一种离心风机的蜗壳型线结构的制作方法

本发明涉及离心风机技术领域，特别是一种不连续离心风机蜗壳型线的设计方法。

背景技术：

目前，低压通风用多翼离心风机蜗壳型线的设计方法并不成熟，在通风换热系统中，特别是供家用产品，如：柜机、空气清新机、除湿机等，由于这类产品紧凑性要求很高，通风系统的设计常常让步于整体系统的结构限制，牺牲风机性能以达到系统紧凑目的。这种产品单台风机耗电量小，但总量很大，消耗着大量的电能，并且行业中“牺牲部分风机性能达到紧凑”的思想根深蒂固，一时不容易改变，因此，如何能够在有效空间下设计出风量较高并且效率最大的风机，成为这类风机节能的技术关键。

技术实现要素：

为了克服现有技术的不足，本发明提供一种离心风机的蜗壳型线结构。本发明解决其技术问题所采用的技术方案是：

一种离心风机的蜗壳型线结构，包括蜗壳和叶轮，所述蜗壳高度方向上的两个点A、B作为约束，定义AB之间距离为L，经过这两个点的平行线为蜗壳系统边界的上下限，叶轮圆心位置为O，叶轮半径为R₀，定义直线OA、OB与 AB之间的夹角为θ、β，线段OB之间的距离定义为R₁，线段OA距离为R₂，

其中α为蜗壳进口气流角，δ为叶轮与蜗壳宽度比值。

作为一个优选项，所述θ为0～20°。

作为一个优选项，所述β为0～40°。

本发明的有益效果是：通过离心风机蜗壳的型线结构改良，不但提高风机流量，噪声也明显降低，效率得到提高。

附图说明

下面结合附图和实施例对本发明进一步说明。

图1是本发明的结构示意图；

图2是本发明中蜗壳型线方案对比示意图；

图3是本发明中蜗壳型线新旧方案流量测试对比图；

图4是本发明中蜗壳型线新旧方案噪声测试对比图；

图5是本发明中蜗壳型线新旧方案流量提高效率测试对比图；

图6是本发明中叶轮新旧方案静压云图对比图；

图7是本发明中叶轮新旧方案速度对比图；

图8是本发明中α、β、θ关系示意图。

具体实施方式

为了使本申请的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本发明进行进一步详细说明。为透彻的理解本发明，在接下来的描述中会涉及一些特定细节。而在没有这些特定细节时，本发明创造仍可实现，即所属领域内的技术人员使用此处的这些描述和陈述向所属领域内的其他技术人员可更有效的介绍他们的工作本质。

参照图1，一种离心风机的蜗壳型线结构，包括蜗壳和叶轮，所述蜗壳高度方向上的两个点A、B作为约束，定义AB之间距离为L，经过这两个点的平行线为蜗壳系统边界的上下限，叶轮圆心位置为O，叶轮半径为R₀，定义直线 OA、OB与AB之间的夹角为θ、β，线段OB之间的距离定义为R₁，线段OA 距离为R₂，

其中α为蜗壳进口气流角，δ为叶轮与蜗壳宽度比值。

所述θ为0～20°。

所述β为0～40°。

现在以不改变原风机叶轮参数，在既定结构限制下进行蜗壳型线优化设计，假设，L＝217mm，R₀＝75mm作为实施例。先不考虑比值δ对蜗壳型线设计的影响，并且对于多翼风机而言，叶轮与蜗壳宽度相当，先取为1.0。上述公式中，共有5个变量(R1、R2、α、θ、β)，3个方程，方程求解需要增加2个方程以确定设计值，本实施例将采用优化方法进行蜗壳型线优化设计，设计变量为θ、β。

