空气清新机用多翼离心风机的改进设计研究

1、西北工业大学硕士学位论文空气清新机用多翼离心风机的改进设计研究姓名：张力申请学位级别：硕士专业：流体机械及工程指导教师：席德科20060301磋北工业大学硕士学位论文摘要摘要本文主要是对空气清新机用多翼离心风机的改造设计研究。多翼离心风机既是空气清新机的关键核心部件，亦在空调通风、电器设备等的散热冷却中有着十分广泛的应用。本次改进设计的目的就是提高多翼离心风机的效率，增大空气清新机的风量，降低噪声（或至少保持原噪声不变）。酋先对空气清新桃原型机及其配套的前向多翼离心风机进行了分析研究和试验测试。其次对多翼离心风机传统设计方法进行了分析研究：指出了这种设计方法对结构参数的选择有很大的不确定性；采

2、用这样的方法进行设计时往往导致多种设计方案；要想在多方案之中筛选出好的方案须做大量的模型试验工作。在分析传统设计方法的基础之上提出改进方案：利用四次贝赛尔曲线对风机的叶片型线进行设计，并在设计好的型线上加翼型；为了改善蜗壳内的流动，减少旋涡损失，在蜗壳内布置捞格：还对蜗舌长度和叶片数进行了优化选择。改进方案的优劣比较和优选是通过大量的数值模拟完成的。最后对改进后的空气清新机整机和单独离心风机进行了实验验证，实验结果与数值模拟吻合较好，误差在以内；并与原型机的试验数据进行了比较，结果表明，改进后的空气清新机的性能比原型机优良，达到了改进要求。关键词：离心风机数值模拟西北业大学硕士学位论文砒，（）

3、，也，：、；（），：两北工螗夫学碾：学位论文第章绻论笫章研究问题的提出绪论随着物质生活水平的提高，人们对自己生活环境中空气品质的要求不断提高。空气清新机具有强力除尘、去异昧、灭蘑、分解有害气体、清新空气等功能，因此受到越来越多的入的青睬。一般的空气清新机主要由两个部分组成，一个是送风系统，其作蠲曼给空气傲功，镬其具有一定的速度和压力，另一个是净化器系统，其作用是去异喙、杀菌和分解有害气体等。送风系统的核心部分是一个风机。多翼离心风机是一种结构特殊的离心式通风机，虽然它与一般的离心式通风机相比，效率较低，但由于其压力系数高，流量系数大，在满足一定流量和全压要求时有着结构紧凑、体积小、噪声低的优势

4、而被广泛地用于空气清新机送风系统中，在多种家电及电器设备中亦有应用。净化器系统主要有利用负离子、紫外线、奥氧和光触媒等来清新空气。本论文所涉及的空气清新枧净化器系统是剥用光触媒清新空气，所以在此有必要对其净化空气的原理傲一介绍。光触媒的原理是纳米级的二氧化钛颗粒，加上水和纳米金属离予构成中性水溶液，把它喷滁在物体表面后形成一层纳米二氧化钛颗粒层，在光照下发生光催化反应，二氧化钛的表面形成电穴和游离电子，结合空气中的水和氧气，发生氧化还原反应，在颗粒层表面形成极其活性的氢氯自；基并释放瞄超氧阴离子自由基。氢氧臼出繁国有强氧化性，可以分解在空气中的有害气体和有机亿合物，并抑制细菌生长和病毒的活性，

5、达到空气净化、杀萤器除臭的目的。综上所述，提高空气清新机的性能有两个途径，第一是改进送风系统，提高送风系统的效率，增大气流流最，第二是改造净化器系统，使光触媒可最大限度地发挥空气净化作用。本文仅对送风系统所用的多翼离心风机进行分析研究和设计改进。国内外研究概况多翼离心风梳主要包括集流器、叶轮和螭壳三大部件，在某些应用场合还会采用内置电机，以节省空间。集流器及其对内流的影晌西北工业大学坝士学位论文第章绪论集流器的作用是保证气流能均匀地充满叶轮进口截面，降低流动损失。对于多翼离心风机，由于叶轮直径比较大、叶片很短，常选用相对宽度很大的等宽度叶轮，此时集流器的结构型式对叶轮的入口流动影响较大。此外，

6、气流通过集流器进入叶轮时，在集流器背部形成一个涡流区。尤其对于空气清新机用多翼离心风机，叶轮通常只有后盘，没有前盘，只是依靠叶轮靠近风机进口侧端面外径处的围带结构来加固，此时进涡流区域往往影响到叶轮中前盘附近气流的流动状况，对风机性能的影响不容忽视。进涡流区域的大小与集流器型式有关，不同的集流器型式将导致风机内部不同的流动状态，因此，其形状设计应尽可能符合叶轮进口附近气流的流动状况，尽量减小涡流区范围，同时还应保证集流器流道内气流流动的平稳性。王嘉冰、区颖达采用方法对种采用不同结构型式集流器的风机进行整机三维数值模拟讨算。第一种为出口截面直径小于叶轮内径的收敛型集流器，第二种为出口截面直径大于

