離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部導(dǎo)流擋板結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

葉劍 梁之博 胡楊 周偉峰 林輝 譚海輝

1.華帝股份有限公司 廣東中山 528415；2.電子科技大學(xué)中山學(xué)院 廣東中山 528400

0 引言

離心風(fēng)機(jī)廣泛應(yīng)用于各個(gè)行業(yè)[1-2]。出風(fēng)均勻性及氣動(dòng)噪聲性能是評(píng)估一款離心風(fēng)機(jī)性能的兩個(gè)主要指標(biāo)。眾多研究者針對(duì)離心風(fēng)機(jī)的性能優(yōu)化設(shè)計(jì)提出了設(shè)計(jì)方案，進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)或數(shù)值模擬研究。

針對(duì)出風(fēng)均勻性的研究，現(xiàn)有的研究主要通過仿真或者測(cè)試結(jié)果來直觀判斷風(fēng)速是否均勻，缺乏評(píng)價(jià)的量化指標(biāo)。蔡路等[3]通過增加橫向整流板、引流板、阻力板、三角導(dǎo)流板等措施同時(shí)配合變截面風(fēng)道設(shè)計(jì)，針對(duì)雙層鐵路客車客室送風(fēng)均勻性問題進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，使風(fēng)道獲得了更好的出風(fēng)均勻性。謝從虎等[4]針對(duì)冰箱間室的出風(fēng)和溫度均勻性問題，在風(fēng)機(jī)出風(fēng)口附近增設(shè)導(dǎo)流結(jié)構(gòu)、調(diào)整風(fēng)道出風(fēng)面積，使箱內(nèi)空間風(fēng)速更加均勻、箱內(nèi)左右兩側(cè)的溫差由3℃降低至0.1℃。徐佳佳等[5]通過優(yōu)化馬達(dá)底板形狀與靜壓箱厚度，有效改善了風(fēng)機(jī)過濾單元的過流面出風(fēng)均勻性，并通過研究給出了合理的測(cè)點(diǎn)方案為6×6中心分布方法。王魏興等[6]利用CFD工具優(yōu)化了頂蒸風(fēng)管出風(fēng)口的設(shè)計(jì)，改善了出風(fēng)口的均勻性，提升了乘員艙的舒適性。

針對(duì)離心風(fēng)機(jī)的內(nèi)部流動(dòng)及氣動(dòng)噪聲性能的改善，多數(shù)研究集中在蝸殼型線、葉輪參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)上開展。劉紹輝[7]驗(yàn)證了不同過流部件對(duì)離心風(fēng)機(jī)噪聲性能的影響，并結(jié)合吸聲隔聲設(shè)計(jì)提出了新的降噪離心風(fēng)機(jī)方案。劉小民等[8]驗(yàn)證了具有不同葉片出口角的多翼離心風(fēng)機(jī)對(duì)吸油煙機(jī)風(fēng)量及噪聲的影響。出口角度為160°時(shí)，流量、噪聲、全壓效率的綜合性能優(yōu)于170°和180°。王加浩等[9]設(shè)計(jì)了一種具有魚類仿生學(xué)特征的多翼離心風(fēng)機(jī)葉片，可改善尾跡渦脫落導(dǎo)致氣流不均勻度。滿超等[10]結(jié)合CFD模擬仿真手段，優(yōu)化了離心風(fēng)機(jī)的葉輪前盤，使其效率、全壓分別提升1.7%、2.1%，噪聲降低1.5 dB(A)。林靜祥等[11]研究了根據(jù)不同后向離心風(fēng)機(jī)葉輪的出口后氣流角設(shè)計(jì)的蝸殼型線對(duì)風(fēng)機(jī)的性能的影響。曹穎[12]等對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)風(fēng)葉和蝸殼徑向間隙對(duì)風(fēng)管機(jī)的風(fēng)量及噪聲性能的影響進(jìn)行了模擬及測(cè)試研究。

響應(yīng)面法是一種綜合試驗(yàn)設(shè)計(jì)和數(shù)學(xué)建模的優(yōu)化方法，可以有效減少試驗(yàn)次數(shù)，并且可以考察影響因素之間的交互作用，被廣泛應(yīng)用于工程問題的優(yōu)化設(shè)計(jì)[13-14]。