值得注意的是，对于给定的θ、β，可以反求出蜗壳进气角α，根据这一参数可以反过来对叶轮进行设计。

当θ、β均为0°时，

求解得到α＝4.393°，对数螺旋线蜗壳型线进行对比可知道，设计的蜗壳型线与原风机蜗壳型线几乎完全重合，可认为当θ、β均为0°时蜗壳型线即为原风机。

以θ、β为设计变量，在尺寸约束下进行蜗壳型线优化设计，设计变量范围下表所示。对于文中定义的θ、β变量，只需要通过9个数值计算方案，即可确定最优的θ、β值，

给出了在有限取值范围内改变θ、β时α的变化规律，参照图8，对于给定的叶轮以及蜗壳高度尺寸，随着θ、β的增加，蜗壳进口气流角随之增大，并且随着这两个角的进一步增加，α增加幅度将增大。对于原风机，进出口全开时叶轮出口平均气流角在9°左右，当风机运行在实际工况时，由于出口阻力的影响，流量将减小，因此，叶轮出口平均气流角将小于9°，若θ、β选取合理，在尺寸限制的范围内，α可以取在5°-6°范围，使蜗壳型线尽可能符合叶轮出口气流角的分布规律，从而提高风机气动性能。

参照图2，给出了(a)θ＝0°，β＝40°；(b)θ＝20°，β＝0°；(c) θ＝10°，β＝30°三个方案时的蜗壳型线。可知，α的增大必然导致蜗壳高度的增加，若要限制蜗壳高度L不变，则蜗壳型线将被截断，参照图4，增加β将截断蜗壳180°附近位置处蜗壳型线，而增加θ将截断蜗壳在 360°附近位置处的蜗壳型线。

当θ＝0°，β＝0°时，蜗壳进口气流角α较小。增加θ、β能够增加α，有利于提高本文研究风机的气动性能，但两者的增加又会造成蜗壳截面积突变，从而造成损失，因此，在风机变转速运行工况点下，θ、β参数应该有一个较优值，增加α使风机性能提高的正效应大于由于截面突变引起性能下降的负效应。本实施例通过调整θ，β，采用优化方法希望能够在有限空间限制下取得较优的风机性能。

从图2可以看出，增加θ，β将引起蜗壳截面产生突变。应对这些截面进行进行工程化处理，减小由于截面突变引起的流动损失。可通过工程化处理方式，以减小由于截面突变造成的损失，具体方式根据蜗壳形状而定，在此不再赘述。

以最高档转速，高效点附近(负载为50Pa)工况为设计点，设计中以提高风机气动性能(风量、效率)为主，可首先采用CFD软件进行数值模拟，再通过实验验证并校核噪声特性。

在数值计算中，计算方法与之前相同，均采用FLUENT软件对风机内部的不可压缩定常流场三维定常数值模拟。在数值模拟时，仍采用基于 Reynolds时均的N-S方程，Standard两方程模型的湍流模型；控制方程采用有限体积法进行离散，扩散项采用具有二阶截差的差分离散格式；动量方程、动能方程和湍流耗散方程均采用二阶迎风差分离散格式；离散方程求解时采用以压力为基本变量的SIMPLE算法进行求解。计算时采用多参考系模型MRF，叶轮区域采用旋转坐标系，叶片及中盘为旋转壁面，且壁面满足无滑移条件；其它区域采用静止坐标系。风机进口给定全压边界条件，风机出口为静压边界条件。计算时，对风机出口质量流量和计算残差进行监测。当残差下降到10-5且监测点的流量保持不变时，认为计算收敛。由于所研究风机轴向完全对称，故而只取一半进行计算以节约计算时间。

数值计算中主要关注设计点，且兼顾大流量。下表给出了各方案在大流量 (出口静压0Pa)和设计点(出口静压50Pa)时各设计方案与原风机的性能对比结果，其中提高值均为与原风机相比的相对值，可知方案7和方案 8为较优方案。

选取方案7做样品进行实验测试。对改进前后风机进行变转速实验，转速分别取700r·min^-1、800r·min^-1、900r·min^-1、988r·min^-1、1100r·min^-1和1200r·min^-1。

