集流器結(jié)構(gòu)對多翼離心風(fēng)機氣動性能的影響

魏銘,熊仲營,劉小民,孫利校

(1.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安;2.杭州德意電器股份有限公司,311215,杭州)

多翼離心風(fēng)機以其尺寸小、壓力系數(shù)大、流量系數(shù)高、噪聲低的特點被廣泛地應(yīng)用于家用空調(diào)、吸油煙機及通風(fēng)換氣裝置中。隨著人們居住環(huán)境的改善和生活品質(zhì)的提高,對廚房內(nèi)吸油煙機性能的要求也越來越高。多翼離心風(fēng)機作為吸油煙機的核心部件,直接決定了吸油煙機的性能好壞,越來越受到科研工作者和生產(chǎn)企業(yè)的關(guān)注。

集流器、蝸殼、葉輪是多翼離心風(fēng)機重要的三大部件,研究人員對多翼離心風(fēng)機的葉輪和蝸殼進(jìn)行了較為詳細(xì)的研究和優(yōu)化設(shè)計[1-5],關(guān)于集流器的研究相對較少,然而有研究表明,作為多翼離心風(fēng)機進(jìn)口導(dǎo)流裝置的集流器對多翼離心風(fēng)機的氣動性能有著較大程度的影響[6-7]。Lee等在CFD數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上,對集流器與葉輪之間具有不同間隙大小的離心風(fēng)機內(nèi)部流場進(jìn)行了分析比較,指出如果集流器與葉輪之間的間隙選擇不合理,將導(dǎo)致風(fēng)機整體性能下降2%～5%[8]。王嘉冰等采用CFD方法,對3種不同結(jié)構(gòu)形式集流器的柜式空調(diào)用多翼離心風(fēng)機的性能進(jìn)行了數(shù)值計算,得出了集流器出口截面直徑大于葉輪內(nèi)徑的收斂型集流器能使風(fēng)機氣動性能達(dá)到最優(yōu)的結(jié)論[9]。許文明等對柜式空調(diào)用多翼離心風(fēng)機集流器進(jìn)行研究,表明集流器的不同結(jié)構(gòu)形式及其出口到葉輪的距離對整機的氣動性能影響較大,經(jīng)過優(yōu)化的集流器能夠使循環(huán)風(fēng)量在增加4.7%的情況下而噪聲不增大[10]。趙燕杰等通過對離心風(fēng)機的集流器擴(kuò)張角、集流器收縮角和擴(kuò)張段長度的參數(shù)化研究,指出錐弧形集流器對離心風(fēng)機氣動性能較為影響顯著,但對聲功率級的影響不顯著[11]。考慮到離心風(fēng)機進(jìn)氣的不對稱性,部分學(xué)者也研究了偏心集流器對多翼離心風(fēng)機氣動性能的影響[12-14]。溫選峰等通過實驗研究表明,具有合理參數(shù)和安裝位置的橢圓形集流器能夠有效提高多翼離心風(fēng)機的整體氣動性能[15]。

本文以某型號吸油煙機用多翼離心風(fēng)機為研究對象,首先采用CFD方法對帶有原型集流器的多翼離心風(fēng)機進(jìn)行了數(shù)值模擬,并通過實驗驗證了數(shù)值模型和數(shù)值方法的有效性。然后,通過改變集流器的設(shè)計參數(shù),研究集流器出口直徑和軸向間隙對多翼離心風(fēng)機氣動性能的影響及其貢獻(xiàn)度。

1 數(shù)值計算

1.1 控制方程

流體運動遵循物理守恒定律,這些守恒定律的基本方程包含質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程。因為本文研究的多翼離心風(fēng)機在模擬計算時不考慮熱交換的問題,所以只涉及質(zhì)量守恒方程與動量守恒方程的求解。

質(zhì)量守恒方程即連續(xù)性方程,在直角指標(biāo)系下,其微分形式的表達(dá)式為

(1)