7、叶轮内径的收敛型集流器，第三种为出口截面直径大于叶轮内径的渐扩型集流器。研究表明，第一种集流器有助于提高叶轮对气流的利用率，并减小蜗壳内侧的泄漏气流对主气流流动状态的影响；第三种集流器则有助于减小其背部的涡流区域，综合考虑，采用第二种集流器的风机具有最优性能“。采用锥弧形集流器时，在集流器喉部之前的减缩段部分的气流流动一般比较平稳，而在集流器喉部到叶轮进口的扩散阶段气流脱离壁面容易发生边界层分离，形成旋涡，使得叶道中的流动情况恶化，在前盘附近形成一个较大的涡流区，并伴有二次分离现象发生，导致损失增加，风机效率降低。林世扬等采用激光多普勒测速仪观察到了这种现象，并运用变量轮换法以风机能量损失最小

8、为目标函数对集流器流道进行优化，通过减小渐缩段的锥度、增加喉部半径、改变渐扩段的曲线形状，消除了扩散阶段的边界层分离，前盘附近的涡流区域亦明显减小，降低了流动损失，改善了风机性能，提高了风机效率“。对于不带前盘的多翼离心风机，集流器出口截面直径通常都会设计成大于叶轮内径。等考虑到收敛型式（喇叭口型式）的集流器背部的前盘区域会产生较大的涡流区域，因此建议选用渐扩型式的集流器结构型式（集流器进口截面直径小于集流器出截面直径），以减小该涡流区域的范围，增大叶轮的有效通流宽度，通过试验证明，改进之后的进气口可以增大流量，并在叶轮出口获得西北业火学硕学位论文第章绪论更加均匀一致的气流”。集流器的位置、型

9、式也会对风机性能产生一定的影响。由于叶轮与集流器之间存在着间隙，蜗壳中靠近风机进口侧的高压区域的气流将通过该间隙流回到叶轮进口的低压区，形成泄漏，引起损失。等研究发现：对于弧筒形集流器，如果采用内插（集流器出口截面插入到叶轮内部）和外延（集流器进口截面向蜗壳外部延伸）相结合的位置型式，并且选取合适的内插和外延长度，可以有效地提高风机的压力、效率：若同时采用倾斜蜗舌，还可以获得更好的性能”。对于空气清新机用多翼离心风机，叶轮与集流器一般采用对口型式（轴向问隙）。庄镇荣的研究表明：该轴向间隙的取值在大流量时对风机气动性能的影响较大，间隙太大将导致泄漏流量增大，损失增加；间隙过小时在大流量条件下泄漏

10、气流对主气流的影响增强，并降低叶轮进口段的利用率，因此轴向间隙存在一个最优值，取为叶轮外径的倍时比较合适“。多翼叶轮及其对内流的影响黄宸武、区颖达等在多翼叶轮转速、叶轮外径与宽度、翼型一定时，选择出口安装角、进口安装角、轮径比三个特征参数作为影晌因素，每个因素取三个水平，按正交表进行正交试验，采用方差分析法对结果进行统计分析，得出在其他条件不变的情况下，出口安装角对多翼离心风机的风量和噪声影响最大，对风量的影响轮径较出口安装角次之，对噪声的影响进口安装角较出口安装角次之。同时运用两指标的综合评分法对试验结果进行了直观分析，验证得出了合理的加权评分系数，风量的加权系数取，噪声的加权系数取：及各参

11、数对空调器综合性能影响的主次关系为：出口安装角一进口安装角一轮径比一叶片数“。魏文平采用拉丁方设计方法，针对影响多翼离心风机全压的几个主要特征参数进行了实验研究，得出在蜗壳不变、叶轮外径与宽度相同、叶片翼型相同、转速一定的条件下，多翼离心叶轮参数对风机全压的影响主次为：出口安装角、叶片数、轮径比、进口安装角。综上可以看出，多翼离心叶轮参数对风机全压与对风量的影响存在较大差别，除出口安装角的影响均较显著外，其余参数的影响程度正好相反。多翼叶轮相对宽度较大，通常：左右，致使在叶轮进口处气流沿轴向分布不均匀。气流沿轴向向后盘的流动过程中，由于叶轮的旋转以及后盘的阻硬北工业大学硕学位论文第章绪论挡，气

12、流在慢慢发生转向，轴向速度逐渐减小，径向速度逐渐增大”。在前盘附近，气流主要沿轴向流动，靠近叶轮中部阻及后盘，气流逐渐转变为径向流。因此，在前盘附近，气流参数变化较大，且受集流器背部涡流区影响，易形成大涡流区，其大小随周向位置的改变、风机流量的大小丽有所不同，构成了风机损失以及噪声的一个主要来源”“。前盘涡流区域同时还会引起叶轮出口气流轴向分布不均。在轴向方向，前盘附近的气流流速很小，主气流通常朝向叶轮后盘位置倾斜。同嗣，由于蜗壳流道的不对称，叶轮进出口气流在周向分布同样并不均匀，尤其是径向流速部分。在周向方向，越靠近蜗壳出口，气流速度越大。等的试验结果表明：叶轮进出口有效的通流宽度分别约为叶

