馬曉陽 黃興安 武傳宇 陳洪立 竇華書

（浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動控制學(xué)院）

吸油煙機(jī)用多葉離心通風(fēng)機(jī)的數(shù)值模擬?

馬曉陽 黃興安 武傳宇 陳洪立 竇華書

（浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動控制學(xué)院）

針對某一吸油煙機(jī)用多葉離心通風(fēng)機(jī)進(jìn)行了三維建模，采用三維數(shù)值模擬方法對多葉離心通風(fēng)機(jī)和吸油煙機(jī)機(jī)殼內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析和實驗驗證。通過分析原模型的模擬和實驗結(jié)果，改進(jìn)了機(jī)殼進(jìn)口和風(fēng)機(jī)葉輪右側(cè)集風(fēng)圈形式，再對原模型和改進(jìn)模型進(jìn)行數(shù)值模擬對比分析。結(jié)果表明，在大部分工況下，改進(jìn)模型的全壓和全壓效率都比原模型有所提升。改進(jìn)葉輪右側(cè)集風(fēng)圈形式，表現(xiàn)出更佳的導(dǎo)流效果，蝸舌附近流道內(nèi)全壓升效果更加明顯。

吸油煙機(jī)；多葉離心通風(fēng)機(jī)；數(shù)值模擬；全壓；全壓效率

0 引言

離心通風(fēng)機(jī)廣泛應(yīng)用于國民經(jīng)濟(jì)的各個領(lǐng)域，是工業(yè)生產(chǎn)中主要耗能設(shè)備之一。前向多葉離心通風(fēng)機(jī)具有結(jié)構(gòu)緊湊，壓力系數(shù)高、流量系數(shù)大等突出特點，被廣泛應(yīng)用于家用電器、空氣調(diào)節(jié)及各種通風(fēng)換氣設(shè)備[1-3]。當(dāng)前，主要集中于對空調(diào)用多葉離心通風(fēng)機(jī)的研究，而對吸油煙機(jī)用多葉離心通風(fēng)機(jī)的相關(guān)研究則不多[4-6]。多葉離心通風(fēng)機(jī)內(nèi)嵌于吸油煙機(jī)機(jī)殼內(nèi)部，機(jī)殼尺寸、風(fēng)機(jī)安放位置和進(jìn)風(fēng)方式都可能影響吸油煙機(jī)的性能。風(fēng)機(jī)系統(tǒng)是吸油煙機(jī)的核心，其它的性能直接決定著吸油煙機(jī)的排風(fēng)量、風(fēng)壓和噪聲指標(biāo)。因此，對吸油煙機(jī)用多葉離心通風(fēng)機(jī)開展研究有著重要的意義[7-10]。

本文研究探討吸油煙機(jī)機(jī)殼進(jìn)口形狀、多葉離心通風(fēng)機(jī)在機(jī)殼中的安裝位置以及風(fēng)機(jī)系統(tǒng)集風(fēng)圈形狀對吸油煙機(jī)性能的影響。對吸油煙機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行了定常三維數(shù)值模擬研究，捕捉到了多葉離心通風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動現(xiàn)象，分析了吸油煙機(jī)系統(tǒng)全壓和全壓效率的變化情況[11-15]。忽略氣體的壓縮性，把吸油煙機(jī)內(nèi)部流體介質(zhì)簡化為空氣來處理。

1 計算模型

1.1 吸油煙機(jī)計算模型

吸油煙機(jī)數(shù)值計算模型如圖1(a)所示，包括機(jī)殼、風(fēng)機(jī)葉輪、蝸殼、集風(fēng)圈和電機(jī)。圖中同時給出了吸油煙機(jī)的進(jìn)出口位置，下端吸入油煙，上端風(fēng)機(jī)蝸殼出口排出油煙。圖1(b)給出了風(fēng)機(jī)葉輪和電機(jī)在機(jī)殼中的安裝位置，圖示可知葉輪左右兩側(cè)進(jìn)口處的集風(fēng)圈形狀是不一樣的。風(fēng)機(jī)系統(tǒng)在機(jī)殼中的安裝位置相對偏右，且電機(jī)安裝在葉輪右側(cè)進(jìn)口處，電機(jī)安裝空間受到很大限制。因此葉輪中盤采用外凸形式，保證電機(jī)安裝空間，中盤與電機(jī)直連。

