蜗舌改型设计对多翼离心风机气动性能的影响*

熊仲营 邓稼琦 王梦豪 杨罗娜 孙利校

（1.西安交通大学能源与动力工程学院；2.西安市八十九中学；3.杭州德意电器股份有限公司）

0 引言

多翼离心风机以其噪声低、尺寸小、流量系数大、压力系数高、价格低等优点，在空调、吸油烟机和散热器等家用电器中得到了广泛地应用，降低多翼离心风机噪声的研究对改善人们居住环境具有十分重要的意义。由于叶轮出口气流与蜗舌的相互作用，蜗舌区域流动结构十分复杂，蜗舌是多翼离心风机产生噪声最主要的部件之一。因此，优化和改进蜗舌结构对提高多翼离心风机气动性能具有十分重要的意义。

蜗舌形状、间距和半径的变化都与风机内部流动特性的变化和噪声的产生密切相关[1]，研究人员也专门针对多翼离心风机蜗舌进行了改型和优化设计。叶舟等[2]发现，由于叶轮和蜗舌的相互作用，在蜗舌区域和蜗壳出口区域会出现不同强度的涡流和回流。Younsi等[3]通过数值计算和实验测量方法，指出多翼离心风机最主要的噪声是蜗舌区域的气动噪声，并发现了壁面压力波动和远场噪声信号的关联。付双成等[4]将倾斜蜗舌技术应用于多翼离心风机，叶轮出口气流冲击蜗舌时产生一定的相位差，从而使风机的噪声降低。李栋等[5]设计了阶梯蜗舌，该蜗舌由上下两个蜗舌构成，下蜗舌用来保证蜗舌与叶轮必要的间隙，以保证风机的效率，上蜗舌用来拉开空间，以减弱气流对蜗舌的冲击。应用阶梯蜗舌的风机蜗舌处受到的冲击明显减弱，涡流减少，从而降低了风机噪声。宫武旗等[6]利用粒子图像速度场仪对多翼离心风机蜗舌区域的流场进行实验研究，研究结果表明：对于小流量的多翼离心风机，应当适当减小蜗舌间隙，由此可以减小风机的流量损失；对于大流量的多翼离心风机，应适当的增大蜗舌间隙，由此可减小风机的旋转噪声与涡流噪声。Sandra等[7]对多翼离心风机设计了多种形状和不同位置处的蜗舌结构，并进行了对比实验，结果表明：稍微减小风机出口截面到蜗舌曲面的高度可以在不减小风机运行工况范围的情况下降低风机噪声。刘小民等[8]根据长耳鸮翼型设计了仿鸮翼前缘蜗舌，仿生蜗舌减弱了气流对蜗舌的冲击作用，抑制了蜗舌区域的流动分离，使涡脱落减少，从而减低了风机噪声。孙少明等[9]从长耳鸮翅膀的表面结构中提取出降噪耦元，并将其应用于风机蜗舌的设计中。通过模拟和实验对比发现，安装新型仿生蜗舌的风机噪声可以降低2.3dB，仿生蜗舌的采用可以有效抑制蜗舌后部涡脱落的发生，使涡脱落的位置推迟。蜗舌表面的压力脉动减弱，减小了叶轮出口气流对蜗舌的冲击作用，在蜗舌区域内速度分布更加均匀，从而降低了风机的噪声。

本文作者基于声波反射相位差降噪机理，设计并研究了两种蜗舌对多翼离心风机气动性能的影响，结果表明带有内凹弧形蜗舌和内凹槽形蜗舌的多翼离心风机的噪声分别下降了1.4dB和1.7dB[10]。作为声波反射相位差进行蜗舌降噪设计的补充，本文设计了一种倾斜的变曲率的圆弧型蜗舌，采用数值模拟和实验测量相结合的方法，研究了圆弧蜗舌对吸油烟机用多翼离心风机气动性能和噪声的影响。

