1、引言
    離心風機在車用空調中有著廣泛的應用。由于空調送風的風速不宜過高，同時風機的幾何尺寸受到車體限制，車用空調蒸發器的鼓風機為了獲得合適的壓頭(300～900Pa)，通常選用前向多翼離心風機。
    此外，車用空調離心風機往往還具有以下特征：葉輪外徑130～160mm，額定風量240~ 480m3/h，轉速2500~ 4500r/min，電機功率200。400W。
    由于市場對產品的開發周期提出了挑戰，越來越多的風機制造商需要尋求一種更為高效、簡捷的研發手段，參數化設計便成為了首選。20世紀80年代中期cv公司首次提出了參數化的建模理念，在此之后的20年間，這種理念被迅速的接受并推廣至各個領域。
    從早期的AutoCAD到今天的CATIA、UC、Pro/E等主流CAD平臺，都有很多人對它們進行了參數化的實踐。沈建華和馬玉娥等人在風機的CAD系統的開發上作了大量工作，并各自在不同的軟件平臺實現了參數化的建模。沈國安、王海濤則是將風機的參數化作為他們碩士論文的研究課題。
  但是僅僅依靠建模過程中的參數化是不夠的，作為一個完整的產品設計或優化過程，還必須整合性能實驗。由于風機的幾何參數較多，單純的依靠實驗很難對其進行比較全面的分析，而且實驗所需的物理制造和測量工作通常會大大增加產品的開發成本，開發周期也被延長了。如果用虛擬實驗替代真實實驗，便可以有效避免上述問題。
  蔡兆麟、李中云等人在文獻中論述了風機的虛擬實驗平臺的搭建方法，但他們并沒有將CAD建模整合到其中，因而只能處理結構比較簡單的風機模型，所能調整的參數也十分有限。此外，他們的虛擬實驗平臺針對的是具有通用特征的風機，還不能應用于具體的某一類型風機的設計和優化。
    Eui - Yong Kwon等在實驗的基礎上提出：在中高風量工況下（以BEP - Best Efflciency Point點為參照），蝸殼對風機性能的影響相對于葉輪將占主導地位。而這恰恰是車用空調蒸發器風機大部分時間下的工況范圍，因此對蝸殼幾何的優化在車用空調系統中顯得尤為重要。
2、參數化建模
    蝸殼的幾何模型實際上可以看成是由水平方向上一條內壁線豎直拉伸得到。由于在結構上蝸殼由蝸線區( PARTl)、蝸舌區(PART2)、擴壓區(PARB)三部分組成，該內壁線也可以相應定義為蝸線段、蝸舌段和擴壓段。
    蝸線按照文獻[8]中的基本假設，即蝸殼各截面上的流量與該截面和起始截面之間所形成的夾角成正比同時氣流離開葉輪后不再獲得能量，可以推出為一條對數螺旋曲線。而根據早先由建筑HVAC工業標準(Atalla  1956＆1957)引入的“標準化風機”的概念，蝸線也可以是一條線性螺旋曲線，在實際中兩種型線的蝸殼都有應用。極坐標下其方程分別為：

    (1)線性螺旋線
    以下如無特殊說明，所有與長度相關的常量或變量的單位都是(mm)，與角度相關的常量或變量的單位都是。
    由此可見，無論是何種類型的曲線，蝸線都可以由以上四個參數(Do.a、A、B)充分定義，而如果單純考慮蝸殼的優化，Do將是給定的值。
  蝸舌段由左右兩部分組成（圖1），左部為蝸線起始點（A角對應）至擴壓區起始點的圓弧（蝸舌），右部為蝸線終止點（B角對應）至擴壓區起始點的直線段。如果考慮附加約束，如相鄰段自然結合（結合處相切），該段曲線可以由如下參數限定：蝸舌半徑r、主擴壓傾角C。如取蝸舌圓心為坐標原點，蝸舌的參數方程可以表示為：

    擴壓段的結構相對簡單，為兩條傾斜直線。根據文獻，與蝸舌相接的傾斜段對擴壓起著主要作用，而另一側一般不建議外擴。但筆者認為該側外擴會對擴壓起一定作用，因而將其用作輔助擴壓（如圖l虛線所示）。因而定義該段結構還需要考慮到輔助擴壓傾角D和擴壓段長度L。實際上，如果已知出口的截面大小，也就相當于確定了三。
    以上三個部分組成了完整的蝸殼內壁線，要形成蝸殼，只需要將該曲線沿豎直方向拉伸一定長度即可得到蝸殼內壁面。同時要確定完整的計算模型，還必須知道蝸殼與葉輪的相對位置，因而必須考慮如下兩個參數：蝸殼寬度d、輪底間隙e，如圖2所示。

3、準確的數值模擬
  研究的優化對象是某公司生產的KQZN 4.5- 5.4型鼓風機，如圖3所示，該風機在新風模式下額定轉速為3000r/min，額定風量400m3／Ii。實測該風機在BEP工況下，轉速為3164r/min，風量為357.08m3/h，效率為29.1%。

