集成灶風(fēng)機(jī)性能優(yōu)化及其出風(fēng)均勻性研究

馬曉陽(yáng) 盧國(guó)勇 吳樹德

（1.圣奧科技股份有限公司 杭州 310020； 2.杭州九陽(yáng)凈水系統(tǒng)有限公司 杭州 310018）

引言

近年來(lái)，集成灶成為廚電行業(yè)高速增長(zhǎng)的品類之一，將吸油煙機(jī)、灶具、蒸烤一體機(jī)等多種廚電產(chǎn)品集成為一體，具有空間緊湊、吸煙效果好等優(yōu)點(diǎn)[1]，得到了消費(fèi)者越來(lái)越多的青睞[2,3]。集成灶打破傳統(tǒng)吸油煙機(jī)上排風(fēng)工作方式，采用了風(fēng)機(jī)置于灶具下方的低吸下排技術(shù)，極大提升了吸煙效果[4]。為了匹配用戶廚房安裝環(huán)境，一般設(shè)有左右兩側(cè)出口的出風(fēng)管，使得兩側(cè)出口都能進(jìn)行油煙排放。但由于集成灶內(nèi)部風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的安裝位置是固定的，因此勢(shì)必會(huì)導(dǎo)致某一側(cè)出風(fēng)性能較差，如圖1所示，其向右出風(fēng)，風(fēng)機(jī)系統(tǒng)出口垂直向下放置，帶來(lái)了巨大沖擊阻力，導(dǎo)致了沿著螺旋線出風(fēng)一側(cè)（右側(cè)）風(fēng)量高，逆著螺旋線出風(fēng)一側(cè)（左側(cè)）風(fēng)量低，兩者相差可達(dá)1.5 m3/min。使用時(shí)刻，左側(cè)排煙用戶出風(fēng)量變小，吸煙效果變差，噪聲增加[5]。因此，如何提升集成灶風(fēng)機(jī)系統(tǒng)性能和保持兩側(cè)出風(fēng)均勻性是目前各研發(fā)人員急需攻克的難題。

本文探討了集成灶風(fēng)機(jī)型線、出風(fēng)口長(zhǎng)度和方向等對(duì)集成灶性能的影響。通過(guò)對(duì)集成灶風(fēng)機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行定常三維數(shù)值模擬研究，捕捉到了風(fēng)機(jī)和出風(fēng)管內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)，分析了優(yōu)化模型風(fēng)機(jī)關(guān)鍵區(qū)域流場(chǎng)情況[6]。且將優(yōu)化模型制作成實(shí)物樣機(jī)進(jìn)行測(cè)試驗(yàn)證[7]。

1 計(jì)算模型

1.1 集成灶吸煙系統(tǒng)計(jì)算模型

本文只針對(duì)集成灶吸煙系統(tǒng)進(jìn)行研究，該系統(tǒng)由機(jī)頭、機(jī)箱、風(fēng)機(jī)系統(tǒng)、出風(fēng)口罩、出風(fēng)管等組成。對(duì)集成灶吸煙系統(tǒng)計(jì)算域進(jìn)行建模，其中機(jī)頭、機(jī)箱、出風(fēng)管、出風(fēng)口罩均按照實(shí)際尺寸進(jìn)行建模。為了計(jì)數(shù)值計(jì)算的穩(wěn)定性和準(zhǔn)確性，在機(jī)頭進(jìn)氣口和出風(fēng)口罩處進(jìn)行相應(yīng)的延長(zhǎng)。如圖1所示，機(jī)頭進(jìn)氣口和出風(fēng)口罩出口都沿各自平面垂直方向進(jìn)行了加長(zhǎng)處理。

對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，壁面采用3層棱柱邊界層網(wǎng)格。圖2給出了葉輪葉片表面及其附近區(qū)域網(wǎng)格劃分情況。由于葉輪為旋轉(zhuǎn)區(qū)域，對(duì)計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性起到關(guān)鍵作用，因此對(duì)該區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理。計(jì)算模型網(wǎng)格總數(shù)分別為480萬(wàn)、600萬(wàn)、720萬(wàn)和840萬(wàn)情況下，監(jiān)控得到出口截面流量值分別為17.36 m3/min、17.59 m3/min、17.65 m3/min和17.72 m3/min。隨著網(wǎng)格總數(shù)從600萬(wàn)增加到840萬(wàn)，出口流量值波動(dòng)在0.75 %以內(nèi)，認(rèn)為出口流量值不再隨網(wǎng)格數(shù)量繼續(xù)增加而產(chǎn)生影響。綜合考量計(jì)算量和模擬精度，選取計(jì)算域網(wǎng)格總數(shù)為600萬(wàn)。同理下述所有計(jì)算模型，網(wǎng)格總數(shù)均控制在600萬(wàn)左右。