1 研究对象

以某型号吸油烟机用多翼离心风机为研究对象，风机结构如图1所示。表1给出了原型风机的基本结构参数。

图1 多翼离心风机结构图Fig.1 A multi-blade centrifugal fan used in the range hood

表1 多翼离心风机基本结构参数Tab.1 Basic design parameters of multi-blades centrifugal fan

2 数值计算方法

2.1 计算模型及网格划分

本文采用SolidWorks和ICEM CFD软件对风机进行了建模和网格划分。计算模型分为4个区域：进风区、叶轮区、蜗壳区和出风区，如图2所示（进风区延伸0.5D2，出风区延伸1.5D2，D2为叶轮外径）。各区域网格划分如图3所示。考虑到风机内部流场和结构的复杂性，本文的网格采用六面体和四面体组成的混合网格，其中叶轮为六面体网格，其余区域为四面体网格。为了保证湍流计算模型和壁面函数对网格设置的要求，在蜗舌近壁面处和叶轮叶片表面进行了局部网格加密处理，近壁面第一层网格离开壁面的无量纲参数y+保持在30到70之间。

图2 多翼离心风机三维计算模型Fig.2 Computational model of the multi-blade centrifugal fan

图3 多翼离心风机各区域网格划分Fig.3 Computational mesh of the multi-blade centrifugal fan

为了保证数值结果的准确性，首先对计算网格进行了无关性验证。研究了不同网格数对多翼离心风机风量模拟计算结果的影响，数值计算结果如图4所示。由图4可知，当网格数超过2.8×106时，网格数的增加对计算结果的影响小于0.3%，可以认为计算结果不再随网格数的增加而改变。考虑到计算效率和计算精度，本文计算时选取的网格数约284万。

图4 网格无关性验证Fig.4 Grid-independent validation

2.2 流场数值计算

2.2.1 定常计算

采用Fluent软件对多翼离心风机内部流场及噪声性能进行了数值计算。风机进口给定压力进口边界条件，出口给定压力出口边界条件，控制方程采用Reynolds时均Navier-Stokes方程，湍流计算采用Realizable k-ε两方程模型和Scalable Wall Function近壁函数方程，压力-速度耦合采用SIMPLE算法，压力项离散格式采用PRESTO!格式，动量方程、能量方程和湍流耗散方程中对流项的离散均采用二阶迎风格式，旋转区采用多参考系模型，动静区交界面采用Interface边界条件。

2.2.2 非定常计算

当定常计算收敛后，以定常计算结果作为初始场进行非定常计算。旋转区域改用滑移网格模型，时间项离散采用二阶隐式格式，非定常计算的时间步长用下式确定：

其中，K为每一个时间步内的设定的最多迭代步数；n为叶轮转速；Z为叶片数。

2.2.3 声场计算

在非定常数值计算获得稳定流场的基础上，采用FW-H方程对多翼离心风机的声场进行模拟计算[11]。FW-H方程为：

式中：ρ为空气的密度；c0为远场声速；p′为瞬时观测点声压强；ui为流体速度在xi方向的速度分量；un和vn分别为沿积分面的流体速度的法向和切向分量；H(f)为Heaviside函数；∂(f)为Dirac函数；Tij为Lighthill张量；pij为应力张量。Tij和pij的表达式如下：

式中：δij表示克罗内克符号。

方程（2）的右侧项分别代表的是单极子源项、偶极子源项和四极子源项。其中，单极子源项和偶极子源项表示面声源，四极子源是体声源。根据吸油烟机用多翼离心风机的运行条件和结构特征，本文数值计算中，方程右端的四极子源项可以忽略不计[12-13]。方程（2）简化为：

这里，r表示由声源点指向接收点的单位向量；n表示平面的单位法向量。FW-H方程中出现的其它变量的物理意义以及方程的具体求解过程详见参考文献[14]。

进行气动噪声的数值模拟时，需要分别设置噪声源和接收点，其中噪声源设置为叶轮和蜗壳壁面，接收点根据噪声测量中采用的全球包络法进行设置，四个点接收点A，B，C，D如图5所示。当声场计算完成后，通过傅里叶变换可得到噪声频谱图和噪声结果。在数值计算中，由于波长远大于风机特征尺寸，因此蜗壳和叶轮之间的反射、衍射和散射在计算中均忽略不计。

