離心風機內部導流擋板結構優化設計

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.電子科技大學中山學院 廣東中山 528400

0 引言

離心風機廣泛應用于各個行業[1-2]。出風均勻性及氣動噪聲性能是評估一款離心風機性能的兩個主要指標。眾多研究者針對離心風機的性能優化設計提出了設計方案，進行了大量的實驗或數值模擬研究。

針對出風均勻性的研究，現有的研究主要通過仿真或者測試結果來直觀判斷風速是否均勻，缺乏評價的量化指標。蔡路等[3]通過增加橫向整流板、引流板、阻力板、三角導流板等措施同時配合變截面風道設計，針對雙層鐵路客車客室送風均勻性問題進行優化設計，使風道獲得了更好的出風均勻性。謝從虎等[4]針對冰箱間室的出風和溫度均勻性問題，在風機出風口附近增設導流結構、調整風道出風面積，使箱內空間風速更加均勻、箱內左右兩側的溫差由3℃降低至0.1℃。徐佳佳等[5]通過優化馬達底板形狀與靜壓箱厚度，有效改善了風機過濾單元的過流面出風均勻性，并通過研究給出了合理的測點方案為6×6中心分布方法。王魏興等[6]利用CFD工具優化了頂蒸風管出風口的設計，改善了出風口的均勻性，提升了乘員艙的舒適性。

針對離心風機的內部流動及氣動噪聲性能的改善，多數研究集中在蝸殼型線、葉輪參數的優化設計上開展。劉紹輝[7]驗證了不同過流部件對離心風機噪聲性能的影響，并結合吸聲隔聲設計提出了新的降噪離心風機方案。劉小民等[8]驗證了具有不同葉片出口角的多翼離心風機對吸油煙機風量及噪聲的影響。出口角度為160°時，流量、噪聲、全壓效率的綜合性能優于170°和180°。王加浩等[9]設計了一種具有魚類仿生學特征的多翼離心風機葉片，可改善尾跡渦脫落導致氣流不均勻度。滿超等[10]結合CFD模擬仿真手段，優化了離心風機的葉輪前盤，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]研究了根據不同后向離心風機葉輪的出口后氣流角設計的蝸殼型線對風機的性能的影響。曹穎[12]等對多翼離心風機風葉和蝸殼徑向間隙對風管機的風量及噪聲性能的影響進行了模擬及測試研究。

響應面法是一種綜合試驗設計和數學建模的優化方法，可以有效減少試驗次數，并且可以考察影響因素之間的交互作用，被廣泛應用于工程問題的優化設計[13-14]。

本文選取一款具有較大出口尺寸的離心風機蝸殼內部導流擋板作為研究對象，研究其不同結構對離心風機的出風均勻性及氣動噪聲性能的影響。采用出風口前方各測點的風速值標準差σ作為出風均勻性的評價指標，使評估結果更加客觀準確；在初始方案離心風機的基礎上，采用響應面方法設計了針對導流擋板的水平方向夾角θ、長度L、通孔直徑D這3個不同參數的組合方案，并得到了2組優化方案；對上述所有方案均完成了三維全流場數值模擬，對初始方案與2組優化方案完成了出風口風速測試及氣動噪聲測試，分析了這3組方案的內部流場、出風均勻性、氣動噪聲的差異。為提升離心風機的出風均勻性及氣動噪聲性能提供參考。

1 方案描述及指標定義

1.1 導流擋板參數

本文選取的離心風機由于出口寬度尺寸較大，為改善出風均勻性，在離心風機的蝸殼內部設計有一塊導流擋板用于減小蝸殼流道的擴散程度，提高蝸殼流道對流體的約束能力，降低氣流的擴散與分離損失。

圖1 導流擋板參數示意圖

1.2 出風均勻性評價指標定義

為更好地量化和評價出風口氣流在豎直方向上的均勻程度，在離心風機的軸向中間截面上、出風口正前方100 mm處等距選取10個測量點，如圖2所示。獲取每一個方案在上述10個測點的風速值，通過數據處理得到這組數據的標準差σ作為離心風機出風口的出風均勻性評價指標，從而量化對出風均勻性的評估。σ數值越小表示出風均勻性越好。

圖2 風速測點位置（軸向中間截面）

2 數值計算方法

2.1 計算模型及網格劃分

離心風機的部分設計參數如表1所示。離心風機風道部件主要包含葉輪、蝸殼。同時，為保證離心風機進出口流量的穩定性，計算模型中將進口區域處理成半球形并對出口進行適當延長，如圖3所示。