13、片宽度的（进口）和（出口）左右；叶轮出口相对宽度小于时，叶轮出口有效的通流宽度急剧减小；叶轮的内外径比和流量对于叶轮出口有效通流宽度的影响较小。由此提出了阻塞因子的预测式，并根据角动量基本理论，通过滑移因子、阻塞园子、泄漏流量的确定提出了轴功率的预测计算式以及包括分离损失、冲击损失、表面摩擦损失、叶道弯曲损失、混合损失等在内的叶轮内部和蜗壳内部的损失计算模型；并且指出：在叶轮中，分离损失和冲击损失占主要地位，但流量增加的情况下曲率损失和混合损失会有所增大；在蜗壳中则以周向冲击损失和表面摩擦损失为主。其后续研究还发现：若将叶轮顺着旋转方向扭转一适当的角度，或者沿轴向方向适当地倾斜叶轮，都可以对气

14、流的分布有所改善，促进气流沿轴向的均一化分布，并有助于提高效率、降低噪声”。等采用半导体型压力传感器的测量结果表明：叶片表面的压力分布在轴向和周向分布也不均匀，叶片表面压力在前盘附近变化比较大，而且经过蜗舌时压力也有较大的变化”。多翼叶轮的流道很短，通常直径比。：，叶片弯曲程度大，叶道中易形成气流分离以及回流现象。叶轮内部蜗舌附近的气流一部分受蜗壳出口方向叶片的吸力作用要流向蜗舌上游而排出蜗壳，同时另一部分由于蜗舌下游叶片的做功而流向蜗壳内部，因而位于叶轮内部蜗舌上游区域，叶片进口前缘存在明显的进口旋涡，而在靠近轮毂侧的截面上，由于受轮毂壁面的影响，进口旋涡基本上消失嘲。气流在靠近翼型前缘的叶

15、片吸力面上产生边界层分离，在后缘再重新附着在叶片表面上。与后盘附近以及蜗壳出口侧的叶道相比，在前盘区域以西北：业大学颂：学位论文第章绪论及蜗壳内侧的叶轮进口，气流径向流速较小，使得进口气流始偏小，边界层分离现象因此较为严重。小流量时的边界层分离也较大流量条件下明显。回流主要出现在前盘附近的蜗舌下方以及蜗壳内部的叶道中。由于多翼叶轮相对宽度大，在前盘附近气流又以轴向流动为主，再加上叶轮流道短，因此蜗壳中高压区域的气流往往穿过叶轮一直回到叶轮进口，引起很大的损失。叶道中的气流分离和回流是多翼离巴，机的一个主要流动特征，与多翼风机的低效率紧密相关，采用粒子跟踪测量技术的内流场测试结果以及采用火花追踪

16、法对汽车空调用多翼离心风机的内流场测试结果都证明了这一点”。周建华采用丝线法的测试结果则表明，在叶轮出口的吸力面上也会存在气流脱流现象，引起风机噪声增大“。指出，如果叶轮的出口与进口面积比过大，将导致气流更加容易产生分离以及分布上的不均匀”“。吕伟领、席光等用粒子图像速度场仪技术对叶片尾迹区及蜗壳出口横截面上的二次流做了详细的变工况测量与分析。结果表明：叶片尾迹区脉动强度达；在设计工况附近叶片尾迹影响区域小，在非设计工况下叶片尾逊影响区域大，尾迹区域占到蜗壳径向宽度的，约是叶片弦高的倍“。万亚平等采用二维粘性数值模拟方法对某柜式空调用多翼离心风机叶片宽度的四分之一径向面进行二维数值模拟，得出沿

17、着涡壳型线的大约四分之三的叶片流道中气流相对速度较小，均有二次涡存在，靠近出口的其余流道中气流相对速度较大，没有二次涡“。伍晓芳、区颖达采用二维粘性数值模拟方法对三个不同参数的空调用多翼离心风机叶轮进行了数值计算，也得出相同的结论“”。等研究表明，如果选择更加适合风机低速特征的翼型，可以消除叶片吸力面上的气流分离区，而且叶轮进出口流动会更加均匀，提高叶轮进行能量传递的效率”“。罗嘉陶等采用手段对两种采用不同叶片翼型一和的风机进行整机模拟计算，研究了叶片翼型对风机性能的影响。结果表明，和翼型相比，采用一翼型更有助于在叶轮的气流主要流出区获得更高的气流速度，其翼型表面也更加符合气流的流线型设计，在

18、前盘区域循环的流量较少，因此可以获得更大的风量和全压”“。在离心风枧的设计中，通常通过“滑移系数”来考虑风机有限叶片数的影响。对前向多翼离心风机，叶片曲率较大，叶道很短，对气流导向能力变差，轴向涡流的影响增强，其“滑移系数”通常采用半经验公式计算，目前也有学者提出了西北业大学倾士学位论文第章绪论新的估算公式。许晔等通过用流线曲率法计算叶轮回转面的理想流场，并采用零载荷“库塔”条件对叶轮出口的流场进行修正，确保叶轮出口处叶片的吸力面和压力面上的速度近似相等，用中间流面平均流动参数计算前向多翼风机的滑移系数；同时在公式的基础上，综合考虑流量、全压、转速等气动参数对前向多翼离心风机的滑移系数的影响，

