多翼离心式风机匹配蜗壳优化前后对比分析

张 雷

（中国煤炭科工集团太原研究院，山西 太原030006）

目前局部通风离心风机基本上都采用尺寸小、噪声低的多翼离心风机配合蜗壳风道。局部通风用离心风机及蜗壳的设计多是在满足风量要求的基础上尽量降低噪声〔1〕。现在随着计算流体动力学的发展，CFD方法逐渐应用到离心风机的研究开发当中，通过数值模拟结果与实验数据的对比，不同方案的数值模拟结果对比分析，进一步提出改善方案，选择最优方案，降低实验成本，提高风量，降低噪音。

本文针对某局部通风离心风机建立其全流场的流道分析模型，设计了多翼离心风机及匹配的两种蜗壳，建立了离心风机整机三维全流场仿真模型，对不同蜗壳及风机组合方案下的速度场及压力场进行了详细地对比分析，最终选定风机及蜗壳的最优组合方案。

1 几何模型及网格划分

离心风机及两种蜗壳的几何结构（见图1），其中（a）为原方案蜗壳，（b）为增大渐开度的优化方案蜗壳。

图1 离心风机及蜗壳几何模型

目前数值计算采用的网格可分为结构化与非结构化网格两大类，鉴于离心风机叶片曲面形状复杂，而非结构化网格对复杂及弯曲外形的适应能力又非常强，故采用非结构化网格划分整机流道〔2〕，整机流道的网格划分结果（见图2）。后续对比分析主要截面位置（见图3），从右往左依次是Z1截面至Z4截面。

图2 网格划分结果

图3 主要分析截面

2 数值算法及边界条件

离心风机内流场为湍流粘性流动，其控制方程为：

与之对应的k及ε的控制方程为：

采用SIMPLE算法实现速度与压力之间的耦合，采用分离式隐式方案求解三维时均雷诺N－S方程 ，就可以联立方程组进行数值计算〔3〕。

进口采用压力进口边界条件，给定风机进口的总压，并定义流体流动方向给定进出口湍流动能和湍流动能耗散率。出口采用压力出口边界条件，给定风机出口的静压。在回流中还包括其它的标量，当出现回流时，使用压力出口边界条件来代替质量出口条件常常有更好的收敛速度〔4〕。采用运动参考坐标系模型实现动－静界面间的数据传递，完成定常流动下的数值计算〔5〕。

3 模拟结果分析

3.1 不同蜗壳速度场对比分析

图4～图5依次为相同风扇，两种不同蜗壳工况下Z1～Z4截面的速度场对比，可以看出，两种蜗壳的速度矢量在蜗壳型线外侧贴附的较好，经由叶轮的高速气流紧贴蜗壳外侧型线方向流出蜗壳，而在靠近蜗舌区域形成明显的漩涡。对比之下，右侧蜗壳在蜗舌附近形成的漩涡较小，而左侧蜗壳在蜗舌区域存在明显的漩涡，致使流量减小，蜗壳处辐射的噪音也会较大。这主要是因为优化蜗壳蜗舌半径较小，蜗舌与叶轮间隙减小。原蜗壳由于出口开度较小，致使蜗舌附近的一部分气流由于受到风机叶轮形成的负压作用下流回叶轮，而无法顺畅流出蜗壳出口，从而导致在蜗舌附近出口处形成回流〔6〕。回流形成的漩涡使蜗壳出口处的有效流通面积减小，导致蜗舌附近流道情况恶化，降低风量，产生气动噪音。因而，优化蜗壳通过增大出口开度，合理设计蜗壳渐开型线，改小蜗舌半径，改善蜗壳附近的流动状况。

图4 不同蜗壳Z1截面速度场对比

图5 不同蜗壳Z2截面速度场对比

从图6及图7可以看出，Z3和Z4截面处蜗壳出口都存在较大回流区域，占据了较大的出口截面，这是因为离心风机电机采用内置于风机轮毂内结构，增大了风机底盘与后壁板的间隙，对风机后盘处气流有较为不利的影响，致使出口回流严重。由于优化蜗壳渐开度增大，回流现象相比原蜗壳有所减弱。

图6 不同蜗壳Z3截面速度场对比

图7 不同蜗壳Z4截面速度场对比

3.2 不同蜗壳压力场对比分析

从图8～图11两种不同蜗壳Z1～Z4截面的压力场对比可以看出，离心风机右侧靠近出风口方向存在明显的低压区，这是因为气流在此位置高速脱离叶片进入出口流道，速度较高，形成负压区。两种蜗壳型线下，在蜗舌附近都存在较小范围的高压区，这是由于气流冲击蜗舌，由于蜗壳的增压作用造成的。相比之下，右侧优化蜗壳型线渐开度变化平缓，流道出口截面变化率较低，致使优化蜗壳在紧贴蜗壳区域压力变化梯度比较明显，说明气流对优化蜗壳型线的贴附性较好〔7〕，流场变化较顺畅。

整体蜗壳流道内的压力变化体现出气流经过叶轮做功到达蜗壳出口区域的静压逐步提升，体现出蜗壳集流增压的作用〔8〕。整体上，流道内的低压区出现在靠近蜗壳出口处叶轮做功区。

图8 不同蜗壳Z1截面的静压分布对比

图9 不同蜗壳Z2截面的静压分布对比

图10 不同蜗壳Z3截面的静压分布对比

图11 不同蜗壳Z4截面的静压分布对比

4 结语

采用CFD方法完成了局部通风多翼离心风机与两种蜗壳匹配组合方案下的数值计算，对比分析了内流场内速度场及压力场的分布规律。数值分析结果揭示了离心风机及蜗壳内部流场的基本特征，对多翼离心风机及蜗壳结构的优化设计及噪声控制提供了理论依据，具有重要参考意义。

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