抽油烟机内多翼离心风机蜗壳结构的数值优化*

陈聪聪 耿文倩 李景银/西安交通大学能源与动力工程学院流体机械研究所

雷乐/中航工业庆安集团有限公司

抽油烟机内多翼离心风机蜗壳结构的数值优化*

陈聪聪 耿文倩 李景银/西安交通大学能源与动力工程学院流体机械研究所

雷乐/中航工业庆安集团有限公司

0　引言

随着我国人民生活水平的逐步提高，抽油烟机已经成为了居民家中必备的厨房用具。但目前使用中的很多抽油烟机都存在着油烟抽吸不干净和运行噪声较大的问题［1］。而解决这个问题的关键是提高抽油烟机内部的多翼离心风机的风量和抽力并降低其气动噪声。

离心风机的蜗壳，特别是蜗舌部分是风机的主要噪声源，因此国内外学者针对离心风机的蜗壳结构采取了不同的优化方案来降低离心风机的噪声。改进蜗壳结构降低离心风机噪声的主要方法有：增加蜗舌间隙［2］、采用倾斜蜗舌［3］、采用仿生翼型蜗舌［4］、增加蜗壳宽度［5］、采用阶梯蜗舌［6］、优化蜗壳出口［7］、采用吸声蜗壳［8］等。

本文通过改变多翼离心风机的蜗壳结构，分析了蜗壳结构的改变对抽油烟机气动性能和噪声的影响。

1　抽油烟机气动性能及气动噪声的数值模拟

本文采用Ansys Fluent计算流体软件研究抽油烟机内部的流动，模拟抽油烟机的气动性能与气动噪声。首先，对抽油烟机进行建模划分网格，在Fluent中进行定常计算获得抽油烟机气动性能；随后，以定常计算结果作为初值进行非定常计算，获取声源信息，待非定常计算收敛后，激活Fluent声学模块，利用FW-H方程，预测抽油烟机的气动噪声。

1.1抽油烟机网格划分

本文中的抽油烟机为双吸抽油烟机，即内部的多翼离心风机中有两个不等宽度的叶轮，其中较窄叶轮侧安装有内置电机，而较宽叶轮侧的进气空间不受内置电机的影响。将抽油烟机整个流动区域划分为外部箱体、蜗壳（包括集流器）、两个不等宽度叶轮和出口方转圆五个部分。分别对这五部分流体区域进行建模、定位后，利用ICEM CFD软件进行高质量的六面体结构网格划分。箱体区域、蜗壳区域、较宽叶轮、较窄叶轮、出口方转圆区域的网格数分别约为79万、83万、103万、48万、8万，整机网格数约为321万。图1为抽油烟机的网格示意图。

1.2抽油烟机气动性能预测

采用Ansys Fluent对抽油烟机内部流场进行定常计算，由于抽油烟机内部的气体最大马赫数小于0.3，属于不可压缩流动的范畴，在数值计算过程中可以设置密度为常数。各部分网格通过Interface进行连接，计算采用多重参考系（MRF），并给定叶轮的旋转速度。考虑到抽油烟机的试验测试和技术要求，需要求解抽油烟机的最大流量。因此，在数值模拟时给定边界条件为：箱体进口全压为0Pa，方转圆出口静压为0Pa，均为相对大气压的压力。湍流方程采用Realizable k-ε模型，并选择Scalable壁面函数。压力修正采用Simplec算法，压力松弛因子选用0.7。

1.3抽油烟机气动噪声预测

在Ansys Fluent中，将抽油烟机内部流场的定常计算结果作为初值进行非定常计算，获取声源信息。非定常计算采用滑移网格模拟动静干涉。非定常计算时，通常会在叶轮出口位置处设置一个监测点，监测该点的静压随时间的波动情况。非定常计算稳定之后，打开Ansys Fluent中的FW-H方程，设置抽油烟机的所有壁面为噪声源，并设置噪声接收点进行噪声预测。