1.2 支配方程和邊界條件

本文只分析集成灶風(fēng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)特征，不涉及溫度分析。因此數(shù)值計(jì)算過(guò)程僅需求解三維雷諾平均守恒的N～S方程和標(biāo)準(zhǔn)k～e湍流模型方程。

給定機(jī)頭進(jìn)氣口為停滯進(jìn)口，出風(fēng)管出口為壓力出口，兩層全y+壁面處理。葉輪旋轉(zhuǎn)域采用旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系，給定轉(zhuǎn)速；其余區(qū)域選用靜止坐標(biāo)系。通過(guò)穩(wěn)態(tài)計(jì)算葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)在某一特定位置的瞬時(shí)流場(chǎng)，來(lái)簡(jiǎn)化分析非定常問(wèn)題。

1.3 計(jì)算模型驗(yàn)證

表1給出了某一集成灶原型A運(yùn)行在最高檔位時(shí)，分別通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值模擬計(jì)算得到的兩側(cè)出風(fēng)最大流量值。通過(guò)模擬值和實(shí)測(cè)值對(duì)比可知，左側(cè)出風(fēng)最大流量相對(duì)誤差為3.70 %，右側(cè)出風(fēng)最大流量相對(duì)誤差為2.57 %，均處在5 %以內(nèi)的合理范圍，認(rèn)為本文所建立的計(jì)算模型和邊界條件設(shè)置等滿足數(shù)值模擬要求。本文把該型號(hào)集成灶原型稱為模型A，型線優(yōu)化后的稱為模型B和模型C。

表1 模型A最大流量實(shí)驗(yàn)值和模擬值對(duì)比

1.4 風(fēng)機(jī)型線優(yōu)化

模型A實(shí)測(cè)最大出風(fēng)量只有17.15 m3/min，其中右側(cè)比左側(cè)大了0.92 m3/min，兩側(cè)出風(fēng)非常不均勻，急需進(jìn)行改進(jìn)。本文優(yōu)化思路是對(duì)模型A風(fēng)機(jī)型線進(jìn)行改造得到優(yōu)化型線B和C。型線A優(yōu)化過(guò)程如下：第一步，按照柱坐標(biāo)曲線方程1～1，繪制對(duì)數(shù)螺旋線；第二步，在蝸舌和出口區(qū)域采用另外函數(shù)曲線替代螺旋線；第三步，在曲線相接位置保持相切；第四步，依據(jù)出口長(zhǎng)度等限制尺寸擬合成最終型線。如圖3給出了優(yōu)化后得到的型線B和C。

該方法生成的曲線較正方形和不等距方形繪制的曲線更能反應(yīng)沿著葉輪周圍氣體進(jìn)入蝸殼，與蝸殼內(nèi)原有流動(dòng)氣體進(jìn)行強(qiáng)烈交替過(guò)程。且該曲線的光滑度更高，可減少流動(dòng)損失。

柱坐標(biāo)曲線方程：

式中：

r—葉輪半徑；

theta—螺旋線生成角度。

由表2可知優(yōu)化型線B出風(fēng)口長(zhǎng)度和角度同型線A基本保持一致，型線C出風(fēng)方向向左側(cè)偏移了約27 °。其出風(fēng)口長(zhǎng)度從215.4 mm增加到241.6 mm，蝸舌與豎直中心距離從42.6 mm增加到132.3 mm。

表2 模型A、B和C關(guān)鍵參數(shù)

2 計(jì)算結(jié)果與分析

表3給出了模型A、B和C數(shù)值模擬結(jié)果，可知模型B較模型A兩側(cè)最大出風(fēng)量都增加約0.5 m3/min。模型C左側(cè)最大出風(fēng)量增加明顯，較模型A增加了8.26 %，增量達(dá)到1.39 m3/min；右側(cè)最大出風(fēng)量增加了2.67 %，增量達(dá)到0.47 m3/min。模型C左右兩側(cè)最大出風(fēng)量只差0.16 m3/min，二者差距顯著減小，使得兩個(gè)方向出風(fēng)量變得較為均勻，改善了傳統(tǒng)型線不同方向出風(fēng)量相差較大的問(wèn)題。

模型C在出口方向較模型A和B往左側(cè)傾斜了約30 °，且增加了出風(fēng)口長(zhǎng)度，這極大改善了左側(cè)出風(fēng)的流動(dòng)狀態(tài)。由表3可知，左側(cè)出風(fēng)狀態(tài)下模型C較A和B全壓效率分別提升了6.12 %和4.44 %，效果非常明顯。同時(shí)右側(cè)出風(fēng)狀態(tài)下較模型B基本持平，較模型A提升了1.98 %。