19、提出了以比转数为修正因子的新估算公式。通过测定叶轮出口的速度来确定滑移系数，并指出滑移系数不仅仅和叶轮有关，不同的进口结构型式和蜗壳扩散角同样会影响叶轮出口的速度，因此滑移系数也随之不同“。蜗壳及其对内流的影响蜗壳内部的最大压力在轴向方向上沿圆周方向移动并改变其分布位置和大小，在靠近后盘的截面上比靠近进气侧的截面上最大压力更靠近蜗壳出口。受叶轮出口气流分布不均以及蜗壳流道不对称的影自，蜗壳入口气流沿轴向及周向分布不均。在周向，蜗舌附近静压高，速度小，其相反方向则静压低，速度大；蜗壳两侧蜗板附近存在二次流旋涡，其范围随周向角度不同而改变，在风机出口处基本消失；蜗壳内周向速度沿径向基本按等环量规律

20、分布。蜗舌部位的气流分岔流动较强，紊流度较大。在蜗舌附近，气流由于受蜗舌通道急剧缩小的影响，在蜗舌上游位于叶片出口的部分气流又逆回叶轮进口，在这个区域存在着一定程度的出口逆流，同时由于逆流的存在和受到蜗舌的影响，在蜗舌间隙存在明显的间隙涡，该间隙涡的存在使蜗舌间隙的有效流动通道进一步减小，使通过涡舌间隙的气流偏向蜗舌一边，恶化了间隙的流动，成为重要的噪声源“。官武旗、吕伟领等用粒子图像速度场仪技术对蜗舌附近速度矢量场做了详细的变工况测量及分析。结果表明，蜗舌附近的主要流动特征由冲向蜗舌的速度矢量方向及蜗舌周围滞止区的影响范围所决定。小流量时，滞止区影响范围主要在蜗舌间隙流道内，造成速度矢量向叶

21、轮内偏斜，蜗舌下游易形成分离旋涡而恶化；大流量时，滞止区影响范围偏向蜗壳出口流道，蜗舌间隙流动较好。嗣。蜗壳宽度、扩散角和中心角的影响是复杂的。宽度过小，气流流速过大，摩擦损失增加，宽度过大，则扩压损失增加；扩散角过小时，边界层分离现象严重，而且气流与管壁相碰撞引起撞击损失过大又会引起涡流损失并产生涡流噪声；中心角较小时，蜗舌与气流撞击，周围流动恶化；过大时部分气体未经扩压直接排出，能量损失增大。刘素勤西北工业人学坝学位论文筇章绪论等以能量损失最小为蜗壳宽度的确定原则定量地给出了蜗壳宽度、扩散角及中心角的计算公式“。”。等的研究表明轴向适当地倾斜蜗壳，在大流量条件下可以提高效率”。在传统的蜗壳

22、设计过程中都是假设蜗壳进口流动均匀一致，按照一维理论进行，但是由于蜗壳结构的不对称，尤其是蜗舌的存在，而造成按照理论预测的气流流动与实际的分布并不相符。基于这种情况，等提出了一种新的蜗壳设计方法，这种新的二维逆向设计方法按照叶轮出口气流角的分布来修正蜗壳各截面的大小，因此可以适应蜗壳进口流动参数分稚上的不一致，从而促进了叶轮出口速度的均匀化，可以很好地提高风机性能，并且由于新设计的蜗壳内部的横截面积增大了，因此气流速度减小，噪声随之降低。黄宸伍、区颖达等针对影响空调器性能的多翼离心风机的四种蜗壳型线进行了试验和分析，四种蜗壳型线分别是对数螺旋线、阿基米德螺旋线（）、等边基法型线及不等边基法型线

23、，试验表明，空调器多翼离心风机蜗壳的设计不能完全引用工业风机的设计方法和经验数据。另外，在尺寸允许的范围内，应将蜗壳出口的张开度值尽量取大“。电机及其对内流的影响对空气清新机来说，为了节省空间，一般采用内藏电动机的形式。黄建德等用种可伸缩套筒模拟内藏电动机进行了风机性能实验，利用孔探针对叶轮出口流场进行了测试，并分析了内藏电动机引起风机性能变化的原因。研究结果表明，内藏电动机长度、外径、头部倾角设计不当会引起叶轮内部流动损失增大、噪声增大、风机性能降低。内藏电动机长度越长，对气流的排挤率越大，叶轮进口处的流道变窄，流入气流的轴向速度增大，从而前盘处脱流区域变大，。叶轮内部损失增加：风机最高效率

24、点随内藏电动机排挤率增大而减小；内藏电动机头部倾角较小时，对气流进入叶轮起导流作用，头部倾角较大时，电动机头部下游产生脱流，加大损失“。各部件之间的匹配风机内部各种涡流区域以及气流分布不均匀的影响在风机结构设计不合理以及叶轮和蜗壳不匹配时尤其明显“。因此，在选择多翼离心风机结构参数时，由于给定的条件不同，往往不能局限于某些文献所推荐的最佳值，而应该根据具体的情况，考虑各参数间的相互影响，结合正交试验设计、方差分析、惩罚函数西北工业大学碗卜学位论文第章绪沦法等各种优化理论“”“，或通过手段对流场进行数值模拟，根据计算结果提出相应的改迸措旖”，进行参数之间的合理匹配以达到最优的风祝性能。此外，多翼