本文選取一款具有較大出口尺寸的離心風(fēng)機(jī)蝸殼內(nèi)部導(dǎo)流擋板作為研究對(duì)象，研究其不同結(jié)構(gòu)對(duì)離心風(fēng)機(jī)的出風(fēng)均勻性及氣動(dòng)噪聲性能的影響。采用出風(fēng)口前方各測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速值標(biāo)準(zhǔn)差σ作為出風(fēng)均勻性的評(píng)價(jià)指標(biāo)，使評(píng)估結(jié)果更加客觀準(zhǔn)確；在初始方案離心風(fēng)機(jī)的基礎(chǔ)上，采用響應(yīng)面方法設(shè)計(jì)了針對(duì)導(dǎo)流擋板的水平方向夾角θ、長(zhǎng)度L、通孔直徑D這3個(gè)不同參數(shù)的組合方案，并得到了2組優(yōu)化方案；對(duì)上述所有方案均完成了三維全流場(chǎng)數(shù)值模擬，對(duì)初始方案與2組優(yōu)化方案完成了出風(fēng)口風(fēng)速測(cè)試及氣動(dòng)噪聲測(cè)試，分析了這3組方案的內(nèi)部流場(chǎng)、出風(fēng)均勻性、氣動(dòng)噪聲的差異。為提升離心風(fēng)機(jī)的出風(fēng)均勻性及氣動(dòng)噪聲性能提供參考。

1 方案描述及指標(biāo)定義

1.1 導(dǎo)流擋板參數(shù)

本文選取的離心風(fēng)機(jī)由于出口寬度尺寸較大，為改善出風(fēng)均勻性，在離心風(fēng)機(jī)的蝸殼內(nèi)部設(shè)計(jì)有一塊導(dǎo)流擋板用于減小蝸殼流道的擴(kuò)散程度，提高蝸殼流道對(duì)流體的約束能力，降低氣流的擴(kuò)散與分離損失。

圖1 導(dǎo)流擋板參數(shù)示意圖

1.2 出風(fēng)均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)定義

為更好地量化和評(píng)價(jià)出風(fēng)口氣流在豎直方向上的均勻程度，在離心風(fēng)機(jī)的軸向中間截面上、出風(fēng)口正前方100 mm處等距選取10個(gè)測(cè)量點(diǎn)，如圖2所示。獲取每一個(gè)方案在上述10個(gè)測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速值，通過數(shù)據(jù)處理得到這組數(shù)據(jù)的標(biāo)準(zhǔn)差σ作為離心風(fēng)機(jī)出風(fēng)口的出風(fēng)均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)，從而量化對(duì)出風(fēng)均勻性的評(píng)估。σ數(shù)值越小表示出風(fēng)均勻性越好。

圖2 風(fēng)速測(cè)點(diǎn)位置（軸向中間截面）

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

離心風(fēng)機(jī)的部分設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。離心風(fēng)機(jī)風(fēng)道部件主要包含葉輪、蝸殼。同時(shí)，為保證離心風(fēng)機(jī)進(jìn)出口流量的穩(wěn)定性，計(jì)算模型中將進(jìn)口區(qū)域處理成半球形并對(duì)出口進(jìn)行適當(dāng)延長(zhǎng)，如圖3所示。

表1 離心風(fēng)機(jī)的主要參數(shù)

圖3 計(jì)算域及其網(wǎng)格劃分

為提升網(wǎng)格劃分效率，計(jì)算域采用三角形非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。為保證計(jì)算精度的同時(shí)提升計(jì)算效率，監(jiān)測(cè)計(jì)算達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)后的出口體積流量Q，設(shè)計(jì)5組不同數(shù)量的網(wǎng)格劃分方案進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。如表2所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到528.6萬時(shí)，離心風(fēng)機(jī)的出口體積計(jì)算流量受網(wǎng)格的影響變化較小。綜合計(jì)算精度及時(shí)間成本，后續(xù)模擬計(jì)算的網(wǎng)格數(shù)量選取網(wǎng)格方案4，網(wǎng)格總數(shù)約528萬。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

2.2 邊界條件

進(jìn)出口給定標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。動(dòng)靜區(qū)域的數(shù)據(jù)交換使用Interface連接。

采用穩(wěn)態(tài)計(jì)算，選用RNG k-ε湍流模型，速度-壓力耦合選用SIMPLIE算法，動(dòng)靜干涉采用多坐標(biāo)參考系（MRF）處理。當(dāng)出風(fēng)口的體積流量Q值的波動(dòng)幅度小于0.1%或者產(chǎn)生周期性波動(dòng)變化，則可認(rèn)為流場(chǎng)趨于穩(wěn)定，計(jì)算可收斂。