式中:ρ為流體密度;t為時間;u為流體速度。吸油煙機用多翼離心風(fēng)機內(nèi)流動速度一般不超過30 m/s,因此可以假設(shè)為黏性不可壓縮流動,不考慮密度變化的影響。

動量守恒方程的物理本質(zhì)是牛頓第二定律,在直角坐標(biāo)系下,其數(shù)學(xué)表達(dá)式的微分形式為

(2)

式中:Σ為應(yīng)力張量;f為流體微元所受體積力。

將動量守恒方程帶入流體力學(xué)的本構(gòu)方程,得到Navier-Stokes方程

(3)

式中:p為流體微元上的壓力;μ為動力黏度;S為應(yīng)變率張量。

對連續(xù)方程和動量方程進(jìn)行時間平均,得到雷諾時均Navier-Stokes方程,由于進(jìn)行了時均化處理,會導(dǎo)致原有的方程組不封閉。以湍流的理論、試驗數(shù)據(jù)或數(shù)值計算結(jié)果為基礎(chǔ),通過對雷諾應(yīng)力做出假設(shè),提出湍流模型方法是一種常見的解決方法。對于湍流計算,本文采用基于雷諾平均的Realizablek-ε模型,相應(yīng)的湍動能k與湍動耗散率ε的方程為

(4)

(5)

式中:μt為湍流運動的黏性系數(shù);σk、σε為k、ε基于湍流流動的普朗特準(zhǔn)則數(shù);Gk為k-ε模型生成項;C1、C2為經(jīng)驗常數(shù);ν為運動黏度。

1.2 計算模型及網(wǎng)格劃分

本文研究的多翼離心風(fēng)機為雙進(jìn)氣形式,應(yīng)用于吸油煙機中,其蝸殼、葉輪及相應(yīng)的集流器結(jié)構(gòu)如圖1所示,風(fēng)機的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

(a)蝸殼

(b)葉輪 (c)集流器圖1 雙進(jìn)氣式多翼離心風(fēng)機結(jié)構(gòu)

采用Solidworks和ICEM CFD分別對多翼離心風(fēng)機進(jìn)行數(shù)值計算流場區(qū)域的三維建模和網(wǎng)格劃分,其中多翼離心風(fēng)機進(jìn)口向上游延伸長度為一倍的葉輪外徑,風(fēng)機出口向下游同樣延伸長度也設(shè)置為一倍的葉輪外徑,數(shù)值計算模型如圖2所示,對于葉輪、蝸殼、進(jìn)出口延伸段分別進(jìn)行了網(wǎng)格劃分。為了保證數(shù)值計算的準(zhǔn)確性,在網(wǎng)格劃分時,對近壁面處網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理,并進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證,最終數(shù)值模擬的多翼離心風(fēng)機計算模型的網(wǎng)格數(shù)約為400萬。

采用CFD商業(yè)軟件Ansys Fluent 16.1對多翼離心風(fēng)機氣動性能及其內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值計算。由于吸油煙機用多翼離心風(fēng)機的性能測試是在實驗室進(jìn)行的,工作介質(zhì)為空氣。為了與實驗測量結(jié)果進(jìn)行比較,數(shù)值計算中模擬的工作介質(zhì)仍為空氣,密度設(shè)定為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的空氣密度。另外,多翼離心風(fēng)機的進(jìn)口雷諾數(shù)Re>12 000,屬于湍流流動。考慮到多翼離心風(fēng)機內(nèi)部流動的不可壓縮性及其流動的復(fù)雜性,湍流計算采用能夠較為準(zhǔn)確模擬漩渦流動、邊界層流動及分離流動的Realizablek-ε模型。壓力-速度的耦合采用SIMPLE算法,壓力離散格式采用PRESTO!格式,動量方程、能量方程、湍動能控制方程以及湍流耗散方程中的對流項均采用二階迎風(fēng)格式。流體運動連續(xù)方程中X、Y、Z這3個方向上的速度分量以及湍流計算中的k、ε的收斂殘差均設(shè)為10-4。給定的邊界條件為:①將葉輪區(qū)域設(shè)置為旋轉(zhuǎn)區(qū)域,葉輪沿Z軸逆時針轉(zhuǎn)動,旋轉(zhuǎn)速度根據(jù)電機在不同工況點的實際轉(zhuǎn)速給定,其他區(qū)域設(shè)置為靜止區(qū)域,動靜交界面采用MRF參考系模型;②將葉輪葉片壁面采用相對坐標(biāo)系,相對于葉輪旋轉(zhuǎn)區(qū)域靜止,風(fēng)機其他壁面為絕對靜止面;③進(jìn)口給定壓力進(jìn)口邊界條件,總壓為0;④出口給定壓力出口邊界條件,靜壓根據(jù)實驗測得的不同工況點的壓力值進(jìn)行設(shè)定。

