劉小民 楊羅娜

（西安交通大學能源與動力工程學院）

基于CFD技術的吸油煙機用多翼離心風機性能優(yōu)化研究綜述?

劉小民 楊羅娜

（西安交通大學能源與動力工程學院）

計算流體力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）在吸油煙機產品開發(fā)和性能優(yōu)化設計中發(fā)揮著越來越重要的作用。本文在總結吸油煙機行業(yè)中CFD技術應用和發(fā)展現狀的基礎上，系統(tǒng)闡述了CFD技術的基本原理及其應用流程，給出了近些年來該領域的研究人員基于CFD技術在吸油煙機葉輪、蝸舌、箱體及其他部件等結構改進和性能優(yōu)化方面的主要研究方法和成果。

吸油煙機；多翼離心風機；計算流體力學；優(yōu)化設計；性能改進；氣動噪聲

0 引言

多翼離心風機具有整體尺寸小、流量系數高、噪聲低等優(yōu)點，因此廣泛應用于吸油煙機中。隨著社會生活水平的提高，人們對吸油煙機性能的要求也越來越高，巨大的市場需求為吸油煙機行業(yè)發(fā)展帶來契機的同時，也對吸油煙機的性能指標提出了更高的要求[1-2]。盡管目前國內吸油煙機產品具有較高的技術水平，但還不能從根本上解決排煙不盡、油氣分離難、噪聲大等問題[3]。多翼離心風機作為吸油煙機中的主要部件受到廣泛關注，優(yōu)化其性能對改善吸油煙機性能有著至關重要的作用。

在我國吸油煙機行業(yè)競爭日益激烈的形勢下，吸油煙機的研發(fā)部門面臨很大的挑戰(zhàn)與機遇[4]。多數企業(yè)研發(fā)團隊對吸油煙的設計更多的是根據經驗，他們制造一系列試驗樣品進行研究，并沒有考慮結構設計對吸油煙機內部空氣動力學性能的影響。由于多翼離心風機內部流場較為復雜，因此在多翼離心風機的傳統(tǒng)設計中，受到試驗條件和測試設備等因素的限制，設計人員不能很好地分析多翼離心風機中的氣體流動狀態(tài)，一些關鍵部件的參數只能通過經驗確定[5]。

20世紀60年代開始，隨著計算機硬件以及計算方法的迅速發(fā)展，CFD技術獲得了廣泛的應用，在航空航天、船舶動力、水力發(fā)電、空調、吸油煙機等工程領域有著優(yōu)良表現[6]。通過CFD技術對多翼離心風機流場和聲場進行數值模擬，可以將計算結果通過具體數值和圖像顯示出來，有助于對多翼離心風機的關鍵部件進行優(yōu)化和設計改進。相比于試驗設計方法，CFD技術有效地提高了研發(fā)效率、縮短了研發(fā)周期，同時降低了吸油煙機產品研發(fā)成本，這使得CFD技術在吸油煙機行業(yè)越來越受到重視[7]。

CFD技術在吸油煙機行業(yè)中發(fā)揮的作用不僅取決于物理模型建立的正確與否，更在于對計算結果的理論分析以及如何應用計算結果完成吸油煙機優(yōu)化設計的指導和實踐。隨著吸油煙機行業(yè)的發(fā)展需求，CFD技術必定在吸油煙機產品的研發(fā)及性能提升方面發(fā)揮更加重要的作用[8]。

1 多翼離心風機的CFD數值計算

1.1 性能優(yōu)化流程

目前吸油煙機的性能優(yōu)化流程主要采用兩種方式：一種是原型機診斷優(yōu)化，即通過計算吸油煙機原型機，分析其問題產生原因，再針對問題源提出優(yōu)化方案的一種方法；另一種是吸油煙機的設計優(yōu)化，即給定流量和壓力等設計要求，根據設計準則，進行吸油煙機風道系統(tǒng)優(yōu)化設計。在此過程中，采用正交試驗、遺傳算法等多目標優(yōu)化方法，結合CFD數值模擬技術，確定吸油煙機及其風道系統(tǒng)的最佳參數，大大提高多翼離心風機的設計效率。不論是原型機診斷還是新型風機設計優(yōu)化，CFD技術在其中都發(fā)揮著重要的作用。具體工作流程如圖1和圖2所示。