25、离一：）（，机在使用过程中，常常与各种不同的组合部件一起工作，如：通风管道、换热器等。因此，在设计过程中，不仅需要考虑风机本身的结构与性能，同时还必须考虑风机与系统彼此之问的协调性，否则，将会造成相当大的损失。多翼离心风机的噪声研究通，运转时，产生的噪声主要有空气动力性噪声、机械噪声以及两者相互作用产生的噪声。王嘉冰、黄宸伍采用逐步回归分析对大量实验数据进行拟合，从叶轮结构参数及性能参数方面得出了影响柜式空调器中多翼离，机噪声的因素有：流量系数、压力系数、叶片进出：】安装角、叶片数、轮毂比、叶轮外圆周速度；并给出了它们的拟合关系式，即回归关系式。回归关系式表明风机噪声和各影响因子之涮存在着复杂

26、的函数关系，因此在设计风机时，不能孤立地确定各种结构参数，而需要综合考虑、优化搭配“。魏文平采用平衡不完全区组设计的方法，对影响空调器噪声的主要特征参数之一的多翼离心风机叶轮的叶片数进行实验研究，得出多翼离心风机叶轮的叶片数对空调器室内机组的噪声没有显著影响。因而，在设计过程中，不应通过改变叶轮的叶片数来降低空调器的噪声“”。利用热线探针测量了叶轮出口流场，考察了流场分布与噪声之间的关系，得出多翼风机内部的两个噪声源：一是离心叶轮后盘处的主流区域，由于流速较大，叶片负压面气流紊乱而产生的低、中周波噪声；二是前盘附近气流分离区域产生的中、高成分噪声。流量增；，靠近蜗壳出口侧的周向位置处流速增加，

27、噪声主要为低、中周波成分，此时前盘气流分离区域的中、高成分噪声相对减小“。陈花玲等对前向多翼离心风机的主要噪声成分的产生机理和影响因素进行了系统分析研究，得出以下结论：该类型风机主要噪声成分为集中于低、中频段的涡流噪声：噪声谱中突出的谐波峰包噪声是其所特有的涡流噪声的分布形式，叶道中的紊流附面层及其脱离成分是产生这一噪声成分的主要原因；涡流区相对宽度对旋转噪声的影晌较大：园此，叶道气流状态是该类型风机噪声治理的重点，可以通过整流或导流措施来降噪，比如：在叶轮进口处加装整流丝网、进：导流西北工业人学韧上学位论文第章结论吸声锥（锥体表面穿孔，内部填充吸声材料），使用导流吸声蜗舌（蜗舌表面穿孔，内部

28、填充吸声材料）等”。等指出采用后向叶片的多翼送风机的噪声水平主要由相对速度决定，而且主要由叶轮的进口相对速度决定，但在大流量条件下也不能忽视叶轮出口相对速度的影响，由此提出了由相对速度对送风机噪声进行预测的解析式”。叶轮出口气流存在“射流一尾迹”流动模式。等根据在叶片出口的径向位置测量的速度以及压力场，对气流在叶轮出口形成的“射流一尾迹”区域进行了计算，并对风机的噪声进行了频谱分析，得出以下结论：声功率级在叶轮的旋转频率以及五倍频程处较大，小流量时更加明覆；叶轮出形成的“射流一尾迹”流与蜗舌部位相互作用引起的噪声声功率级在大流量下会有较大的增长”。蔡建程等对前向多翼离心通风机的辐射噪声进行了近

29、场测量，试验结果表明主要噪声频率在之间，其中旋转噪声起重要作用，主要沿蜗壳出口向外传播：另外还存在不容忽视的蜗壳引起的声腔共鸣噪声，在一定条件下其声压级有可能超过旋转噪声，同时通过风机进口和蜗壳出向外传播，这应该引起重视”。蜗舌处气流引起的噪声与蜗舌半径以及蜗舌和叶轮间的间距有关。林世扬等建议蜗舌和叶轮间的距离。在问驳值，蜗壳扩张角与气流角一致时，噪声低，效率高“。秦国良、闻苏平、李景银等对分别采用倾斜蜗舌和直蜗舌蜗壳的一台多翼离心风机噪声和性能进行了试验研究，得出采用倾斜蜗舌时，由于改变了从前盘到后盘之间的蜗舌间隙和蜗舌半径以及叶轮和蜗舌非定常相互作用的相位差，使其产生的噪声也存在相位差，从