表1 多翼離心風(fēng)機基本設(shè)計參數(shù)

圖2 多翼離心風(fēng)機數(shù)值計算模型

1.3 實驗測量

本研究中采用的氣動實驗裝置的有關(guān)要求按照GB/T 17713—2011附錄C《外排式吸油煙機空氣性能試驗方法》和GB/T14806—2003《家用和類似用途的交流換氣扇及其調(diào)速器》的規(guī)定執(zhí)行。風(fēng)機出風(fēng)口端實驗測量在減壓筒中進(jìn)行,如圖3所示,根據(jù)減壓筒中測試點測得的靜壓,計算出風(fēng)機的流量,再根據(jù)空氣參數(shù)計算出多翼風(fēng)機在連接器處的標(biāo)準(zhǔn)靜壓,即計算模型中出口處的靜壓。實驗規(guī)定空氣性能實驗環(huán)境溫度為(20±5) ℃,相對濕度不大于85%,環(huán)境氣壓為一個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓,實驗同時無外界氣流影響以及熱輻射影響。為了提高實驗的準(zhǔn)確度,被測風(fēng)機在額定電壓及額定頻率下工作,在實驗裝置上穩(wěn)定運行1 h之后再進(jìn)行測量。

圖3 風(fēng)機性能測試裝置示意圖

氣動性能測試實驗臺按照國標(biāo)要求設(shè)置,其中風(fēng)機出風(fēng)口通過連接器與空氣性能實驗裝置相連,通過連接器的氣流依次通過十字整流器、擴(kuò)散段后進(jìn)入減壓筒,最后通過變直徑孔板后流出。在此過程中,通過數(shù)據(jù)采集裝置測得不同孔板直徑下的氣動性能數(shù)據(jù),通過計算機儲存數(shù)據(jù)計算得出試驗結(jié)果,包括各個工況點下的風(fēng)量、全壓、靜壓、全壓效率等性能參數(shù)。數(shù)值模擬過程中設(shè)定的葉輪旋轉(zhuǎn)速度與氣動性能測試過程中每個工況點的實時轉(zhuǎn)速相同,風(fēng)機噪聲的測量在杭州德意電器股份有限公司的半消音噪聲實驗室進(jìn)行。

1.4 實驗與計算結(jié)果比較

本文對實驗測量中的部分運行工況點進(jìn)行了數(shù)值模擬,計算結(jié)果與實驗測量的流量-靜壓性能曲線如圖4所示。由圖4可知,數(shù)值模擬的7個工況點與實驗測量值吻合較好,表明本文的數(shù)值計算模型及計算方法是有效的。在零靜壓工況條件下,風(fēng)機最大風(fēng)量計算值與模擬值分別為17.57、18.01 m3/min,相對誤差約為2.2%;在最大效率工況條件下,風(fēng)機計算靜壓與實驗測量靜壓分別為302.21、301.04 Pa,相對誤差約為0.3%。隨著出口靜壓的升高,風(fēng)機的實測流量與計算流量呈現(xiàn)非線性下降。在小流量工況條件下,由于出口的回流增大,計算值與實驗值之間的誤差也相應(yīng)增大。計算曲線和實驗曲線的變化趨勢基本一致,因此當(dāng)流量小于4 m3/min時,盡管由于流動分離嚴(yán)重、數(shù)值計算失效,但相關(guān)的計算工況點可以根據(jù)已有計算結(jié)果進(jìn)行外插值方法獲得。

