李 爍 劉小民 秦志剛

（1.中國(guó)核電工程有限公司河北分公司；2.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院）

偏心葉輪對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能和噪聲影響的數(shù)值研究?

李 爍1,2劉小民2秦志剛2

（1.中國(guó)核電工程有限公司河北分公司；2.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院）

由于多翼離心風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)及應(yīng)用條件的特殊性，其設(shè)計(jì)不能完全采用工業(yè)風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)方法和經(jīng)驗(yàn)參數(shù)。本文通過(guò)不同位置偏心葉輪方案的設(shè)計(jì)，研究多翼離心風(fēng)機(jī)偏心葉輪的最佳安裝位置。與原型風(fēng)機(jī)相比，采用優(yōu)化的偏心葉輪設(shè)計(jì)方案，風(fēng)機(jī)流量增加了1.43m3/min，效率提高了2.52%，噪聲下降了1.2dB。通過(guò)對(duì)風(fēng)機(jī)流場(chǎng)和聲場(chǎng)的數(shù)值分析，指出偏心葉輪可以有效減小葉輪部分葉道內(nèi)的旋渦，改善由于多翼離心風(fēng)機(jī)強(qiáng)前彎葉片所導(dǎo)致的流道內(nèi)的流動(dòng)阻塞，使葉輪的部分通道內(nèi)的進(jìn)氣狀態(tài)得到改善，減少葉道內(nèi)的流動(dòng)分離，從而有效提高風(fēng)機(jī)效率，降低風(fēng)機(jī)噪聲。

偏心葉輪；多翼離心風(fēng)機(jī)；節(jié)能降噪；數(shù)值模擬

0 引言

多翼離心風(fēng)機(jī)因其結(jié)構(gòu)緊湊、壓力系數(shù)高、流量系數(shù)大和噪聲低等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于吸油煙機(jī)和空調(diào)等家用電器中，并已經(jīng)成為室內(nèi)噪聲最主要的來(lái)源之一。隨著社會(huì)的進(jìn)步，人們對(duì)生活品質(zhì)提出了更高的要求，國(guó)家也對(duì)家用電器在節(jié)能和噪聲方面制定了更高的標(biāo)準(zhǔn)，這些都對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)節(jié)能降噪提出了越來(lái)越高的要求?，F(xiàn)在家電中所用的多翼離心風(fēng)機(jī)普遍效率低下，而且噪聲性能還不能令人滿意。因此，如何設(shè)計(jì)出高效低噪的多翼離心風(fēng)機(jī)是家電領(lǐng)域亟待解決的一個(gè)技術(shù)難題。

相關(guān)研究表明[1]，多翼離心風(fēng)機(jī)不能完全按照工業(yè)風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)方法和經(jīng)驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，由于多翼離心風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)方法還不完善，目前以蝸殼中心和葉輪心中相重合的設(shè)計(jì)方法不一定是最合理的設(shè)計(jì)方法，對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)的葉輪的安裝位置進(jìn)行降噪研究還有進(jìn)一步的研究空間。目前已經(jīng)有多翼離心風(fēng)機(jī)葉輪方面的降噪研究，劉小民等人[2]和廖庚華[3]分別采用了對(duì)葉輪葉片尾緣加齒和翼型葉片的方法，對(duì)風(fēng)機(jī)進(jìn)行增效降噪的研究，但是這些降噪結(jié)構(gòu)加工較為困難，在工程應(yīng)用中成本較高，且?guī)в旋X狀結(jié)構(gòu)的葉輪葉片不適用于吸油煙機(jī)帶有油煙的工作環(huán)境中。而偏心葉輪的方法加工方便，成本低，效果好，不受工作環(huán)境的影響，工程應(yīng)用前景廣泛。Danniel等人[4]研究了改變離心泵葉輪的安裝位置對(duì)其性能的影響，與原型離心泵相比，偏心離心泵的性能得到了提高，且葉輪上的徑向推力顯著降低。楊昕等人[5]用試驗(yàn)的方法研究了改變?nèi)~輪與蝸殼相對(duì)安裝位置對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)性能的影響，研究表明，合適的安裝位置可以使風(fēng)機(jī)性能提高，噪聲降低，但是在該研究中只給出了試驗(yàn)測(cè)量的結(jié)果，并沒(méi)有對(duì)風(fēng)機(jī)性能提升和噪聲降低給出相應(yīng)的機(jī)理分析。因此，有必要將葉輪的偏心設(shè)計(jì)方法應(yīng)用于多翼離心風(fēng)機(jī)的設(shè)計(jì)中，用來(lái)提高風(fēng)機(jī)性能，并優(yōu)化傳統(tǒng)的多翼離心風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)方法。

