肖美娜 ，趙希楓 ，陳頌英

（1.山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，濟(jì)南 250061；2.海信（山東）空調(diào)有限公司，山東青島 266100）

0 引言

隨著家居室內(nèi)環(huán)境的變化，用戶對(duì)空調(diào)器的風(fēng)感、送風(fēng)范圍和送風(fēng)距離等指標(biāo)提出了越來越多的要求。相比于貫流風(fēng)道，離心風(fēng)道具有靜壓高、風(fēng)量大、送風(fēng)距離遠(yuǎn)等優(yōu)勢(shì)，因此目前離心通風(fēng)機(jī)廣泛地應(yīng)用于空調(diào)器室內(nèi)機(jī)的風(fēng)道設(shè)計(jì)和開發(fā)中。

作為離心通風(fēng)機(jī)的重要幾何部件，蝸殼的結(jié)構(gòu)形式對(duì)空調(diào)器的風(fēng)量、噪聲、功率、送風(fēng)范圍等參數(shù)具有重要的影響［1］。在空調(diào)器室內(nèi)機(jī)離心風(fēng)道的設(shè)計(jì)中，為獲得較好的風(fēng)道性能，在滿足其他空調(diào)器部件空間位置的前提下，應(yīng)盡量將蝸殼的尺寸（寬度、高度和厚度3個(gè)方向）設(shè)計(jì)的最大。然而，離心蝸殼有時(shí)會(huì)與其周圍的蒸發(fā)器、顯示屏、電控盒、濾網(wǎng)等部件產(chǎn)生局部干涉，為避讓結(jié)構(gòu)空間，需要對(duì)蝸殼進(jìn)行局部切削。

對(duì)于離心通風(fēng)機(jī)的蝸殼結(jié)構(gòu)，目前已有很多學(xué)者和研究機(jī)構(gòu)對(duì)其進(jìn)行了深入的研究。王企鯤等［2］采用數(shù)值計(jì)算方法發(fā)現(xiàn)離心風(fēng)機(jī)的徑向截面上都存在著一個(gè)反向、強(qiáng)度交替變化的渦對(duì)。馮新糧等［3］基于同一離心通風(fēng)機(jī)，采用數(shù)值計(jì)算方法對(duì)比了等邊基元法、不等邊基元法和阿基米德螺旋線方程3種蝸殼型線繪制方法對(duì)通風(fēng)機(jī)流場(chǎng)特性的影響，對(duì)于大比轉(zhuǎn)數(shù)的工況，等邊基元法和不等邊基元法繪制的蝸殼風(fēng)機(jī)性能整體相當(dāng)，且優(yōu)于阿基米德螺旋線方法。雷樂等［4］研究發(fā)現(xiàn)保持蝸殼后蓋板蝸舌半徑不變，增大蝸殼前蓋板的蝸舌半徑，能有效地降低離心通風(fēng)機(jī)的聲功率級(jí)，改變蝸舌間隙的降噪效果優(yōu)于改變蝸舌傾角。周水清等［5］采用動(dòng)量矩修正方法對(duì)某傳統(tǒng)蝸殼型線進(jìn)行改型設(shè)計(jì)，改型后的風(fēng)機(jī)內(nèi)旋渦強(qiáng)度減小，并且蝸殼張開度增大，改善了蝸舌處的流動(dòng)分離，使通風(fēng)機(jī)的噪聲降低了2.5 dB。

但有些蝸殼結(jié)構(gòu)的改進(jìn)會(huì)造成離心通風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能下降，如毛義軍等［6］對(duì)某雙吸式離心風(fēng)機(jī)的軸向尺寸、進(jìn)氣室和蝸殼型線等結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行重新設(shè)計(jì)后發(fā)現(xiàn)，改進(jìn)后的風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能大幅下降，蝸殼的改進(jìn)對(duì)風(fēng)機(jī)性能的負(fù)面影響較大。本文基于某立式空調(diào)器室內(nèi)機(jī)采用的雙吸式離心通風(fēng)機(jī)［7］，采用數(shù)值計(jì)算方法分析蝸殼局部切削對(duì)離心通風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)的影響。

1 離心風(fēng)機(jī)幾何模型

1.1 離心風(fēng)機(jī)模型

本文研究對(duì)象為應(yīng)用于某立式空調(diào)器室內(nèi)機(jī)的一款雙吸式前向多翼離心通風(fēng)機(jī)，其主要結(jié)構(gòu)包括：集流器、雙吸式蝸殼、雙吸式葉輪、電機(jī)等部件。簡(jiǎn)化后的計(jì)算模型如圖1所示，主要幾何參數(shù)見表1。

