陳匯龍，謝曉鳳，廖文言，桂鎧，謝昀彤，張杰，趙斌娟*

(1. 江蘇大學能源與動力工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013； 2. 應急管理部上海消防研究所，上海 200032)

水力消排煙機是一種新型的防爆型消防裝備，具有體積小、重量輕、移動方便、消煙效果好等優(yōu)勢，適用于各類建筑特別是地下建筑、無窗建筑等區(qū)域的消防救援，以及化學品生產(chǎn)、加工、存放等區(qū)域的安全防爆[1-2]，也是備受關注的火場偵察和救災的理想輔助器材.然而，現(xiàn)有水力消排煙機[3]效率只有40%左右，能耗高、排煙量小，不能滿足復雜或者大型火災現(xiàn)場的排煙需求，已成為水力消排煙機推廣應用的瓶頸，亟待深入研究.

目前，對水力消排煙機所做改進和優(yōu)化研究，大多通過試驗進行.席慧敏[4]通過調(diào)研移動排煙設備的配備和使用狀況，分析了移動排煙設備在使用過程中存在的問題以及遇到的主要困難，并提出了解決的具體方法和對策，為配備和使用移動排煙設備提供了參考；李思成等[5]對移動式火場排煙存在的問題進行了分析，主要包括排煙裝備的配備情況、火場排煙訓練的開展情況、影響指揮員排煙意識的因素、實戰(zhàn)中火場排煙的應用情況等，并提出了提高移動式火場排煙效果的對策；周娟利等[6]以水力排煙水輪葉片芯金屬模具逆向反求為例，設計了水輪葉片反求蠟形，介紹了曲面重構(gòu)的實施流程.然而，試驗研究的工作量和經(jīng)費投入大，過程復雜，周期長且難以取得成效.

結(jié)合試驗深入開展理論研究是提升水力消排煙機性能的有效途徑，具有重要的學術價值和工程實際意義.水力消排煙機以消防水泵等的壓力水作為動力，使水輪高速旋轉(zhuǎn)，從而驅(qū)動風機產(chǎn)生風量，實現(xiàn)消排煙的功能.其中，水輪是水力消排煙機中的關鍵水力部件，其性能的優(yōu)劣直接決定了消排煙機的整機性能.因此，文中將單獨對移動式水力消排煙機中的水輪進行模擬計算，以揭示水輪內(nèi)部水力損失機理，并系統(tǒng)研究水輪幾何參數(shù)的變化對水輪性能的影響.

1 水輪主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

水力消排煙機具有消煙和排煙功能，主要部件包括水輪組件(包含水輪固定管、水輪噴管和連接套筒)、風機葉片、風機網(wǎng)罩(包含前防護罩、風機罩殼、后防護罩)和推車裝置4部分，如圖1所示.

圖1 水力消排煙機結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural schematic of hydraulic fume exhauster

如圖1所示水力消排煙機以消防水泵等的壓力水作為動力，通過消防水帶連接水輪固定管，壓力水流經(jīng)水輪噴管，從噴管上的噴口噴出，使水輪高速旋轉(zhuǎn)，并驅(qū)動風機葉片轉(zhuǎn)動產(chǎn)生風量，達到火場排煙效果；同時，壓力水經(jīng)水輪霧化噴頭噴出產(chǎn)生大量的細水霧，達到火場消煙效果.水輪噴管與水輪固定管通過連接套筒進行連接.前防護罩、后防護罩和風機罩殼起到保護水輪及風機葉片的作用，且具有一定的導流作用，推車裝置便于消防員移動水力消排煙機.其中由水輪噴管、水輪固定管以及連接套筒組成的水輪組件是水力消排煙機整體結(jié)構(gòu)中關鍵的能量轉(zhuǎn)換部件，將水能轉(zhuǎn)換為機械能，驅(qū)動同軸風機工作，進而起到消排煙的功能.

水力消排煙機的水輪結(jié)構(gòu)如圖2所示(圖2a中的箭頭為高壓水流動方向)，主要過流部件包括固定管、噴管、連接套筒，噴管與固定管之間采用螺紋連接.水輪是對稱結(jié)構(gòu)，其中固定管內(nèi)徑d1為45 mm、長L1為250 mm；噴管內(nèi)徑d2為30 mm、長L2為433 mm，根數(shù)N為2根，對稱均布；噴口是兩端直徑d3為4 mm、邊長L3為20 mm的腰形孔口，噴口中心到噴管邊緣的距離L4為38 mm.

圖2 水輪結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structural schematic of hydro-turbine

2 數(shù)值模擬及結(jié)果驗證

為了研究水輪的內(nèi)流場特性，獲得影響水輪效率的關鍵幾何參數(shù)，以試驗所用水輪為研究對象進行流道建模和內(nèi)流場數(shù)值模擬分析[7-8].

