空调柜机多翼离心风机集流器的优化研究

许文明 郑祖义,, 万忠民 金听祥 陈焕新

(1 华中科技大学 武汉430074；2 广东志高空调有限公司 南海528244)

多翼离心风机具有噪声低、结构紧凑、较大的流量和压力系数等优点，被广泛地应用在柜机家用空调上。集流器、叶轮、蜗壳是多翼离心风机的主要组成部分，集流器是引导气体进入风机的重要结构，其中任何一个结构参数的微小变化都会对整机的性能产生重大的影响。前人对集流器的研究主要为气流在集流器中的流动平稳性和针对集流器背部涡流区域的研究[1-2]。Denger G R[3]研究由于用于柜机的多翼离心风机跟普通的离心风机相比一般都不带有前盘，一般会影响到风机叶轮中传统概念中的前盘附近的气流的流动, 这也是造成风机损失和噪音产生的一个重要原因，在流量降低时更加显著。林世杨等人[4]对集流器背部的漩涡区域做了研究，指出由于柜机多翼离心风机叶轮通常不带前盘, 往往影响到叶轮中传统概念中的“前盘”附近气流的流动状况, 是造成风机损失以及噪声的一个主要来源。王嘉冰等人[5]采用CFD方法对3种不同结构型式集流器的风机进行整机模拟计算, 通过研究集流器型式的变化对柜式空调用多翼离心风机内部流场以及风机整体性能的影响，得出结论采用出口截面直径大于叶轮内径的收敛型集流器效果最佳。这里采用出口截面直径大于叶轮内径的收敛型结构形式，并对集流器轴向高度和型线分别优化，借助商业软件FLUENT对三种集流器进行整机模拟，分析模拟结果，根据对数值模拟结果的分析设计优化方案，制作样板，进行实验验证。

1 风机及集流器的基本结构参数

柜机多翼离心风机的结构如表1所示。

集流器的结构参数如表2所示，其中A集流器是原柜机中应用的集流器；B集流器在轴向宽度上短于原始集流器，出口直径相比A增大；C集流器改变了截面型线，与A相比弧度降低，出口直径增大。

表1 多翼离心风机结构参数Tab.1 Structural parameter of multi-blade centrifugal fan

表2 集流器结构参数Tab.2 Structural parameter of bell mouth

图1 三种集流器结构示意图Fig.1 Organigram of three bell mouth

2 数值模拟

2.1 数值模拟计算方法

这里采用三维模型，比较真实地反映了模型内部流场，为了提高网格的质量将模型分为三部分:叶轮内部区域；叶轮区域；蜗壳及出风口区域。计算采用三维雷诺平均守恒形Navier-stokes方程，湍流模型选取K-ε标准方程模型，壁面附近采用标准壁面函数。湍流耗散项、湍流动能、动量方程都采用二阶迎风格式离散；计算方法采用SEGREGATD隐式方法；根据此柜机多翼离心风机的实际运行情况给定叶轮进口总压为0Pa和湍流强度及水力直径边界条件；蜗壳出口给定出口静压边界条件；叶轮选用旋转坐标，给定旋转壁面边界条件为500r/min；蜗壳选用静止坐标，给定标准壁面边界条件。

图2 GAMBIT中建立的三维模型Fig.2 3D model created in GAMBIT

图2为GAMBIT中建立的三维模型，集流器入口处Z=0mm，多翼离心风机底盘Z=175mm。

2.2 数值模拟计算结果及分析

由于用于柜机的多翼离心风机跟普通的离心风机相比一般都不带有前盘，集流器对于柜机蜗壳进风口处的气流组织就起着至关重要的作用。不同结构的集流器对气体的引导作用不同，导致进入蜗壳后的气流的流动形式也不一样，气流在蜗壳中的流动是很复杂的，沿轴线方向速度不均匀并且存在回流现象。

从图2中可以看到，气体经过集流器的导流作用进入蜗壳，沿轴向运动的同时不断的有一部分空气沿径向进入叶轮，经过叶轮的做功速度加快，沿流道进入扩压口。

图2中可见经过原始的集流器的引导作用，气流在经过叶轮后速度分量中有很大一部分是垂直于蜗壳的方向，气流对蜗壳会产生很大的冲击力，并且经过蜗壳壁的反弹作用，气流速度方向改变很大，与刚刚经过叶轮的气流产生冲撞，使得气流的正常流动被破坏而产生紊流。并且经过蜗壳壁的反弹作用气流产生了明显的回流现象，在蜗壳的轴向方向上产生漩涡。这些冲撞和漩涡都会消耗功率，并且产生噪音。经过改进的集流器B、C对气流的引导如图所示，气流垂直于蜗壳方向的分速度明显减小，由此产生的回流和漩涡现象明显小于A蜗壳。气流在蜗壳中的流动更顺畅，流动组织更合理。

以上是沿轴线方向分析流场，下面沿径向方向对流场进行进一步的分析。蜗舌是整个多翼离心风机蜗壳的重要的部件，是影响风机性能和产生噪音的重要的区域。从图3中可以明显的看出在蜗舌处风机A存在着明显的涡流，而改进后的风机涡流仍旧存在但明显的减小了，要弱于原风机。从三种集流器的结构差异上分析(见表2)，集流器出口处直径的增大是其涡流减小的主要原因。集流器的出口直径对风量和噪声会产生很大的影响，当出口直径是叶轮内外径之和的一半左右时最为理想。