表1 離心風機的主要參數

圖3 計算域及其網格劃分

為提升網格劃分效率，計算域采用三角形非結構網格。為保證計算精度的同時提升計算效率，監測計算達到穩定狀態后的出口體積流量Q，設計5組不同數量的網格劃分方案進行網格無關性驗證。如表2所示，當網格數達到528.6萬時，離心風機的出口體積計算流量受網格的影響變化較小。綜合計算精度及時間成本，后續模擬計算的網格數量選取網格方案4，網格總數約528萬。

表2 網格無關性驗證

2.2 邊界條件

進出口給定標準大氣壓。動靜區域的數據交換使用Interface連接。

采用穩態計算，選用RNG k-ε湍流模型，速度-壓力耦合選用SIMPLIE算法，動靜干涉采用多坐標參考系（MRF）處理。當出風口的體積流量Q值的波動幅度小于0.1%或者產生周期性波動變化，則可認為流場趨于穩定，計算可收斂。

2.3 數值模擬準確性驗證

為驗證數值模擬結果的準確度，使用型號為SW-6083的手持式數字風速儀測試初始方案離心風機出風口正前方100 mm處等距選取的10個測量點風速值。初始離心風機實測轉速為2200 r/min時，實測風量為60.12 m3/h。圖4為初始方案在風量為60 m3/h時的各測點風速分布對比圖。由圖可知，CFD仿真數據與實測數據的趨勢貼合度較高，說明CFD仿真可有效模擬風機出風口處的速度分布規律。通過對仿真數據與實測數據的處理分析，得到模擬與實測的標準差σ分別為1.37、1.42，誤差小于5%，滿足工程實際需求。

圖4 初始方案離心風機出口風速模擬值與實測值

3 響應面優化設計

3.1 響應面法試驗設計

為獲取導流擋板參數取值的最佳組合，本文基于響應面方法進行優化設計。利用Design-Expert軟件，應用中心組合（Box-Behnken）試驗設計原理，將導流擋板與水平方向的夾角θ、長度L、通孔直徑D作為自變量，以風機出風口處的10個測點的風速值的標準差σ作為響應值，進行3因素3水平響應面試驗。響應面法試驗設計的因素水平如表3所示，共完成17次試驗，其中12個不重復的試驗點為析因點；其他5個重復試驗點為區域的中心點，可確定試驗誤差是否在合理范圍內[15]。

其次，方案的制定要體現出各教學部門與各管理部門對學校年度目標的分解，并采取責任制的方式來對學校各部門的工作進行考量，確保責任落實到每一個具體的部門。在年初，學校各教學部門和管理部門要明確自身的年度工作任務與年度工作目標。在年中，要對自己的年度工作任務和年度工作目標進行檢查與規劃，對于其中存在的問題采取合理措施解決，對進度患難的工作要調整工作進度。在年底，各教學部門與各管理部門要向學校上交年度工作與年度目標任務完成情況，學校根據上交的考核材料對考核做出最終評價，對完成年度工作任務和年度工作目標的部門給予肯定、鼓勵和獎勵，對于未完成或完成質量不佳的部門提出批評，并找出原因所在進行改進。

表3 試驗因素及因素水平

完成自變量的單位與數值范圍、目標函數及單位的設置，生成響應面試驗設計表。表中共包含17組參數組合，根據每一組確定的參數組合，完成相對應的導流擋板三維建模，并將此導流擋板安裝于離心風機內部完成流體仿真分析，獲得每組參數對應離心風機方案出風口處的10個測點的風速模擬值，運算得到相應的風速模擬值的標準差σ。在響應面試驗設計表中補充模擬得到的標準差σ，得到完整的響應面試驗設計及結果，如表4所示。

表4 響應面試驗設計

3.2 響應面優化設計

采用二階多項式擬合標準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面的預測數學模型。

圖5為顯著因素間對目標函數的交互影響的響應面圖形。標準差σ隨夾角θ的變化最為敏感。當α1接近40°、α2接近35 mm時，標準差有極小值，故通過進一步優化求解尋找最優結果。

圖5 標準差、α1和α2的響應面

4 最優方案仿真與測試分析

4.1 仿真分析

利用Design-Expert對數學模型進行求解，在表1給出的自變量參數范圍內進行尋優。完成響應面優化后，選取2組較優參數組合（如圖6所示）對應的方案進行數值模擬及試驗測試驗證，對比得到標準差σ的模擬值、實測值與回歸方程預測值（PRE）的差異。由表5可知，響應面回歸方程的預測的標準差σ與模擬值、實測值接近。優化方案1與優化方案2的預測值與模擬值誤差分別為2.2%、2.8%，預測值與實測值誤差分別為4.8%、5.0%。