圖1 吸油煙機(jī)系統(tǒng)計算模型Fig.1 Calculation model of range hood

本文計算所選用的吸油煙機(jī)用多葉離心通風(fēng)機(jī)為一小型多葉離心通風(fēng)機(jī)，其詳細(xì)參數(shù)在表1中列出。

表1 多葉離心通風(fēng)機(jī)參數(shù)Tab.1 Parameters of multi-blade centrifugal fan

圖2給出了葉輪葉片幾何形狀，葉輪采用單圓弧葉片，葉片沿圓周均勻分布，由葉輪中盤和兩端圈固定。葉片采用前彎形式，即葉輪旋轉(zhuǎn)方向和葉片彎曲方向一致。

圖2 葉片幾何形狀圖Fig.2 Blade geometry shape

1.2 網(wǎng)格劃分

計算模型中包含了多葉離心通風(fēng)機(jī)，其計算域較為復(fù)雜。為控制其網(wǎng)格質(zhì)量，把計算域分割成5個區(qū)域:進(jìn)口區(qū)域（加長為進(jìn)口水直徑的5倍）、出口區(qū)域（加長為出口水力直徑的6倍）、機(jī)殼區(qū)域、蝸殼區(qū)域、葉輪區(qū)域。進(jìn)出口區(qū)域和機(jī)殼區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，蝸殼和葉輪區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

圖3為計算域網(wǎng)格劃分圖，各區(qū)域單獨生成網(wǎng)格，相鄰區(qū)域共用一個面，共享面上的網(wǎng)格節(jié)點。圖4給出了計算模型在不同網(wǎng)格總數(shù)下的全壓模擬值，網(wǎng)格總數(shù)分別為276萬，487萬和761萬。由圖可知，隨著網(wǎng)格總數(shù)的增加，全壓值波動在1.05%以內(nèi)，認(rèn)為模擬得到的全壓值不再隨網(wǎng)格總數(shù)的增加而變化。為了控制計算模型網(wǎng)格總數(shù)，且保證計算流場的穩(wěn)定性要求，選取計算域網(wǎng)格總數(shù)為487萬。進(jìn)出口區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為52萬和23萬，機(jī)殼和蝸殼區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為47萬、190萬，葉輪區(qū)域網(wǎng)格數(shù)為173萬，計算域總網(wǎng)格數(shù)為487萬。下文提及的改進(jìn)模型與原模型略有不同，網(wǎng)格總數(shù)也不同，但總網(wǎng)格數(shù)都在490萬左右。

圖3 計算域網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh generation of calculation area

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.4 Grid independence test

1.3 支配方程和數(shù)值方法

本文選取三維雷諾平均守恒Navier-Stokes方程，Standard k-ε湍流模型兩方程為支配方程。采用有限體積法對求解區(qū)域進(jìn)行離散，選取壓力速度耦合的SIMPLE算法，動量方程、湍流動能方程、湍流耗散率方程采用二階迎風(fēng)格式。對于每一個工況點的計算，只有當(dāng)吸油煙機(jī)系統(tǒng)進(jìn)出口流量差小于10-6，且所有殘差下降4個及以下數(shù)量級時，認(rèn)為計算收斂。

1.4 邊界條件

表2給出計算模型進(jìn)口邊界條件的設(shè)定值。給定垂直于進(jìn)口的速度大小、進(jìn)口水力直徑315mm及湍流強(qiáng)度；給定出口靜壓為一個大氣壓；固體壁面采用無滑移邊界條件，壁面附近選取標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)來處理。

表2 不同工況下計算模型進(jìn)口設(shè)定值Tab.2 Inlet set values of model under different operating condition case

葉輪區(qū)域選用旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系，給定轉(zhuǎn)速；機(jī)殼和蝸殼區(qū)域選用靜止坐標(biāo)系。將計算簡化為葉輪在某一位置的瞬時流場，采用定常計算方法來求解非定常問題。

1.5 模型驗證

本文通過改變吸油煙機(jī)機(jī)殼進(jìn)口速度大小和風(fēng)機(jī)葉輪轉(zhuǎn)速，通過數(shù)值計算得到了不同流量工況下，吸油煙機(jī)系統(tǒng)全壓和靜壓特性曲線。表3給出了不同流量工況下，實驗測得的系統(tǒng)全壓和靜壓值。將實驗數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。

表3 不同工況下的實驗值Tab.3 Experimental test values under different operating condition case

圖5同時中給出了模擬值與實驗值，通過比較可知，數(shù)值結(jié)果總體趨勢與實驗結(jié)果吻合。在小流量的第1～3三個工況點上，模擬值大于實驗值；在第4～10六個工況點上全壓曲線和靜壓曲線都與實驗值符合的較好，全壓最大相對誤差為9.1%，靜壓最大相對誤差為6%。由此可知，本文所建立的計算模型和邊界條件設(shè)置均滿足數(shù)值模擬要求。

1.6 模型改進(jìn)