圖4 多翼離心風(fēng)機流量-靜壓性能曲線

2 集流器優(yōu)化

2.1 集流器改進(jìn)方案

由于影響多翼離心風(fēng)機氣動性能的結(jié)構(gòu)參數(shù)較多,例如葉輪參數(shù)、蝸殼型線、蝸舌形狀,集流器參數(shù)等,并且這些參數(shù)存在一定的耦合影響關(guān)系,本文研究主要是針對多翼離心風(fēng)機的集流器結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。根據(jù)研究對象,集流器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)有軸向間隙δ、圓弧半徑Rin、集流器高度h、集流器進(jìn)口直徑di及集流器出口直徑do,如圖5所示。

圖5 集流器結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖

集流器對多翼離心風(fēng)機的主要影響參數(shù)包括軸向間隙、集流器出口直徑以及集流器圓弧形狀等,但對于吸油煙機用多翼離心風(fēng)機而言,由于還涉及到吸油煙機箱體結(jié)構(gòu)的影響,因此這里只選取集流器出口直徑do和軸向間隙δ作為優(yōu)化設(shè)計參數(shù),采用DoE(design of experiments)方法來研究集流器結(jié)構(gòu)參數(shù)對多翼離心風(fēng)機性能的影響。對每個參數(shù)選擇了3個水平,基于Solidworks軟件,建立了9個數(shù)值計算模型,每個模型的具體參數(shù)如表2所示,其中計算模型3為原型風(fēng)機。

表2 集流器結(jié)構(gòu)參數(shù)

對于建立的集流器模型,本文選取了兩個工況點進(jìn)行數(shù)值分析,這兩個工況點分別對應(yīng)著多翼離心風(fēng)機的最高效率點和最大流量點。

2.2 計算結(jié)果分析

為了便于比較不同集流器對風(fēng)機空氣性能和內(nèi)部流動的影響,這里選取風(fēng)機的最大流量點的流量Q0、容積效率ηv、全壓P0,最高效率點的流量QBEP、內(nèi)效率ηBEP來比較不同參數(shù)設(shè)計條件下風(fēng)機的氣動性能。風(fēng)機ηv、ηBEP的計算式為

%

(6)

(7)

式中:Qinlet為風(fēng)機進(jìn)氣口流量;Qimp為葉輪進(jìn)口流量;Qgap為葉輪與集流器間隙泄露流量;ΔP為風(fēng)機在最高效率點的全壓升;QBEP為風(fēng)機最高效率點流量;M為風(fēng)機在最高效率點的扭矩;ω為風(fēng)機在最高效率點的轉(zhuǎn)速。葉輪與集流器之間的流量分布如圖6所示。

圖6 集流器與葉輪間流量分配示意圖

為了使研究結(jié)果更具普遍性,對性能參數(shù)進(jìn)行無量綱化處理。采用相對指標(biāo)來進(jìn)行性能的比較和分析,相對指標(biāo)定義為

(8)

式中max(I)為性能參數(shù)I的最大值。

2.2.1 集流器出口直徑的影響和貢獻(xiàn)度 通過對不同集流器結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)的多翼離心風(fēng)機模擬的數(shù)值模擬,本文研究獲得了不同集流器設(shè)計參數(shù)下的多翼離心風(fēng)機的氣動性能及其對性能影響的貢獻(xiàn)度。圖7所示為軸向間隙δ=2 mm時,不同集流器出口直徑do對風(fēng)機性能的影響。由圖7可知:風(fēng)機的最大流量點的流量和全壓隨著集流器出口直徑的減小而增加,且增加量在222～214 mm之間;當(dāng)do為206 mm時,最大流量和全壓都得到了顯著提升,相比do=222 mm時的風(fēng)機流量提升了9.0%,全壓提升了18.2%,但最大流量點的容積效率卻在do=206 mm時最小;在最高效率點,隨著出口直徑的減小,其流量和內(nèi)效率都有較小幅度的提升。