2.3 數(shù)值模擬準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確度，使用型號(hào)為SW-6083的手持式數(shù)字風(fēng)速儀測(cè)試初始方案離心風(fēng)機(jī)出風(fēng)口正前方100 mm處等距選取的10個(gè)測(cè)量點(diǎn)風(fēng)速值。初始離心風(fēng)機(jī)實(shí)測(cè)轉(zhuǎn)速為2200 r/min時(shí)，實(shí)測(cè)風(fēng)量為60.12 m3/h。圖4為初始方案在風(fēng)量為60 m3/h時(shí)的各測(cè)點(diǎn)風(fēng)速分布對(duì)比圖。由圖可知，CFD仿真數(shù)據(jù)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的趨勢(shì)貼合度較高，說明CFD仿真可有效模擬風(fēng)機(jī)出風(fēng)口處的速度分布規(guī)律。通過對(duì)仿真數(shù)據(jù)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的處理分析，得到模擬與實(shí)測(cè)的標(biāo)準(zhǔn)差σ分別為1.37、1.42，誤差小于5%，滿足工程實(shí)際需求。

圖4 初始方案離心風(fēng)機(jī)出口風(fēng)速模擬值與實(shí)測(cè)值

3 響應(yīng)面優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 響應(yīng)面法試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為獲取導(dǎo)流擋板參數(shù)取值的最佳組合，本文基于響應(yīng)面方法進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。利用Design-Expert軟件，應(yīng)用中心組合（Box-Behnken）試驗(yàn)設(shè)計(jì)原理，將導(dǎo)流擋板與水平方向的夾角θ、長(zhǎng)度L、通孔直徑D作為自變量，以風(fēng)機(jī)出風(fēng)口處的10個(gè)測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速值的標(biāo)準(zhǔn)差σ作為響應(yīng)值，進(jìn)行3因素3水平響應(yīng)面試驗(yàn)。響應(yīng)面法試驗(yàn)設(shè)計(jì)的因素水平如表3所示，共完成17次試驗(yàn)，其中12個(gè)不重復(fù)的試驗(yàn)點(diǎn)為析因點(diǎn)；其他5個(gè)重復(fù)試驗(yàn)點(diǎn)為區(qū)域的中心點(diǎn)，可確定試驗(yàn)誤差是否在合理范圍內(nèi)[15]。

其次，方案的制定要體現(xiàn)出各教學(xué)部門與各管理部門對(duì)學(xué)校年度目標(biāo)的分解，并采取責(zé)任制的方式來對(duì)學(xué)校各部門的工作進(jìn)行考量，確保責(zé)任落實(shí)到每一個(gè)具體的部門。在年初，學(xué)校各教學(xué)部門和管理部門要明確自身的年度工作任務(wù)與年度工作目標(biāo)。在年中，要對(duì)自己的年度工作任務(wù)和年度工作目標(biāo)進(jìn)行檢查與規(guī)劃，對(duì)于其中存在的問題采取合理措施解決，對(duì)進(jìn)度患難的工作要調(diào)整工作進(jìn)度。在年底，各教學(xué)部門與各管理部門要向?qū)W校上交年度工作與年度目標(biāo)任務(wù)完成情況，學(xué)校根據(jù)上交的考核材料對(duì)考核做出最終評(píng)價(jià)，對(duì)完成年度工作任務(wù)和年度工作目標(biāo)的部門給予肯定、鼓勵(lì)和獎(jiǎng)勵(lì)，對(duì)于未完成或完成質(zhì)量不佳的部門提出批評(píng)，并找出原因所在進(jìn)行改進(jìn)。

表3 試驗(yàn)因素及因素水平

完成自變量的單位與數(shù)值范圍、目標(biāo)函數(shù)及單位的設(shè)置，生成響應(yīng)面試驗(yàn)設(shè)計(jì)表。表中共包含17組參數(shù)組合，根據(jù)每一組確定的參數(shù)組合，完成相對(duì)應(yīng)的導(dǎo)流擋板三維建模，并將此導(dǎo)流擋板安裝于離心風(fēng)機(jī)內(nèi)部完成流體仿真分析，獲得每組參數(shù)對(duì)應(yīng)離心風(fēng)機(jī)方案出風(fēng)口處的10個(gè)測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速模擬值，運(yùn)算得到相應(yīng)的風(fēng)速模擬值的標(biāo)準(zhǔn)差σ。在響應(yīng)面試驗(yàn)設(shè)計(jì)表中補(bǔ)充模擬得到的標(biāo)準(zhǔn)差σ，得到完整的響應(yīng)面試驗(yàn)設(shè)計(jì)及結(jié)果，如表4所示。

表4 響應(yīng)面試驗(yàn)設(shè)計(jì)

3.2 響應(yīng)面優(yōu)化設(shè)計(jì)

