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以离心风机蜗壳与叶轮出口在半径方向上的间距随方位角线性递增来优化蜗壳型线，泰安离心风机，并用试验证明了良好的蜗壳型线不仅能提高风机效率及全压，还能改变流量-压力曲线的变化趋势；beena等[11]通过应用层次分析法（ahp），对蜗壳的重要几何参数进行了优先排序，阐明了各参数对离心风机性能的影响;离心风机采用3种不同流量的五孔探头，测量了风机蜗壳内流体的三维流动，得出传统一维蜗壳型线设计方法忽略了风机内部严重的泄漏情况，应根据流体实际流动进行修正的结论。本文在传统蜗壳型线设计理论基础上，以某抽油烟机用多翼离心风机为研究对象，

离心风机采用动量矩修正方法对其进行性能优化。并考虑粘性应力的作用对原有k-ε计算模型进行修正，以期提高数值计算结果的准确度，为cfd数值模拟预测风机性能的可靠性提供参考。多翼离心风机由进口集流器、叶轮及蜗壳组成，具体结构如图1所示。其设计转速n=1200r/min，设计流量qv=0.15m3/s，主要尺寸参数为：离心风机蜗壳宽度b1152mm，叶轮内径1d210mm，叶轮外径2d246mm，叶片进口安装角178a，叶片出口安装角2160a，叶片圆弧半径r14mm，叶片数z60。为了提供更好的来流条件，给定较为准确的边界条件，本研究在利用solidworks软件对风机进行三维建模时，分别将进风区域和出风区域进行延长处理，以保证进出口气体的流动充分发展。另外，为了方便模型的建立，在尽量减小数值模拟误差的前提下对电动机结构进行一定程度的简化，

离心风机性能试验原理及其装置为了验证修正后数值计算模型的准确度，对原风机的不同工况气动性能试验。将修正前后数值计算模型预测原型机性能结果与试验值作对比分析，由数据可知，采用标准k-ε模型预测的风机性能曲线较试验值存在一定误差，其较大误差值达9.5%，修正的k-ε模型，各流量工况下离心风机出口静压计算值与试验值吻合，其性能曲线趋于重合，两者误差值明显减小，且较大误差降低至3%，充分验证了所采用的数值计算模型修正方法的可行性，同时为下文离心风机性能的准确度和可靠性预测提供支撑。设计原理分析原风机蜗壳内壁型线采用的是传统蜗壳型线设计方法，5-48离心风机，即不考虑壁面粘性摩擦的影响，气流动量矩保持不变，运用不等边基圆法绘制的近似阿基米德螺旋线。而实际流动过程中，气体粘性作用常导致其速度在过流断面上呈现的分布不均匀现象。

对于低速小型多翼离心风机而言，由于气体流道狭窄，受粘性作用的影响，风机内壁面边界层分离加剧，经过叶轮加速的气体流速沿蜗壳径向方向逐渐减小，而在离心风机蜗壳出口处，由于同时受到蜗舌结构和蜗壳壁面的影响，其流速为管道流速度分布，受粘性作用的影响，蜗壳内流体于整个流道空间内呈现速度分布不均匀的现象，因此在实际流动过程中，流体动量矩并不是不变的，而是随流动的进行不断减小，故基于动量矩守恒定律设计的传统蜗壳型线存在动量修正的必要。改型设计方法由于气体粘性力无法通过简单的公式运算获得，且其大小受气体速度的影响，因此本文采用一种简单化的求解方法，即基于传统不等边基圆法，离心风机运用改进后的k-ε模型对原风机进行数值模拟，设置如图8 所示的4 个监测截面，其方位角φ 分别为90°、180°、270°、360°。通过fluent后处理计算得出蜗壳壁面区域于以上4 个截面处所受粘性力大小fν ，测量力矩中心至力原点距离r，由额定工况下风机总质量流量q计算得单位质量流体所受黏性力矩平均值m fr / q。

离心风机与4 种消声方式风机的a 声级对比。从图中可以看出，每一种方式都有着不错的降噪效果，其中c型改进风机降噪效果好，在额定工况点附近总a声级能降低约7 db( a) ; b 型改进风机降噪效果也比较理想，优于a 和d型改进风机; a型改进风机的消声效果差。出现上述情况的原因应该是电机噪声通过蜗壳会被放大，而没有被吸声材料有效吸收。但后盖板加装消声材料，9-16离心风机，恰好吸收了电机的部分噪声，因此后盖板加装吸声材料降低风机噪声明显。

本文对吸声蜗壳对风机降噪效果进行了研究，分别对单独蜗板、后盖板、蜗板与后盖板、蜗板与前盖板加装消声材料的4种方式进行了试验测量，在离心风机全工况范围内，风机噪声都有不同程度的降低，其中蜗板加后盖板组合的降噪效果好。由于穿孔板摩擦损失较大，9-12离心风机，气体流动阻力增加，导致风机压力和效率都有不同程度的降低。通过试验证明相对于周向蜗板加装消声材料，风机后盖板加装消声材料消声效果明显，且结构简单、制造方便风机压力损失小。也证明了消声蜗壳有很好的降噪效果，并且离心风机蜗壳尺寸虽然有一定的增大，但相对于消声器等其他降噪方法优势还是很明显的。对风机进出口安装条件有限制并且对噪声有一定要求的离心风机，吸声蜗壳是较好的选择。

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