圖7 δ=2 mm時不同do下的性能對比

圖8 δ=6 mm時不同do下的性能對比

圖8為軸向間隙δ=6 mm時,不同集流器出口直徑對風(fēng)機性能的影響。由圖8可知:當(dāng)軸向間隙δ=6 mm、do=206 mm時,可以提高風(fēng)機在最大流量點的流量和全壓以及在最高效率點的流量和內(nèi)效率;當(dāng)do=206 mm時,風(fēng)機集流器與葉輪之間的軸向間隙的增大,使得風(fēng)機的容積效率低于集流器出口直徑do為214、222 mm時的風(fēng)機。

圖9所示為軸向間隙δ=10 mm時,不同集流器出口直徑對風(fēng)機性能的影響。由圖9可知,當(dāng)軸向間隙δ=10 mm時,集流器出口直徑仍在do=206 mm時,風(fēng)機的性能較優(yōu),但性能提升的幅度明顯小于軸向間隙δ為2、6 mm時的提升幅度,這說明軸向間隙的變化會對風(fēng)機的性能產(chǎn)生影響,且有可能會改變其他參數(shù)對風(fēng)機性能影響的程度。

圖9 δ=10 mm時不同do下的性能對比

由圖7～9可知,在相同軸向間隙條件下,多翼離心風(fēng)機的最大流量在研究尺寸范圍內(nèi)隨出口集流器直徑的減小而增加,這說明葉輪對氣體的做功能力與集流器出口直徑有關(guān),這種關(guān)系主要由葉輪內(nèi)徑與集流器出口直徑的相對大小確定。由于軸向間隙的存在,進(jìn)入風(fēng)機的氣流會從蝸殼內(nèi)部壓力較高的區(qū)域泄露至葉輪進(jìn)口壓力較低的區(qū)域,從而對集流器出口氣流造成影響。當(dāng)集流器出口直徑大于葉輪內(nèi)徑時,由于風(fēng)機葉輪前盤的存在,集流器出口氣流直接撞擊葉輪前盤,在風(fēng)機進(jìn)口處形成旋流,風(fēng)機流量減小;當(dāng)集流器出口直徑與葉輪內(nèi)徑相當(dāng),集流器與葉輪間的泄露氣流會對集流器出口主氣流產(chǎn)生沖擊,使得風(fēng)機流量減少;當(dāng)集流器出口直徑小于葉輪內(nèi)徑時,這時泄露氣流對集流器出口主氣流的影響并不明顯,葉輪進(jìn)口氣流分布更為均勻,從而增大了風(fēng)機流量。

2.2.2 集流器軸向間隙的影響和貢獻(xiàn)度 在相同軸向間隙時,從不同集流器出口直徑時得到的性能參數(shù)可以看出,當(dāng)集流器出口直徑do=206 mm時,風(fēng)機可以獲得最優(yōu)的氣動性能。本文僅對do=206 mm時,軸向間隙不同的風(fēng)機模型進(jìn)行研究,不同δ下的性能對比如圖10所示。由圖10可知:在最大流量點,當(dāng)軸向間隙由2 mm增大到6 mm時,風(fēng)機的風(fēng)量、全壓和容積效率基本保持不變;當(dāng)軸向間隙增大到10 mm時,風(fēng)機的風(fēng)量、全壓和容積效率均有較大幅度的下降。在最高效率點,對于不同的軸向間隙,風(fēng)機的內(nèi)效率變化不大,當(dāng)軸向間隙為6 mm時,風(fēng)機的風(fēng)量達(dá)到最大。這表明軸向間隙過小時,雖然可以減小葉輪與集流器間隙泄露流量,但同時會減少葉輪的做功能力,使得風(fēng)機的風(fēng)量減小;軸向間隙過大時,雖然葉輪的做功能力增加,但由于葉輪與集流器之間的間隙泄露流量增加,使得風(fēng)機的風(fēng)量減小。這也表明,對于多翼離心風(fēng)機的集流器軸向間隙與出口直徑之比存在一個最佳值,這個無量綱參數(shù)應(yīng)作為集流器的重要設(shè)計參數(shù)而引起設(shè)計者的重視。

