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由于排風機動葉片是扭曲葉片，網(wǎng)格單元選用帶含有10 個中間節(jié)點的四面體實體單元Solid187?？諝獗３旨艿乃俣群瓦M氣量的大小控制，應能有效地降低糧堆溫度梯度。分別采用20 萬、30 萬、55 萬和60 萬網(wǎng)格計算后，選擇設定單元大小15 mm，生成網(wǎng)格單元數(shù)量為30萬、節(jié)點數(shù)量45 萬，在計算時間和計算精度上最為合適。對葉片葉根部位施加固定約束，葉片整體施加離心力慣性載荷，對排風機葉片表面施加氣動壓力載荷，其中氣動壓力載荷是流體計算得到的壓力數(shù)據(jù)，采用流固弱耦合的方式加載到葉片表面，，在模擬排風機運行范圍內(nèi)，模擬所得全壓、效率與試驗樣本值的平均偏差分別為4. 2%、1. 8%，特別是在設計流量下為3. 4%和2. 2%，由此可確保數(shù)值模擬的真實可靠性，模擬結果可反映該風機的實際運行狀況，并且可以用于進一步固體域的流固耦合模擬計算。

排風機的導葉數(shù)目改變后整體上不影響風機性能的變化趨勢，全壓隨流量增大而減小，效率呈現(xiàn)先增后減的變化。對該引風機軸承振動烈度超標的振動現(xiàn)象如下：在排風機軸承座和機殼振動烈度中，振動主要以多倍頻成分為主，且基頻份額占30%左右。q v表示風機體積流量，導葉數(shù)目減少時，在qv ＜ 90 m3 /s 時全壓均得到提高，在高于此流量時僅方案二全壓低于原風機，其中在導葉數(shù)目減少后，流量越小提升作用越明顯，方案三在qv = 80 m3 /s時，全壓提升效果最明顯，提升數(shù)值為141 Pa。排風機導葉數(shù)目增加時，在qv ＜ 85 m3 /s 時，方案四至六全壓得到有效提升，而qv ＞ 85 m3 /s 時，僅有方案四全壓得到提升。

排風機初步設計完成后，本文的氣動設計流程在初步設計中進一步優(yōu)化了S1流面上葉片和葉片的三維疊加，從而完成了詳細的氣動設計，達到了設計目標。除求解三維流場的N-S方程外，其余部分由氣動中心自己的程序完成，保證了過程的平穩(wěn)、快速。流量系數(shù)的選擇通過改變速度三角形的軸向速度來影響轉(zhuǎn)子和定排風機葉片的擴散系數(shù)。糧堆中間層的溫度梯度接近操作規(guī)程，說明干冷空氣通過糧堆是均勻的。隨著流量系數(shù)的增大，定、轉(zhuǎn)子葉片的擴散系數(shù)均減小。本文的初步設計方案設置為圖3中箭頭所示的方案，限制為0.55。同時，排風機的流量系數(shù)的選擇對級效率有影響：級效率隨動、靜葉進口馬赫數(shù)的增加而降低；級效率隨流量系數(shù)的增加而降低，執(zhí)行機構葉片損失隨T進口載荷的增加而增加。轉(zhuǎn)子和定子葉片，而轉(zhuǎn)子葉片進口馬赫數(shù)略有增加，導致級效率提高；定子進口馬赫數(shù)隨反應性降低而增加，導致定子損失增加。同時，反應性的大小意味著轉(zhuǎn)子和定子葉片需要達到的靜壓上升的大小。隨著反應性的增加，動葉擴壓系數(shù)增大，靜葉擴壓系數(shù)隨反應性的減小而增大。本文選取一定的反應性使轉(zhuǎn)子和定子葉片的擴散系數(shù)基本相同。

與均勻間隙相比，排風機在平均葉頂間隙不變的前提下，1~3級間隙方案下的風機總壓力和效率均高于均勻間隙方案下的風機總壓力和效率；前導間隙越大，尾隨間隙越小，性能越明顯。改進是，但隨著排風機間隙的逐漸收縮，風機的性能改善逐漸減?。辉谠O計流量下，方案2和方案3下的總壓力分別增加20。對于PA和22PA，排風機效率分別提高0.69%和0.70%，特別是在小流量情況下。消聲器下部采用折板式消聲通道結構，用特定厚度的消聲片，在特定角度下排列，對大風量軸流風機噪聲進行治理。方案2和方案3的效率分別提高1.16%和1.20%。同時，方案1-3對應的高效區(qū)（>81%）變寬，根據(jù)總壓的趨勢，喘振裕度增大，穩(wěn)定工作范圍提高。但4-6級進風機的總壓和效率均低于均勻間隙，隨著間隙的增大，風機的性能下降更大。方案6的總壓力和效率分別降低了15pa和0.14%。模擬結果與參考文獻中給出的結果一致。以上分析表明，在相同流量范圍的前提下，錐形間隙的高效區(qū)變寬，相應的流量范圍增大，排風機的穩(wěn)定工作區(qū)增大，設計流量和左效率明顯提高，措施簡單，易于實施?？紤]到風機選型中參數(shù)裕度過大，導致軸流風機在設計流量的左側(cè)運行，可以將變細的間隙形狀作為提高風機性能的手段。為了分析不同葉尖間隙形狀下風機性能變化的內(nèi)在機理，進行了內(nèi)部流動特性和葉輪能力分析。