圖1 原型產品診斷優(yōu)化流程Fig.1 Optimization flow chart of existing product

圖2 新產品設計優(yōu)化流程Fig.2 Optimization flow chart of new product design

1.2 多翼離心風機CFD數值計算方法

吸油煙機內氣體的流動可以由流體運動控制方程進行描述，控制方程主要有質量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程。CFD通過對流動控制方程的離散求解，揭示吸油煙機內部流場分布狀態(tài)，進而對吸油煙機的優(yōu)化提供基礎。采用CFD對多翼離心風機進行性能分析主要分為三個計算過程：定常計算、非定常計算和聲場計算。

1.2.1 定常計算

采用Fluent軟件對多翼離心風機進行數值計算。風機進口采用總壓進口邊界條件，出口采用靜壓出口邊界條件，控制方程采用Reynolds時均Navier-Stokes方程，湍流計算采用Realizable k-epsilon雙方程模型和Scalable Wall Function近壁面控制方程，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，壓力離散格式采用PRESTO格式，動量方程、能量方程和湍流耗散方程均采用二階迎風格式，旋轉區(qū)采用多參考系模型，動、靜區(qū)交界面為Interface邊界條件，收斂殘差為10-4。

1.2.2 非定常計算

當定常計算達到收斂后，以定常計算結果作為初始場進行非定常計算。旋轉區(qū)域改用滑移網格模型，時間項采用二階隱式格式，非定常計算的時間步長用下式確定：

其中，K為每一時間步內設定的最大迭代步數；n為葉輪轉速，r/min；Z為葉片數。

1.2.3 聲場計算

在非定常計算得到穩(wěn)定流場的基礎上進行噪聲的模擬計算，采用FW-H方程對多翼離心風機的聲場進行計算[9]。FW-H方程為：

式中，ρ為空氣的密度；c0為遠場聲速；p′為瞬時觀測點聲壓強；ui為流體速度在xi方向的速度分量；un和vn分別為沿積分面的流體速度的法向和切向分量；H(f)為Heaviside函數；δ(f)為Dirac函數；Tij為Lighthill張量；Pij為應力張量。Tij和Pij的表達式如下：

式中，δij表示克羅內克符號。

方程（2）右側分別代表的是單極子源、偶極子源和四極子源。單極子源是由于流體中流入的質量或熱量不均勻時形成的；偶極子源是當流體中有障礙物存在時，流體與物體產生的不穩(wěn)定作用力形成的，屬于力聲源；四極子源是由粘滯應力輻射的聲波形成的，只有在超聲速流動時才會突顯。單極子源和偶極子源為面聲源，四極子源是體聲源。因此本文對于多翼離心風機的數值計算，四極子源忽略不計[10-11]。因此，方程（2）可以簡化為：

式中，r表示由聲源點指向接收點的單位向量；n表示平面的單位法向量。FW-H方程中出現的其它變量的物理意義以及方程的具體求解過程詳見參考文獻[12]。

當聲場計算完成后，通過傅里葉變換可得到噪聲頻譜圖和噪聲結果。在數值模擬計算中，由于波長遠大于風機特征尺寸，因此蝸殼和葉輪之間的反射、衍射和散射在計算中均忽略不計。

2 吸油煙機性能優(yōu)化

作為吸油煙機風道系統(tǒng)的重要組成部分，多翼離心風機風量、風壓、噪聲和效率直接決定了吸油煙機的主要性能參數[13]。目前國內外學者對多翼離心風機的研究主要集中在葉輪、蝸殼等關鍵部件的結構參數上。除此之外，基于CFD技術對吸油煙機箱體結構和其它部件的優(yōu)化，對提升吸油煙機性能也起到了十分重要的作用。

2.1 葉輪優(yōu)化

葉輪是多翼離心風機的主要運動部件，葉輪轉動對氣體做的功，對風機的風量、風壓和效率產生直接影響。風機轉動產生的旋轉噪聲，是多翼離心風機的主要噪聲源之一。因此，提高葉輪性能可以改善氣流流動狀況，達到增風降噪的效果[14-15]。