1 研究對(duì)象

本文研究的多翼離心風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)如圖1所示，葉輪的結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1，蝸殼采用不等邊基法設(shè)計(jì)。

圖1 雙進(jìn)氣多翼離心風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of double inlet multi-blade centrifugal fan

表1 葉輪基本設(shè)計(jì)參數(shù)表Table 1 Besign parameters of the impeller

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

采用Pro/E和ICEM軟件對(duì)風(fēng)機(jī)進(jìn)行三維建模和網(wǎng)格劃分。多翼離心風(fēng)機(jī)計(jì)算模型分為4個(gè)區(qū)域：進(jìn)口區(qū)、葉輪區(qū)、蝸殼區(qū)和出口區(qū)（其中，進(jìn)口區(qū)在風(fēng)機(jī)進(jìn)口向上游延伸0.5D2，出口區(qū)在風(fēng)機(jī)出口下游延伸1.0D2），并對(duì)各個(gè)區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格劃分，如圖2(a)所示?？紤]到風(fēng)機(jī)內(nèi)流動(dòng)狀況的復(fù)雜性，網(wǎng)格劃分采用了四面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格組成的混合網(wǎng)格，對(duì)葉輪葉片和蝸殼壁面劃分了邊界層網(wǎng)格，并對(duì)葉輪區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密，如圖2(b)所示。為了保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，在網(wǎng)格劃分時(shí)，根據(jù)數(shù)值計(jì)算中湍流模型近壁方程的要求，保證各網(wǎng)格區(qū)域的y+在30到70之間。

為了保證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性和有效性，首先進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)進(jìn)口區(qū)網(wǎng)格數(shù)約為18萬(wàn)、葉輪區(qū)網(wǎng)格數(shù)約為120萬(wàn)、蝸殼區(qū)網(wǎng)格數(shù)約為387萬(wàn)、出口區(qū)網(wǎng)格數(shù)約為5萬(wàn)時(shí)，數(shù)值模擬獲得的風(fēng)機(jī)進(jìn)出口壓差相差不大于0.2%?？紤]到網(wǎng)格數(shù)過(guò)多會(huì)耗費(fèi)較長(zhǎng)的計(jì)算時(shí)間，本文計(jì)算模型劃分的網(wǎng)格數(shù)取為530萬(wàn)左右。

圖2 多翼離心風(fēng)機(jī)計(jì)算網(wǎng)格劃分圖Fig.2 Meshing of multi-blade centrifugal fan

2.2 流場(chǎng)計(jì)算

采用CFD商業(yè)軟件Ansys Fluent14.0[6]對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)性能及其內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。風(fēng)機(jī)進(jìn)口采用壓力進(jìn)口邊界條件，設(shè)置進(jìn)口全壓為101 325Pa，風(fēng)機(jī)出口采用壓力出口邊界條件，設(shè)置出口靜壓為101 325Pa，控制方程采用Reynolds時(shí)均N-S方程，湍流計(jì)算采用Realizable k-ε雙方程模型，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，壓力離散格式采用PRESTO!格式，動(dòng)量方程、能量方程和湍流耗散方程均采用二階迎風(fēng)格式，收斂殘差設(shè)為10-4。定常計(jì)算收斂后進(jìn)行非定常計(jì)算，時(shí)間項(xiàng)采用二階隱式格式，非定常計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)為5.128 2× 10-5s。為了監(jiān)測(cè)風(fēng)機(jī)內(nèi)的流場(chǎng)狀況，在風(fēng)機(jī)內(nèi)布置了6個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，檢測(cè)點(diǎn)所在平面和監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置如圖3所示。在計(jì)算0.738 46s（葉輪旋轉(zhuǎn)8圈）后，風(fēng)機(jī)內(nèi)各個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的靜壓變化具有明顯的周期性特征，表明風(fēng)機(jī)內(nèi)流動(dòng)達(dá)到了穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)，各個(gè)檢測(cè)點(diǎn)的壓力變化如圖4所示。