图5 全球包络法示意图Fig.5 Global Envelopment

3 实验研究

吸油烟机用多翼离心风机气动性能实验测试装置如图6所示，试验按照GB/T 17713—2011附录C《外排式吸油烟机空气性能试验方法》、GB/T 14806-2003《家用和类似用途的交流换气扇及其调速器》的规定进行。本研究涉及的实验设备有风机、风量测试台和转速显示器，其中风量测试台包含有连接器、十字整流器、扩散段、调节器、减压筒和出口孔板。在规定试验条件下，调节减压筒下游孔板的开孔直径，可获得每一个工况点的测试数据，通过计算可以得到风机的气动性能参数。

吸油烟机用多翼离心风机噪声试验遵循《GB/T 17713—2011吸油烟机噪声实验测试方法》的规定在杭州德意电器股份有限公司的半消音室内进行，噪声测试方法按照全球包络法对噪声点进行布置。噪声测试装置包括：VIP-1A电压电流功率测试仪、XLLD-20泄漏仪负载电源、手持数字转速表和手持式声级计。

图6 多翼离心风机性能测试装置示意图Fig.6 Schematic diagram of fan performance test device

4 圆弧蜗舌设计

原型多翼离心风机蜗舌结构的边缘平行于叶片和蜗壳轴线，由于蜗舌和叶片之间的距离较小，因此在风机工作过程中，每个叶片经过蜗舌，叶片出口的气流就会同一时间冲击在蜗舌上，蜗舌承受非常大的脉冲力从而产生旋转噪声。圆弧蜗舌结构设计如图7所示，蜗舌边缘线为圆弧线，与风机的叶片不处于平行状态，这样可以使非定常压力脉动到达蜗舌存在一定的相位差，使得非定常压力脉动不能同时作用于蜗舌上，这样压力脉动引起的噪声迭加小于原型蜗舌的同相位引起的噪声迭加，从而有效降低风机的噪声。

圆弧蜗舌设计时保持蜗壳与叶轮的间隙不变。蜗舌是由两个半径为13.2mm圆弧组成的截面（位于蜗舌两端位置）和一个半径5.2mm圆弧组成的截面（位于蜗舌中心位置），以过三个圆弧中点半径为156mm的圆弧线为引导线，通过Solidworks三维软件中的扫描功能得到，结构如图7（c）所示，三个截面之间为平滑过渡的曲面。

图7 蜗舌形状结构Fig.7 The shape of volute tongue

本文设计的多翼离心风机蜗舌的边缘线不平行于风机的轴线，而是一定斜率的圆弧。其中深舌圆弧顶点和浅舌圆弧顶点的连线与风机轴线之间的夹角定义为圆弧角[15]，圆弧角对风机的噪声特性具有重要的影响，本文的圆弧角为24°。

图8 圆弧蜗舌设计示意图Fig.8 Design of the circular arc volute tongue

前苏联学者通过大量的实验得出多翼离心风机蜗舌倾斜角度公式为：

式中,t为叶轮出口处叶片栅距；Δx为空气动力尾迹参数；d为蜗舌的圆弧直径；b为蜗舌宽度。

由于风机在正常工作时蜗壳出口处气流的不均匀，所以在实际使用过程中将上述公式中得到的θ加上一个修正值θΔt，本文θΔt取为4°～6°。

5 数值与实验结果分析

多翼离心风机模拟数据和实验数据的对比如表2所示。从表2中可以得出，模拟结果和实验结果的相对误差在工程应用规定的许可范围内。采用圆弧蜗舌的风机相对于原型风机，运行效率基本保持不变，噪声下降0.7dB，风量提高0.53m3/min，总压增大15Pa。

