒng)提供吸取沙石、污水等垃圾的風量及負壓，因此，離心風機的氣動性能對環(huán)衛(wèi)洗掃車的作業(yè)效率、作業(yè)效果、作業(yè)噪聲及污水回收率等車輛的工程屬性有重要影響。根據(jù)測試，在純電動環(huán)衛(wèi)洗掃車中，離心風機的電耗約占上裝電耗的60%以上，因此，研究和優(yōu)化清掃車風機，提高風機性能，對延長環(huán)衛(wèi)洗掃車作業(yè)時間有重要意義。

離心風機蝸殼的作用是將葉輪甩出的氣體集中導流，并將其部分動能轉(zhuǎn)變?yōu)閴耗躘1]。離心風機蝸殼傳統(tǒng)的設計方法主要有五種：等環(huán)量法、阿基米德螺旋線方程法、平均速度法、結構方形法及不等距方形法[2-4]。傳統(tǒng)方法雖已技術成熟，但所設計的蝸殼型線卻不能真實反映蝸殼內(nèi)的實際流動狀態(tài)，而蝸殼內(nèi)流場的實際分布狀態(tài)的研究，對改進蝸殼型線設計方法有著至關重要的作用[5-6]。蝸殼型線不僅決定蝸殼內(nèi)氣流流動的好壞,對風機葉輪內(nèi)部的流動狀態(tài)也有重要影響，蝸殼與葉輪的匹配尤為重要。孫長輝等改變蝸型線后數(shù)值計算結果表明葉輪內(nèi)部流場得到明顯改善[7]。文乾等以等環(huán)量法為基礎，在考慮氣體粘性的情況下，對蝸殼型線進行修正，CFD結果表明風機性能有所提升[8]。潘地林等通過數(shù)值模擬結合試驗測試研究了蝸殼內(nèi)氣流流動特性，對蝸殼結構的設計和改進有一定的指導意義[9]。丁駿等通過數(shù)值模擬的方法研究了蝸殼開度對風機性能的影響[10]。李春曦等對蝸殼內(nèi)部加裝防渦圈后進行數(shù)值模擬及試驗對比，數(shù)值計算和試驗研究表明在風機蝸殼中加裝防渦圈可以改善風機流場，減少泄漏流量，但同時也會使風機的流動損失略有增加[11]。王楊采用CFD軟件對改進后的蝸殼進行了對比分析，并模擬了流場的噪聲，獲取了蝸殼寬度和蝸舌大小對車用風機性能和噪聲的影響規(guī)律[12]。向同瓊等總結分析了蝸殼的傳統(tǒng)設計方法，并對離心風機性能影響明顯的蝸殼型線和截面形狀等因素進行了分析總結[13]。

目前對離心風機蝸殼的優(yōu)化主要聚焦于單一參數(shù)變量對風機性能的影響，未考慮多變量對風機性能的影響。本文以某純電環(huán)衛(wèi)洗掃車專用風機的蝸殼為研究對象，用響應面法對風機的效率進行優(yōu)化。

1 數(shù)值仿真方法

1.1 風機的數(shù)值計算

以某環(huán)衛(wèi)清掃車專用風機為分析對象，分析模型如圖1所示。風機主要參數(shù)如表1所示。

圖1 風機結構Fig.1 The structure of fan

表1 風機主要參數(shù)Tab.1 Parameters of fan

以CATIA軟件對風機進行三維建模，適當延長進出口段。以fluent meshing軟件生成高質(zhì)量的多面體網(wǎng)格，保留葉輪與進風口之間的間隙，網(wǎng)格模型如圖2所示。葉輪區(qū)域作為轉(zhuǎn)子區(qū)，其流場比較復雜，采用較小的網(wǎng)格尺度，網(wǎng)格105萬，進風口及蝸殼網(wǎng)格數(shù)141萬，近壁區(qū)域劃分邊界層，保證Y+在30～50范圍內(nèi)，風機網(wǎng)格共計246萬。

圖2 風機網(wǎng)格Fig.2 Fan mesh

利用計算流體力學仿真軟件Ansys Fluent對風機性能進行仿真分析，F(xiàn)luent提供兩種求解器Pressure-Based和Density-Based，一般低速流動采用Pressure-Based求解器，而高速流動采用Density-Based求解器。Velocity Formulation默認為Absolute，在多參考系中推薦Relative格式。Time分為Steady和Transient兩種。風機流道內(nèi)部流動屬于低速流（Ma＜0.3），因此流場采用穩(wěn)態(tài)計算。