2.1 計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

結(jié)合圖1和2中的水輪結(jié)構(gòu)，建立如圖3所示的水輪流道模型.由圖可見按固體壁面邊界條件，整個計算區(qū)域分為2部分：一部分為固定管內(nèi)流道的固定域，另一部分為噴管內(nèi)流道的旋轉(zhuǎn)域，動靜交界面為直徑45 mm的圓.為了使出口流動充分發(fā)展，噴孔沿出流方向延長10 mm.

圖3 水輪的計算區(qū)域Fig.3 Computational domain of hydro-turbine

水輪全流域采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，以水輪效率η為檢驗值進行網(wǎng)格無關性檢驗，結(jié)果如圖4所示.由圖可見，網(wǎng)格數(shù)量達到3.00×106后水輪效率基本不變，滿足網(wǎng)格無關性要求.此時，噴管水體網(wǎng)格數(shù)約為2.57×106，固定管水體網(wǎng)格數(shù)約為8.00×105.

圖4 網(wǎng)格無關性檢驗Fig.4 Grid size independence verification

2.2 計算方法和邊界條件

水輪的工作介質(zhì)為水，雷諾數(shù)Re的數(shù)量級為104～105，說明其內(nèi)流道流體流動屬于湍流.針對水輪內(nèi)部流體流動的特點假定：① 流動過程中的流體不可壓縮；② 流動參數(shù)的時均值不隨時間變化，采用RANS方法進行水輪內(nèi)流場數(shù)值模擬.其中，控制方程組為定常、不可壓三維黏性流動的連續(xù)性方程和動量守恒方程(Navier-Stoke方程)；湍流模型為SSTk-ω湍流模型，該模型在標準k-ω模型的基礎上進行修正得到，MEHRDAD等[9]對SST模型進行分析，發(fā)現(xiàn)k-ω模型在近壁區(qū)計算中能較好地適用于各種壓力梯度下的邊界層問題.

基于ANSYS CFX計算軟件，選取隱式分離求解器，旋轉(zhuǎn)域給定轉(zhuǎn)速n，壁面設為旋轉(zhuǎn)壁面且相對轉(zhuǎn)速為0；進口采用靜壓入口方式，給定工作壓力；出口與大氣直接相通，故設為靜壓出口，相對壓力為0；動靜交界面類型采用Genneral Connection形式；時間步長為60/(2πn)，殘差取1.0×10-5.

2.3 水輪性能測試

為了給水輪內(nèi)流數(shù)值模擬提供必要的邊界條件并驗證計算結(jié)果的準確性，還需對水輪進行性能測試.測試采用如圖5所示的試驗裝置.試驗時，通過調(diào)節(jié)消防水泵控制進口壓力，高壓水通過消防水帶送入水輪固定管進口處，先后流入水輪固定管、噴管，最后從噴管的噴口處高速噴出.此時，在壓力水的反作用下，噴管高速旋轉(zhuǎn)，同時帶動同軸風葉轉(zhuǎn)動產(chǎn)生風量，將噴管中噴出的水吹向前方.

圖5 試驗裝置示意圖Fig.5 Schematic of experimental set-up

試驗時，調(diào)節(jié)進口靜壓分別為0.5，0.8和1.0 MPa，當水輪運行穩(wěn)定時，測得流量Q、扭矩T及轉(zhuǎn)速n，并根據(jù)式(1)計算水輪的效率η.

η=(Tn/9 550)/[Q(p1-p2)]，

(1)

式中：T為扭矩，N·m；Q為流量，kg/s；p1為進口壓力，MPa；p2為出口壓力，MPa.

2.4 計算結(jié)果驗證及討論

采用和性能試驗一致的邊界條件，進行水輪內(nèi)流場數(shù)值模擬，并對比數(shù)值模擬計算值與性能試驗實測數(shù)據(jù)，結(jié)果見表1.可見流量Q及扭矩T的相對誤差σ均低于0.2%.因此所建立的計算模型是可靠的，計算結(jié)果能夠反映實際流動情況.

表1 水輪計算及實測結(jié)果對比Tab.1 Comparison of simulated and tested hydro-turbine performance data

圖6為噴管速度云圖.由圖6a可見，水輪在相對較大的壓力及轉(zhuǎn)速條件下工作時，流道內(nèi)流速的均勻性更好，出現(xiàn)擾流的區(qū)域更少.

圖6 噴管速度云圖Fig.6 Velocity contour in nozzle

由圖6b可見，3個工況下的出口流速分布特征類似，均為近軸側(cè)速度梯度較大，高速區(qū)偏向出口斷面的近軸側(cè)區(qū)域，并且工作壓力和轉(zhuǎn)速提高，則出口斷面總體流速增大.由此可知，水輪內(nèi)流體擾動集中在噴管位置，因而推測噴管幾何參數(shù)對水輪性能影響更大，而噴管主要幾何參數(shù)為噴管長度、噴管直徑和噴口尺寸.