圖1 雙吸式離心風(fēng)機(jī)計(jì)算模型Fig.1 Calculation model of the double-suction centrifugal fan

表1 雙吸式離心風(fēng)機(jī)主要幾何參數(shù)Tab.1 Main geometric parameters of the doublesuction centrifugal fan

為便于數(shù)值計(jì)算，對(duì)該雙吸式離心通風(fēng)機(jī)的實(shí)物進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化，只保留了主要的幾何特征，如去除了蝸殼和葉片根部等部位細(xì)小的結(jié)構(gòu)特征等，計(jì)算流域中考慮了電機(jī)幾何對(duì)風(fēng)道特性的影響。在簡(jiǎn)化后的雙吸式離心通風(fēng)機(jī)模型的基礎(chǔ)上，對(duì)通風(fēng)機(jī)的進(jìn)口和出口區(qū)域進(jìn)行了適當(dāng)?shù)难娱L(zhǎng)，以便于給定較符合實(shí)際情況的邊界條件，進(jìn)口區(qū)域和出口區(qū)域的延長(zhǎng)長(zhǎng)度分別約為葉輪直徑的3倍（0.6 m）和5倍（1 m）。

1.2 蝸殼結(jié)構(gòu)

在某空調(diào)器室內(nèi)機(jī)的結(jié)構(gòu)布局中，雙吸式離心通風(fēng)機(jī)被U型蒸發(fā)器環(huán)抱在其中間，U型蒸發(fā)器位于通風(fēng)機(jī)的后側(cè)，空調(diào)器顯示屏位于通風(fēng)機(jī)的前側(cè)。由于空調(diào)器的顯示屏厚度增加，原蝸殼位置需要向后移動(dòng)，為避免通風(fēng)機(jī)蝸殼與蒸發(fā)器產(chǎn)生結(jié)構(gòu)干涉，需要對(duì)蝸殼尺寸進(jìn)行調(diào)整，如果將蝸殼前后寬度整體減小，離心通風(fēng)機(jī)的風(fēng)量、噪聲等性能有可能會(huì)明顯惡化，因此試圖將產(chǎn)生干涉的蝸殼局部進(jìn)行切削，分析蝸殼局部切削對(duì)離心通風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能的影響。

雙吸式蝸殼的一側(cè)與蒸發(fā)器產(chǎn)生干涉，因此，僅對(duì)該側(cè)蝸殼進(jìn)行局部切削，其余蝸殼保持不變，原蝸殼與切削后的蝸殼對(duì)比如圖2所示，蝸殼切削的高度位置約為電機(jī)軸附近。

圖2 不同蝸殼幾何結(jié)構(gòu)Fig.2 Geometry of different volute

2 離心風(fēng)機(jī)數(shù)值計(jì)算方法

2.1 數(shù)值計(jì)算方法

2.1.1 控制方程

雙吸式離心通風(fēng)機(jī)內(nèi)的流動(dòng)按湍流進(jìn)行計(jì)算，采用RNG k-ε湍流模型，控制方程為三維不可壓縮定常狀態(tài)的Navier-Stokes方程。

式中 ui，uj——速度分量 u，v，w；

xi，xj——直角坐標(biāo)系3個(gè)方向的分量；

ρ ——流體密度；

fi——體積力分量；

P*——折算壓力；

μe——有效黏性系數(shù)。

2.1.2 數(shù)值方法

數(shù)值方法采用有限體積法，速度壓力耦合方式采用SIMPLE算法，二階迎風(fēng)格式離散對(duì)流項(xiàng)，二階中心差分格式離散擴(kuò)散項(xiàng)，所有殘差變量的收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-3。

2.1.3 邊界條件

對(duì)計(jì)算域的進(jìn)口采用壓力進(jìn)口邊界條件，進(jìn)口總壓為0 Pa，出口采用壓力出口邊界條件，出口靜壓為0 Pa，葉輪區(qū)域采用多重參考坐標(biāo)系（MRF）模型設(shè)置旋轉(zhuǎn)區(qū)域和靜止區(qū)域，兩區(qū)域交界面采用interface邊界條件。