根據(jù)對Reynolds應力做出的假定或處理方式不同，湍流模型主要有兩類：Reynolds應力模型和渦黏模型。Reynolds應力模型作為七方程模型，理論上可以模擬比較復雜的流動，但對計算機CPU及內(nèi)存要求較高，工程上不實用。渦黏模型包括零方程模型、一方程模型和兩方程模型，其中，兩方程模型是針對充分發(fā)展的湍流形成的，屬于高Re數(shù)的湍流模型，工程上應用較廣，它包括標準k-ε模型及在此基礎上改進而來的RNG k-ε模型和Realizable k-ε模型。標準k-ε模型具有明顯的各項同性特征，在計算強旋流或帶有彎曲壁面的流動時會失真。RNG k-ε模型通過修正湍動黏度，考慮了平均流動中的旋轉(zhuǎn)和旋流流動的情況，更加真實的捕捉了湍流的非各項同性的特征，但求解穩(wěn)健性不足。由于Realizable k-ε湍流模型考慮了平均旋度的影響，因此，對于旋轉(zhuǎn)流動、強逆壓梯度的邊界層流動、流動分離和復雜的二次流動有較好的表現(xiàn)。

風機的數(shù)值模擬采用Realizable k-ε湍流模型求解N-S方程，近避區(qū)采用標準避面函數(shù)。壓力速度耦合采用Coupled算法，壓力項采用二階迎風格式離散，動量方程采用二階迎風格式離散，湍動能及湍流耗散率采用一階迎風格式離散。

收斂準則：定常計算的所有殘差下降3個量級，風機進出口質(zhì)量流量誤差小于0.5%時認為計算收斂。

依據(jù)GB/T 1236-2000《工業(yè)通風機 用標準化風道進行性能試驗》對樣機進行測試。圖3、圖4分別為風機的全壓性能曲線和功率曲線，比較可知CFD結果與試驗結果在趨勢上基本一致，最大誤差5%以內(nèi),說明CFD數(shù)值計算方法有效、可靠。

圖3 風機全壓性能曲線Fig.3 The fan total pressure performance curve

圖4 風機軸功率性能曲線Fig.4 The fan shaft power performance curve

另外，由于在小流量區(qū)流場具有較強的瞬態(tài)特性，由此造成穩(wěn)態(tài)計算在小流量區(qū)CFD結果與試驗結果一致性比較差。

風機靜壓分布如圖5所示，在葉輪流道內(nèi)，隨流道半徑的增加靜壓升逐漸升高，且葉輪流道靜壓的增加比蝸殼靜壓增加的快。這是由于葉輪是風機主要的做功部件，使葉輪旋轉(zhuǎn)的機械能轉(zhuǎn)化為氣體的壓力能及動能，而蝸殼內(nèi)靜壓的增加主要是靠蝸殼截面擴張，而使葉輪出口的部分動壓轉(zhuǎn)換為靜壓。由風機靜壓分布可知，因蝸殼截面設計不合格，蝸殼周向靜壓不均勻，在225°至360°角度范圍內(nèi)，蝸殼外邊界處擴壓過大，存在局部較高的靜壓區(qū)。

圖5 靜壓Fig.5 Static pressure

圖6 速度矢量分布Fig.6 The velocity vector distribution

風機速度矢量分布如圖6所示。在靠近葉輪流道出口處的葉片吸力面，存在不同程度的低速渦流區(qū)，渦流區(qū)的大小隨蝸殼周向角度的不同而不同，說明葉輪雖然幾何上具有周期性，但流場分布不具有周期性，這是由于蝸殼靜壓分布不均勻造成的，離心風機穩(wěn)態(tài)計算時，應全流道進行數(shù)值計算。

綜上，可以看出，蝸殼截面面積設計不合理，導致葉輪流道內(nèi)存在部分渦流區(qū)，降低葉輪流道有效的流動面積，使風機效率下降，需要對風機蝸殼截面尺寸進行優(yōu)化。

1.2 氣力系統(tǒng)的數(shù)值計算

為得到風機運行的工況點，對環(huán)衛(wèi)洗掃車上裝氣力系統(tǒng)進行數(shù)值計算，得到上裝氣力系統(tǒng)的負載曲線。上裝氣力系統(tǒng)主要由吸盤、大箱及風道組成。圖7為環(huán)衛(wèi)洗掃車氣力系統(tǒng)示意圖。氣力系統(tǒng)流體域如圖8所示。

圖7 環(huán)衛(wèi)洗掃車氣力系統(tǒng)示意圖Fig.7 Schematic diagram of sweeper

圖8 流體域Fig.8 Fluid domain

對氣力系統(tǒng)流體域進行多面體網(wǎng)格劃分，對吸盤及吸管等流速變化大的部件的網(wǎng)格適當加密處理，并根據(jù)湍流模型控制第一層邊界層網(wǎng)格高度，網(wǎng)格共計297萬。