30、而降低多翼离心风机的旋转噪声，也会使总体噪声下降，并且提出倾斜蜗舌使全压系数稍有降低，建议采用空间扭曲形倾斜蜗舌，而蜗舌间隙保持不变。合理的气动设计是降低噪声的最根本的方法，也可以通过在蜗壳内部设置消音结构、使用消音材质的途径来实现。本论文主要工作在大量阅读多翼离心风机相关文献资料的基础之上，分析传统设计方法的局限性，提出对原风机的改进方案。实验测试了空气清新机整机以及其中单独多翼离心风机的流量和压力等性西北工业大学硕士学位论艾第章绪论能参数。通过用对原型机建模，并用进行数值模拟计算，计算的结果和原型机试验的数据进行比较，从而找出合适的数学模型，并且对内部流场进行分析研究。对原型机叶片型线、叶

31、片数、蜗舌和蜗壳流道改进后进行数值模拟，为了有可比性，模拟计算采用的物理模型和原型机的一样。分别对改造后的前向多翼离心风机和空气清新机整机进行试验，验证数值模拟的准确性，并且和原型机的试验数据比较，验证改进方法的可行性。两北业大学硕卜学位论文第章艨型机介绍及性能测试第章原型机及其性能测试原型机的介绍本论文研究改造的空气清新机是一个室内立式四档机，外形尺寸，四个档的转速分别为、和转分。净化器系统是采用光触媒原理，在离心风机出口后的圆筒风道内壁上涂有光触媒介质，圆筒的轴心位置安装有一发光灯管：送风系统是一个前向多翼离心通风机，其参数如下：风机采用单进气，集流器为一长的圆筒，出口直径和叶轮内径相同，

32、其间隙为：为了节省空间，电机采用内藏式，电机直径为，用四个对称的支架固定在蜗壳壁外侧；蜗壳宽度为，蜗舌圆弧半径为，与叶轮的最近距离是：叶轮宽度，外径，内径，无前盘，靠后盘和叶轮外侧的紧固圈固定叶片。叶片数为，叶片型线为半径的圆弧，在入口处型线内折一个角度，进出安装角分别为度、度。叶轮和蜗壳前后板内侧的距离均为。试验装置及方法简介原型机的试验分别做了原空气清新机的整机试验和单独离心风机的试验。试验是在陕西省风机泵工程研究中心的小型风机风室式出口试验装置（如图所示）上进行的。图小型风机风室出口试验装置示意幽两北业大学士学位硷义第章原型机介绍及性，试该试验装置是根据伯努利定理，按照美国空气流动和调节

33、协会（）标准“风机性能试验的试验室方法”设计建造的，能满足体积流量，风叶直径不超过的风机的试验要求，由风室喷嘴、稳流器、可调排气系统组成。风室截面较大，测量静压准确：而喷嘴测量小流量又较精确，故采用风室内装有多喷嘴来测量风量，用不同数量、不同尺寸的喷嘴组合来满足风量范围广的不同风机的测试要求：可调排气系统的辅助风机具有足够的抽吸力，以便在风量测量范围内产生各种试验风机所必须的最大风量，大于系统要求的风量的部分由辅助风筒提供。为了与风机使用情况相适应，试验风机出口端直接装在风室进口端的盖板上，在额定电压、额定频率下运转并采用不同的方法，设置大小不同的喷嘴，用附加风机调节气流的流量并控制流量大小，

34、测得不同工况点上的成组数据，如：采集风机的接口面积和喷嘴的面积、工作电流、功率、转速和压力计上的数据，以及被测风机所使用风室的系数等，人工采集有关数据，通过计算，可获得被测风机的风量、风压等系数。风机试验的步骤如下：（）根据被测风机的型号、规格选择喷嘴的大小和数量。（）根据风机气流出口处的机壳直径选择风室接口处的尺寸，然后将风机固定在风室进口处，周围结合处用胶带封死。（）按试验技术条件规定，在额定电压和额定频率下运转半小时。（）从自由送风到全闭（即风机流量为零值时的工况点，此时为零值），在整个范围内应通过调节可调排气系统测量八个点以上的工况点。（）做好以下记录，大气压强；大气干球湿度；大气湿度

35、；并成组记录表面静压只，；表面静压只，；喷嘴前后的静压差印；风机转速；电流：功率等。（）把记录数据输入计算机并运算结果。（）用计算机绘制风机空气流量一风压曲线图。原型机性能试验及压力一流量曲线经过试验分别测量出原空气清新机的整机和单独离心风机的风量和压力数据，并且绘制风量一风压曲线图，全压的单位是，流量的单位是，所有曲线的形状和趋势基本相同，均是随着流量的增加，压力不断下降。图至图分别是空气清新机整机一档至四档的风量一风压曲线图，每个图的最西北工业大学硕士学位论文第章原型机介绍发性能测试低点是空气清新机在该档正常工作时的工况点，此点的流量最大，压力最小，一般在以内。四条曲线比较可以看出，随着档

36、位的提高，即风机转速的加快，空气清新机在工况点时的流量不断增加，在相同流量时，转速越高时全压越大。在风室调节阀门全堵的情况下，随着转速的提高，空气清新机所能达到的最大压力也不断提高。图至图分别是单独离心风机一档至四档的风量一风压曲线图，和清新机整机风量一压力曲线的趋势相同，但是在工况点时的流量和压力均比空气清新机整机大很多。以四档为例，工况点时，整机时的全压和流量分别是和，单独离心风机时的全压和流量分别是和。产生这个结果是因为整机的风道较长，而且形状复杂，故管网阻尼大，全压和流量的损失严重。图原空气清新机整机一档时流量一压力曲线们如图原空气清新机整机二档时流量一压力曲线硒北】二业人学硕士学位论

