1物理模型及数值计算和验证
1.1离心风机各部件几何参数
离心风机主要包括集流器、叶轮和蜗壳三部分，其中集流器的结构如图1所示。叶轮是由16个周向均布的后向叶片及轮盘、轮盖组成的闭式叶轮。蜗壳型线主要由4段圆弧组成，各部件主要结构参数如表1所示。风机的设计流量qv=0.65m3/s，设计转速n=2900r/min。
1.2离心风机内部数值计算方法
本文采用商业软件AnsysFluent模拟了风机内部的流动，获得了离心风机的气动性能与气动噪声，同时在建模过程中忽略了集流器与叶轮套接部分径向间隙造成的内泄漏流动。风机叶轮网格是在TurboGrid中生成，集流器及蜗壳网格在ANSYSIcem中生成。为了提高近壁面区域流动计算的准确性，对叶轮内部、蜗壳蜗舌壁面附近的网格进行了加密控制和非等距处理,同时对计算网格进行了网格无关性验证，由此得到集流器、叶轮和蜗壳的网格数分别约为16万、96万和87万，整机网格数约为199万，如图2所示。由于风机内部流动马赫数小于0.3，属于不可压缩流动,所以对离心风机的气动性能采用定常计算。定常流动计算时采用了多参考系（MRF）方法，而叶轮区域在相对坐标系下求解，集流器和蜗壳区域在静止坐标系下求解，动静交界面用来传递信息。风机进出口边界条件分别为流量进口、静压出口，湍流模型为Realizablekε湍流模型，稳态流场采用SIMPLEC算法计算。采用上述的计算模型、网格和数值计算方法对原始设计的风机模型进行了数值计算，由此得到设计流量下风机的静压Pst、总压Ptot和效率η，并与实验进行了对比，结果如表2所示。由表中结果可以看出，在设计工况下（流量为0.65m3/s），η最大误差约为2.1%，静压Pst最大误差约为1.9%，表明了本文数值计算方法的准确性。
2集流器优化结果与分析
2.1响应面方法
响应面方法是用来对设计目标（响应）受多个设计变量（因素）影响的问题进行建模和分析的方法，目的是优化响应，包括了实验设计、方程回归、回归方程检验和最优化求解等。通过实验设计，如中心复合设计(CCD)或Box-Behnken设计等，可以获得一系列样本点，响应面方程的建立就是对这些实验点进行回归的过程。对于求解模型中的各个待定系数，通常采用最小二乘法进行。在确定回归方程后还要进行显著性检验，包括方程显著性检验、偏回归系数检验和失拟性检验，回归方程显著性、失拟不显著性是回归方程可以用于预测优化的前提。首先通过实验设计建立回归方程，再经过检验得到可以用于预测优化的数学模型，然后根据极值存在的条件得到最佳值，也可以通过绘制响应面或等高线图来直观显示预测的最佳值。要保证响应变量取得最佳值时的设计变量取值落在实验范围内，可能需要通过多次实验来确定设计变量所在的范围。
2.2实验设计及参数选择
集流器的主要参数(如图1所示)包括L、σ、、l。本文通过响应面方法，研究集流器的σ、、l对风机性能及气动噪声的影响。各实验方案计算结果如表4所示。分析表4中的数据可以发现，在集流器各因素取值范围内，集流器结构参数对离心风机的声功率级影响很小，对气动性能影响较大。因此，将声功率级从响应变量中去除，仅保留效率作为响应变量，再通过回归方程得到集流器结构参数与效率之间的近似函数关系。
2.3结果验证及分析
由回归方程最优化求解结果显示，当σ为42.8°、为23.8°时，回归方程的响应变量η最高。在集流器设计参数中，由于ε的影响不显著，因此改进后的l仍然保持不变。对优化后的风机模型进行数值计算，得到设计流量下（0.65m3/s）风机的性能及声功率级，并与模型优化前的计算结果进行了对比，如表6所示。对比表6和表7可以发现，集流器改进前后风机性能的计算结果与实验值都在允许的误差范围内，并且趋势一致。由表7还可以看出，采用响应面法对集流器结构参数进行优化后，离心风机的静压升高了4.1%，总压提升了3.9%，效率提高了3.6%。集流器优化前后风机内部流场的分布如图5所示。可以看出，集流器优化后风机主流区大部分流道的流动性能得到了改善，流动的非对称性减弱，吸力面低速区减小，只有在靠近蜗舌附近的流道内流动性能恶化。
3结论
本文采用数值模拟与响应面相结合的方法，对某高效、低噪声离心风机集流器参数进行了优化研究，通过对气动性能及噪声的分析，得到以下结论。（1）将数值模拟方法与响应面方法相结合，能够应用于离心风机的改进和优化。（2）采用响应面法对锥弧型集流器的优化结果显示，集流器对离心风机的声功率级的影响不明显，对气动性能的影响显著；锥弧型集流器的扩张角、收缩角对离心风机的气动性能的影响明显，扩张段长度的影响则很小。（3）优化后离心风机的效率提高了3.6%，静压提高了4.1%，总压提高了3.9%，声功率级降低了1.7dB。
作者：赵燕杰 谭俊飞 党飞龙 李景银 单位：西安交通大学能源与动力工程学院 中冶赛迪工程技术股份有限公司
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