圖3 檢測(cè)點(diǎn)的布置Fig.3 Arrangement of monitoring points

圖4 監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力圖Fig.4 Pressure of monitoring points

2.3 聲場(chǎng)計(jì)算

將2.2中非定常計(jì)算獲得的流場(chǎng)結(jié)果加入FW-H[7-8]聲學(xué)方程后，設(shè)置研究風(fēng)機(jī)的葉輪和蝸殼為噪聲源，并按照GB/T 17713-2011吸油煙機(jī)噪聲實(shí)驗(yàn)方法中全球包絡(luò)法的規(guī)定設(shè)置噪聲接收點(diǎn)，以便和試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比。將風(fēng)機(jī)置于半徑為1.414m的球面中心，4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)A,B,C,D分別處于比被測(cè)風(fēng)機(jī)中心低1m的水平平面與球表面相交而成的圓周上均勻布置的4個(gè)位置，如圖5所示。在以上計(jì)算基礎(chǔ)上，再進(jìn)行0.092 3s（即葉輪旋轉(zhuǎn)1圈）的非定常噪聲計(jì)算，計(jì)算完成后，通過(guò)快速Fourier變換（FFT），即可得到噪聲計(jì)算結(jié)果。

圖5 全球包絡(luò)法示意圖Fig.5 Sketch of global envelope method

3 數(shù)值計(jì)算有效性驗(yàn)證

通過(guò)上述方法計(jì)算得到的風(fēng)機(jī)流量為16.0m3/min，出口全壓為65.2Pa，噪聲為70.6dB。研究風(fēng)機(jī)的噪聲頻譜圖如圖6所示。

圖6 風(fēng)機(jī)噪聲頻譜圖Fig.6 noise spectrum of the fan

旋轉(zhuǎn)噪聲的頻率可用下式計(jì)算得到[9]：

基頻（I=1）為650Hz，次頻（I=2）為1 300Hz。從圖6可以看出，研究風(fēng)機(jī)的頻譜圖同時(shí)呈現(xiàn)出明顯的離散頻譜特性和寬頻頻譜特性，圖中兩個(gè)峰值分別和研究風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)噪聲的基頻和次頻正好吻合，表明噪聲模擬方法有效可靠。

在數(shù)值計(jì)算有效性驗(yàn)證方面，風(fēng)機(jī)性能試驗(yàn)按照GB/T 17713-2011外排式吸油煙機(jī)空氣性能實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行，噪聲試驗(yàn)按照GB/T 17713-2011吸油煙機(jī)噪聲實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行。試驗(yàn)和模擬結(jié)果對(duì)比如表2所示。

表2 試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果對(duì)比Table2 Comparisonofexperimentalresultsandsimulationresults

對(duì)比結(jié)果表明，數(shù)值模擬方法可靠，可以準(zhǔn)確的模擬研究風(fēng)機(jī)的性能和噪聲。

4 原型風(fēng)機(jī)噪聲分析

從圖7可以看出，在靠近風(fēng)機(jī)出口的葉輪葉道內(nèi)葉片前緣附近存在較小的低壓區(qū)，從該區(qū)域的矢量圖可以看出該區(qū)域存在回流，這是因?yàn)槿~輪進(jìn)口氣流角小于葉片進(jìn)口角，產(chǎn)生正沖角而導(dǎo)致葉片前緣處吸力面流動(dòng)分離，因此，改善葉道內(nèi)的流動(dòng)狀況，減少該區(qū)域的流動(dòng)分離，可以提高風(fēng)機(jī)效率，降低風(fēng)機(jī)渦流噪聲。

