多翼離心風(fēng)機風(fēng)葉和蝸殼徑向間隙對風(fēng)管機風(fēng)量噪聲的影響研究

曹穎 杜輝 朱江程 江標(biāo)

珠海格力電器股份有限公司 廣東珠海 519070

0 引言

風(fēng)管機是應(yīng)用廣泛的空調(diào)設(shè)備，風(fēng)管機的噪聲和風(fēng)量一直是國內(nèi)外學(xué)者的研究熱點。Guo等[1]通過修改葉輪幾何參數(shù)、葉片形狀來提高葉輪做功能力。Montazerin等[2]探討了集流器反裝對風(fēng)機內(nèi)流和性能的影響。此外，蝸殼的設(shè)計也顯著影響風(fēng)機性能。游斌[3]等人采用新型斜蝸殼可以提高多翼風(fēng)機的壓力，降低葉片通過頻率噪聲并能改善音質(zhì)。劉路[4]等人根據(jù)多翼離心風(fēng)機主要部件的結(jié)構(gòu)特點，回顧國內(nèi)外有關(guān)風(fēng)機流動特性的研究，指出影響多翼離心風(fēng)機性能的主要因素有：氣流分布不均勻，蝸舌附近的漩渦，氣流的分離及回流，風(fēng)機前后盤的二次渦區(qū)域。楊昕[5]等人用實驗的方法研究了改變?nèi)~輪與蝸殼相對位置對風(fēng)機性能的影響，發(fā)現(xiàn)葉輪中心與蝸殼幾何中心相重合的位置并不是最佳位置，設(shè)計合理的蝸殼型線對風(fēng)機整體性能有較大的提升。張耀吉[6]等人研究了送風(fēng)角度對冷藏室內(nèi)流場及溫度場的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)前送風(fēng)向上傾斜角度從45°減小至0°時，送風(fēng)口出風(fēng)在頂層的漩渦強度減弱，經(jīng)前間隙下沉的冷氣增加，冷藏室各層的平均溫度降低，箱內(nèi)溫度分布更加均勻。可見風(fēng)機的位置和方向?qū)諝赓|(zhì)量的影響較大。離心風(fēng)機應(yīng)用在風(fēng)管機上，在生產(chǎn)裝配過程中，經(jīng)常會出現(xiàn)風(fēng)葉和蝸殼偏心的情況，那么針對這種情況，偏心距離對風(fēng)管機風(fēng)量和噪聲的研究至關(guān)重要。

風(fēng)量噪聲情況是空調(diào)舒適性的重要評價指標(biāo)。因而本文運用FLUENT軟件數(shù)值模擬，并實驗分析了風(fēng)管機內(nèi)多翼離心風(fēng)機風(fēng)葉和蝸殼的徑向間隙對風(fēng)管機的風(fēng)量和噪聲的影響。

1 計算模型和數(shù)值條件

1.1 控制方程

風(fēng)管機機組內(nèi)傳熱與流動過程受物理守恒定律的支配，即必須要遵循質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律。計算流體動力學(xué)的控制方程是對這些守恒定律的數(shù)學(xué)描述，控制方程[7]的通用形式為：

1.2 風(fēng)機結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)

需設(shè)計的單個雙吸入翼型風(fēng)機的目標(biāo)干風(fēng)量為375 m3/h。已知干風(fēng)量的空氣密度為1.293 m3/h，經(jīng)過蒸發(fā)器后風(fēng)速為3 m/s，根據(jù)風(fēng)洞實驗測試經(jīng)驗值換算和實際測試3排φ5蒸發(fā)器的阻力約為ΔP=63 Pa，需設(shè)計的風(fēng)管機為可帶13 Pa靜壓的空調(diào)，計算的需要設(shè)計風(fēng)機的全壓為81 Pa。初選翼型風(fēng)機電機超高檔轉(zhuǎn)速1000 r/min。強前彎翼型風(fēng)機葉片出口角β2A=172°，葉片進口角β1A=8°，采用加速流道[8]，使葉道的截面寬度a由入口到出口不斷減小，保證葉道中心角a＞90°，使風(fēng)速不斷增大，從而消除葉道中的渦流區(qū)，提高風(fēng)機效率。葉輪出口直徑D2=145 mm，葉輪寬度b=105.8 mm。為減少雙側(cè)進風(fēng)葉輪的兩側(cè)之間相互影響產(chǎn)生的疊加倍頻噪聲，葉片數(shù)選為Z=41片。蝸殼采用阿基米德螺旋線作為風(fēng)道，令阿基米德螺旋線公式中的蝸殼張開度m=0.1，計算蝸殼寬度L3=132 mm，取蝸殼頂端與葉輪外圓周的間隙t=7 mm和t=8.5 mm。集流器采用圓弧形結(jié)構(gòu)，入口直徑采用等同于葉輪入口直徑，為減小入口損失，采用集流器最佳錐角30°，圓弧形半徑r=30.305 mm。靜壓計算公式為：

