多翼离心风机叶片的结构改型设计与试验研究

林圣全 丁云斌 李嘉渊

（1.浙江友邦集成吊顶股份有限公司；2.海盐县科学技术局）

0 引言

近年来，随着国家标准及人们对家电品质要求的提高，多翼离心风机高效低噪设计成为了家电领域亟待解决的一个设计难题[1-2]。而作为多翼离心风机的旋转部件，叶轮对风机能量的传递和转换起着十分重要的作用[3-4]，但由于多翼离心风机具有叶轮轮径比大、叶片数多、叶轮流道短的特点，其流道内常出现横向涡流，且叶片尾缘出口处存在速度分布不均匀现象，从而导致流动损失及气动噪声的产生。

目前，国内外研究人员对多翼离心风机叶轮的优化设计主要集中在结构参数的改型[5]以及安装位置的寻优[6]，而随着仿生技术的日趋成熟，翼型叶片的研究[7-9]也受到越来越多的学者关注，尽管国内外众多研究人员对风机翼型叶片的气动性能进行了较为深入的研究，但针对多翼离心风机叶片结构参数的优化设计尚不多见。

本文以某家用抽油烟机为研究对象，通过改变叶片弦长和相对弯度研究翼型叶片结构参数对多翼离心风机性能的影响，并采用CFD数值模拟结合试验测量的方法，验证改进方案的可行性，为寻求更加合理高效的多翼离心风机叶片提供参考。

1 风机模型及数值计算方法

1.1 风机模型

本文以某抽油烟机用小型单进气多翼离心风机为研究对象，具体结构图见图1。其中风机设计转速为n=1 000 r/min，设计风量为Q=438m3/h,叶轮采用翼型叶片，其主要结构参数如表1所示。

图1 原型机结构图Fig.1 Prototype structure diagram

表1 主要结构参数Tab.1 Main structural parameters

1.2 网格划分与无关性验证

为了真实反映多翼离心风机内部流体流动情况，在采用SOLIDWORKS进行三维建模时将进出口区域分别进行了适当的延长处理。由于网格的质量和数量均会影响CFD数值计算精度，故本文采用ANSYS/ICEM软件对风机模型进行混合网格的划分。其中叶轮和进出口区域采用网格数量少、质量高、有利于缩短计算时间并提高计算精度的六面体网格[10]，而蜗壳则采用适应性较强的非结构化四面体网格。为满足湍流模型要求、提高数值模拟计算精度，将动静耦合区域及壁面网格进行边界层加密，并保证最低网格质量雅克比[11]大于0.3，网格Y+小于50，具体网格形式如图2所示：

表2 网格无关性验证Tab.2 Grid independence verification

为避免由于网格数量选取不当带来的计算误差，本文设计5种不同密度的网格进行网格无关性验证，结果如表2所示。从表2中可以看出，网格3的风机全压已接近最大值，进一步增大网格密度对提升计算结果准确性的贡献不大，反而会增大计算资源的占用率。因此，综合考虑经济性和准确性，本文选择网格3进行具体研究。

图2 网格模型图Fig.2 Grid model diagram

1.3 边界条件和数值计算方法

本文利用CFD商业软件ANSYS Fluent17.0对多翼离心风机内部流场进行数值计算。其边界条件采用压力进口和压力出口，计算模型采用K-ω SST双方程模型，并采用基于压力的隐式求解，定义叶轮区域为MRF动参考系模型，其它区域为静区域。压力速度耦合离散格式分别选择SIMPLE算法和PRESTO!格式，能量方程、动量方程以及湍流耗散方程均采用二阶迎风格式，设置收敛残差为10-4。

定常计算收敛后将其计算结果作为初始条件进行非定常计算，其中时间步长计算公式为：

式中，n为转速；z为叶片数；时间步数K取值30，最终得时间步长为6.25×10-5s。

1.4 原型风机性能试验原理及设备

本文风机性能测试在空气性能试验台上完成，该性能试验基于孔板法测量，通过更换不同直径大小的孔板测量各个工况点的动态测试数据。实验过程严格遵循GB/T17713-2011吸油烟机国家标准的外排式吸油烟机空气性能试验方法[12]，分别对多翼离心风机的10种工况进行测定，具体实验装置原理图如图3所示。

图3 气动性能试验装置Fig.3 Pneumatic performance experiment test rig

图4为数值模拟与试验测量所得的原型风机P-Q性能曲线。分析曲线可知，在整个流量范围内风机模拟值与试验值较为接近，总体趋势一致，且相对误差保持在7%以内。部分工况点存在计算误差，是因为风机内部气体在流动过程中存在各种能量损失，其中泄漏损失减少流量，而由于气体粘性及流道形状不同导致的摩擦损失及涡流损失则会降低风机实际压力。另外，为了方便模型的建立及网格的划分，本文在进行流体域的三维建模过程中将部分复杂且不规则的结构做了简化处理，而实际实验测量过程中，利用转速仪测量的风机叶轮转速也在一定范围内存在波动。综上所述，数值模拟结果与试验测量值误差在工程允许范围内，故可认为本文数值计算模型及计算方法是合理的，其预测风机性能的结果具有一定的可信度。

