高速離心風(fēng)機前緣傾斜葉片擴壓器的降噪機理研究

李謙益楊睿，張偉宮武旗

（1.陜西省天然氣股份有限公司；2.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院）

高速離心風(fēng)機前緣傾斜葉片擴壓器的降噪機理研究

李謙益1楊睿1，2張偉2宮武旗2

（1.陜西省天然氣股份有限公司；2.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院）

采用噪聲試驗及定常和非定常數(shù)值模擬方法，研究了一高速離心風(fēng)機前緣傾斜葉片擴壓器的降噪機理。對比研究的兩種葉片擴壓器為前緣無傾斜和前緣有傾斜的圓弧葉片擴壓器。通過研究離心風(fēng)機葉片擴壓器進口斜切對氣流脈動壓力的影響揭示其降噪機理。結(jié)果表明，所研究的150°前緣傾斜擴壓器，既提高了風(fēng)機性能，又有顯著降噪效果。所研究高速離心風(fēng)機，其離散頻噪聲占主導(dǎo)地位，集中在葉片通過頻率及其二次諧波頻率處。無傾斜的原始擴壓器表面脈動壓力主要特征是，波動幅值大，不同幾何點之間基本同相位，脈動壓力疊加效果顯著，所以產(chǎn)生的氣動噪聲大。150°前緣傾斜擴壓器，由于前緣傾斜切割，為葉輪盤側(cè)出來的高速氣流留出緩沖空間，在擴壓器葉片前緣面上的氣流沖擊很快衰減，盤側(cè)表面脈動壓力幅值大大下降，這是其噪聲降低的主要原因。前緣傾斜擴壓器，由于前緣傾斜切割，各幾何點之間的脈動壓力存在相位差，所以疊加效果不明顯，這是其氣動噪聲下降的次要原因。

離心風(fēng)機；葉片擴壓器；前緣傾斜；降噪；脈動壓力；數(shù)值模擬

0 引言

離心風(fēng)機的噪聲主要是氣動噪聲，其葉輪與擴壓器（或蝸舌）之間的強烈相互作用是氣動噪聲的重要來源之一[1]。對于有葉片擴壓器的離心風(fēng)機，葉輪與擴壓器葉片之間的無葉過渡區(qū)是動靜相干作用最強烈區(qū)域，這里產(chǎn)生的氣動噪聲極為復(fù)雜。Jeon等[2-3]的試驗研究表明，有葉擴壓器與無葉擴壓器的離心風(fēng)機噪聲頻譜存在較大不同。有葉擴壓器的離心風(fēng)機，其離散噪聲中除了基頻外，其二次至四次諧波處的聲壓級仍非常顯著，甚至高于基頻處的聲壓級。葉輪與葉片擴壓器之間相干作用的主要方面是葉輪出口氣流在下游擴壓器葉片前緣面上的沖擊效應(yīng)，前緣幾何形狀對該沖擊效應(yīng)有著重要影響。因此，對有葉擴壓器的離心風(fēng)機，降噪方法之一就是尋求合適的擴壓器葉片進口前緣幾何形狀，以降低由于葉輪與擴壓器之間動靜相干作用產(chǎn)生的噪聲。

通過優(yōu)化擴壓器前緣幾何形狀來提高離心風(fēng)機性能、降低其氣動噪聲的研究已有少量報導(dǎo)。Kenny[4]、Yoshinaga等[5]分別將前緣帶凹槽，帶三角形豁口的擴壓器葉片應(yīng)用于離心壓縮機中，獲得了高的性能，但未涉及對噪聲的影響。Ohta[6-10]等將擴壓器前緣自壓力面向吸力面方向傾斜切割，使離心壓縮機總噪聲降低了14.2dB。這種改進主要是減少了葉輪出口氣流在擴壓器葉片前緣上沖擊的接觸面積，從而降低了葉片通過頻率處的離散噪聲；并且通過流場的數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)擴壓器前緣的脫落渦尺寸減小以及湍流強度降低，從而也降低了其寬頻噪聲。但是，這種切割方式在變工況下的降噪效果不夠理想，性能下降也顯著。Murakami等[11]在離心風(fēng)機低稠度擴壓器前緣的葉根和葉頂處開槽，使得葉片通過頻率處噪聲下降了5dB，而風(fēng)機氣動性能沒有明顯下降。