2.1.1 多元耦合仿生葉片

劉小民等[16]分析了蒼鷹翅膀獨特的消聲結構，將鷹翼前尾緣的齒形非光滑結構提取出來，應用到多翼離心風機葉輪葉片中，設計了一種多元耦合仿生葉片如圖3所示，并提取尾緣周期、齒寬、齒高、前緣波長、振幅這五個參數對仿生葉片結構進行CFD模擬分析。如圖4所示，仿生結構的引入，使得葉片的聲壓級較原型葉片有所降低。如圖5中葉片表面壓力云圖所示，采用多元耦合仿生葉片能有效減小葉片前緣受到的氣流沖擊作用。從圖中可以看出，葉片前緣高壓區(qū)消失，尾緣的負壓區(qū)減小。試驗表明：具有小齒形尾緣和中波形前緣的仿生葉片在風量和風壓均有所增加的情況下，噪聲較原型葉片降低了1.3dB。

圖3 多元耦合仿生葉片Fig.3 Multi-factor coupling bionic blade

圖4 仿生葉片與原型葉片噪聲頻譜圖Fig.4 Noise spectrum of an original and bionic blade

圖5 葉片表面壓力分布云圖Fig.5 Pressure distributions on the blade surfaces

2.1.2 分段葉片

由于受吸油煙機用多翼離心風機葉輪加工工藝和加工成本的限制，目前風機葉輪葉片大多采用的是等弦長等厚度直葉片，這種葉片進口安裝角在進口葉輪邊緣所有點上是相同的，而該處氣流速度分布的不均勻性，使得氣流對葉輪葉片產生較大的沖擊，增大了葉輪的氣動噪聲；在葉片的出風口處，由于流道阻塞，容易形成渦流，增大了風機的渦流噪聲，降低了風機的效率。秦志剛等[17]提出一種分段設計的優(yōu)化方法，在不改變葉輪制造工藝的前提下對葉片實施分段設計，提高多翼離心風機性能，其結構如圖6所示。利用CFD技術對原型風機和分段葉片風機進行數值模擬，得到兩種風機的流場結果。如圖7風機湍流強度云圖所示，葉片經過分段設計之后，減小了進口氣流的偏斜程度，使得氣流在轉彎過程中能夠提前由軸向轉向徑向，減少了沖擊損失、葉道的分離損失、葉輪頂端出口渦流及二次流損失，從而提高了風機的效率[18-19]。試驗證明采用分段設計葉輪的改進方案，風機風量提高了0.61m3/min，風壓從352Pa提升到385Pa，效率提高了2.04%。

圖6 分段葉片結構圖Fig.6 Sectional blade structure

圖7 多翼離心風機中心截面速度分布Fig.7 Mainstream velocity distribution in the central section of multi-blades centrifugal fan

2.1.3 偏心葉輪

多翼離心風機的離散噪聲與葉輪和蝸舌的相對位置有著較為密切的關系，因此，優(yōu)化葉輪與蝸舌的位置匹配能起到控制噪聲的作用。根據多翼離心風機的CFD計算結果，葉道內尤其是靠近蝸舌區(qū)域的葉道內存在連續(xù)的流動渦，阻塞了葉道并產生強烈的渦流噪聲。李爍等[20]在此基礎上提出偏心葉輪的優(yōu)化方案，以偏移量L和偏移角θ（其定義如圖8所示）為參數對其流量、效率等性能進行了CFD研究。研究結果顯示，偏移量L為10mm，偏移角θ為170°時，風機性能最優(yōu)。如圖9葉輪通道內流線分布圖所示，偏心葉輪在70°≤γ≤290°時，葉道內的渦明顯變少，在290°≤γ≤330°時，葉道內的渦基本消失。葉輪進口氣流角和葉片進口角幾乎完全相等，葉片前緣的低壓區(qū)完全消失，流動分離消失，旋渦造成的阻塞得到改善，葉輪進口氣流更加順暢，從而提高了風機的效率和流量。偏心葉輪的試驗結果：流量增加了1.48m3/min，效率提升了2.52%，同時噪聲也下降了1.2dB。

圖8 偏移距和偏移角示意圖Fig.8 Schematic diagram of the eccentricity and eccentric angle of multi blade centrifugal fan