非定常计算中的时间步长按照下式（1）求取：

式中，n为转速，r/min；K为单流道时间步数，本文取K=20；Z为叶片数。

1.4抽油烟机的比A声压级

抽油烟机的噪声测量采用球面包络法，其测量示意图如下图2，其球面半径R=1.414m，抽油烟机的叶轮中心位于球心处。在与球心相距1m的水平面与包络面交界的圆上均匀分布着四个测量点，如图2中的A，B，C，D。

分别读取抽油烟机在最大转速下运行时的四个测量点的声压级，得到四个测量点A，B，C，D的声压级后，按照下式（2）。计算平均A计权声压级：

式中，LA为测量所得平均A计权声压级，dB；Lpi为第i点的A计权声压级，dB；i为A，B，C，D四个测量点。

抽油烟机的A声压级除了与内部的多翼离心风机的结构型式有关，还与抽油烟机的风量和全压有关。本文中数值计算抽油烟机的最大风量工况点的气动性能和A声压级，为了获得不同参数条件下具有最优噪声特性的抽油烟机，使用最大风量工况点处的比A声压级进行评价。

式中，LSA为风机最大风量工况点的比A声压级，dB；LA为风机最大风量工况点的A声压级，dB；Q为风机最大风量工况点的风量，m3/min；p为风机最大风量工况点的全压，Pa。

2　蜗壳宽度对抽油烟机气动性能及比A声压级的影响

增加蜗壳宽度能够有效地降低离心风机的基频噪声，增加宽频噪声［5］。因此，利用数值模拟的手段，确定最佳的蜗壳宽度，使得抽油烟机的比A声压级最低。

普通的离心风机增加蜗壳宽度都是保持蜗壳前盖板位置不变，增加蜗壳后盖板与叶轮后盘的距离。而本文的双吸多翼风机的蜗壳前后盖板均对应着多翼叶轮的前盘，因此，考虑同时增大蜗壳前后盖板两侧的宽度，图3为增加蜗壳宽度的示意图。为了保证多翼风机集流器与叶轮的相对位置，减少内泄漏损失，在增加蜗壳宽度的同时，对多翼风机的集流器进行重新设计，设计方法和参数的选取与原始集流器设计保持一致。

本文中初始蜗壳宽度为165mm，分别增大蜗壳宽度到170mm、175mm、180mm、185mm和190mm。蜗壳宽度的增加为蜗壳前后盖板两侧对称增加，即当蜗壳宽度增加2△B时，蜗壳两侧分别增加△B。

图4表示抽油烟机的风量和效率随着蜗壳宽度的增加的变化趋势。分析图4可知，随着蜗壳宽度的增加，抽油烟机的风量和效率逐渐的降低。与蜗壳宽度B=165mm时相比，蜗壳宽度B= 190mm的抽油烟机风量减少了3.68％，效率降低了0.021。抽油烟机的风量随着蜗壳宽度的增加缓慢的减小。抽油烟机的效率在蜗壳宽度由165mm增加到185mm的过程中变化较为平缓，仅降低了0.009；而当蜗壳宽度由185mm增加到190mm时，抽油烟机的效率急剧下降，降低了0.012。总体来说，随着多翼风机蜗壳宽度的增加，抽油烟机的风量缓慢的减少，而抽油烟机的效率先缓慢的降低，在蜗壳宽度超过185mm后，效率急剧下降。