本文選取的離心風(fēng)機風(fēng)葉和蝸殼結(jié)構(gòu)如圖1、圖2所示。

圖1 離心風(fēng)機風(fēng)葉模型

圖2 離心風(fēng)機蝸殼型線

本文選取的風(fēng)管送風(fēng)式空調(diào)機組結(jié)構(gòu)簡圖如圖3、圖4所示，其最外面大方框代表機組的外殼，大方框的上方為機組的出風(fēng)側(cè)，大方框的下方為機組的回風(fēng)側(cè)；風(fēng)機和電機的位置如圖3和圖4中文字所處的方框。本簡圖省略蒸發(fā)器部分，蒸發(fā)器位于離心風(fēng)機的出風(fēng)側(cè)。

圖3 三個風(fēng)機并聯(lián)結(jié)構(gòu)風(fēng)管機俯視結(jié)構(gòu)圖（單位：mm）

圖4 四個風(fēng)機并聯(lián)結(jié)構(gòu)風(fēng)管機俯視結(jié)構(gòu)圖（單位：mm）

1.3 數(shù)值計算模型及邊界條件

為了讓離心風(fēng)機內(nèi)流程充分發(fā)展，在風(fēng)管機的風(fēng)場入口段增加1000 mm的方形通道，所增加的方形通道的高度為200 mm，即與風(fēng)管機的高度相同，所增加的方形通道的長度與圖3和圖4所述的最外面大方框的長度相同。選擇基于壓力的隱式穩(wěn)態(tài)求解器，采用非結(jié)構(gòu)化六面體主導(dǎo)網(wǎng)格（Hexa-Dominant）。能量與動量方程的離散格式采用QUICK格式，壓力與速度耦合方式采用SIMPLEC算法，湍流動能、湍流耗散項、動量方程都采用二階迎風(fēng)格式離散。收斂條件為連續(xù)性方程，動量方程以及能量方程的計算殘差均小于10-6。以空氣為工質(zhì)，采用速度入口和壓力出口邊界條件。風(fēng)管機內(nèi)流道壁面無滑移，采用無速度滑移壁面邊界條件。本論文不涉及自然對流換熱，故不考慮空氣溫度和重力因素，不考慮壁面厚度。

2 數(shù)值計算結(jié)果與分析

如圖5和圖6，分別數(shù)值模擬了三個風(fēng)機并聯(lián)時蝸殼頂端與葉輪外圓周的間隙t=7 mm和t=8.5 mm的速度分布圖，由圖中可以看出，當(dāng)風(fēng)機t=7 mm時，高壓區(qū)均勻分布在蝸舌頂部，且隨著傾斜角度的增大，速度逐漸增大。當(dāng)風(fēng)機t=8.5 mm時，風(fēng)葉和蝸殼間的流速增加，加強了葉片出流與蝸殼的撞擊；同時間隙的增大減弱了葉輪的升壓能力，從而導(dǎo)致了風(fēng)機噪聲的增加和風(fēng)量的衰減。

圖5 三個風(fēng)機并聯(lián)更改前后葉輪中間截面速度矢量圖

圖6 三個風(fēng)機并聯(lián)更改前后蝸殼截面速度矢量圖和速度云圖

3 實驗分析

3.1 不同回風(fēng)方向?qū)︼L(fēng)管機風(fēng)量和噪聲的影響

如圖7所示為風(fēng)管機三個風(fēng)機和四個風(fēng)機并聯(lián)側(cè)回風(fēng)和下回風(fēng)時的風(fēng)量折線圖；如圖8所示為風(fēng)管機三個風(fēng)機和四個風(fēng)機并聯(lián)側(cè)回風(fēng)和下回風(fēng)時的噪聲折線圖。從折線圖中可以看出，三個多翼型離心風(fēng)機并聯(lián)安裝到風(fēng)管機上時，同轉(zhuǎn)速下，下回風(fēng)的風(fēng)量要比側(cè)回風(fēng)的風(fēng)量大3.6～11.8 m3/h，風(fēng)管機選擇下回風(fēng)時風(fēng)量增幅在0.99%～1.67%。同轉(zhuǎn)速下，下回風(fēng)的噪聲要比側(cè)回風(fēng)的噪聲大6～9.1 dB(A)。四個多翼型離心風(fēng)機并聯(lián)安裝到風(fēng)管機上時，同轉(zhuǎn)速下，下回風(fēng)的風(fēng)量要比側(cè)回風(fēng)的風(fēng)量大19.3～24.5 m3/h，風(fēng)管機選擇下回風(fēng)時風(fēng)量增幅在2.0%～3.1%。同轉(zhuǎn)速下，下回風(fēng)的噪聲要比側(cè)回風(fēng)的噪聲大8.1～10.4 dB(A)。可見，此結(jié)構(gòu)型的多翼離心風(fēng)機用于風(fēng)管機上側(cè)回風(fēng)的風(fēng)量降低的不多，但是噪聲有非常大的改善，此葉片類型的多翼離心風(fēng)機更適合于側(cè)回風(fēng)安裝。