圖9 葉輪通道內流線分布圖Fig.9 Streamline distribution in the multi-blades centrifugal impeller

2.2 蝸舌改進

蝸舌是風機的重要組成部件，蝸舌的作用是誘導氣流改變運動方向，使氣流盡可能多的排出風機，減少風機中回流的產生。蝸舌的形狀、間距和半徑的變化都與風機內部流動狀態(tài)的變化和噪聲的產生密切相關。多翼離心風機在正常運轉時，氣體通過葉片的作用會沖擊蝸舌結構，出現周期性的壓力脈動和速度脈動，使風機在工作過程中產生旋轉噪聲。壓力脈動和速度脈動也會在葉片上形成不穩(wěn)定的作用力，使風機產生離散噪聲。研究指出：蝸舌是多翼離心風機的主要噪聲源之一，因此蝸舌的設計和優(yōu)化直接關系到多翼離心風機的性能和噪聲[21]。

2.2.1 仿生蝸舌

長耳鸮在自然進化過程中，獲得了靜音飛行的能力，為進行仿生設計提高吸油煙機氣動性能提供了靈感。劉小民等[22]將長耳鸮翅膀的前緣型線結構應用到吸油煙機用多翼離心風機蝸殼蝸舌的設計中。通過對長耳鸮翼型進行CFD研究發(fā)現，其翼展方向40%截面翼型具有最佳氣動性能，取其前緣的6.5%對風機的蝸舌進行仿生重構設計，使鸮翼翼型下側型線盡可能的與原型蝸舌下側型線重合，重構形成仿生蝸舌[23]，如圖10所示。對仿生蝸舌進行CFD模擬，結果如圖11所示，仿生蝸舌附近流動域內壓力梯度分布比較均勻，劇烈變化區(qū)域明顯減小，逆壓梯度區(qū)基本消失，表明仿生蝸舌具有較好的分流效果，蝸舌區(qū)域的流動得到優(yōu)化，從而提高了風機效率，減小了風機氣動噪聲。試驗表明，前緣蝸舌風機的風量較原型風機增加了1.9m3/min，噪聲下降了1.6dB，效率提高了3.8%。

圖10 仿鸮翼前緣蝸舌風機蝸殼結構Fig.10 Bionic volute tongue inspired by the leading edge of owl wing

圖11 蝸舌處壓力云圖Fig.11 Pressure distribution near the volute tongue

2.2.2 傾斜蝸舌

對多翼離心風機進行CFD分析發(fā)現，風機運轉時，葉輪帶動的氣體沒有全部從蝸舌處流出，而有少部分空氣流入葉片間進入風機內部，出現明顯的反向二次流現象，造成能量損失?；诖嗽?，付雙成等[24]將傾斜蝸舌運用到多翼離心風機中。傾斜蝸舌減小了反向二次流，更有利于提高風機性能，其結構如圖12所示。壓力在風機內部流動空間呈非對稱分布，葉輪轉動在葉輪內側形成負壓區(qū)，且負壓區(qū)域向葉輪中心擴散，壓力逐漸升高。壓力最小值出現在葉輪端部的高速區(qū)域，且向周圍擴散，傾斜蝸舌對多翼離心風機的壓力場影響較小[25]。在相同轉速下，多翼離心式風機采用傾斜蝸舌結構，流量降低了5.6%，但是葉輪的功率也相應下降了9.13%，較大程度降低了風機能耗，最大降低噪聲4.2dB。

圖12 傾斜蝸舌示意圖Fig.12 Inclined volute tongue structure

2.2.3 階梯蝸舌

傳統(tǒng)的多翼離心風機，其蝸舌與葉輪外緣的間距要有一個最佳范圍。間距過小，氣流流過蝸舌與葉輪外緣的間隙時，就會產生嘯叫聲；間距過大，氣流對蝸舌的沖擊情況會有所改善，但會有一部分氣流在蝸殼里隨著葉輪轉動不停地循環(huán)，既消耗了功率，又減少了流量，同時還會與葉輪出口的氣流發(fā)生周期性地撞擊，從而產生低頻振蕩或共鳴，導致噪聲增大[26]。李棟等[27]在此基礎上提出了階梯蝸舌的優(yōu)化方案，結構如圖13所示。將原來的單蝸舌結構改成兩個蝸舌結構，形成階梯狀，下蝸舌可用來保證風機性能必要的間距，上蝸舌則可拉開更大的間距，以使氣流對蝸舌的沖擊情況得到改善。CFD模擬結果顯示，離心通風機采用階梯蝸舌后，跟采用傳統(tǒng)蝸舌相比，蝸舌附近的氣體運動狀態(tài)有了較為明顯的改善，在較大程度上減少了氣流對蝸舌的沖擊，從而降低了噪聲。試驗結果證實，同傳統(tǒng)蝸舌相比，階梯蝸舌在保證性能變化不大的前提下，最大降噪效果可以達到3dB。