图5表示抽油烟机的比A声压级随着蜗壳宽度增加的变化。分析图5可以看出，抽油烟机的比A声压级随着多翼离心风机蜗壳宽度的增加先减小、后增大。在初始蜗壳宽度为B=165mm时，抽油烟机的比A声压级为30.22dB，逐渐的增加蜗壳宽度，抽油烟机的比A声压级不断的减小，在蜗壳宽度B=180mm时比A声压级降低到最小值27.75dB，相比减少了2.47dB。而后继续增加蜗壳宽度，抽油烟机的比A声压级反而又逐渐地增大。当蜗壳宽度开始增加时，蜗壳内部的气流对蜗舌处的冲击速度不断降低，风机的基频噪声会随着蜗壳宽度的增加逐渐的减小，而宽频噪声也会逐渐的增加，但在蜗壳宽度最初增加过程中，基频噪声的减少效应大于宽频噪声的增加效应，因此也就使得抽油烟机的比A声压级逐渐的减少；继续增大蜗壳宽度，多翼风机叶轮流道间的分离加重，宽频噪声增大，这时宽频噪声增加的效应将会大于基频噪声减少的效应，导致抽油烟机的比A声压级又再次增加。

综合抽油烟机的气动性能和比A声压级的变化的分析，在初始的蜗壳宽度下，逐渐地增加蜗壳宽度，可以得到使抽油烟机比A声压级最小的最佳的蜗壳宽度，并且蜗壳宽度的增加对抽油烟机的气动性能影响并不是很大，最终选择最佳蜗壳宽度B=180mm。

3　倾斜蜗舌对抽油烟机性能和噪声的影响

离心风机叶轮高速旋转的过程中气流会对风机蜗壳，尤其是蜗舌处产生强烈的冲击作用，因此，改变蜗壳的蜗舌形状能够对离心风机的噪声产生显著的影响，本文在最佳蜗壳宽度B=180mm的条件下，采用倾斜蜗舌的方法进一步降低抽油烟机的气动噪声。

通常离心风机的倾斜蜗舌都是令蜗壳前盖板的蜗舌半径R2大于蜗壳后盖板侧的蜗舌半径R1，蜗舌是由蜗壳的后盖板侧开始向蜗壳外部逐渐的倾斜。

本文的双吸多翼离心风机安装有两个不等宽度的叶轮，其中较窄叶轮侧安装有电机，我们称较宽的叶轮所对应的蜗壳盖板为非电机侧，而较窄的叶轮所对应的蜗壳盖板称为电机侧，非电机侧对应的蜗舌半径为R2，电机侧盖板对应的蜗舌半径为R1。本文设计的两种倾斜蜗舌方式分别如图6和图7，为了方便比较，本文称图6所示的蜗舌变化方式为倾斜蜗舌一，图7所示的蜗舌变化方式为倾斜蜗舌二。

倾斜蜗舌一的蜗舌变化是由电机侧开始向外部逐渐的倾斜，电机侧对应的蜗舌半径R1保持不变，非电机侧的蜗舌半径R2大于蜗壳后盖板侧的蜗舌半径R1，蜗舌部位的倾斜线与离心风机的轴向方向的夹角为θ；倾斜蜗舌二的蜗舌变化是由非电机侧开始向外部逐渐的倾斜，非电机侧对应的蜗舌半径R2保持不变，电机侧的蜗舌半径R1大于非电机侧的蜗舌半径R2，蜗舌部位的倾斜线与离心风机的轴向方向的夹角也为θ。由于尺寸限制，多翼离心风机的蜗舌半径最大能取到45mm，而原平蜗舌半径为16mm。

表1为倾斜蜗舌的方案设定，在最佳蜗壳宽度下分别采用倾斜蜗舌一和倾斜蜗舌二的方式设计倾斜蜗舌，保持蜗壳一侧盖板的蜗舌半径为16mm，增加另外一侧的蜗舌半径分别为26mm、36mm、45mm。