37、丈第章原型机介绍及能测试图原空气清新机整机三档时流量一压力曲线。图原空气清新机整机四档时流龄一压力曲线：图单独离心风机一档时流量压力曲线堕！三、业盔兰塑主竺些笙竺；塑！兰堕型坐坌塑丝堡墼型蔓图单独离心风机二档时流量压力曲线姗咖啪图单独离心风机三档时流量压力曲线拗粥坳瑚图单独离心风机四档时流量一压力曲线西北工业大学预上学位论文第章原型机介绍及性能测试改造方案的提出原型机的改造目的是：在空气清新机整机结构尺寸不发生较大变化的情况下提高风机效率、降低噪音（至少不应使噪音升高），只有提高风机的效率，在驱动电机不交的情况下才能够提高风量（在管网阻尼较大的情况下，亦即提高了风压），也就是通过改进，使风机的

38、性能得以改善提高，满足空气清新机对风量的要求。因此原型机的改造方案是：为了减少风机蜗壳内的旋涡损失，在蜗壳内沿轴向布置栅格：风机风量的提高主要取决与叶轮，故重新设计叶片型线，找出最佳叶片型线后，在叶片型线上加一种合适的翼型，然后优化叶片数；优化改造蜗舌。小结本章首先介绍了空气清新机整机和单独离心风机的各项结构参数，然后介绍了陕西省风机泵工程研究中心抓捕们用来测量小型风机风量、风压等性能数据的试验装置的结构、工作原理和测试的步骤，最后给出了空气清新机整机和单独离心风机在该试验装罱上各个档位时的测试结果，绘制成流量压力曲线，并且分析了曲线的变化趋势。西北工业大学硕士学位论史第章多翼离心风机的传统设

39、计理论与方法第章多翼离心风机的传统设计理论与方法多翼离心风机传统设计方法介绍和分析多翼离心风机主要由进风口、叶轮、蜗壳组成，如图所示。进风口引导气流顺畅地进入叶轮；叶轮对气体做功：蜗壳将叶轮出口的气流引导至出风口。本章主要对多翼离心风机传统的设计方法进行分析，指出多翼离心风机设计中不确定性因素太多是开发性能优良风机比较困难的原因所在。图多翼离心风机示意幽在离心风机传统的设计方法中，叶轮对气体做功，其能量传递的大小由欧拉动量矩方程确定。由于欧拉动量矩方程是在理想流体的一元流动情况下得出的，所以为了应用于叶轮计算，故作了如下一些假设：叶轮的叶片数为无限多，其厚度为无限薄。则叶片通道可视作为微小流束

40、，其中的气流流动可视为一元流，流动形状与叶片通道完全一致。且认为圆周各点的速度相同，即气流是轴对称的。通风机工作时没有能量损失，即叶轮所具有的机械能全部传给了气体。气流是稳定的流动，不随时间的变化而变。对通风机而言，不考虑气体的可压缩性。叶轮的设计方法比转速与风机迸气口数目的计算多翼离心风机给定的设计参数是：风机全压（），风量（），介质密度（）等。空气清新机用多翼离心风机多与电机直接连接，因此转速与电机转速一致，比转速按下式计算：。兰丁尸（一）西北业夫学硕：学位论文第章多翼离心风帆的传统设计理论与方法根据计算所得。选择进气口数目，一般以为界线，当心小于时用单进气口，当月。大于时用双进气口。确定

41、叶轮叶片进出口安装角届。及履。风机在一定吸气状态和一定转速一作时叶轮为无限叶片数时理论全压特性可由下式来确定：弓。（。一）（）当进口满足无冲击进口条件（无预旋）时全压表达为：协眦。州：一）似“一丽，）（）由（）式可以看出，。与，之间构成直线关系，而且在其它参数一定时，该直线的斜率决定于叶片出口安装角岛。，可见风机叶片出安装角岛。对风机的全压特性起着很重要的作用。但是在传统的设计方法中，岛。的选取没有公式可遵循，设计时依靠经验性的曲线选取或者是根据设计者的经验选取，这样必然导致：对于一定的全压和风量要求的风机，可以有不同的屈。设计方案，设计出的风机也必然产生较大的差异。选择确定了。后再确定相应的

42、压力系数，通风机设计手册上推荐了屈。在。区间时对应的压力系数范围，如图所示，耿值在图中的两条直线之间。但对于每一个具体强前向叶片的属。没有推荐相应的压力系数值。幽按直线规律变化的压力系数一山口安装角的关系两北工业大学硕学位论义第章多翼离心风帆的传统设计理论与方法一般对于离心风机而言，选择叶片进口安装角届。的原则是保证气流无冲击地进入叶轮流道，即叶片进口安装角。与气流角相等。但是对于前向叶片的叶轮，尤其是强前向多翼离一，机叶轮来讲，确定叶片进口安装角届。时需要考虑更多的因素，为了使叶片通道不致于弯曲太厉害，希望崩。但在设计时，对于定的叶片出口安装角屈。确定多大的叶片进口安放角届。还没有完善的理论