表3 模型A、B和C關(guān)鍵性能參數(shù)模擬值

圖4給出了出風(fēng)管中間截面示意圖，下文將對(duì)該截面上的流線圖、速度矢量圖和總壓力云圖進(jìn)行對(duì)比分析。

圖5給出了右出風(fēng)狀態(tài)下出風(fēng)管中截面的總壓云圖分布，在紅框區(qū)域模型C低壓區(qū)更小，壓力分布相對(duì)均勻，流動(dòng)更加平穩(wěn)。由于模型C出口更加靠近左側(cè)，使得風(fēng)機(jī)出口氣流在此區(qū)域獲得了類似擋板的導(dǎo)向作用，持續(xù)將氣流推向右側(cè)，提升了流動(dòng)效率。

圖6給出了氣流離開風(fēng)機(jī)進(jìn)入出風(fēng)管且向左側(cè)流動(dòng)的流線圖，模型C氣流整體向左側(cè)平穩(wěn)流動(dòng)，能夠很好的與出風(fēng)管銜接轉(zhuǎn)向。而模型A由于需要強(qiáng)行90 °轉(zhuǎn)向，且與螺旋線方向相反，向左側(cè)流動(dòng)阻力明顯增加，流線非常紊亂，引起大量損耗，流動(dòng)效率顯著下降。

圖7給出了氣流進(jìn)入出風(fēng)管且向左側(cè)流動(dòng)的速度矢量圖，模型C風(fēng)機(jī)出風(fēng)口向左側(cè)傾斜，對(duì)氣流起到很好的導(dǎo)向作用，有助于氣流順暢的完成轉(zhuǎn)向。相比之下，模型A在出風(fēng)管左側(cè)靠上的區(qū)域旋渦非常大，占據(jù)了流道將近50 %的空間，大量氣流被擠壓，引起局部區(qū)域流速增加，速度分布不均勻性增加，流動(dòng)效率急劇下降。

圖8給出了氣流離開風(fēng)機(jī)進(jìn)入出風(fēng)管且向左側(cè)流動(dòng)的總壓云圖，模型A出風(fēng)管右側(cè)壓力大于左側(cè)，左側(cè)低壓區(qū)域非常大，造成向左側(cè)出風(fēng)的壓力分布非常不均勻。這是因?yàn)轱L(fēng)機(jī)螺旋線是逆時(shí)針?lè)较虻?，右?cè)直接受到風(fēng)機(jī)的排氣壓力，氣流必定造成擠壓才能向左側(cè)流動(dòng)。模型C出風(fēng)整體偏向左側(cè)，自然避開了90 °沖擊出風(fēng)管，讓氣流有個(gè)順勢(shì)向左流動(dòng)的趨勢(shì)，沖擊損失減少，流動(dòng)效率自然提升。

3 實(shí)物樣機(jī)測(cè)試驗(yàn)證

對(duì)模型C各零部件進(jìn)行打樣制作，完成整機(jī)組裝。圖9為模型C實(shí)物樣機(jī)進(jìn)行噪聲測(cè)試的場(chǎng)景。圖10給出了模型A和優(yōu)化模型C實(shí)物樣機(jī)測(cè)試結(jié)果，可知模型C兩側(cè)實(shí)測(cè)出風(fēng)量都較模型A大幅提升，左右出量風(fēng)變得更加均勻，且噪聲下降明顯。

4 結(jié)論

對(duì)集成灶原型A進(jìn)行三維數(shù)值模擬研究，與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行了對(duì)比，得出數(shù)值結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合。繼而對(duì)優(yōu)化模型機(jī)型數(shù)值分析和實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：

1）優(yōu)化模型C左側(cè)出風(fēng)量顯著提升，從模型A的16.23 m3/min提升到17.93 m3/min，提高了1.7 m3/min，幅度為10.47 %。右側(cè)出風(fēng)量從模型A的17.15 m3/min提升到17.77 m3/min，提高了0.62 m3/min，幅度為3.62 %。

2）優(yōu)化模型C左右兩側(cè)最大出風(fēng)量變得更加均衡。左右兩側(cè)最大出風(fēng)量只相差0.16 m3/min，相較模型A兩側(cè)出風(fēng)量差0.92 m3/min，均勻性已經(jīng)明顯改善。

3）優(yōu)化模型C在兩側(cè)出風(fēng)量增加的同時(shí)，噪聲也有一定的下降，左側(cè)出風(fēng)噪聲下降了0.97 dB（A），右側(cè)出風(fēng)噪聲下降了1.19 dB（A）。

4）優(yōu)化模型C風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的流動(dòng)效率提升，流場(chǎng)平穩(wěn)性、均勻性提升。