实验测试结果如图6所示。图3、图4、图5分别为在变转速工况下原风机与改进方案流量、总效率(包含电机在内)和噪声的对比图，可以看出，实验测试结果表明：改进风机相比于原风机，在整个变工况范围内，风量提高了4.4％～6.3％，噪声降低了1.2～1.5dB(A)，总效率提高2.07％～ 4.61％。

从数值模拟和实验测试方面均可看出改进方案相比于原风机性能有明显的提高，故而有必要对其内部流场进行深入分析，从而找出改进风机之所以性能得到提高的原因，对以后蜗壳型线的设计工作起到一定指导意义。参照图1，为了便于描述，约定叶轮中心为坐标原点，水平方向为X轴，竖直方向为Y轴。其中，φ为射线与Y轴的夹角，并取逆时针方向为正方向；为任意截面到叶轮中盘的距离。

取Z＝50mm叶轮中部回转面进行内部流场分析。

图6和图7为叶轮中部原风机和改进风机回转面的内部流场对比图。从图中可以看出，在φ＝0°范围附近，存在较大负压区范围，气流速度相对较高，气流流动状况较好，该区域是叶轮中气流的主要流出区域。

相比原风机，改进风机流动主要有以下特点：

在φ＝0°范围附近负压区范围略有减小，速度略有减小；在叶轮进口区域，叶道内静压区范围有所增大，气流速度也有所增大，且速度分布更为均匀；在蜗壳出口靠近蜗舌区域，旋涡区的范围也有明显改善。总的来说，改进风机相比于原风机，在靠近叶轮中部区域，内部流动有了明显改善。

此外，原风机在靠近叶轮中部的流动比靠近轮盘侧流动略差。尤其是在φ＝150°～240°范围内，相比轮盘侧，叶道内部的旋涡区范围更大，完全阻塞了气流流动。

另外，改进风机相比于原风机，在φ＝0°～180°叶道范围内，与轮盘侧较为相似，均是在在φ＝0°～90°叶道范围内气流速度略有减小，但流动状况基本相当；φ＝90°～180°范围内，叶道内的旋涡区有所改善，尤其是在φ＝130°～180°范围内，风机性能得到一定改善。在φ＝180°～ 360°叶道范围内，叶道内气流的整体流速均有所增大，且在此范围内，叶道内吸力面的流动现象有明显的改善，尤其是在范围内，叶道内旋涡区和吸力面的流动分离几乎完全消除，大大改善了风机内部的流动，从而提高了风机性能。

轮盖侧和轮盘侧，改进风机相比于原风机得到改善的原因与叶轮中部基本一致，便不再赘述。

在具体实施时，首先通过调节参量，设计出九组方案，并对方案中不合理的地方进行了工程化处理；

然后，通过对九组方案进行数值模拟计算，得到了其中的较优方案，数值结果表明：较优方案方案7相比原风机，在高效点附近(负载50Pa)流量提高5.2％，效率提高0.88％，在大流量工况(负载0Pa)，流量提高2.83％，效率提高0.97％。

再对较优方案进行实验测试以验证数值计算结果，实验结果同样表明：改进的较优方案相比于原风机在变转速工况内，流量提高4.4％-6.3％，噪声降低1.2-1.5dB(A)总效率提高2.07％-4.61％。

最后，通过对原风机和较优方案进行深入的内部流场分析，找到较优方案得到改进的原因，即：主要是叶轮中部和轮盖侧的流动得到了很大改善，在范围叶道内的流动状况都得到了一定改善，尤其在范围内，基本上消除了叶道内的旋涡区，改善了风机内部流动，提高了风机的气动性能。

由于改变蜗壳型线后使得叶轮出口背压分布更为均匀，所以有效的改善了叶轮叶道内的流动，提高了风机性能。

根据上述原理，本发明还可以对上述实施方式进行适当的变更和修改。因此，本发明并不局限于上面揭示和描述的具体实施方式，对本发明的一些修改和变更也应当落入本发明的权利要求的保护范围内。