圖7 原型風(fēng)機(jī)內(nèi)壓力分布圖Fig.7 Pressure distribution of the original fan

由于多翼離心風(fēng)機(jī)采用強(qiáng)前彎葉片，在強(qiáng)前彎葉片的葉道內(nèi)，氣流受離心力的作用下，極易產(chǎn)生流動(dòng)分離，從葉輪流線圖（見(jiàn)圖8）中可以看出，在葉輪上從θ≈70°（蝸舌頂端下方）到θ≈330°范圍內(nèi)，由于蝸舌和部分蝸殼的阻擋作用，使葉輪葉道內(nèi)存在大量的渦，由于渦的存在，使該區(qū)域葉道內(nèi)的流動(dòng)阻塞，使風(fēng)機(jī)流量減小、效率降低，產(chǎn)生渦流噪聲；在θ≈330°到θ≈360°范圍和θ≈0°到θ≈70°范圍內(nèi)，葉輪和蝸殼之間的流道較寬，且該區(qū)域的葉輪出口氣流直接流向蝸殼出口，流動(dòng)阻力小，葉道內(nèi)流動(dòng)順暢，因此該區(qū)域葉輪內(nèi)的旋渦較少。因此，改善流道內(nèi)的流動(dòng)狀況，減少流道內(nèi)的旋渦，是降低原型風(fēng)機(jī)渦流噪聲的關(guān)鍵。

圖8 原型風(fēng)機(jī)葉輪流線圖Fig.8 Streamlines chart of the original impeller

5 偏心方案的設(shè)計(jì)

葉輪的偏心安裝受偏心距離和偏心方向兩個(gè)因素影響，因此，如圖9所示，給偏心葉輪一個(gè)偏心向量r，偏心向量r的起點(diǎn)是蝸殼的中心點(diǎn)O，終點(diǎn)是偏心葉輪的中心O′，其大小L是偏心偏移的距離OO′，其方向是偏心移動(dòng)的方向，用偏心角θ表示，即線段OO′與X軸的夾角，并以葉輪旋轉(zhuǎn)的方向?yàn)檎较颉?/p>

圖9 偏心向量r示意圖Fig.9 the eccentric vectorr

由于葉輪的偏心設(shè)計(jì)都會(huì)引起蝸舌間隙的變化，而蝸舌間隙的微小變化都會(huì)對(duì)風(fēng)機(jī)性能和噪聲造成較大的影響[10]，因此在偏心葉輪研究方案的設(shè)計(jì)中，要對(duì)蝸舌間隙的變化予以特殊的關(guān)注?？紤]到偏心葉輪沿X軸負(fù)方向偏移距離過(guò)大時(shí)，會(huì)引起葉輪外緣與蝸殼壁面之間的干涉，從而影響風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)，因此，偏移距離不宜過(guò)大，在本文設(shè)計(jì)的方案中采用了適合本文所研究風(fēng)機(jī)的偏心距5mm和10mm。本文所研究風(fēng)機(jī)內(nèi)葉輪和蝸殼之間的流道本來(lái)就較窄，而偏移距10mm相對(duì)于流道寬度較大，為了保證蝸舌間隙不致過(guò)大或過(guò)小，所以研究方案中采用偏移距10mm的偏心葉輪，偏移角的范圍小于偏移距5mm的偏心葉輪。由于后文研究中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)偏心葉輪沿X軸正方向（即θ∈[0°,90°）∪（270°，360°）偏移，風(fēng)機(jī)性能會(huì)下降，因此，在本文的研究中只設(shè)計(jì)了方案11來(lái)分析風(fēng)機(jī)性能下降的原因，如表3。