對擴壓器葉片前緣的改進，實踐證明能較顯著地降低風(fēng)機氣動噪聲。由于噪聲降低與氣流脈動壓力變化有著密切聯(lián)系，所以，有必要對改進前后的擴壓器表面脈動壓力變化開展研究，并由此揭示葉輪機械氣動噪聲產(chǎn)生及降低的機理。本課題組以前開展了離心風(fēng)機葉片擴壓器進口傾斜角對風(fēng)機氣動性能及噪聲影響的研究工作[12]，結(jié)果表明，在采用前緣傾斜葉片擴壓器（ILEVD，inclined leading edge vaned diffuser）下，風(fēng)機性能略有提高，且氣動噪聲降低效果明顯。在設(shè)計工況附近，總噪聲水平降低約4dB(A)，離散噪聲降低約17dB(A)。然而，對傾斜葉片擴壓器周圍的流動特點，特別是前緣表面氣流脈動壓力的變化情況目前還不清楚，影響了對其降噪機理的認(rèn)識。

本文采用試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對一高速離心風(fēng)機開展研究，研究傾斜前緣與非前緣傾斜擴壓器葉片表面的氣流脈動壓力變化情況，并揭示其與風(fēng)機氣動噪聲變化之間的關(guān)系，由此探索研究前緣傾斜擴壓器引起噪聲降低的原因。

1 試驗風(fēng)機參數(shù)

表1 風(fēng)機主要性能參數(shù)表Tab.1Main performace parameters of the test fan

所研究離心風(fēng)機的主要性能參數(shù)范圍如表1所示，葉輪與擴壓器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。試驗按照標(biāo)準(zhǔn)ISO 5801-2008進行，主要測量了風(fēng)機轉(zhuǎn)速、流量，全壓升和噪聲等參數(shù)。試驗裝置，測量方法和測試儀器系統(tǒng)描述見文獻[12]。前緣傾斜擴壓器是在原始擴壓器基礎(chǔ)上，對擴壓器葉片前緣按一定角度切削而成。定義切削傾斜角θ為擴壓器葉片前緣與輪盤面之間的夾角，如圖1所示。圖1(a)為原始擴壓器葉片，無斜切，θ=90°；圖1(b)為一傾斜擴壓器葉片，斜切角θ=150°。

試驗表明，傾斜擴壓器在保持風(fēng)機性能不降低的情況下，獲得了較顯著的降噪效果[13]。為了研究擴壓器前緣斜切對擴壓器葉片表面脈動壓力變化的影響，本文選擇原始擴壓器和降噪效果最顯著的θ=150°傾斜擴壓器進行對比研究。

表2 風(fēng)機主要結(jié)構(gòu)參數(shù)表Tab.2Main structure parameters of the test fan

圖1 擴壓器葉片F(xiàn)ig.1Diffuser vane

2 試驗結(jié)果

風(fēng)機的流量系數(shù)φ、壓升系數(shù)ψ和有用功Ne分別定義為

其中，Qv是風(fēng)機進口體積流量；p0和p分別是風(fēng)機進、出口靜壓；u2是葉輪邊緣圓周速度。

圖2給出了試驗測試的風(fēng)機壓升系數(shù)和有用功隨流量系數(shù)的變化曲線。效率曲線與有用功曲線變化趨勢幾乎完全一致，所以這里省略了效率曲線。對原始擴壓器風(fēng)機，有用功在設(shè)計工況φ=0.087下取得最大值，此工況點也為最高效率點。用150°傾斜擴壓器葉片代替原始擴壓器葉片后，有用功性能曲線和效率曲線均向大流量方向偏移，且數(shù)值增大。相對于原始擴壓器風(fēng)機，150°傾斜擴壓器在設(shè)計流量φ=0.087下，風(fēng)機的壓力系數(shù)提高了約13.3%，大流量下提高更顯著。

圖2風(fēng)機性能曲線Fig.2Fan performance curves

圖3 為風(fēng)機A聲級總噪聲聲壓級（Overall SPL）以及頻調(diào)噪聲聲壓級（Tonal SPL）隨流量系數(shù)的變化曲線。頻調(diào)噪聲指在葉片通過頻率(3.65kHz)及其諧波頻率的噪聲總和，計算公式為