采用二階多項(xiàng)式擬合標(biāo)準(zhǔn)差與因素間的回歸方程：

方差分析得到此回歸方程的“Prob＞F”值為0.0003，小于0.001，失擬性不顯著，表明此方程可作為響應(yīng)面的預(yù)測(cè)數(shù)學(xué)模型。

圖5為顯著因素間對(duì)目標(biāo)函數(shù)的交互影響的響應(yīng)面圖形。標(biāo)準(zhǔn)差σ隨夾角θ的變化最為敏感。當(dāng)α1接近40°、α2接近35 mm時(shí)，標(biāo)準(zhǔn)差有極小值，故通過進(jìn)一步優(yōu)化求解尋找最優(yōu)結(jié)果。

圖5 標(biāo)準(zhǔn)差、α1和α2的響應(yīng)面

4 最優(yōu)方案仿真與測(cè)試分析

4.1 仿真分析

利用Design-Expert對(duì)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行求解，在表1給出的自變量參數(shù)范圍內(nèi)進(jìn)行尋優(yōu)。完成響應(yīng)面優(yōu)化后，選取2組較優(yōu)參數(shù)組合（如圖6所示）對(duì)應(yīng)的方案進(jìn)行數(shù)值模擬及試驗(yàn)測(cè)試驗(yàn)證，對(duì)比得到標(biāo)準(zhǔn)差σ的模擬值、實(shí)測(cè)值與回歸方程預(yù)測(cè)值（PRE）的差異。由表5可知，響應(yīng)面回歸方程的預(yù)測(cè)的標(biāo)準(zhǔn)差σ與模擬值、實(shí)測(cè)值接近。優(yōu)化方案1與優(yōu)化方案2的預(yù)測(cè)值與模擬值誤差分別為2.2%、2.8%，預(yù)測(cè)值與實(shí)測(cè)值誤差分別為4.8%、5.0%。

表5 各方案的參數(shù)及結(jié)果

圖6 方案示意圖

圖7為初始方案和2組優(yōu)化方案的風(fēng)扇中間截面速度云圖。初始方案由于出口尺寸較大，導(dǎo)致蝸殼流道沿氣流方向急劇擴(kuò)散，流道對(duì)流體的約束能力降低，對(duì)氣流造成較大的擴(kuò)散與分離損失，氣流在豎直方向上的速度分布存在明顯差異，主要出風(fēng)區(qū)域?yàn)檫h(yuǎn)離蝸舌一側(cè)的上部，靠近蝸舌一側(cè)出風(fēng)量低，風(fēng)速偏小。對(duì)比初始方案，通過速度云圖可以直觀地看到2組優(yōu)化方案的氣流分布均勻性都有顯著改善。2組優(yōu)化方案中由于導(dǎo)流擋板的存在，出風(fēng)口處的氣流在豎直方向上的速度分布更加分散均勻，流道的急劇擴(kuò)張趨勢(shì)得到有效改善，風(fēng)扇內(nèi)部的氣流分離明顯減少，流道對(duì)氣流的約束能力顯著提升。氣流不再集中于出口上部，出口下部靠近蝸舌處的氣流速度得到提升，其中優(yōu)化方案1在此處速度增加更加明顯。

圖7 各方案風(fēng)扇的中間截面速度云圖

4.2 風(fēng)量及出風(fēng)速度測(cè)試

為獲取更好的風(fēng)量測(cè)量精度，風(fēng)量測(cè)試使用噴嘴式風(fēng)量測(cè)試裝置來完成。通過調(diào)節(jié)降溫模塊風(fēng)扇的電機(jī)輸入電壓來控制葉輪轉(zhuǎn)速，使各方案的風(fēng)量均穩(wěn)定在60（1±5%）m3/h范圍內(nèi)。初始方案、優(yōu)化方案1、優(yōu)化方案2穩(wěn)定后的轉(zhuǎn)速分別為2207 r/min、1911 r/min、2033 r/min。

使用型號(hào)為SW-6083的手持式數(shù)字風(fēng)速儀來完成各方案出風(fēng)口處的10個(gè)測(cè)速點(diǎn)的風(fēng)速值測(cè)試。風(fēng)速測(cè)試結(jié)果如圖8所示，實(shí)測(cè)風(fēng)速值通過計(jì)算后得到的標(biāo)準(zhǔn)差σ如表5所示。風(fēng)扇出風(fēng)口的氣流風(fēng)速實(shí)測(cè)值與模擬值存在一定差異，但兩者在整體上分布的規(guī)律趨于一致，分布曲線具有較好的貼合度。對(duì)比初始方案，2組優(yōu)化方案的離心風(fēng)扇出風(fēng)均勻性得到顯著改善。