表3 偏心葉輪研究方案表Table3 Research cases of the eccentric impeller

6 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

表4給出了各個(gè)方案的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，可以看出，葉輪沿X軸負(fù)方向偏移后，風(fēng)機(jī)流量和效率均有所增大，和原型風(fēng)機(jī)相比，流量最大增大1.43m3/min，效率最多提高2.52%。方案1～方案3葉輪在X軸負(fù)方向偏移距離依次增大，方案3～方案5葉輪在X軸負(fù)方向偏移距依次減??；同樣地，方案6～方案8葉輪在X軸負(fù)方向偏移距依次增大，方案8～方案10葉輪在X軸負(fù)方向偏移距依次減小。將方案1～方案10的流量、效率和原型風(fēng)機(jī)進(jìn)行對(duì)比，可以得出如下規(guī)律，偏心葉輪沿X軸負(fù)方向偏移可以增大研究風(fēng)機(jī)的流量和效率，且在一定范圍內(nèi)，偏移距離越大，流量和效率越大。同時(shí)也注意到，方案3和方案8不完全符合該規(guī)律，這是因?yàn)槲伾嚅g隙的影響所導(dǎo)致的。方案1～方案5和方案6～方案10的蝸舌間隙分別依次增大，蝸舌間隙的增大會(huì)使在離心風(fēng)機(jī)內(nèi)循環(huán)流動(dòng)的氣體增多，從而導(dǎo)致風(fēng)機(jī)流量降低和效率下降。風(fēng)機(jī)的流量和效率是在葉輪偏移距離和蝸舌間隙這兩者綜合影響下而改變的。例如，在方案1～方案3中，雖然偏心葉輪在X軸負(fù)方向的偏移距依次增大，使風(fēng)機(jī)的流量增大，但是蝸舌間隙也在依次增大，使風(fēng)機(jī)的流量減小，在方案4中蝸舌間隙增大而使風(fēng)機(jī)流量的減小量大于偏心葉輪沿X軸負(fù)方向偏移而導(dǎo)致風(fēng)機(jī)流量的增大量，所以方案4分別相較于方案3的流量和效率都略有減小。

表4 偏心方案數(shù)值計(jì)算結(jié)果表Table4 Numerical simulation results of the cases for eccentric impeller

下面以方案7為例，對(duì)偏心設(shè)計(jì)進(jìn)行機(jī)理分析。與原型風(fēng)機(jī)相比，方案7的流量增大了1.43m3/min，效率提高了2.52%。圖10是原型風(fēng)機(jī)和方案7截面速度對(duì)比圖，從圖中可以看出，方案7中靠近風(fēng)機(jī)出口區(qū)域的空氣速度明顯大于原型風(fēng)機(jī)該區(qū)域的速度，又考慮到方案7中采用的偏心葉輪沿X軸負(fù)方向移動(dòng)，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)出口側(cè)葉輪和蝸殼之間的流道變寬，而風(fēng)機(jī)流量直接取決于出口區(qū)域的速度和流道寬度，因此，優(yōu)化后的風(fēng)機(jī)流量增大。

圖10 原型風(fēng)機(jī)和方案7速度云圖Fig.10 Velocity of the original fan and the fan of case 7

考慮到蝸舌間隙的變化會(huì)直接對(duì)風(fēng)機(jī)的噪聲產(chǎn)生影響，從原型葉輪和方案7中偏心葉輪的外緣型線對(duì)比圖（見(jiàn)圖11）可以看出，原型風(fēng)機(jī)和方案7中的蝸舌間隙幾乎沒(méi)有變化，可以基本排除由于蝸舌間隙的變化對(duì)風(fēng)機(jī)噪聲的影響，因此，可以得到偏心葉輪的優(yōu)化方案可以降低風(fēng)機(jī)噪聲的結(jié)論。

圖11 原型葉輪和方案7葉輪外緣型線對(duì)比圖Fig.11 Comparison of the traditional impeller profile and the impeller profile in case 7