其中，Li是在葉片通過頻率及其諧波頻率上的A計權(quán)聲壓級，i=1，2，3和4。

由圖3可見，風(fēng)機總噪聲在設(shè)計流量下達到最小值，偏離該流量噪聲會增加，而頻調(diào)噪聲隨流量系數(shù)變化比較平坦。在φ=0.087處，150°傾斜擴壓器比原始擴壓器風(fēng)機的總噪聲降低了約4.0dB(A)，且頻調(diào)噪聲下降更大，約為17dB(A)?？梢姡熬墐A斜擴壓器可以降低風(fēng)機噪聲。圖4表示了原始擴壓器和傾斜擴壓器風(fēng)機在設(shè)計流量下的A聲壓頻譜。由圖可見，150°傾斜擴壓器風(fēng)機的第1至第4階頻調(diào)噪聲，與原始擴壓器風(fēng)機相比下降顯著，噪聲的連續(xù)譜也有顯著下降。Ohta等[10-13]提出的從吸力面向壓力面斜切的葉片擴壓器，能有效降低風(fēng)機噪聲，但是，風(fēng)機壓升系數(shù)也有所下降，且工況范圍縮小。本文研究的擴壓器傾斜形式，既能提高風(fēng)機性能，還能降低風(fēng)機噪聲。

圖3 風(fēng)機噪聲的A聲級Fig.3The A-sound pressure level of the fan noise

圖4 風(fēng)機A聲級噪聲頻譜(φ=0.087)Fig.4The spectrum of the A-sound pressure level of the fan noise(φ=0.087)

3 數(shù)值計算方案

為分析擴壓器前緣傾斜對風(fēng)機內(nèi)部流動的影響，采用數(shù)值方法研究離心風(fēng)機內(nèi)部定常及非定常三維流動問題。計算區(qū)域由葉輪和擴壓器流道構(gòu)成，先由葉輪進口軸向進氣，然后由擴壓器出口徑向排入大氣環(huán)境，沒有蝸殼，計算區(qū)域如圖5所示。

圖5 結(jié)構(gòu)化計算區(qū)域網(wǎng)格Fig.5Structured grid of computational domain

計算求解雷諾時均N-S方程組，采用S-A湍流模型。控制方程的空間離散采用有限體積法，選用具有二階截差的中心差分格式對控制方程對流項和耗散項進行離散。采用四階顯式Runge－Kutta法實現(xiàn)時間推進求解。邊界條件為：進口給定總壓為大氣壓，沿轉(zhuǎn)子軸向進氣；出口給定質(zhì)量流量靜壓。所有固體壁面假設(shè)為絕熱條件，固體壁面流動滿足無滑移條件。

計算網(wǎng)格采用高質(zhì)量的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖5所示。數(shù)值試驗表明，計算網(wǎng)格數(shù)為66萬時，計算結(jié)果與網(wǎng)格的相關(guān)性已明顯降低，基本達到了網(wǎng)格無關(guān)性要求。這時，葉輪單流道內(nèi)網(wǎng)格數(shù)為34萬，含葉輪進口前計算區(qū)域網(wǎng)格；擴壓器單流道內(nèi)網(wǎng)格數(shù)為32萬，含擴壓器葉片出口下游無葉區(qū)網(wǎng)格。邊界層采用壁面函數(shù)法確定速度分布，最底層網(wǎng)格無量綱尺度為y+≈1～10。求解中，動靜交界面進行數(shù)據(jù)信息動態(tài)傳遞。為加速求解過程的收斂性，采用了多重網(wǎng)格法、當(dāng)?shù)貢r間步長和隱式殘差光順法等。

首先進行定常計算，計算收斂后，以定常計算的收斂解作為初值進行非定常計算。非定常計算中，以一個葉輪葉片通過擴壓器流道周期的1/90作為時間步長，即Δt=3.01×10-6s進行計算。以擴壓器葉片前緣表面脈動壓力作為監(jiān)測參量，該監(jiān)測點的脈動壓力獲得周期性時，非定常計算結(jié)束。

4 結(jié)果分析

將穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬的風(fēng)機性能結(jié)果表示在圖2中，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果相比，靜壓升系數(shù)和內(nèi)功率的變化趨勢相似，但模擬結(jié)果的數(shù)值偏大。這是因為計算模擬中沒有將泄漏損失、輪阻損失等因素考慮進去，而該風(fēng)機流道狹窄，這些損失占比較大。此外，采用150°前緣傾斜擴壓器葉片時，風(fēng)機靜壓升系數(shù)和內(nèi)功率在φ＞0.104的大流量范圍均有顯著提高。由于該風(fēng)機的效率與內(nèi)功率變化趨勢一致，所以風(fēng)機效率也有提高。