圖13 階梯蝸舌示意圖Fig.13 Step volute tongue structure

2.2.4 內凹式蝸舌

圖14 兩種新型蝸舌結構Fig.14 Two types of new volute tongue structures

喬亞光等[28-29]設計了異形內凹式蝸舌，主要包括內凹弧形和內凹槽形兩種結構，如圖14所示。采用CFD方法，研究了兩種特殊蝸舌結構對多翼離心風機氣動性能和噪聲的影響，揭示了蝸舌對多翼離心風機的增風降噪機理。計算結果表明內凹式蝸舌能降低出口區(qū)域氣體對蝸舌的沖擊，對氣流有更好的分流作用，因此能降低風機的旋轉噪聲，提高風機的效率。在蝸舌的附近區(qū)域，產生的壓力梯度的強度和范圍更小，風機出口處流線的曲率變小，減少流動分離，有利于風機出口處氣體的流動。在風機出口處旋渦的區(qū)域面積變小，可以增大出口的有效流通面積，有利于增加風機流量[30]。風機采用內凹弧形蝸舌和內凹槽蝸舌，噪聲在整個頻段都低于采用傳統(tǒng)蝸舌的風機，如圖15所示。在4 000Hz之前的低頻區(qū)域降噪效果更加明顯，其中內凹槽蝸舌的降噪效果最好。試驗表明，帶有內凹弧形蝸舌的風機噪聲下降了1.4dB，風量提高0.23m3/min；帶有內凹槽形蝸舌的風機噪聲下降了1.7dB，風量提高0.17m3/min。

圖15 A計權聲壓級倍頻程頻譜圖Fig.15 Octave spectrum of A-weighted sound pressure level

2.3 箱體及其它部件優(yōu)化

箱體是吸油煙機的主要部件之一，在滿足設計美學要求的基礎上，還擔負著有效攏煙的作用。當油煙進入箱體之后，一部分油煙會上升到箱體頂部滯留，不利于煙氣的及時排出，在箱體上部產生渦流，這也是渦流噪聲的一部分來源[31]。合理的箱體結構設計能提高吸油煙機的整機氣動性能，目前在風道系統(tǒng)數值仿真中增加了對箱體結構的研究。

2.3.1 蝸殼位置

由于箱體尺寸的限制，蝸殼在機箱中的相對位置對吸油煙機的性能有一定的影響。目前大部分雙吸式吸油煙機的多翼離心風機在箱體中的位置并不是處于箱體中間位置，一般是將電機側的進風口與箱體之間的間隙減小，以增加非電機側的進風區(qū)域面積[32]，針對蝸殼在機箱中的放置進行了數值研究。以電機側相對寬度為參數，分別研究了0.37，0.40，0.44和0.50四種不同寬度對風機風量的影響。其中相對寬度定義為:WM/(WM+W)，WM為電機側寬度，W為非電機側寬度[33]，如圖16所示。通過對不同相對寬度參數時風機的氣動性能進行數值模擬，獲得結果如圖17所示。從圖中可以看出，當相對寬度在0.5到0.4之間變化時，吸油煙機的性能隨著相對寬度的減小穩(wěn)步提升，但如果進一步減小相對寬度，吸油煙機的性能將會下降。當相對寬度為0.4時，吸油煙機具有最佳的氣動性能。

圖16 箱體中蝸殼位置結構圖Fig.16 The relative position of the volute in the hood box

圖17 相對寬度對風機性能的影響Fig.17 Effects of the relative width of the volute on the fan performance