對(duì)方案7進(jìn)一步進(jìn)行噪聲計(jì)算，計(jì)算結(jié)果表明，風(fēng)機(jī)平均噪聲為69.4dB，和原型風(fēng)機(jī)相比，噪聲降低了1.2dB。圖12是原型風(fēng)機(jī)葉輪和方案7葉輪的流線對(duì)比圖，可以看出，相較于原型葉輪，方案7中葉輪在θ≈70°（蝸舌頂端下方）到θ≈290°范圍葉道內(nèi)的渦明顯變少，且在存在渦的葉道內(nèi)渦影響的范圍明顯變小；葉輪在θ≈290°到θ≈330°范圍葉道內(nèi)的渦基本消失；葉輪在θ≈330°到θ≈360°范圍和θ≈0°到θ≈20°范圍內(nèi)，葉輪和蝸殼之間的流道較寬，且葉輪出口氣流直接流向蝸殼出口，流動(dòng)阻力小，葉道內(nèi)流動(dòng)順暢，所以該區(qū)域內(nèi)原型和方案7中葉輪內(nèi)均基本沒(méi)有旋渦?？梢?jiàn)，在采用偏心葉輪后，整個(gè)葉輪的各個(gè)葉道內(nèi)的渦數(shù)量明顯減少，渦影響的范圍明顯減小，使由于渦所引起的流動(dòng)阻塞現(xiàn)象減弱，改善了葉輪葉道內(nèi)的流動(dòng)，使風(fēng)機(jī)流量增大、效率提高，渦流噪聲降低。

圖12 原型葉輪和方案7偏心葉輪流線對(duì)比圖Fig.12 Comparison of the original impeller streamlines and the impeller streamlines in case 7

圖13為原型風(fēng)機(jī)和方案7壓力對(duì)比圖，從圖中可以看出，在方案7的受影響的葉道中，葉片前緣的低壓區(qū)完全消失，表明優(yōu)化后的葉輪進(jìn)口氣流角和葉片進(jìn)口角幾乎完全相等，使葉片前緣處的流動(dòng)分離消失，葉道內(nèi)進(jìn)口區(qū)域由于葉片前緣旋渦而造成的阻塞得到改善，葉輪進(jìn)口進(jìn)氣氣流更加順暢，從而提高了風(fēng)機(jī)的效率和流量，降低了該區(qū)域所產(chǎn)生的渦流噪聲。

圖13 原型風(fēng)機(jī)和方案7壓力云圖Fig.13 Pressure of the original fan and the fan in case 7

圖14為原型風(fēng)機(jī)和方案7的葉輪葉片表面聲壓脈動(dòng)時(shí)均值的對(duì)比圖，從圖中可以看出，方案7中的葉輪葉片表面聲壓脈動(dòng)的時(shí)均值強(qiáng)的區(qū)域明顯小于原型風(fēng)機(jī)葉輪葉片表面，說(shuō)明由于葉輪葉道內(nèi)渦的減少及減弱以及葉輪進(jìn)氣狀況的改善，使葉輪區(qū)域的旋渦減少，葉片表面的壓力脈動(dòng)減弱，從而降低了風(fēng)機(jī)的寬頻噪聲。

圖14 原型風(fēng)機(jī)和方案7的葉輪表面聲壓脈動(dòng)時(shí)均值圖Fig.14 Time-average of sound pressure pulsation of the original fan and the fan in case 7

圖15為方案11的葉輪流線圖，和原型風(fēng)機(jī)的流線圖對(duì)比，可以明顯看出，當(dāng)偏心葉輪沿X正方向移動(dòng)后，葉輪葉道內(nèi)的旋渦個(gè)數(shù)明顯增多，渦影響的范圍明顯增大，葉道阻塞嚴(yán)重，流動(dòng)惡化，導(dǎo)致研究風(fēng)機(jī)流量和效率急劇降低。

圖15 方案11葉輪流線圖Fig.15 Streamlines of the impeller in case 11

7 結(jié)論

1）本文所建立的吸油煙機(jī)用多翼離心風(fēng)機(jī)數(shù)值計(jì)算模型及所采用的數(shù)值計(jì)算方法，能夠有效模擬多翼離心風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能及其噪聲特性。