圖10 do=206 mm時不同δ下的性能對比

通過結(jié)果分析,集流器軸向間隙的大小會對多翼離心風(fēng)機的氣動性能產(chǎn)生影響,當(dāng)軸向間隙由2 mm增加到6 mm時,風(fēng)機的氣動性能得到了一定程度的提升。但當(dāng)軸向間隙繼續(xù)增加到10 mm時,風(fēng)機的氣動性能卻明顯下降,這表明多翼離心風(fēng)機的軸向間隙存在一個最佳取值。

(a)間隙過小 (b)間隙適中 (c)間隙過大圖11 集流器軸向間隙對多翼離心風(fēng)機性能影響的示意圖

集流器軸向間隙對多翼離心風(fēng)機性能影響的示意圖如圖11所示。由圖11可知:當(dāng)軸向間隙過小時,氣流進(jìn)入葉輪后無法快速地由軸向轉(zhuǎn)變?yōu)閺较蛄鲃?使葉輪前端形成低速漩渦流動,葉輪的做功能力下降;適當(dāng)增加軸向間隙時,雖然集流器與葉輪間泄露流量會略有增加,但進(jìn)入葉輪的氣流可以更好地完成速度方向的轉(zhuǎn)變,提高葉輪前端做功能力,使風(fēng)機整體性能提高;當(dāng)進(jìn)一步增加軸向間隙時,對葉輪前端做功能力的提升效果已經(jīng)不明顯,但卻會增加集流器與葉輪之間的泄露流量。當(dāng)增加的泄露流量超過葉輪前端做功能力提升帶來的流量增量,就會使風(fēng)機的氣動性能下降。

3 內(nèi)部流動分析

由數(shù)值模擬結(jié)果得出,在所研究的模型中,當(dāng)集流器參數(shù)δ=6 mm、do=206 mm時,風(fēng)機具有最優(yōu)的氣動性能,其性能參數(shù)與原風(fēng)機性能參數(shù)對比如表3所示。由表3可知:最佳設(shè)計的風(fēng)機在最大風(fēng)量設(shè)計點,風(fēng)機的風(fēng)量相比原型風(fēng)機增加了1.62 m3/min,全壓相比原型風(fēng)機增加了23.69 Pa,但容積效率相比原型風(fēng)機下降了1.76%;在效率最高點,風(fēng)機的風(fēng)量較原型風(fēng)機增加了0.42 m3/min,內(nèi)效率較原型增加了1.31%。

表3 原型風(fēng)機與優(yōu)化風(fēng)機數(shù)值模擬結(jié)果對比

圖12為多翼離心風(fēng)機內(nèi)部流動的觀察平面,圖中平面1為非電機側(cè)葉輪50%葉高處所在平面,平面2通過風(fēng)機旋轉(zhuǎn)中心。

圖12 內(nèi)部流動觀察平面位置示意圖

優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機與原型風(fēng)機在平面1上的速度云圖如圖13所示。由圖13可知,經(jīng)過優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機在葉輪出口區(qū)域的速度增加。在靠近蝸舌的出口區(qū)域,原型風(fēng)機內(nèi)有較為明顯的低速區(qū),這種流體滯留現(xiàn)象使得風(fēng)機出口的實際通流面積減小,從而影響到風(fēng)機的流量。優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機出口的低速區(qū)基本消失,出口速度較原型風(fēng)機更為均勻。