2.2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證

對(duì)離心通風(fēng)機(jī)的進(jìn)出口區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，對(duì)葉輪和蝸殼區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對(duì)計(jì)算域的網(wǎng)格進(jìn)行逐步加密，以進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢查。采用5種密度的網(wǎng)格對(duì)原蝸殼在轉(zhuǎn)速n=600 r/min的工況進(jìn)行計(jì)算，如圖3所示，縱坐標(biāo)為不同網(wǎng)格密度下的通風(fēng)機(jī)流量。本文采用數(shù)量為375萬的網(wǎng)格，且該網(wǎng)格質(zhì)量良好，此時(shí)通風(fēng)機(jī)的風(fēng)量計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的誤差約為3%，可認(rèn)為計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，可采用計(jì)算結(jié)果對(duì)離心通風(fēng)機(jī)氣動(dòng)特性進(jìn)行分析。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Grid independence verification

3 流場(chǎng)結(jié)果分析

3.1 實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

對(duì)切削前后的蝸殼進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測(cè)試發(fā)現(xiàn)，切削后的蝸殼噪聲性能變差，有明顯的異常噪聲，表現(xiàn)為不穩(wěn)定的一陣陣的“轟轟”的聲音，噪聲對(duì)比頻譜如圖4所示。采用絲線對(duì)蝸殼切削部位測(cè)試內(nèi)部氣流流動(dòng)，發(fā)現(xiàn)蝸殼切削處氣流不沿蝸殼壁面流動(dòng)，而是先向內(nèi)彎曲，再隨主流向上流動(dòng)，蝸殼切削處的內(nèi)部流動(dòng)非常紊亂。

圖4 蝸殼切削前后噪聲頻譜對(duì)比Fig.4 Comparison of noise spectrum in the volute before and after cutting

3.2 軸向位置內(nèi)流場(chǎng)分析

為了便于對(duì)蝸殼各截面的流動(dòng)情況進(jìn)行分析說明，圖5示出通風(fēng)機(jī)不同軸向和周向截面的位置示意。葉輪軸向?yàn)閤方向，坐標(biāo)原點(diǎn)位于葉輪輪盤中心處，因此不同的軸向截面可以采用固定的x值進(jìn)行表示。周向位置以+z方向?yàn)?°，沿逆時(shí)針方向逐漸增大，不同的周向位置采用固定的θ 值表示。另外，采用固定的z值表征蝸殼出口處的不同截面位置。

圖5 離心通風(fēng)機(jī)內(nèi)的不同截面Fig.5 Different sections in the centrifugal fan

原蝸殼和切削后蝸殼+x方向不同軸向截面上的速度如圖6，7所示，原蝸殼中，沿葉輪軸向，從輪盤到集流器方向，一方面，蝸殼出口擴(kuò)壓段的高速區(qū)面積減小，速度降低，另一方面，蝸舌處逐漸出現(xiàn)低速回流區(qū)。對(duì)比圖6，7相同軸向位置的速度云圖可以發(fā)現(xiàn)，沿+x方向，由蝸殼切削產(chǎn)生的出口擴(kuò)壓段的高速區(qū)面積減小幅度逐漸增大，因此，從輪盤到集流器方向，原蝸殼中流動(dòng)穩(wěn)定性逐漸減弱，蝸殼切削導(dǎo)致該方向的流動(dòng)狀況進(jìn)一步惡化。

圖6 原蝸殼+x方向不同軸向截面的速度云圖Fig.6 Velocity distribution nephogram of different axial sections in the +x direction of the original volute

圖7 切削后蝸殼+x方向不同軸向截面的速度云圖Fig.7 Velocity nephograms of different axial sections in the +x direction of the volute after cutting

相對(duì)應(yīng)的，原蝸殼和切削后蝸殼+x方向不同軸向截面上的速度矢量如圖8，9所示，對(duì)比圖8，9相同軸向位置的速度矢量可知，蝸殼切削后，蝸舌處及該側(cè)蝸殼出口處的渦流區(qū)域增大，這說明蝸殼切削導(dǎo)致該側(cè)軸向截面的流動(dòng)穩(wěn)定性變差。

圖8 原蝸殼+x方向不同軸向截面的速度矢量Fig.8 Velocity vectors of different axial sections in the +x direction of the original volute

圖9 切削后蝸殼+x方向不同軸向截面的速度矢量Fig.9 Velocity vectors of different axial sections in the +x direction of the volute after cutting

3.3 不同周向位置分析

原蝸殼和切削后蝸殼不同蝸殼流道（不含葉輪流道）周向截面上的速度云圖如圖10，11所示，原蝸殼中，由于電機(jī)在輪盤兩側(cè)的高度及形狀的差異，不同周向截面上的速度云圖大致上沿中間輪盤對(duì)稱分布，但并非完全對(duì)稱，隨周向角度θ的增大，各截面上的平均速度逐漸增大。切削后的蝸殼中，蝸殼切削一側(cè)的高速區(qū)面積明顯減小，該處的渦流強(qiáng)度減弱，從速度云圖的整體分布可以看出，輪盤兩側(cè)的蝸殼流道存在一定的速度差。