本文主要研究擴壓器前緣傾斜對非定常脈動壓力變化的影響，采用非定常數(shù)值模擬方法，通過對脈動壓力時域和頻域信號的分析來進行[14]。

4.1 擴壓器葉片監(jiān)測點脈動壓力時域特征

圖6(a)和圖6(b)分別為原始擴壓器和前緣傾斜擴壓器的幾何形狀，圖6(c)為擴壓器葉片前緣切割前后的形狀，均為矩形。為了監(jiān)測前緣脈動壓力，在原始擴壓器和前緣傾斜擴壓器的前緣面上，沿葉高方向均勻布置7個監(jiān)測點，如圖6(c)所示。以P1為參考零點，在盤側(cè)面上，P1～P7各監(jiān)測點的相對坐標(biāo)z/b分別為0，0.159，0.329，0.505，0.676，0.848和1.0，這里b為擴壓器流道寬度，z為軸向位置坐標(biāo)。

圖6擴壓器葉片網(wǎng)格及監(jiān)測點Fig.6Grid and monitoring points on diffuser

圖7 (a)為原始擴壓器在設(shè)計工況(φ=0.087)下，其擴壓器葉片前緣面監(jiān)測點P1～P7上靜壓在一個葉輪葉道通過周期內(nèi)的變化過程。由圖可見，原始擴壓器的前緣靜壓脈動幅值在2 000～3 000Pa之間，盤側(cè)幅值較大一些。點P1～P7上的靜壓在一個周期內(nèi)變化趨勢基本一致，相位基本同步，其相互疊加效果顯著，會產(chǎn)生高的頻調(diào)噪聲。

圖7擴壓器前緣靜壓時域信號(φ=0.087)Fig.7Static pressure of diffuser leading edge in time domain(φ=0.087)

圖7 (b)所示為150°前緣傾斜擴壓器葉片上的靜壓變化過程，其脈動幅度在500～1 000Pa之間，相比于原始擴壓器顯著下降，這是最顯著的變化特征，與噪聲降低直接相關(guān)。此外，前緣面上各點壓力的相位不同，這是因為擴壓器前緣由于斜切割，使得前緣面不同監(jiān)測點不再處于同一個半徑位置上，這樣葉輪出口氣流沖擊擴壓器前緣面會產(chǎn)生時間差，表現(xiàn)為脈動壓力出現(xiàn)相位差。有相位差的脈動壓力波疊加效果較差，甚至?xí)窒粢徊糠?，這有助于降低頻調(diào)噪聲。這與離心風(fēng)機中傾斜蝸舌降噪[13，15]機理類似，Kishokanna對離心風(fēng)機流場的研究[16]也表明擴壓器葉片前緣優(yōu)化能夠降低其壓力脈動，以及葉輪與擴壓器相互干涉的湍流強度等。

4.2 擴壓器葉片監(jiān)測點脈動壓力主要頻率分量特征

脈動壓力時域信號經(jīng)傅立葉分析，可以得到其功率譜密度，如圖8所示。分析可見，監(jiān)測點的頻譜主要有基頻BPF（Basic passing frequency）、2階、3階和4階諧波共四個主要離散分量，其中BPF分量與2階分量能量占主導(dǎo)地位。用150°傾斜擴壓器代替原始擴壓器時，這些離散分量幅值很快衰減。

為了更全面的反映擴壓器前緣面上脈動壓力頻譜的變化特征，對前緣面上每一計算網(wǎng)格點的脈動壓力均進行采集，然后進行傅里葉分析，獲得各點的功率譜密度，將其繪制成前緣面功率譜密度分布圖。圖9為原始擴壓器葉片前緣面上的脈動壓力功率譜密度，其中圖9(a)為脈動壓力功率譜密度總和，圖9(b)和圖9(c)分別為脈動壓力基頻和二次諧波處的功率譜密度分布圖。由圖9可見，原始擴壓器前緣面上脈動壓力功率譜密度分布在輪盤側(cè)顯著高于輪蓋側(cè)，總和最大值2 200Pa2位于輪盤側(cè)靠近吸力面一側(cè)。各分量最大值與總和最大值分布位置類似。

圖10為150°傾斜擴壓器前緣面上的脈動壓力功率譜密度分布圖。由圖可見，傾斜擴壓器前緣面上脈動壓力功率譜密度分布在輪盤側(cè)大大低于原始擴壓器的數(shù)值，譜密度總和的最大值600Pa2只有原始擴壓器最大值2 200Pa2的27.3%。原始擴壓器與前緣傾斜擴壓器前緣面上壓力脈動的變化趨勢與圖4中試驗測試的噪聲頻譜變化結(jié)果完全吻合，也與試驗測試的噪聲水平降低相一致。

