多翼離心風機風葉和蝸殼徑向間隙對風管機風量噪聲的影響研究

曹穎 杜輝 朱江程 江標

珠海格力電器股份有限公司 廣東珠海 519070

0 引言

風管機是應用廣泛的空調設備，風管機的噪聲和風量一直是國內外學者的研究熱點。Guo等[1]通過修改葉輪幾何參數、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機內流和性能的影響。此外，蝸殼的設計也顯著影響風機性能。游斌[3]等人采用新型斜蝸殼可以提高多翼風機的壓力，降低葉片通過頻率噪聲并能改善音質。劉路[4]等人根據多翼離心風機主要部件的結構特點，回顧國內外有關風機流動特性的研究，指出影響多翼離心風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，風機前后盤的二次渦區域。楊昕[5]等人用實驗的方法研究了改變葉輪與蝸殼相對位置對風機性能的影響，發現葉輪中心與蝸殼幾何中心相重合的位置并不是最佳位置，設計合理的蝸殼型線對風機整體性能有較大的提升。張耀吉[6]等人研究了送風角度對冷藏室內流場及溫度場的影響，發現當前送風向上傾斜角度從45°減小至0°時，送風口出風在頂層的漩渦強度減弱，經前間隙下沉的冷氣增加，冷藏室各層的平均溫度降低，箱內溫度分布更加均勻。可見風機的位置和方向對空氣質量的影響較大。離心風機應用在風管機上，在生產裝配過程中，經常會出現風葉和蝸殼偏心的情況，那么針對這種情況，偏心距離對風管機風量和噪聲的研究至關重要。

風量噪聲情況是空調舒適性的重要評價指標。因而本文運用FLUENT軟件數值模擬，并實驗分析了風管機內多翼離心風機風葉和蝸殼的徑向間隙對風管機的風量和噪聲的影響。

1 計算模型和數值條件

1.1 控制方程

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

1.2 風機結構設計參數

需設計的單個雙吸入翼型風機的目標干風量為375 m3/h。已知干風量的空氣密度為1.293 m3/h，經過蒸發器后風速為3 m/s，根據風洞實驗測試經驗值換算和實際測試3排φ5蒸發器的阻力約為ΔP=63 Pa，需設計的風管機為可帶13 Pa靜壓的空調，計算的需要設計風機的全壓為81 Pa。初選翼型風機電機超高檔轉速1000 r/min。強前彎翼型風機葉片出口角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°，使風速不斷增大，從而消除葉道中的渦流區，提高風機效率。葉輪出口直徑D2=145 mm，葉輪寬度b=105.8 mm。為減少雙側進風葉輪的兩側之間相互影響產生的疊加倍頻噪聲，葉片數選為Z=41片。蝸殼采用阿基米德螺旋線作為風道，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構，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：

本文選取的離心風機風葉和蝸殼結構如圖1、圖2所示。

圖1 離心風機風葉模型

圖2 離心風機蝸殼型線

本文選取的風管送風式空調機組結構簡圖如圖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側，大方框的下方為機組的回風側；風機和電機的位置如圖3和圖4中文字所處的方框。本簡圖省略蒸發器部分，蒸發器位于離心風機的出風側。

圖3 三個風機并聯結構風管機俯視結構圖（單位：mm）

圖4 四個風機并聯結構風管機俯視結構圖（單位：mm）

1.3 數值計算模型及邊界條件

為了讓離心風機內流程充分發展，在風管機的風場入口段增加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態求解器，采用非結構化六面體主導網格（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格式離散。收斂條件為連續性方程，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，采用速度入口和壓力出口邊界條件。風管機內流道壁面無滑移，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 數值計算結果與分析

如圖5和圖6，分別數值模擬了三個風機并聯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，當風機t=7 mm時，高壓區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。當風機t=8.5 mm時，風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，從而導致了風機噪聲的增加和風量的衰減。

圖5 三個風機并聯更改前后葉輪中間截面速度矢量圖

圖6 三個風機并聯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 不同回風方向對風管機風量和噪聲的影響

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

圖7 不同回風方向對風管機側回風和下回風的風量折線圖

圖8 不同回風方向對風管機側回風和下回風的噪聲折線圖

3.2 不同風機并聯不同風葉和蝸殼間隙對風管機風量的影響

如圖9所示為三風機并聯時風葉和蝸殼間隙分別為7 mm和8.5 mm時的風量折線圖。從圖中可以看出，側回風時當t=8.5 mm時的風量比t=7 mm時的風量增加8.4～33.6 m3/h，風量增幅在2.3%～4.7%。下回風時當t=8.5 mm時的風量比t=7 mm時的風量增加2.4～11.1 m3/h，風量增幅在0.7%～1.5%。可知，風葉和蝸殼的間隙的增加，對此種結構的多翼離心風機的側回風的風量影響較大，對下回風影響甚微，所以針對此種側回風結構的風管機，可以通過適當的增大風葉和蝸殼的間隙來增加風量。

圖9 不同風機并聯不同風葉和蝸殼間隙的風量折線圖

3.3 不同風機并聯不同風葉和蝸殼間隙對風管機噪聲的影響

如圖10所示為三風機并聯時風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，側回風時當t=8.5 mm時的風量比t=7 mm時的噪聲增加0.2～1.5 dB(A)；下回風時當t=8.5 mm時的風量比t=7 mm時的噪聲增加0.3～0.4 dB(A)。可知，風葉和蝸殼的間隙的增加，對此種結構的多翼離心風機的側回風的噪聲影響較大，對下回風基本沒有影響。所以在噪聲余量比較大的情況下，可以適當采用風葉和蝸殼不同心的結構來提高風量，以提高風管機的性能。

圖10 側回風時不同風機并聯不同風葉和蝸殼間隙的噪聲折線圖

4 結論

通過大量的數值計算和實驗，獲得了不同風機并聯時不同風葉和蝸殼間隙下風場的流動特征與規律，并進行了驗證，得出以下結論：

（1）多翼離心風機的高壓區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。適當增大風葉和蝸殼的間隙，隨著風葉和蝸殼間的流速增加，會導致風機噪聲的增加和風量的衰減。

（2）風葉和蝸殼的間隙的增加，對此種結構的多翼離心風機的側回風的風量影響較大，對下回風影響甚微，所以針對此種側回風結構的風管機，可以通過適當增大風葉和蝸殼的間隙來增加風量，從而提高風管機的性能指標。

（3）葉和蝸殼的間隙的增加，對此種結構的多翼離心風機的側回風的噪聲影響較大，對下回風基本沒有影響。所以在噪聲余量比較大的情況下，可以適當采用風葉和蝸殼不同心的結構來提高風量，以提高風管機的性能。