3 正交試驗方案

實際工作中，通常要考慮3個或者3個以上試驗因素的共同作用，正交試驗設計的思路就是能夠安排多因素試驗，分析各種因素的顯著性及敏感性程度[10-11].故以正交試驗研究水輪幾何參數(shù)對水輪性能的影響.

水輪正交水力優(yōu)化設計目的是探求各結(jié)構(gòu)參數(shù)對水輪效率的影響程度，即目標參數(shù)為水輪的效率.試驗主要研究水輪噴口面積S、噴管直徑d2、噴管長度L2等3個因素對水輪效率的影響，其中水輪噴管尺寸示意圖如圖2所示.

根據(jù)文獻[12-13]和經(jīng)驗，每個因素分別取3個水平，見表2；選用 L9(33)正交表確定的正交設計方案見表3.原型水輪的因素組合即為A2B2C2.

表2 正交因素及水平表Tab.2 Factors and their levels in orthogonal experiments

表3 正交試驗方案表Tab.3 Orthogonal experiment design cases

4 正交試驗結(jié)果及分析

4.1 計算結(jié)果驗證及討論

通過數(shù)值模擬，得到了9組正交試驗方案的效率數(shù)值模擬計算值，見表4.

表4 試驗方案的效率計算值Tab.4 Predicted efficiency of experiment design cases

4.2 極差分析

為了分析幾何參數(shù)對水輪的性能影響權(quán)重，并找到影響效率的主要因素和優(yōu)化方案，需要對模擬結(jié)果進行極差分析，分析結(jié)果見表5，表中Ki為相應水平i的幾種模擬情況指標之和，而Mi為相應水平i的指標平均值，R為各平均值的極差.極差主要反映了每個因素下所選取的水平對試驗指標影響權(quán)重的大小.極差越大，說明該因素的水平變化對試驗指標的影響權(quán)重越大.

表5 數(shù)值模擬結(jié)果極差分析Tab.5 Range analysis of numerical results

為了更直觀地反映試驗因素水平改變對試驗結(jié)果的影響，以因素的變化水平為橫坐標、指標平均值η*為縱坐標所做的折線圖如圖7所示.

圖7 指標與各因素關系Fig.7 Relationships between turbine efficiency and factors

由圖7可以看出，水輪3個變量對其水力性能影響的程度不同.因此，通過比較極差大小，可以獲得噴口面積、噴管直徑、噴管長度對水輪水力效率的影響程度.所選幾何參數(shù)對水輪效率影響的主次順序為C，B，A.

對于單個因素，通過比較該因素下各個水平試驗指標數(shù)值的大小，可以得出該因素各個水平對該試驗指標影響的主次順序.以因素A各水平對效率試驗指標的影響為例，K3>K2>K1，因此因素A各個水平對效率影響的主次順序是A2，A1，A3.同理，其他2個因素的3個水平對效率影響的主次順序分別為B2，B3，B1以及C1，C2，C3.綜上分析，可得所選參數(shù)中最優(yōu)的因素組合為A2B2C1.

最佳方案的噴口面積S為92.57 mm2、噴管直徑d2為30 mm、噴管長度L2為438 mm，與原型相比噴管長度減少了10%.利用ANSYS CFX軟件對最佳方案進行全流道的數(shù)值模擬計算，將優(yōu)化后的水輪效率與優(yōu)化前對比，結(jié)果見表6.由表6可見，優(yōu)化后水輪的流量減小0.76 kg/s、扭矩增大2.79 N·m、效率提高7.67%.

表6 優(yōu)化前后模擬結(jié)果Tab.6 Simulated results before and after optimization

圖8為優(yōu)化后噴管的中心截面速度云圖.由圖可見，優(yōu)化后水輪噴管高速區(qū)域增大、低速區(qū)域減少，速度分布更加均勻，流體流動狀態(tài)更優(yōu)，因此水輪效率得到明顯提升.

圖8 優(yōu)化后噴管中心截面速度云圖Fig.8 Velocity contour in axial-section of nozzle after optimization

5 結(jié) 論

1) 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗測量結(jié)果基本吻合，說明計算模型及計算方法的可靠性較好.

2) 噴口面積、噴管直徑和噴管長度3個試驗因素中，對試驗指標——效率的影響程度由小到大為噴口面積、噴管直徑、噴管長度.

3) 正交優(yōu)化設計能夠獲得水輪的最佳設計方案.經(jīng)數(shù)值模擬對比發(fā)現(xiàn)優(yōu)化后水輪的效率提高了7.67%.

4) 經(jīng)分析數(shù)值模擬所得水輪內(nèi)流場，發(fā)現(xiàn)壓力水從噴口中直接噴出的方式水力損失較大.在后續(xù)研究中建議將噴嘴改型為流線型，以期進一步減少水力損失、提高水輪的效率.