图3 y=0截面上的速度流线图Fig.3 Speed trace picture of cross section at y=0

图4 Z=85截面(中截面)处的速度流线图Fig.4 Speed trace picture of cross section at Z=85(center section)

图5 z=0处的动压云图Fig.5 Dynamic pressure picture of cross section at Z=0

如图4所示，B、C 两种方案在Z=0处(集流器出口截面)的动压要高于原始风机A 。

从图5、图6中可以看出，B、C的总压和静压要高于A，说明B、C方案气流在经过风机的做功以后获得了比A更多的能量，对于能量的利用率更高。最大静压和全压都出现在进入扩压口前地叶轮边缘附近，从叶片的进口到出口三种风机的静压和全压持续升高，主要由于叶片对气流的不断的做功。在扩压口靠近出口处由于存在流动损失全压逐渐下降，但是B、C在出口处的全压要明显的高于A，B、C两种方案的全压大小差不多，但分布规律相差很大，C的高压区范围比较广，且延伸至扩压口内部，B在扩压口的中部存在明显的负压区。

图6 Z=100处截面总压云图Fig.6 Total pressure picture of cross section at Z=100

图7 Z=100处截面静压云图Fig.7 Static pressure picture of cross section at Z=100

风量模拟结果，A风机也就是原始的风量是VA=1132m3/h,经过优化后的方案B、方案C的风量分别为VB=1209m3/h，VC=1180m3/h，相比原风机分别增加了6.8%和4.2%。

3 实验验证

经过数值模拟结果显示，方案B和方案C对整机的风量都有提高，因此对两种优化方案制作样板进行实验验证。对B、C两种集流器制作样板，材料跟A型集流器一样都是使用塑料材质。

图8 三种集流器样板照片Fig.8 The photograph of three bell mouth templates

风量测试在广东志高空调有限公司风量实验室进行，是对于空调器在研发初期阶段专门测试循环风量的实验室。

噪音测量在广东志高空调有限公司半消声实验室进行，它是国家标准指定的空调器噪声测试室，实验室是由中国家电电器研究院设计制作。控制室采用丹麦B&K公司3560C采集分析系统及7700型声学和振动分析软件，包括强大的FFT、CPB(1/3倍频程分析)和总级值分析仪。

表3 实验结果Tab.3 Experiment results

从表3可以看出，方案B和方案C的风量都有所增加，其中方案B和方案C风量分别增加4.7%和3%，这也恰好验证了数值模拟的结果。实验研究中方案B和方案C相比于方案A的风量增加量略小于数值模拟结果中的风量增加量，但在允许的范围之内，并且风量变化的趋势是一致的。实验结果与数值模拟结果基本一致，这恰恰验证了数值模拟的可靠性。

从噪音的实验测试结果可看出三种方案的噪音水平基本一致。虽然方案B和方案C的风量增加了噪音却没有增加，这是因为通过对集流器结构的优化，风机内部的流场相比于方案A尤其是在蜗舌区的漩涡明显的减弱了，而这恰好是噪音产生的主要原因。

4 结论

在产品的设计阶段，采用数值模拟的方法，借助大型商业化有限元分析软件FLUENT对产品进行流场分析，可以及时发现产品流场存在的问题，在产品试制之前进行有效的改进，达到提高循环风量和降低噪音的目的，大大加快新产品的研发周期，保证产品的工作可靠性。研究结果显示:不同结构形式的集流器对柜机整机的循环风量产生很大的影响。集流器的出口距离叶轮的距离对风量的影响同样很大，不是越大越好也不是越小越好，存在一个最佳值。这是因为气流流经集流器进入多翼离心风机后分成两部分:一部分沿径向流动，一部分沿轴向流动。只有当两部分气流的流量达到一个合理的比例时风量才能达到最大值。集流器的出口直径对风量和噪声会产生很大的影响，当出口直径是叶轮内外径之和的一半时最为理想。经过对集流器的优化设计，此款柜机在保持原有噪音水平的前提下，循环风量可增加4.7%。

本文受2010广东省技术创新项目(20101022020)资助。(The project was supported by 2010 Technological Innovation Project of Guangdong Province(No.20101022020).)

[1] Montazerin N, Damangir A, Mirian S. A new concept for squirrel cage fan inlet[C]//Proc. Instn Mech. Engrs, Part A,Journal of Power and Energy .1998, 212: 343-349.

[2] Montazerin N, Damangir A, Mirzaie H. Inlet induced flow in squirrel-cage fans[C]//Proc. Instn Mech. Engrs, Part A,Journal of Power and Energy.2000, 214: 243-252.

[3] Denger G R,McBride M W.Three Dimensional Flow Field Characteristics Measured in a Forward Curved Centrifugal Blower Using Particle Tracing Velocimetry(PTV)[C]//Proceedings of the Fluid Measurement and Instrumentation Forum.1990, 95: 49-56.

[4] 林世扬, 常贺英, 刘友宏. 多翼离心风机集流口流场模拟和优化设计[J].流体机械, 1995, 23(9) : 24-28. (Lin Shiyang,Chang Heying, Liu Youhong, et al. Simulation and optimization of flow field of bell mouth of Multiblade Centrifugal Fan[J]. Fluid Machinery, 1995, 23(9):24-28.)

[5] 王嘉冰.集流器结构对多翼离心风机性能的影响[J].流体机械, 2004, 32(10):22-26. (Wang Jiabing. Effect of Inlet on the Performance of Multi-blade Centrifugal Fan[J]. Fluid Machinery, 2004, 32(10): 22-26.)