表5 各方案的參數及結果

圖6 方案示意圖

圖7為初始方案和2組優化方案的風扇中間截面速度云圖。初始方案由于出口尺寸較大，導致蝸殼流道沿氣流方向急劇擴散，流道對流體的約束能力降低，對氣流造成較大的擴散與分離損失，氣流在豎直方向上的速度分布存在明顯差異，主要出風區域為遠離蝸舌一側的上部，靠近蝸舌一側出風量低，風速偏小。對比初始方案，通過速度云圖可以直觀地看到2組優化方案的氣流分布均勻性都有顯著改善。2組優化方案中由于導流擋板的存在，出風口處的氣流在豎直方向上的速度分布更加分散均勻，流道的急劇擴張趨勢得到有效改善，風扇內部的氣流分離明顯減少，流道對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，其中優化方案1在此處速度增加更加明顯。

圖7 各方案風扇的中間截面速度云圖

4.2 風量及出風速度測試

為獲取更好的風量測量精度，風量測試使用噴嘴式風量測試裝置來完成。通過調節降溫模塊風扇的電機輸入電壓來控制葉輪轉速，使各方案的風量均穩定在60（1±5%）m3/h范圍內。初始方案、優化方案1、優化方案2穩定后的轉速分別為2207 r/min、1911 r/min、2033 r/min。

使用型號為SW-6083的手持式數字風速儀來完成各方案出風口處的10個測速點的風速值測試。風速測試結果如圖8所示，實測風速值通過計算后得到的標準差σ如表5所示。風扇出風口的氣流風速實測值與模擬值存在一定差異，但兩者在整體上分布的規律趨于一致，分布曲線具有較好的貼合度。對比初始方案，2組優化方案的離心風扇出風均勻性得到顯著改善。

圖8 各方案風扇出口風速模擬值與實測值

4.3 噪聲測試

為驗證優化方案的噪聲性能，依據國家標準GB/T 1236—2000的規定，將初始方案與2組優化方案手板樣機完成噪聲測試。測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、優化方案1、優化方案2的噪聲值分別為43.6 dB(A)、40.2 dB(A)、41.7 dB(A)。優化方案1在同風量下相對初始方案的離心風扇噪聲值降低3.4 dB(A)，主要原因是由于優化方案1中風扇內部流動分離損失的減少，獲得相同風量時所需的葉輪轉速明顯降低。同時，更小的流動損失可有效減少旋渦的生成與潰滅，有利于氣動噪聲的控制。

獲取初始方案與優化方案1的前方測點的頻譜數據，如圖9所示。0～4000 Hz頻率范圍內，初始方案與優化方案1頻譜均未出現明顯峰值，實際聽感均無異常雜音。整體上，優化方案1在各頻率點的聲壓級數值低于初始方案，在800～1100 Hz、2200～2500 Hz、3500～4000 Hz這3個頻率段的聲壓級差值較為顯著。

圖9 初始方案與優化方案1的頻譜

5 結論

本文基于響應面法對離心風機的出風均勻性及氣動噪聲性能進行優化設計。結合中心組合試驗方法對導流擋板相對于水平方向的夾角θ、長度L、通孔直徑D這3個參數進行試驗設計，根據得到的結果進行響應面擬合，通過響應面優化方法，獲得2組優化方案，并完成仿真與試驗測試。結論如下：

（1）初始方案離心風機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，風扇出風口的出風均勻性差。各測點的風速實測值標準差σ為1.42。

（2）響應面試驗表明，夾角θ在-25°到70°的范圍內，標準差σ變化范圍為0.62～2.98，相對于其他兩個因素的影響更加顯著。

（3）CFD仿真結果表明，相同風量時，相比于初始方案在出口上部的最大風速7.12 m/s，優化方案1與優化方案2在此處的最大風速分別降低至4.17 m/s、4.11 m/s；相比于初始方案在出口下部的最低風速0.21 m/s，優化方案1與優化方案2在此處的最低風速分別提升至2.27 m/s、2.03 m/s。出風口各測點模擬風速的標準差σ由初始方案的1.37降低至優化方案1的0.64、優化方案2的0.74。通過響應面優化方法獲得的2組優化方案均可有效改善離心風機的出風均勻性。

（5）出風均勻性及氣動噪聲性能最優方案為優化方案1，導流擋板相對于水平方向夾角θ、長度L、通孔直徑D的取值分別為33.06°、43.33 mm、4.67 mm。出風口正前方100 mm處各測點的風速實測值標準差σ為0.65；實測噪聲值40.2 dB(A)，比初始方案離心風機噪聲值降低了3.4 dB(A)，降幅7.8%。