2）采用偏心葉輪的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，多翼離心風(fēng)機(jī)的流量增加了1.43m3/min，效率提高了2.52%，噪聲下降了1.2dB。

3）偏心葉輪設(shè)計(jì)可以減小葉輪在θ≈70°到θ≈330°范圍葉道內(nèi)的流動(dòng)渦，改善在θ≈0°到θ≈60°范圍內(nèi)的進(jìn)氣狀態(tài)，減少流動(dòng)分離，從而有效增大風(fēng)機(jī)流量、提高效率和降低噪聲。

[1]黃宸武,張呂超.多翼離心通風(fēng)機(jī)葉輪主要特征參數(shù)的試驗(yàn)分析[J].風(fēng)機(jī)技術(shù),2001(6):9-11.

[2]劉小民,湯虎,王星,等.蒼鷹翼尾緣結(jié)構(gòu)的單元仿生葉片降噪機(jī)理研究[J].西安交通大學(xué)學(xué)報(bào),2012,46(1):35-41.

[3]廖庚華.長(zhǎng)耳鸮翅膀氣動(dòng)與聲學(xué)特性及其仿生應(yīng)用研究[D].吉林大學(xué),2013.

[4]Baun D O,Kostner L,Flack R D.Effect of relative impeller-tovolute position on hydraulic efficiency and static radial force distribution in a circular volute centrifugal pump[J].Journal of fluids engineering,2000,122(3):598-605.

[5]楊昕,陳望明,袁民建,等.改變?nèi)~輪與蝸殼相對(duì)安裝位置對(duì)雙吸多翼風(fēng)機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究[J].流體機(jī)械,2011,39(7):1-5.

[6]Ansys A F.14.0 Theory Guide[J].ANSYS inc,2011:390-391.

[7]韓忠華,宋文萍,喬志德.基于FW-H方程的旋翼氣動(dòng)聲學(xué)計(jì)算研究[C].航空學(xué)報(bào)，2003:400-404.

[8]Younsi M,Bakir F,Kouidri S,et al.Numerical and experimental study of unsteady flow in a centrifugal fan[J].Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers,Part A:Journal of Power and Energy,2007,221(7):1025-1036.

[9]張師帥,羅亮,秦松江.蝸舌間隙對(duì)空調(diào)用貫流風(fēng)機(jī)性能及噪聲的影響[J].制冷與空調(diào)，2008(2):6-9.

[10]蔡建程.前向離心風(fēng)機(jī)基頻噪聲產(chǎn)生及傳播特性的初步研究[D].西安：西安交通大學(xué),2011.

Numerical Study of the Effects of an Eccentric Impeller on the Aerodynamic Performance and Noise of a Multi-blade Centrifugal Fan

Shuo Li1,2Xiao-min Liu2Zhi-gangQin2
（1.China Nuclear Power Engineering Co.,Ltd.Hebei Branch; 2.School of Energy and Power Engineering,Xi'an Jiaotong University;）

In this paper,numerical simulations of various cases with an eccentric impeller are performed to identify the optimum position for the installation of the eccentric impeller in a multi-blade centrifugal fan.The simulation result shows that the flow rate is increased by 1.43 m3/min,the efficiency is increased by 2.52%and the noise level is decreased by 1.2dB for the optimized impeller position.It is found that the eccentric impeller can decrease the secondary flow intensity in the blade channels and reduce the blocking flow caused by the forward-skewed blades of the multi-blade centrifugal fan.In addition,the eccentric impeller improves the air flow in the inlet of some impeller channels and reduces the flow separation in the impeller channels.

eccentric impeller；multi-blade centrifugal fan；saving energy;noise reduction；numerical simulation

TH432；TK05

：1006-8155-(2017)01-0018-08

ADOI：10.16492/j.fjjs.2017.01.0003

高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20120201110064)；陜西省科學(xué)技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014K06-24)

2016-05-20 河北 石家莊 050000