图4 原型机P-Q性能曲线Fig.4 PrototypeP-Qperformance curve

2 风机内部流场分析

图5 观测截面示意图Fig.5 Observation cross section diagram

图6 不同截面叶轮出口气流径向速度沿方位角的分布图Fig.6 Distribution of radial velocity along the azimuth of the impellers outlet with different sections

图5为多翼离心风机轴向截面及径向截面示意图，选取并定义图5中截面Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ,Ⅳ进行观测。图6给出了截面Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ在叶轮出口（圆周半径r=102mm）处气流径向速度沿方位角的分布图。分析图6可知，叶轮出口处径向速度沿轴向分布很不均匀，受风机蜗舌结构的影响，各截面径向速度在方位角20°～60°范围内均出现陡降，并降低至负值，另外，截面Ⅱ和截面Ⅲ分别在方位角180°及270°区域径向速度均小于0，表明该区域附近出现回流现象，叶轮叶道处于堵塞状态，气体流动情况较差。

为了更直观地揭示风机内部流体流动情况，图7给出了原风机在观测截面处的绝对速度流线图，分析图可知，原风机蜗壳内部存在大面积的旋涡流动，其中椭圆形区域（区域A）主要是由于叶轮流道内边界层分离产生，方形区域（区域B）为叶轮轮盘阻隔作用产生的背部间隙涡，而区域C的蜗壳通道涡则是由于气流经过叶轮旋转加速后受离心力的作用冲击蜗壳壁面引起的，并且在蜗壳内不断发展。另外，在风机蜗舌附近区域，一部分气体直接流向蜗壳出口，而另一部分则随着叶轮的旋转重新流入蜗壳，甚至回流至叶轮通道进入风机内部，与正在加速的气流形成冲击，造成蜗舌附近区域旋涡的产生。

图7 不同观测截面绝对速度流线图Fig.7 Absolute velocity streamline diagram of different observation sections

3 叶轮改型设计

3.1 叶片弦长优化

式中，D为翼型所受阻力；q∞为来流动压；c为翼型弦长[13]。因此，适当地增大翼型弦长，有利于减小阻力系数，增大翼型叶片升阻比。

为了研究翼型叶片弦长大小对多翼离心风机性能的影响，本文在设计工况点下（风机转速n=1 000r/min），依次对叶片弦长采用16，20，22，24，26mm五种方案进行数值模拟，具体结果如表3所示。

表3 变弦长设计方案数值模拟结果Tab.3 Numerical simulation results of variable chord length design

由上述模拟结果知，在一定范围内，翼型叶片弦长的增加将同时提高风机全压和风机效率，其中方案4的全压较原型机提升约30Pa，而效率提升约4.8%。但随着叶片弦长的继续增加，风机性能开始下降，这是因为叶片弦长增大的同时风机轮径比不断减小，由图8所示叶轮进口速度三角形可知，叶片进口直径D1过小，其圆周速度u1将会很小，此时径向速度c1r则会因进口面积的减小而增大，从而导致气流进口相对速度ω1增大，根据风机流动损失计算公式

式中，ξimp为损失系数；ρ为流体密度；叶轮叶片通道中损失Δpimp与相对速度的平方成正比，叶片弦长的加长将会导致风机流动损失的增加，从而对风机性能造成影响。

图8 不同进口速度三角形Fig.8 Different inlet speed triangles

3.2 叶片弯度优化

研究表明，弯度对翼型性能的提高具有显著影响[14]，为了研究翼型叶片弯度对风机性能的影响情况，本文以原风机翼型为基础，在最大弯度位置、相对厚度、最大厚度相对位置不变的情况下，分别对最大相对弯度为3%，7%，9%，11%的翼型进行数值模拟，计算所得风机性能结果如表4所示。

表4 变叶片弯度设计方案数值模拟结果Tab.4 Numerical simulation results of variable blade camber design

分析上表结果知，随着翼型叶片相对弯度的增大，风机全压及效率逐渐提升，但当相对弯度大于9%之后，风机效率开始下降，而随着弯度的继续增加，风机全压也逐渐减小。分析其原因为：弯度增大后，翼型叶片吸力面弯拱程度增大，流线密集、流速加大而压力减小，吸力面与压力面压差增大，从而导致翼型叶片升阻比增大，风机性能提升。但当相对弯度过大时，翼型吸力面和压力面压力曲线将会在最大相对弯度位置处分成两个压力区，其中中部及后部压力区为向上的升力，而靠近头部区域压力为负升力，随着弯度的增加，负升力不断增大，翼型吸力面和压力面压差的增加程度逐渐减小，风机性能开始下降。