圖7 不同回風(fēng)方向?qū)︼L(fēng)管機側(cè)回風(fēng)和下回風(fēng)的風(fēng)量折線圖

圖8 不同回風(fēng)方向?qū)︼L(fēng)管機側(cè)回風(fēng)和下回風(fēng)的噪聲折線圖

3.2 不同風(fēng)機并聯(lián)不同風(fēng)葉和蝸殼間隙對風(fēng)管機風(fēng)量的影響

如圖9所示為三風(fēng)機并聯(lián)時風(fēng)葉和蝸殼間隙分別為7 mm和8.5 mm時的風(fēng)量折線圖。從圖中可以看出，側(cè)回風(fēng)時當(dāng)t=8.5 mm時的風(fēng)量比t=7 mm時的風(fēng)量增加8.4～33.6 m3/h，風(fēng)量增幅在2.3%～4.7%。下回風(fēng)時當(dāng)t=8.5 mm時的風(fēng)量比t=7 mm時的風(fēng)量增加2.4～11.1 m3/h，風(fēng)量增幅在0.7%～1.5%。可知，風(fēng)葉和蝸殼的間隙的增加，對此種結(jié)構(gòu)的多翼離心風(fēng)機的側(cè)回風(fēng)的風(fēng)量影響較大，對下回風(fēng)影響甚微，所以針對此種側(cè)回風(fēng)結(jié)構(gòu)的風(fēng)管機，可以通過適當(dāng)?shù)脑龃箫L(fēng)葉和蝸殼的間隙來增加風(fēng)量。

圖9 不同風(fēng)機并聯(lián)不同風(fēng)葉和蝸殼間隙的風(fēng)量折線圖

3.3 不同風(fēng)機并聯(lián)不同風(fēng)葉和蝸殼間隙對風(fēng)管機噪聲的影響

如圖10所示為三風(fēng)機并聯(lián)時風(fēng)葉和蝸殼間隙分別為7 mm和8.5 mm時的噪聲折線圖。從圖中可以看出，側(cè)回風(fēng)時當(dāng)t=8.5 mm時的風(fēng)量比t=7 mm時的噪聲增加0.2～1.5 dB(A)；下回風(fēng)時當(dāng)t=8.5 mm時的風(fēng)量比t=7 mm時的噪聲增加0.3～0.4 dB(A)。可知，風(fēng)葉和蝸殼的間隙的增加，對此種結(jié)構(gòu)的多翼離心風(fēng)機的側(cè)回風(fēng)的噪聲影響較大，對下回風(fēng)基本沒有影響。所以在噪聲余量比較大的情況下，可以適當(dāng)采用風(fēng)葉和蝸殼不同心的結(jié)構(gòu)來提高風(fēng)量，以提高風(fēng)管機的性能。

圖10 側(cè)回風(fēng)時不同風(fēng)機并聯(lián)不同風(fēng)葉和蝸殼間隙的噪聲折線圖

4 結(jié)論

通過大量的數(shù)值計算和實驗，獲得了不同風(fēng)機并聯(lián)時不同風(fēng)葉和蝸殼間隙下風(fēng)場的流動特征與規(guī)律，并進行了驗證，得出以下結(jié)論：

（1）多翼離心風(fēng)機的高壓區(qū)均勻分布在蝸舌頂部，且隨著傾斜角度的增大，速度逐漸增大。適當(dāng)增大風(fēng)葉和蝸殼的間隙，隨著風(fēng)葉和蝸殼間的流速增加，會導(dǎo)致風(fēng)機噪聲的增加和風(fēng)量的衰減。

（2）風(fēng)葉和蝸殼的間隙的增加，對此種結(jié)構(gòu)的多翼離心風(fēng)機的側(cè)回風(fēng)的風(fēng)量影響較大，對下回風(fēng)影響甚微，所以針對此種側(cè)回風(fēng)結(jié)構(gòu)的風(fēng)管機，可以通過適當(dāng)增大風(fēng)葉和蝸殼的間隙來增加風(fēng)量，從而提高風(fēng)管機的性能指標(biāo)。

（3）葉和蝸殼的間隙的增加，對此種結(jié)構(gòu)的多翼離心風(fēng)機的側(cè)回風(fēng)的噪聲影響較大，對下回風(fēng)基本沒有影響。所以在噪聲余量比較大的情況下，可以適當(dāng)采用風(fēng)葉和蝸殼不同心的結(jié)構(gòu)來提高風(fēng)量，以提高風(fēng)管機的性能。