    要能實現準確的模擬，首先需要確定合適的計算模型。
    搭建虛擬實驗臺，必須以真實實驗為依據，以此獲得研究對象的最基本的物理特性。同時，在數值計算中，必須充分利用已經掌握的信息，以減小與真實現象的偏差。
    例如，在該模型的計算中，可以根據BEP工況的測量值定義邊界條件，入口設定表壓為OPa，出口設定質量流量0. 11486kg/b(當地空氣密度為1.158kg／m3)。Kind等人在文獻[9]中對這種鼓風機進行了實驗研究，提出蝸殼內部由于二次流的存在會形成復雜的三維湍流，因而適合用k-e二方程模型計算，但壁面處可以做適當修正。而Eui -Yong Kwon等人采用標準k-e湍流模型對車用鼓風機進行了非定常計算[7]，計算結果與實驗值吻合得較好，偏差不超過10%。
    本文在研究中采用標準k-e模型計算，得到的性能曲線如圖4所示。除效率線外，其余性能線都能與實測值較好地吻合在6%以內。效率的偏差主要是由于計算時只能取到輸出功率而不能計及機械效率，即輸出功與軸功之比。
    決定計算精度的另一個重要因素是網格的質量。為了提高虛擬實驗臺效率，必須實現網格的自動生成。而這也給網格的質量提出了挑戰，筆者的做法是，對于不改變模型拓撲結構的參數優化（如改變蝸殼發展角），先進行一次人工生成網格，然后將該操作過程完全移植到改變該參數后的不同模型。但這并不能徹底地解決兩者的矛盾，這也是成功搭建虛擬實驗臺亟待解決的問題。

4、實驗臺搭建流程
4.1  建立參數化幾何模型
    在Pto/E中進行三維建模，蝸殼的實體模型采用由底至上( BOTTOM - UP)的策略，即由線到體的順序建立。首先繪制內壁線（分為5段），然后選擇內壁線作為輪廓線進行拉伸操作，最后還應將集氣口從該實體上切除。葉輪則單獨建模，然后裝配至蝸殼內部。得到完整的實體模型之后，利用Pro/E的族表功能，將需要優化的參數引入（可以是Excel文件）。應注意的是，有些參數并不會在模型中以變量形式出現（如蝸殼發展角a），在這個過程中需要建立這些參數與模型幾何變量之間的關聯，同時對某些參數應附加約束，例如蝸殼終止角B應滿足：360<B<360+A。至此，蝸殼幾何已完全可以由定義參數驅動了。
4.2實現網格的自動生成
    在GAMBIT中進行的操作可以完全記錄于jou文件中，并可以通過外部調用使其在后臺執行，這就為網格的自動化生成提供了可能。有兩種途徑可以實現：通常采用的是先進行一次人工劃分，然后將生成的jou文件進行適當修改，如增加循環判斷語句。改進后的jou文件可以被新模型使用，同時可以控制網格自動生成的質量。該方法主要的缺點是不能實現完全的自動化，而且對于拓撲結構改變的模型（如改變葉片數），人工劃分的操作通常不能移植到后面的模型。
    另一種方法是不進行人工劃分而是直接根據經驗編譯jou文件，這種方法可以解決上面的兩個問題，但由于完全不能面向對象，整個網格的生成過程往往難以控制，因而經常會出現錯誤，需要反復調試才能成功。因此，如果不是模型簡單，一般建議采用第一種方法。
4.3自動驅動數值計算并取結果
    與CAMBIT類似，FLUENT也有記錄操作的jou文件，同時它還有記錄控制窗口信息的script文件，因此它同樣可以按照上述兩種方法進行數值迭代的初始設置，并通過查詢script文件的內容獲得需要的結果。如出口靜壓、動壓等。以上為整個虛擬實驗臺搭建工作的核心內容，當然除此之外，前期的準備工作以及后期的分析也是相當關鍵的。圖5是整個過程的實現流程。

    葉輪的安裝高度即輪底間隙￡對該種風機的性能有比較大的影響。間隙過大，容易增大泄漏損失，同時也會強化底部的二次流，甚至會在斷面上形成雙渦。間隙過小，由于底面邊界層的影響，將會增大葉輪阻力，同時由于頂部間隙的增大，入口處的氣流分離加劇也會對性能產生影響[10]。
  筆者利用搭建的虛擬實驗臺，對該鼓風機輪底間隙的影響進行了研究。鑒于該風機幾何存在固有約束，輪底間隙不能操過5 .5mm，因而選取了1、2、2.5、3、4、4.5、5mm等7個尺寸，其中3mm為實際模型的尺寸。計算模型的具體參數和結果見表1和圖6。可見，在其它參數不變的前提下，存在一個使風機獲得最大壓頭的最佳輪底間隙(2,5mm左右)。該結果經過實驗驗證后已經應用于實際產品。
6、結語
    本文在總結目前風機參數化設計方面取得的進展的基礎上，提出了車用空調離心風機虛擬實驗的方案，并認為以下兩點是搭建其虛擬實驗臺的基礎：
    (1)整合CAD系統的參數化建模；
    (2)能夠準確反映模型實際特征的數值模擬。
同時，現有的虛擬實驗臺還存在某些不足，主要表現在：
    (1)網格自動生成的質量較難控制；
    (2)實驗臺還未能整合風機其它性能的分析，如強度、噪聲等。
    實際上，網格自動生成的質量一直是虛擬實驗的瓶頸，要根本性的解決這個問題，很大程度上要依賴于不斷改進的網格劃分工具。而一個完善的風機虛擬實驗平臺必須能夠對產品的綜合性能進行衡量和評價，實現多學科之間的優化，這應該是不可避免的趨勢。