圖8 各方案風(fēng)扇出口風(fēng)速模擬值與實(shí)測(cè)值

4.3 噪聲測(cè)試

為驗(yàn)證優(yōu)化方案的噪聲性能，依據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 1236—2000的規(guī)定，將初始方案與2組優(yōu)化方案手板樣機(jī)完成噪聲測(cè)試。測(cè)試在本底噪聲值不高于15 dB(A)的半消音室中完成。

初始方案、優(yōu)化方案1、優(yōu)化方案2的噪聲值分別為43.6 dB(A)、40.2 dB(A)、41.7 dB(A)。優(yōu)化方案1在同風(fēng)量下相對(duì)初始方案的離心風(fēng)扇噪聲值降低3.4 dB(A)，主要原因是由于優(yōu)化方案1中風(fēng)扇內(nèi)部流動(dòng)分離損失的減少，獲得相同風(fēng)量時(shí)所需的葉輪轉(zhuǎn)速明顯降低。同時(shí)，更小的流動(dòng)損失可有效減少旋渦的生成與潰滅，有利于氣動(dòng)噪聲的控制。

獲取初始方案與優(yōu)化方案1的前方測(cè)點(diǎn)的頻譜數(shù)據(jù)，如圖9所示。0～4000 Hz頻率范圍內(nèi)，初始方案與優(yōu)化方案1頻譜均未出現(xiàn)明顯峰值，實(shí)際聽感均無異常雜音。整體上，優(yōu)化方案1在各頻率點(diǎn)的聲壓級(jí)數(shù)值低于初始方案，在800～1100 Hz、2200～2500 Hz、3500～4000 Hz這3個(gè)頻率段的聲壓級(jí)差值較為顯著。

圖9 初始方案與優(yōu)化方案1的頻譜

5 結(jié)論

本文基于響應(yīng)面法對(duì)離心風(fēng)機(jī)的出風(fēng)均勻性及氣動(dòng)噪聲性能進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。結(jié)合中心組合試驗(yàn)方法對(duì)導(dǎo)流擋板相對(duì)于水平方向的夾角θ、長(zhǎng)度L、通孔直徑D這3個(gè)參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)，根據(jù)得到的結(jié)果進(jìn)行響應(yīng)面擬合，通過響應(yīng)面優(yōu)化方法，獲得2組優(yōu)化方案，并完成仿真與試驗(yàn)測(cè)試。結(jié)論如下：

（1）初始方案離心風(fēng)機(jī)的氣流主要集中在出口上部。出口下部靠近蝸舌處的氣流速度低，風(fēng)扇出風(fēng)口的出風(fēng)均勻性差。各測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速實(shí)測(cè)值標(biāo)準(zhǔn)差σ為1.42。

（2）響應(yīng)面試驗(yàn)表明，夾角θ在-25°到70°的范圍內(nèi)，標(biāo)準(zhǔn)差σ變化范圍為0.62～2.98，相對(duì)于其他兩個(gè)因素的影響更加顯著。

（3）CFD仿真結(jié)果表明，相同風(fēng)量時(shí)，相比于初始方案在出口上部的最大風(fēng)速7.12 m/s，優(yōu)化方案1與優(yōu)化方案2在此處的最大風(fēng)速分別降低至4.17 m/s、4.11 m/s；相比于初始方案在出口下部的最低風(fēng)速0.21 m/s，優(yōu)化方案1與優(yōu)化方案2在此處的最低風(fēng)速分別提升至2.27 m/s、2.03 m/s。出風(fēng)口各測(cè)點(diǎn)模擬風(fēng)速的標(biāo)準(zhǔn)差σ由初始方案的1.37降低至優(yōu)化方案1的0.64、優(yōu)化方案2的0.74。通過響應(yīng)面優(yōu)化方法獲得的2組優(yōu)化方案均可有效改善離心風(fēng)機(jī)的出風(fēng)均勻性。

（5）出風(fēng)均勻性及氣動(dòng)噪聲性能最優(yōu)方案為優(yōu)化方案1，導(dǎo)流擋板相對(duì)于水平方向夾角θ、長(zhǎng)度L、通孔直徑D的取值分別為33.06°、43.33 mm、4.67 mm。出風(fēng)口正前方100 mm處各測(cè)點(diǎn)的風(fēng)速實(shí)測(cè)值標(biāo)準(zhǔn)差σ為0.65；實(shí)測(cè)噪聲值40.2 dB(A)，比初始方案離心風(fēng)機(jī)噪聲值降低了3.4 dB(A)，降幅7.8%。