43、依据，通用的风机设计手册上也没有具体推荐，使得设计者很难确定出最优的叶片进口安放角。确定叶轮外径（）初算叶轮圆周速度“：（）地房丌门（）确定叶轮外径（）：仔吲，计算结果优选取整数值。计算叶轮圆周速度“：及压力、流量系数、“，一石玎上“，一了“”石：旦一三谚“：确定叶轮入口直径（）“；“风机叶片流道中的损失与计片进口相对速度的平方成正比，从减少损失角度讲，的选择应该使最小，但的变化会影响到风机的全压，因为当变化时不但会变化，“、会相应变化，而从风机的理论全压公式的变化形式西北工业大学硕士学位论文第章多翼离心风机的传统设计理论与方击如下丛型型坐；型塑幽择范围：】（）可以看出风机全压会变化。按传统方

44、法设计多翼离心风机时只能大致确定其选确定叶片出宽度（）出流量方程得：石，乇其中（）铲孚丌嘎哦，（），（一儿）式（一）中叶片出口处绝对速度的径向分速：，可参考下述范围进行选择或红；“，对于前向多翼离心风机，在通用的机设计手册上没有提供一个确定多翼离心风机叶片宽度的合适方法，一一般常取。叶片型线的确定工程上为制造的方便，常采用圆弧叶片，圆弧叶片又可以分为单圆弧叶片和多圆弧叶片。圆弧叶片的主要优点是可以应用于任何的进出口角，绘制简单，便于设计。圆弧叶片的越率半径一般按下式计算：车（）（岛一届）、（）其中屈。一岛；届矗两北工业人学硕士学位论文第章多冀离心风机的传统设计媸论与方法叶片栅距和叶片数目的确定

45、叶片数直接影响着叶轮的全压性能及效率，如何正确选择风机叶片数目对风机性能影响较大。根据传统的殴计方法，选择叶片数的原则是保证叶片栅距与叶片圆弧半径的比为，就是（），根据这种方法确定叶轮叶片数时，叶片数偏多（），实际设计时往往没有采用计算值，而是根据加工工艺的方便等因素减少了叶片数。确定风机的叶片数实际上采取的是经验方法，。蜗壳传统设计方法的分析蜗壳的作用是将离开叶轮的气体导向蜗壳出口，将气体的一部分动能转变为静压。蜗壳的主要参数有：蜗壳内壁型线、蜗壳张开度、蜗壳宽度、蜗壳出口长度、蜗舌间隙、蜗舌半径。工程手册上常用的蜗壳内壁型线为对数螺旋线。对数螺旋线型蜗壳的设计理论蜗壳既有收集气流并导至排出

46、的作用，又有扩压作用。蜗壳可以做成各种截面形式，但是在通风机中均做成方形截面，因为它特别适宜于钣焊结构，具有结构紧凑、制造方便、价格低廉等优点。设计蜗壳型线有两种方法：等环量法和平均速度法。传统的蜗壳内壁型线为对数螺旋线，对数螺旋线型蜗壳的设计以如下假设为前提：气流在蜗壳中的流动为稳定流动，因此流体质点的流线就是它的运动轨迹：流体沿着整个叶轮圆周均匀流出，即通过蜗壳各个不同截面上的流量与从该截面到蜗壳起始截面之间所形成的夹角妒成正比，即。万妒（）式中妒以弧度表示：忽略摩擦影响时，蜗壳中气流遵循动量矩不变原理，即：。；蜗壳的整个截面都充满着有效气流，即满足：将（）式代入（）式可得到：（）岛一。警

47、鲁（）两北：业大学坝：学位论文一第章多嚣离心风机的传统设计理论与方法解之得“（一）（）式表明流体质点的运动轨迹为一对数螺旋线，对于每一个妒值都可以得到一个吃值，把各点连接起来，就是以对数螺旋线为型线的蜗壳内壁线。对应于各的蜗壳截面的张丌度表示为以心一，蜗壳出口张开度肚一坞去。工程实际中常以不等基元、等边基元简便画法，用四段圆弧来代替上述对数螺旋线。虽然用这种画法绘制的蜗壳型线与对数螺旋线有一定的误差，而且通风机比转速越高，误差越大，但因为这种方法制作工艺简单，在工程上被广泛采用。蜗壳参数的确定（）确定蜗壳宽度由蜗壳出口张丌度肚最可知，确定蜗壳截面的尺寸则须先确定蜗壳宽度。传统的方法一般以维持蜗壳出口速度。）为一定值为前提来确定扩张当量面积（），再选择合适的，计算相应变化的。确定之前需合适地确定。值，一般取：。（）。目前的工程设计中一般以经验公式（）来确定：。昙：羔（），。（）低比转速时取下限，高比转速时取上限：同时保证（）岛。（）计算蜗壳张开度爿：旦。（）（）确定蜗壳出口长度两北二业夫学砸学位论文第奇多翼离心风机