6-51风机欢迎来电「多图」

6-51风机进气箱出口处叶轮进口处水平横向截面速度的矢量图及云图，从图中可以看出，虽然其出口几何结构是对称的，然而在出口处其流速为不均匀分布，靠进气方向处流速较高，被进气方向速度较低，气流经弯头转弯后，流速分布比较紊乱，从而使得进入风机叶轮的流速不均匀，与文献的研究结果一致，这是导致离心风机效率低的原因之一。通过建立离心风机几何模型和数值模型,并施加边界条件，利用fluent软件对加米字圆弧集流器和普通圆弧集流器离心风机进行了整机内部流场数值模拟，采用tecplot软件进行后处理，显示同流量下离心风机的压力云图。

进气箱内的流动损失

进气箱的流动损失可以通过数值模拟计算分析，为理论研究提供参考，其大小为进气箱出口截面的动压乘以损失系数。由于进气箱出口速度大致与叶轮的进口速度一样。

进气箱对离心风机性能的影响可知在进气箱出口与6-51风机叶轮进口处存在涡旋现象，研究中发现该涡旋与流量大小有关，在大流量区涡旋不明显，且位于进气箱侧的叶轮叶套的进口处，随着流量的减小，涡旋形状的明显，并向进气箱出口方向b侧偏移。可以看出，原始风机叶轮流道内靠近出口处形成涡旋，主要原因是叶片出口附近存在较为---的边界层分离现象。6-51风机叶片表面存在附面层，随着叶轮旋转，吸力面和压力面附面层的结构和形态是不同的。6-51风机叶片表面存在附面层，随着叶轮旋转，吸力面和压力面附面层的结构和形态是不同的。

在标准进气风管测试装置上，对6-51风机及在风机蜗壳周向板、前盖板、后盖板等部位分别加装吸声材料后，测试了不同结构形式下风机性能和噪声特性。试验结果表明:相比原风机，蜗壳周向板与后盖板同时加装吸声材料效果较好，设计工况下a声级能够降低7．2db(a)，在小流量工况下，吸声蜗壳的降噪效果变差;根据风机噪声频谱，穿孔板加玻璃棉吸声蜗壳的吸声性能中高频好于低频，风机基频噪声在设计点能够降低12．5db(a);6-51风机加装吸声材料后风机气动性能会略有下滑，压力和效率都有不同程度的降低。离心式风机是工业生产中应用广泛的通用辅助设备，而风机噪声尤其大型风机噪声很大，---影响人的---，所以降低风机噪声有着重要的意义。对于重要和安装要求高的风机，有-设计和制作一个表架配合百分表进行测量，6-51风机主要由抱箍、角钢表架等组成。由于蜗壳壁面是离心风机主要的气动噪声源，蜗壳不消声时，声波在风机蜗壳内连续反射，形成一个混响声场，声压级较高。采用消声蜗壳后，被吸收的声能多，被反射的声能少，其声场的声压级就会降低。

对于6-51风机消声蜗壳降噪效果的研究，-很多学者都做了不少的研究工作。bartenwerfer等将蜗板外侧消声部分的外壳做成方形，里面填充消声材料对离心风机进行降噪试验研究，使改进后的风机a声级降低了9～12db(a)。多翼离心风机广泛应用于-的各个领域，是工业生产中主要耗能设备之一，蜗壳作为离心风机中不可或缺的基本元件，其结构的不对称性及内部流动的复杂性会对叶轮出口气流角造成较大影响，使其沿圆周方向呈现出明显的不对称性。刘晓良等研究了消声蜗壳消声材料厚度、空腔厚度等对风机降噪效果的影响，结果表明:适当增加消声材料厚度或空腔厚度可以提高消声蜗壳的降噪效果。到目前为止，对消声蜗壳的研究基本都集中在周向蜗板上加装消声材料，对风机侧板加消声材料的消声蜗壳降噪效果研究得还比较少。

以6-51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，并用试验证明了-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;6-51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---的泄漏情况，应根据流体实际流动进行修正的结论。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。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，

6-51风机采用动量矩修正方法对其进行-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-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。先单独分析了进气箱内部流场特性，然后对进气箱与风机进行一体化分析，研究进气箱对离心风机性能的影响。其设计转速n=1200r/min，设计流量qv=0.15m3/s，主要尺寸参数为：6-51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-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，

6-51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6-51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6-51风机性能的准确度和-性预测提供支撑。考虑到离心风机结构的复杂且不规则性，本文采用非结构四面体网格进行划分，其中无进气箱的离心风机网格数量约370万，网格为0。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，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6-51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-。由图7可知，加进气箱不仅降低了风机的全开流量，其全压也有所减少。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，6-51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---距离r，由额定工况下风机总流量q 计算得单位流体所受黏性力矩平均值m fr / q。