表1　倾斜蜗舌方案表

图8给出了抽油烟机的风量和效率随着内部多翼离心风机蜗舌倾角不断增大的变化规律。分析图8可以发现：在两种倾斜蜗舌的变化方式下，抽油烟机的风量和效率都随着蜗舌倾角的增加而呈现下降的趋势。其中，对采用倾斜蜗舌一的多翼离心风机，在最大蜗舌倾角为7.67°时抽油烟机的风量和效率分别为20.52m3/min和0.561，风量相比平蜗舌时减少了0.87％，效率相比平蜗舌时降低了0.008。对采用倾斜蜗舌二的多翼离心风机，在最大蜗舌倾角为7.67°时，抽油烟机的风量和效率为20.46 m3/min和0.562，相比于平蜗舌分别减少了1.16％和0.007，其中风量的变化幅度相较于倾斜蜗舌一时稍大，而效率的变化幅度却比倾斜蜗舌一小。但从总体上来说，随着两种倾斜蜗舌方式的蜗舌倾角的变化，抽油烟机的风量和效率变化并不大。

图9给出了抽油烟机的比A声压级随着多翼离心风机蜗舌倾角的变化规律。分析图9可知，采用不同倾斜蜗舌型式的多翼离心风机比A声压级均随着蜗舌倾角的增大不断的减小，开始阶段，比A声压级随着蜗舌倾角的增大快速降低；随后，比A声压级降低的速度逐渐的减缓。当采用倾斜蜗舌一的形式变化蜗舌倾角，在最大蜗舌倾角7.67°时，抽油烟机的比A声压级取得最小值25.02dB，相比于平蜗舌时减小了2.73dB。而采用倾斜蜗舌二的形式变化蜗舌倾角，在最大蜗舌倾角7.67°时，抽油烟机的比A声压级取得最小值24.05dB，相比于平蜗舌降低了3.70dB。蜗舌倾斜式布置能够改变多翼离心风机蜗舌处的压力和速度分布，有助于降低多翼风机的基频噪声，这也是抽油烟机比A声压级降低的原因。同时可以发现：在相同的蜗舌倾角下，倾斜蜗舌二抽油烟机的比A声压级均小于倾斜蜗舌一所对应的比A声压级，这一现象应该是与双吸多翼离心风机的两个不等宽度叶轮有关。

综合分析抽油烟机的气动性能和比A声压级的变化时可以发现：倾斜蜗舌能够有效的降低抽油烟机的比A声压级，并且对抽油烟机的气动性能的影响很小；相同倾斜蜗舌型式下，较大的蜗舌倾角的降噪效果优于较小的蜗舌倾角；在同样的蜗舌倾角下，倾斜蜗舌二的蜗舌变化型式的降噪效果优于倾斜蜗舌一的蜗舌变化型式。

4　试验验证

按照中华人民共和国国家标准GB/ T17713-2011，我们对上述优化得到的最终方案进行了试验验证，最终方案的蜗壳宽度B=180mm，倾斜蜗舌选用倾斜蜗舌二的型式，蜗舌倾角为最大角度7.67°。

4.1试验装置

本次抽油烟机的性能试验包括抽油烟机的气动性能测试和抽油烟机的噪声测试。因此本次的试验装置主要有待测抽油烟机整机、抽油烟机空气性能试验装置和抽油烟机噪声测试设备。其中图10～图12分别表示待测抽油烟机、空气性能试验装置、消音室。

4.2试验结果

对优化结果进行性能试验，具体的结果见表2。

表2　抽油烟机优化结果的试验和模拟数据表

试验中对风机转速进行调整，使其风量达到17m3/min，并测量风量为17m3/min时的A声压级噪声。对比优化结果的试验数据和模拟数据1，不同的转速造成试验与模拟存在较大的误差，风量相差3.46m3/min，对比两者的比A声压级，相差5.52dB。对比优化结果的试验数据和模拟数据2，在相同的转速下，抽油烟机的风量差距很小，模拟值仅比试验值大0.69m3/min，相比大4.06％。而比A声压级的误差应该是由于气动噪声的数值模拟还不能完全的对噪声进行定量的分析，只能够做定性的噪声预测。