圖10 原蝸殼流道不同周向截面的速度云圖Fig.10 Velocity distribution nephogram of different circumferential sections of the original volute flow channel

圖11 切削后蝸殼流道不同周向截面的速度云圖Fig.11 Velocity distribution nephogram of different circumferential sections of the volute after cutting

相對(duì)應(yīng)的，原蝸殼和切削后蝸殼不同蝸殼流道（不含葉輪流道）周向截面上的速度矢量如圖12，13所示，原蝸殼中，不同周向截面上的回流區(qū)大致上沿中間輪盤對(duì)稱分布。切削后的蝸殼中，蝸殼流道內(nèi)的渦流尺寸有些許增大，如圖12（b）、13（b）所示。受切削位置影響，θ=270°截面上，切削處的渦流向另一側(cè)的渦流處擠壓。結(jié)合速度云圖和速度矢量圖可以得出，蝸殼切削后，蝸殼流道內(nèi)的渦流尺寸稍微增大，但渦流強(qiáng)度降低，受切削位置影響，回流區(qū)向另一側(cè)擠壓。

圖12 原蝸殼流道不同周向截面的速度矢量Fig.12 Velocity vectors of different circumferential sections of the original volute flow channel

圖13 切削后蝸殼流道不同周向截面的速度矢量Fig.13 Velocity vectors of different circumferential sections of the volute flow channel after cutting

3.4 蝸殼出口位置分析

原蝸殼和切削后蝸殼不同出口截面的速度云圖如圖14，15所示，原蝸殼中，不同蝸殼出口截面上的速度分布和回流區(qū)也大致上沿中間輪盤對(duì)稱分布。蝸舌側(cè)的速度偏低，相對(duì)應(yīng)的擴(kuò)壓側(cè)的速度較高，由此可知，蝸殼流道的高速氣流主要沿蝸殼擴(kuò)壓側(cè)流出。蝸殼出口截面流道內(nèi)主要存在兩對(duì)渦流，分別位于蝸殼擴(kuò)壓側(cè)和蝸舌側(cè)。蝸殼切削后，切削后的一側(cè)蝸殼流道中，高速區(qū)的面積明顯減小，渦流強(qiáng)度減弱，且速度分布不再沿輪盤對(duì)稱分布。由速度矢量圖可知，蝸殼出口截面內(nèi)的渦流數(shù)量明顯增多，且渦流分布的規(guī)律性較差，流動(dòng)穩(wěn)定性減弱。

圖14 原蝸殼不同出口截面的速度云圖Fig.14 Velocity distributions of different outlet sections of the original volute

圖15 切削后蝸殼不同出口截面的速度云圖Fig.15 Velocity nephogram of different outlet sections of the volute after cutting

4 結(jié)論

（1）對(duì)于蝸殼軸向，從輪盤到集流器方向，原蝸殼中流動(dòng)穩(wěn)定性逐漸減弱，蝸殼切削導(dǎo)致該方向的流動(dòng)狀況進(jìn)一步惡化。蝸殼切削不僅對(duì)局部切削位置附近的流場(chǎng)產(chǎn)生明顯影響，而是會(huì)延伸影響到整個(gè)風(fēng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)。

（2）對(duì)于蝸殼周向，蝸殼切削后，蝸殼流道內(nèi)的渦流尺寸稍微增大，但渦流強(qiáng)度降低，受切削位置影響，回流區(qū)向另一側(cè)擠壓。

（3）對(duì)于蝸殼出口區(qū)域，蝸殼切削后，蝸殼出口截面內(nèi)的渦流數(shù)量明顯增多，渦流強(qiáng)度減弱，且渦流分布的規(guī)律性較差，流動(dòng)穩(wěn)定性減弱。

因此，受周圍結(jié)構(gòu)件的影響，對(duì)蝸殼局部切削時(shí)，應(yīng)充分考慮蝸殼切削對(duì)整個(gè)流場(chǎng)穩(wěn)定性的影響。如果需要對(duì)蝸殼局部進(jìn)行切削時(shí)，應(yīng)避免對(duì)蝸殼擴(kuò)壓段進(jìn)行較大尺寸的切削，可以適當(dāng)在蝸殼周向角度為θ=90°附近進(jìn)行適當(dāng)切削。