邊界條件：壓力進口，出口質(zhì)量流量。經(jīng)數(shù)值計算，得到清掃車上裝氣力系統(tǒng)的負載參數(shù)如表2所示。

表2 負載參數(shù)Tab.2 Load parameters

由圖9可知，風機運行的工況點：風量10 950m3/h，風機壓力6 450Pa。

圖9 風機及氣力系統(tǒng)特性曲線Fig.9 Performance curve of fan and pneumatic system

2 基于響應面的優(yōu)化設計

基于CFD的氣動優(yōu)化設計已成為當前計算流體力學的一個重要領域。響應面法是將試驗設計和數(shù)理統(tǒng)計相結合的方法，在數(shù)值分析的基礎上對指定的樣本點進行連續(xù)試驗，達到在樣本空間構造測定量的全局逼近[14]。相應面法可以通過較小的試驗獲得設計變量和性能間足夠精確的相互關系，并用簡單的代數(shù)形式展現(xiàn)；同時，在進行氣動優(yōu)化設計中能消除高頻噪聲，并在優(yōu)化設計過程中針對不同的目標函數(shù)和約束條件，不需要增加額外的計算量，給設計帶來很大方便[15]。

將響應面優(yōu)化法應用于風機蝸殼氣動數(shù)值優(yōu)化中，把蝸殼關鍵尺寸作為設計變量，風機靜壓為約束變量，風機效率作為響應變量，求解風機效率的最大值。

2.1 分析流程搭建

為減少DOE試驗中樣本數(shù)量，對蝸殼部分尺寸進行參數(shù)化：蝸殼寬度減少量P1、蝸舌半徑P2、蝸殼第一段弧的縱坐標P3、蝸殼第四段弧的橫坐標P4及縱坐標P5。

在Workbench中搭建分析流程，采用Ansysmeshing對不同流體域進行網(wǎng)格劃分，然后導入到fluent中進行裝配、數(shù)值計算，最后基于計算結果啟動響應面優(yōu)化程序，分析流程圖如圖10所示：

圖10 分析流程圖Fig.10 The analytical flow chart

2.2 DOE試驗設計

DOE用于確定樣本點的位置，在DOE中設置輸入變量的取值范圍：P1∈（21,60）,P2∈（15,50）,P3∈（10,60）,(P4,P5)∈(20,100)。輸出參數(shù)為風機進口全壓（P6）、風機出口全壓（P7）、扭矩（P8）及風機效率（P9）。

DOE試驗設計的目的是用一組設計點來生成響應面，然后基于響應面進行優(yōu)化設計。響應面的精度取決于響應面的算法及設計點的數(shù)量，這里采用默認的中心組合法Central Composite Design算法，樣本類型用Auto Composite，共計生成27個樣本點。樣本點CFD結果如表3所示，樣本10的風機效率最高為83.02%。

表3 樣本空間Tab.3 Sample space

2.3 響應面優(yōu)化

采用多目標遺傳算法MOGA優(yōu)化，P1～P5為設計變量，進口全壓P6設為約束變量，要求P6≥6 450Pa，優(yōu)化目標為風機效率P9，求其最大值。優(yōu)化后幾何參數(shù)如表4所示：

把響應點作為驗證點，經(jīng)CFD重新校核，響應點與驗證點誤差對比如表5，P6誤差0.64%，P9誤差0.05%，驗證結果表明響應面精度較高，結果可信。

對比在工況點下優(yōu)化前后葉輪的速度矢量圖，如圖11和圖12所示，原風機葉輪流道內(nèi)在葉片吸力面處有邊界層分離、脫落，形成局部渦流區(qū)，減少了流道的有效流動面積，使風機效率降低。優(yōu)化后葉輪流道氣流分布比較均勻，風機效率有所提高。

優(yōu)化結果表明，優(yōu)化后風機效率83.6%，原風機效率79.0%，效率提高4.6%；優(yōu)化后風機進口全壓6 812Pa，原風機進口全壓6 450Pa，進口全壓提高5.3%。

表4 優(yōu)化后幾何參數(shù)Tab.4 Optimized geometric parameters

表5 優(yōu)化后幾何參數(shù)Tab.5 Results of response point versus verification point

圖11 原葉輪速度矢量分布Fig.11 The velocity vector distribution of original impeller

圖12 優(yōu)化后葉輪速度矢量分布Fig.12 The velocity vector distribution of optimized impeller

3 結論

本文采用響應面法對風機進行氣動優(yōu)化，探索了不同蝸殼尺寸組合對風機靜壓、效率的影響，最終得到最佳氣動參數(shù)下蝸殼的尺寸。結果顯示：

1)蝸殼對離心風機的氣動性能有一定影響，蝸殼優(yōu)化后，風機效率從79.0%增大到83.6%，提高了4.6%，風機靜壓提高了5.3%，改善了葉輪流道內(nèi)的內(nèi)部流場；

2)響應面法在風機氣動優(yōu)化方面具有可行性，操作簡單，實用性高；

3)對進風口及葉輪等其它風機型線也可以采用響應面方法進行優(yōu)化；

4)離心風機的葉輪雖然幾何上具有周期性，但葉輪流場分布不具有周期性，離心風機進行穩(wěn)態(tài)數(shù)值計算時，應以全周期葉輪流道進行計算。