5　结论

本文采用数值模拟的方法，研究了增加蜗壳宽度、倾斜蜗舌对抽油烟机气动性能及比A声压级的影响。结果显示：

1）蜗壳结构对抽油烟机的比A声压级有重要的影响，存在最佳的蜗壳宽度使得抽油烟机的比A声压级最小。

2）增加蜗壳宽度，抽油烟机的全压、效率稍微下降，但总体气动性能变化不大。

3）两种倾斜蜗舌的型式都能够有效地降低抽油烟机的噪声，但是倾斜蜗舌二的降噪效果更优；且在采用倾斜蜗舌降噪时，蜗舌倾角越大降噪效果越好。

4）试验结果表明本文对于抽油烟机气动性能的数值模拟结果比较可靠。

［1］冯黔军，徐茂青.吸油烟机性能指标及关键技术分析［J］.家电科技，2012（12）：44-46.

［2］Datong Q，Yijun M，Xiaoliang L，et al.Experimental study on the noise reduction of an industrial forward-curved blades centrifugal fan［J］.Applied Acoustics.2009，70（8）：1041-1050.

［3］赵婷，赵忖，任刚，等.倾斜蜗舌对离心风机降噪影响的试验研究［J］.流体机械，2012，40（3）：1-7.

［4］孙少明，任露泉，梅涛，等.仿生降噪蜗舌试验研究与数值模拟分析［J］.振动与冲击，2009，28（5）：32-34：10-12.

［5］刘晓良，祁大同，马健峰，等.改变蜗壳宽度对离心风机气动噪声影响的数值计算与试验研究［J］.西安交通大学学报，2008，42（11）：1429-1434.

［6］李栋，顾建明.阶梯蜗舌蜗壳的降噪分析和实验［J］.流体机械，2004，32（2）：10-12，5.

［7］刘晓良，袁民建，毛义军，等.前向离心风机蜗壳出口结构的数值优化［J］.西安交通大学学报，2009，43（5）：61-65.

［8］Gu Y，Qi D，Mao Y，et al.Theoretical and experimental studies on the noise control of centrifugal fans combining absorbing liner and inclined tongue［J］.Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers，Part A：Journal of Power and Energy，2011，225（6）：789-801.

■本文采用Ansys Fluent计算流体软件对抽油烟机的内部流场进行数值模拟，通过改变多翼离心风机蜗壳宽度和倾斜蜗舌的尺寸、型式，研究了蜗壳结构对抽油烟机气动性能以及比A声压级的影响。研究结果显示：在给定范围内存在最佳蜗壳宽度，使得抽油烟机的比A声压级最小，而气动性能变化不大；两种不同的倾斜蜗舌型式都能够有效地降低抽油烟机的气动噪声，但是倾斜蜗舌二的降噪效果更好；在采用倾斜蜗舌降噪时，蜗舌倾角越大降噪效果越好。

■多翼离心风机；比A声压级；倾斜蜗舌；蜗壳宽度；气动性能

NumericalOptim ization of the Volute of a Multi-blade Centrifugal Fan in Range Hood

Chen Cong-cong，Geng Wen-qian，Li Jing-yin/School of Energy and Power Engineering，Xi'an Jiaotong University LeiLe/AVICQinganGroup Co.，LTD.

Numerical simulations of the flow field in a range hood were carried out using ANSYS FLUENT.Different volutes widths，volutes tongue sizesand shapeswere generated tostudy the influenceofvolute configuration on the aerodynamic performance and specific A-weighted sound pressure level of the range hood.The results show that there exists an optimal volute width corresponding to the lowest specific A-weighted sound pressure level without an evident change in aerodynamic performance.The aerodynamic noise of rang hood can be reduced effectively by two types of inclined volute tongue，but the effect of the second type is better. Additionally，the greater the inclined angle becomes the lowernoise the fan.

multi-blade centrifugal fan；specific A-weighted sound pressure level；inclined volute tongue；volute width；aerodynamic performance

TH432；TK05

A

1006-8155（2016）04-0045-07

10.16492/j.fjjs.2016.04.0208

国家自然科学基金资助项目（51276137）

2015-12-22陕西西安710049