(a)優(yōu)化風(fēng)機 (b)原型風(fēng)機圖13 平面1速度云圖

圖14所示為優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機和原型風(fēng)機出口區(qū)域的速度矢量圖。由圖14可知,在風(fēng)機出口不同截面位置處,原型風(fēng)機在靠近蝸舌處有回流,而優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機在相同位置處的回流明顯減少,且優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機在出口區(qū)域的速度分布較原型風(fēng)機更為均勻。由于風(fēng)機流量取決于出口區(qū)域的流體速度與流道截面積,因此在風(fēng)機流道保持不變的情況下,優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機的流量和全壓都得到了提升。

(a)優(yōu)化風(fēng)機 (b)原型風(fēng)機圖14 風(fēng)機出口截面速度矢量分布

優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機與原型風(fēng)機在平面2上的速度分布如圖15所示。由圖15可知:優(yōu)化風(fēng)機在葉輪右側(cè)前端的速度得到了提升,減小了前端氣體的湍流,增加了葉輪做功能力,從而使得風(fēng)機的效率得到提升;但與此同時,由于軸向間隙的增大和出口直徑的減小,風(fēng)機中由蝸殼經(jīng)集流器與葉輪間環(huán)狀間隙泄露的流量也較原型有所增加,風(fēng)機的容積效率下降。

(a)優(yōu)化風(fēng)機 (b)原型風(fēng)機圖15 平面2速度云圖

4 實驗驗證

將軸向間隙δ=6 mm、出口直徑do=206 mm的集流器進(jìn)行加工打樣,然后與原型集流器分別裝到同一臺風(fēng)機上進(jìn)行測試,優(yōu)化設(shè)計風(fēng)機和原型風(fēng)機的氣動性能曲線如圖16所示。由圖16可知,采用優(yōu)化的集流器,風(fēng)機最大流量增加約1.0 m3/min,風(fēng)機的靜壓值在全工況范圍內(nèi)均有提升,最大靜壓提升約25 Pa。

圖16 優(yōu)化設(shè)計風(fēng)機與原型風(fēng)機的性能曲線

5 結(jié) 論

針對吸油煙機用多翼離心風(fēng)機,本文采用數(shù)值方法研究了集流器軸向間隙和出口直徑對風(fēng)機氣動性能的影響,并對典型工況點進(jìn)行了性能測試和驗證,得到如下主要結(jié)論。

(1)本文建立的吸油煙機用多翼離心風(fēng)機數(shù)值計算模型及方法,能夠有效模擬多翼離心風(fēng)機氣動性能,內(nèi)部流動結(jié)構(gòu)的分析可以作為多翼離心風(fēng)機性能改進(jìn)的依據(jù)。

(2)集流器軸向間隙和出口直徑對風(fēng)機性能均有影響,其中出口直徑對風(fēng)機性能的影響比軸向間隙更大,但從設(shè)計的角度來說,對于多翼離心風(fēng)機存在一個最佳的軸向間隙與出口直徑比值;風(fēng)機進(jìn)口位置處集流器結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化不僅影響到風(fēng)機進(jìn)口區(qū)域的流動,還會對風(fēng)機葉輪內(nèi)流動及出口區(qū)域的流動產(chǎn)生較大影響。

(3)采用參數(shù)優(yōu)化集流器,可以有效改善風(fēng)機出口流動狀態(tài)。數(shù)值模擬結(jié)果表明:優(yōu)化設(shè)計的風(fēng)機的最大流量增加了1.62 m3/min,壓力增加了23.69 Pa,而容積效率下降了1.76%;在最高效率點,風(fēng)機風(fēng)量較原型風(fēng)機風(fēng)量增加了0.42 m3/min,風(fēng)機內(nèi)效率增加了1.31%。實驗結(jié)果驗證了風(fēng)機的氣動性能在全工況范圍內(nèi)都得到了提升。