表2 风机性能模拟计算和实验结果Tab.2 The comparison of experimental and computational results

原型蜗舌区域和圆弧蜗舌区域在z=50mm处压力云图对比如图9所示。由图可以看出，风机的蜗舌部位和出口处存在明显的压力梯度。蜗舌区域压力梯度大，气流流动变化剧烈，出口处压力梯度相对较小。原型蜗舌区域的压力梯度相较于圆弧蜗舌区域变化更加剧烈、范围更大，圆弧蜗舌出口处压力梯度明显减小。从图中可以看出圆弧蜗舌对气流有更好的分流作用，降低了出口区域气体对蜗舌的冲击损失，提高了风机的效率，因此降低了多翼离心风机的旋转噪声[16]。此外，还可以看出，带有圆弧蜗舌的离心风机产生压力梯度的强度和范围相比原型风机要小，这样能够有效抑制流动分离，有利于风机出口处气体流动状态的改善，增大风机流量。

由于出口的气流在冲击到蜗舌时，一部分气流会经过蜗舌的作用流向出口，另一部分气流会回流至蜗壳，因此气流经过蜗舌的作用，流速减小，静压变大[17]。同时由于蜗舌附近的叶轮出口区域的静压较低，从而在该区域就会形成一个压力梯度，气流在压力梯度和离心力的共同作用下，会在蜗舌附近形成一个大面积旋涡，如图10所示。旋涡减小了出口有效流通面积，使得气流流量降低。由蜗舌附近区域流线图可以看出，采用圆弧蜗舌之后，旋涡的面积和强度都有一定的改善，旋涡的面积变小，增大了出口的有效流通面积，有利于风机流量的增大。而且蜗舌区旋涡强度变小，这有利于流道内流体流动的顺畅性和蜗舌附近区域流场的稳定性。

图9 z=50mm处蜗舌区域压力分布Fig.9 Pressure distributions of the near volute in a cross sectionz=50mm

图10 z=50mm处蜗舌附近区域流线图Fig.10 Streamline distributions of the near volute in a cross sectionz=50mm

图11和图12为原型蜗舌与圆弧蜗舌的多翼离心风机噪声频谱对比图，从图中可以看出，圆弧蜗舌在0Hz到12 000Hz内均有降噪效果，其中在0Hz到2 000Hz降噪效果更明显。噪声在0Hz到1 000Hz内有一峰值，采用圆弧蜗舌明显减小了噪声的峰值。对圆弧蜗舌降噪原理有如下解释：由于风机工作过程中叶轮和蜗舌之间的相互作用，在叶轮上会形成非定常压力脉动，作用在蜗舌上就会形成旋转噪声。圆弧蜗舌使非定常压力脉动到达蜗舌时存在一定的相位差，存在相位差的压力脉动引起的噪声迭加小于原型蜗舌的同相位引起的噪声迭加[18]，从而达到降噪的效果。

图11 原型蜗舌与圆弧蜗舌的多翼离心风机噪声频谱对比图Fig.11 The comparison of noise frequency spectrum in prototypical volute tongue and circular arc volute tongue for the multi-blades centrifugal fan

图12 原型蜗舌与圆弧蜗舌的多翼离心风机三分之一倍频程频谱对比图Fig.12 The comparison of sound pressure level in 1/3-Octave Band for the multi-blade centrifugal fan with prototypical volute tongue and circular arc volute tongue

6 结论

1）采用数值计算方法研究了圆弧形蜗舌结构对多翼离心风机气动性能和噪声的影响，并进行了实验验证。通过数值结果和实验测量结果的比较验证了本文数值计算模型和数值计算方法的有效性。

2）圆弧蜗舌的采用，在一定程度上降低了多翼离心风机出口气流对蜗舌的冲击，减小了蜗舌处压力梯度。采用圆弧蜗舌的多翼离心风机蜗舌附近区域的旋涡强度和旋涡影响区域面积都有所减小，风机内部流场相较于原型风机更加稳定，通道内气流流通顺畅，风机出口处有效通流面积也有一定程度增大。

3）采用圆弧蜗舌的多翼离心风机，能够抑制蜗舌区域噪声的迭加，噪声中低频峰值下降，从而有效降低多翼离心风机的噪声。相对于采用原型蜗舌的多翼离心风机来讲，采用圆弧蜗舌的多翼离心风机在运行效率基本保持不变的情况下，其噪声下降0.7dB，风量提高0.53m3/min，总压增大15Pa。