由圖1可知原模型風(fēng)機(jī)葉輪右側(cè)相比于左側(cè)，進(jìn)風(fēng)通道狹窄，且電機(jī)的安裝占據(jù)了很大一部分空間，流動狀況惡劣。本文優(yōu)化思路是適當(dāng)調(diào)整風(fēng)機(jī)左右側(cè)進(jìn)風(fēng)通道空間，使兩邊進(jìn)風(fēng)盡可能順暢。因此改進(jìn)了機(jī)殼進(jìn)口結(jié)構(gòu)和右側(cè)集風(fēng)圈形式，得到了改進(jìn)模型B。為了方便表述，稱原模型為模型A，改進(jìn)模型為模型B。模型B保持機(jī)殼整體結(jié)構(gòu)、風(fēng)機(jī)葉輪和蝸殼、風(fēng)機(jī)左側(cè)集風(fēng)圈形式不變，只改變了機(jī)殼右下側(cè)內(nèi)凹結(jié)構(gòu)和風(fēng)機(jī)右側(cè)集風(fēng)圈形式。圖6為原型A和改進(jìn)模型B的側(cè)視圖，其中L1=268.4mm，L2=75mm，L3=298.1mm。由圖可知，模型B蝸殼關(guān)于機(jī)殼對稱安裝，取消了機(jī)殼右下側(cè)內(nèi)凹結(jié)構(gòu)且改變了風(fēng)機(jī)葉輪右側(cè)進(jìn)口處的集風(fēng)圈形狀，使其形式與左邊一致。

圖6 吸油煙機(jī)原型和改進(jìn)模型圖Fig.6 Original and improved model of range hood

圖7給出了本文數(shù)值模擬監(jiān)測點在葉輪剖面上的位置，監(jiān)測風(fēng)機(jī)右側(cè)葉輪性能參數(shù)的變化情況。一系列監(jiān)測點位于風(fēng)機(jī)右側(cè)葉輪葉片進(jìn)口前、葉片出口后8mm處，具體坐標(biāo)為A′=(134，0)，B′=(0，-134)，C′=(-134，0)；A=(100，0)，B=(0，-100)，C=(-100，0)。

圖7 葉輪剖面處監(jiān)測點位置Fig.7 Monitoring points on impeller cross section

2 計算結(jié)果與分析

2.1 計算結(jié)果

圖8是數(shù)值模擬獲得的模型A和模型B的全壓曲線和全壓效率曲線。模型B的全壓值在工況點1比模型A低3.2%，其他9個工況點都比模型A高，其中工況點5高出了10%。模型B的全壓效率在工況點2比模型A低了5%，其他的工況點都較模型A高，其中工況點5效率高出了4.7%。上述可知，模型B在全壓和全壓效率上都較模型A有所提升，其中工況點5提升明顯，使得性能曲線變得更加平緩，提高了吸油煙機(jī)系統(tǒng)工作時刻性能。

圖8 模型A，B的性能曲線Fig.8 Characteristic curve of model A and B

上述計算結(jié)果顯示，模型B在工況點5附近，全壓和全壓效率都較模型A有顯著增加，下文就工況點5附近流動狀況進(jìn)行分析。

圖9給出了在X=0mm截面上的速度矢量圖。模型A中風(fēng)機(jī)右側(cè)葉輪相對機(jī)殼偏右安裝，且電機(jī)占據(jù)了大部分空間，氣流受電機(jī)和機(jī)殼的干擾，流動狀況較差。由圖9可知在電機(jī)右側(cè)上方靠近機(jī)殼外側(cè)區(qū)域形成了一個巨大的旋渦。進(jìn)入旋渦里邊的氣流，被不停的打轉(zhuǎn)，能量被消耗。模型B適當(dāng)調(diào)整了電機(jī)右側(cè)空間，雖然旋渦還是存在，但其強(qiáng)度大大減弱了。同時在模型A，B中都捕捉到了葉輪出口靠近葉片端圈附近的氣流逆向流回葉輪進(jìn)口現(xiàn)象，造成了損失。

圖9 X=0mm截面模型A，B的速度矢量圖Fig.9 Velocity vectors of model A and B on cross sectionX=0 mm

圖10給出了Y=0mm截面上的速度矢量圖。沿著機(jī)殼右側(cè)進(jìn)入葉輪進(jìn)口的氣流，模型B較模型A被擠壓程度小，流動較平穩(wěn)，很明顯α2>α1。模型A中機(jī)殼右側(cè)空間較小，氣流受壓迫不能做平緩流動，且該側(cè)的集風(fēng)圈沒有很好的弧度，所以沒有起到很好的導(dǎo)流作用，造成的沖擊損失大，效率也就沒有模型B高。