3.3 优化前后流场分析

为了更好的研究优化前后多翼离心风机内部流场的变化，选取叶片弦长优化过程中的方案4（弦长为24mm）以及叶片弯度优化过程中的方案C（相对弯度为9%）为研究对象，并与原风机作对比分析。图9给出了设计工况下三种风机在观测截面Ⅱ的涡量分布图及局部放大图，对于二维流体速度矢量，其涡量为ωz=∂u/∂y-∂υ/∂x，式中u,υ为二维速度在x,y坐标轴上的分量[15]。

图9 改进前后观测面Ⅱ涡量分布图（色标单位s-1）Fig.9 Vorticity distribution of section II before and after modification(color unit s-1)

分析图9可知，相比于原风机，方案4和方案C蜗壳内部涡量明显减小，其中原风机蜗舌附近的大涡量区域在两种优化设计方案中已得到完全消除。另外，由叶轮区域靠近蜗舌附近的涡量等值线局部放大图知，方案4叶轮流道最大涡量值由原叶轮的2 000s-1降低至1 062.5s-1，而方案C降低至1 500s-1，充分证明了适当地增加翼型叶片弦长和相对弯度能在不同程度上能改善风机内部流体流动情况，增大有效流通面积。

4 试验验证及结果分析

为了研究不同流量工况下改进风机的气动性能，并验证以上数值模拟结果的准确性，将上述方案4和方案C的多翼离心风机制作成样机，分别进行气动性能试验和噪声测试，并与原风机实验结果作比较。其中气动性能试验原理同上，噪声测试采用全球包络法于半消音室中进行。风机放置于半消声室中央即球面半径R=1.414m的球心处，A,B,C,D四个测试点均布于与球心相距1m的水平面与包络面交界的圆上，具体实验装置如图10所示。

图10 全球包络法原理图Fig.10 Global Envelope Method Schematic

三种风机在不同流量工况点下的全压效率如图11所示。分析可知，不同风机全压效率在全工况范围内变化情况一致，其值均随流量的增加呈现先增大再减小的趋势，且最大全压效率向大流量工况点偏移。相比于原风机，由方案C和方案4改进的优化风机全压效率提升明显，其中方案C的最大全压效率提升约5%，方案4提升约4%。另外，在小流量工况点下方案4的全压效率略高于方案C，但当流量大于0.13m3/s后，方案4的效率开始不断减小，且其值略低于方案C。

图12给出了1/3倍频下改进前后三种风机的声压级分布图。结果表明，翼型叶片的改型设计能有效抑制原风机宽频分布的涡流噪声，各频率段两种改进方案的A计权声压级均低于原风机，且在低频段表现明显，其中方案4平均降噪5.5dB，方案C平均降噪4.8dB。

图11 全压效率图Fig.11 Full pressure efficiency chart

图12 噪声特性曲线图Fig.12 Noise characteristic curve

图13为不同流量工况下三种风机总声级曲线图。由图可知，各方案风机A计权声压级均随流量的增加呈线性递增趋势，由于两种改进方案中风机叶轮内部气流速度分布不均匀的现象得到改善，故改型后风机的噪声均得到不同程度控制，其A计权声压级相比于原风机平均降低0.9～1.5dB。另外，小流量工况下方案C的声压级略高于方案4，当流量大于0.12m3/s时，方案4的噪声控制效果较方案C明显，因此在实际应用过程中，可根据具体情况选择不同的叶片改进方法。

图13 噪声分布曲线图Fig.13 Noise distribution curve

5 结论

本文利用数值模拟结合试验测量的研究方法，针对风机内部存在的大面积回流现象，对翼型叶片进行改型设计，并分别通过改变翼型弦长和相对弯度研究两者对多翼离心风机性能的影响情况，得到的主要结论如下：

1）原风机数值计算和试验测量结果整体趋势一致，两者最大误差为7%，证明本文数值计算模型对多翼离心风机性能的预测结果具有一定可信度。

2）数值计算结果表明适当加长翼型叶片弦长、增大翼型相对弯度能在不同程度上改善风机内部流体流动情况，缩小大涡量分布区域。

3）试验测量结果表明，翼型叶片的改型设计不仅能提高风机效率，还能达到明显的降噪效果，其中弦长24mm（方案4）和相对弯度为9%（方案C）的风机最大全压效率较原型机分别提高4%和5%，低频段平均降噪5.5dB和4.8dB，总声压级较原风机降低0.9～1.5dB。