2.3.2 分流裝置

對吸油煙機整機進行CFD模擬，其內部速度分布如圖18所示。可以看出，吸油煙機吸氣后，在蝸殼下部有一低速區(qū)，油煙在撞擊蝸殼后，部分能量損失，且會增加煙機內的渦流噪聲[34]。針對這個問題，提出了一種分流降噪裝置，結構如圖19所示，該裝置能將吸油煙機進口處吸入的氣體進行分流，有效減小氣體對蝸殼的撞擊與低速區(qū)面積，降低能量的損失。測試結果表明：吸油煙機的風量增加了0.65m3/min，噪聲下降了0.83dB。

圖18 吸油煙機內速度分布Fig.18 Velocity distribution in the range hood

圖19 用于降噪的分流裝置Fig.19 Shunt device used for noise reduction

2.3.3 集流器優(yōu)化

集流器作為進口導流裝置對多翼離心風機的性能也有著重要的影響。集流器的設計參數如果選擇不合理，會惡化風機內部流場，使吸油煙機整體性能下降[35]。對多翼離心風機進口集流器的出口直徑d0與軸向間隙δ兩個參數（如圖20所示）進行數值優(yōu)化，得出最佳集流器參數。計算結果如圖21所示，優(yōu)化集流器后的風機在蝸殼靠近出口區(qū)域，速度的分離現象明顯減少，出口速度的分布更加均勻，蝸舌附近的流道內流動分離現象得到改善。優(yōu)化集流器后的風機在葉輪出口的速度沿蝸殼開口方向逐漸增大，在蝸殼出口處達到最大，明顯大于原型風機的速度，徑向速度的分布相比原型風機更加均勻，說明集流器會影響氣體從軸向轉為徑向所需的時間。優(yōu)化集流器后的風機的靜壓分布更為均勻，流動更為順暢，使風機效率與風量都得到了提升[36]。結果表明：采用優(yōu)化設計的集流器，吸油煙機用多翼離心風機最大風量增加了6.0%，效率提升了2.6%。

圖20 集流器結構示意圖Fig.20 The inlet guide ring

圖21 多翼離心風機內速度矢量分布Fig.21 Velocity distribution in a multi-blades centrifugal fan

3 總結與展望

1）本文給出了基于CFD技術的吸油煙機結構改進和性能優(yōu)化流程，結合多翼離心風機葉片、葉輪、蝸舌、集流器等結構和性能的改進，闡述了CFD技術在吸油煙機增風-升壓-降噪等性能優(yōu)化過程中的作用和應用。

2）目前對吸油煙機的性能優(yōu)化多集中在多翼離心風機部分，對吸油煙機箱體結構的優(yōu)化研究相對還比較少，然而試驗測量結果表明箱體結構對吸油煙機的攏煙效果和風量有著重要的影響。因此，吸油煙機箱體結構的改進將是進一步提升吸油煙機性能的發(fā)展方向。

3）在吸油煙機產品的實驗室性能測試中，常以空氣代替煙氣來測量吸油煙機的性能，在CFD分析中的工作介質也采用的是實驗室環(huán)境條件下的空氣。然而油煙的物性與空氣的物性是不同的，要獲得良好的用戶體驗，就需要考慮采用烹飪過程中產生的油煙作為工作介質來進行吸油煙機的性能分析。

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A Review on the Performance Improvement and Structural Optimization of Multi-Blade Centrifugal Fan of Range
Hoods Based on CFD Method

Xiao-min LiuLuo-na Yang
（School of Energy and Power Engineering,Xi’an Jiaotong University）

Computational fluid dynamics(CFD)is playing an increasingly important role in the product development and performance optimization of range hoods.The basic principles and the usage of CFD methods are summarized for the development and application in the hood industry.In this paper,research activities and results for the structural improvement and performance optimization of the impeller,volute tongue,hood box and other components used in the range hood in recent years based on CFD are discussed.

range hood,multi-blades centrifugal fan,computational fluid dynamics,optimal design,performance improvement,aerodynamic noise

國家自然科學基金項目（No.51676152）;陜西省科學技術研究發(fā)展計劃項目（No.2014K06-24）

2017-07-27 陜西 西安 710049

TH432；TK05

1006-8155-(2017)06-0066-9

A

10.16492/j.fjjs.2017.06.0012