圖11給出了監(jiān)測點A-A′和B-B′上的全壓升分布，圖中橫坐標(biāo)z為葉輪中盤右側(cè)寬度。從圖中可以看出在監(jiān)測點A和B處，模型B的全壓升都較模型A的全壓升大，因為隨著中盤右側(cè)葉輪進(jìn)口處旋渦強(qiáng)度減小以及氣流角α的增大，進(jìn)入葉輪的氣流流動狀況轉(zhuǎn)好，損失減小。所以增大機(jī)殼右側(cè)空間和改變右側(cè)集風(fēng)圈形式的模型B在相同條件下獲得了更高的全壓升，這正是中盤右側(cè)葉輪做出了更大的貢獻(xiàn)。同樣在C-C′上模型B的全壓升也較模型A有所提升。

圖10 Y=0mm截面模型A，B的速度矢量圖Fig.10 Velocity vectors of model A and B on cross sectionY=0 mm

圖11 監(jiān)測點A，B的全壓升圖Fig.11 Total pressure rise on monitoring point A and B

圖12給出了模型A，B在葉輪中盤右側(cè)中截面Z=-46mm（見圖1(b)所示）蝸舌附近的全壓分布情況。由圖中可知，模型B的全壓最大值比模型A高，蝸舌上下游附近葉輪流道中的3，7，8號流道，模型B比模型A有更好的全壓升梯度。隨著葉輪半徑的增大，流道中的全壓逐漸升高，模型B中全壓增加的比較規(guī)律，有較好的梯度，而模型A對應(yīng)的流道中則出現(xiàn)了壓力突升情況。所以在蝸舌附近流道內(nèi)模型B的流動狀況較模型A好。從全壓和效率的關(guān)系上來看，模型B的效率要比模型A高。

圖12 Z=-46mm截面蝸舌附近全壓分布圖Fig.12 Total pressure distribution on cross sectionZ=-46mm

3 結(jié)論

對吸油煙機(jī)原型A進(jìn)行三維數(shù)值模擬研究，且與原型A實驗結(jié)果進(jìn)行了對比，得出原型A數(shù)值結(jié)果和實驗結(jié)果相吻合，研究發(fā)現(xiàn)：

1）在葉輪結(jié)構(gòu)和參數(shù)保持一致前提下，改變機(jī)殼進(jìn)口和葉輪右側(cè)集風(fēng)圈形式，再次對改進(jìn)模型B進(jìn)行數(shù)值模擬。與原型A數(shù)值結(jié)果對比，發(fā)現(xiàn)在第2～10八個工況下，模型B全壓和全壓效率都較模型A有所提高。其中工況5提升最明顯，全壓提高了10%，全壓效率提高了4.7%。此工況點全壓提升，使得全壓曲線更加平緩，有益于排煙能力的提升。

2）模型B整機(jī)系統(tǒng)全壓和全壓效率提高的主要原因是，適當(dāng)調(diào)整了吸油煙機(jī)離心葉輪兩側(cè)箱體空間，使得葉輪右側(cè)截面內(nèi)旋渦強(qiáng)度減小，進(jìn)入中盤右側(cè)葉輪進(jìn)口的氣流角增大，氣流從軸向轉(zhuǎn)入徑向變得更加平穩(wěn)，流動損失減小。

3）模型B蝸舌附近葉輪流道內(nèi)的全壓升梯度變得更有規(guī)律，改善了部分流道中的壓力突變情況，減小了損失，表現(xiàn)出更好的全壓升性能，有利于吸油煙機(jī)系統(tǒng)的全壓和全壓效率提高。

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Numerical Simulation of a Multi-bladed Centrifugal Fan for Range Hoods

Xiao-yang MaXing-an HuangChuan-yu WuHong-li ChenHua-shu Dou
（Faculty of Mechanical Engineering and Automation,Zhejiang Sci-Tech University）

The internal flow field of a multi-blade centrifugal fan for range hoods is analyzed by numerical simulations. According to the results of the numerical simulations and tests,an improved model,which involves modifications of the inlet and the right side of the nozzle of the impeller is obtained.The comparison of the numerical results for the original and improved model shows that the total pressure and efficiency of the improved model is higher than for the original model.The optimization of the right side of the impeller nozzle shows the good flow guiding effect,the total pressure rise near the volute tongue is increased.

range hood,multi-blade centrifugal fan,numerical simulation,total pressure,total pressure efficiency

TH452；TK05

1006-8155-(2017)04-0032-07

A

10.16492/j.fjjs.2017.04.0006

浙江省重點科技創(chuàng)新團(tuán)隊（2013TD18）；浙江省重大科技專項（2013C01139）；浙江理工大學(xué)科研啟動基金資助（11130032241201）

2016-08-21 浙江 杭州 310018