圖8 監(jiān)測點P4脈動壓力的功率譜密度Fig.8PSDoffluctuatingpressureattheobservingpointP4

圖9 原始擴壓器前緣面上的脈動壓力功率譜密度Fig.9PSD of fluctuating pressure on the leading edge of the original diffuser

擴壓器葉片由于傾斜切割了靠近輪盤側(cè)的前緣部分，這里產(chǎn)生了較大的徑向間隙，因此從葉輪出來的高速氣流在該區(qū)域經(jīng)緩沖減速，且變得均勻，因此氣流對擴壓器的沖擊有很大下降，擴壓器內(nèi)的流動也得到改善。Qin[17]的研究結(jié)果表明干涉作用是影響擴壓器流道內(nèi)壓力波動的主要因素。前緣傾斜擴壓器減輕了葉輪與擴壓器之間的干涉，擴壓器的前緣面上壓力脈動下降明顯。如果對擴壓器流道內(nèi)的其它壓力面和吸力面上壓力脈動進行分析，可以得到類似結(jié)論。另外，擴壓器前緣面上還由于傾斜面產(chǎn)生的脈動壓力相位差，也有助于其壓力脈動進一步降低?？梢?，傾斜擴壓器葉片由于進行了斜切割，使其葉片表面上的脈動壓力功率譜密度大大下降了，對降噪產(chǎn)生較大貢獻。

5 結(jié)論

本文就離心風(fēng)機葉片擴壓器進口斜切形狀對噪聲及氣流脈動壓力的影響機理進行了試驗和數(shù)值模擬研究。研究的兩種葉片擴壓器為：進口無傾斜的圓弧葉片擴壓器；進口有傾斜的圓弧葉片擴壓器。在這兩種擴壓器下，對該風(fēng)機進行了噪聲試驗、定常和非定常數(shù)值模擬研究。通過擴壓器葉片前緣脈動壓力的時域及頻域分析，揭示了傾斜前緣的降噪機理。主要結(jié)論有：

1）所研究150°前緣傾斜擴壓器，既提高了風(fēng)機性能，拓寬了穩(wěn)定工況范圍，又有顯著降噪效果。

2）所研究高速離心風(fēng)機中離散頻噪聲占主導(dǎo)地位，主要集中在葉片通過頻率及其二次諧波頻率處。

3）無傾斜的原始擴壓器表面脈動壓力主要特征是，波動幅值大，不同幾何點之間相位基本相同，脈動壓力疊加效果顯著，所以產(chǎn)生的氣動噪聲大。

4）150°前緣傾斜擴壓器，由于前緣傾斜切割，為葉輪盤側(cè)出來的高速氣流留出緩沖空間，在擴壓器葉片上的氣流沖擊大幅衰減，盤側(cè)表面脈動壓力波動幅值大大下降，這是噪聲降低的主要原因。

5）150°前緣傾斜擴壓器，由于前緣傾斜切割，各幾何點之間的脈動壓力存在相位差，疊加效果不明顯，這是氣動噪聲下降的次要原因。

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Noise Reduction Mechanism of a Vaned Diffuser with Inclined Leading Edge in a High-speed Centrifugal Fan

Qian-yi Li1Rui Yang1,2Wei Zhang2Wu-qi Gong2
（1.Shaanxi Provincial Natural Gas Co.Ltd；2.School of Energy and Power Engineering,Xi’an Jiaotong University）

Noise measurements and steady and unsteady numerical simulations were performed to study the noise reduction mechanism of an inclined leading edge vaned diffuser(ILEVD)in a high-speed centrifugal fan.An arc vaned diffuser with and without inclined leading edge is studied to reveal the noise reduction mechanism.The inclined leading edge influences the fluctuating pressure on the diffuser vane.The results show that the 150 degree inclined diffuser cannot only improve the fan performance,but also has a significant noise reduction effect.For the high speed centrifugal fan,discrete frequency components dominate the noise spectra,which are mainly the blade passing frequency and the second harmonicfrequency.For the vaned diffuser without inclined leading edge,the amplitude of the pressure fluctuations on the leading edge of the diffuser is very large.Since the phase difference between various monitoring points on the leading edge is basically identical,the superposition effect of the fluctuating pressure is remarkable,such that the aerodynamic noise amplitude becomes large.For the diffuser with a 150 degree inclined leading edge,the inclined cut vane sets aside a buffer space for the high-speed airflow from the disk side impeller output,so the impingement of the airflow on the leading edge of the diffuser blade is attenuated,and the amplitude of the pressure fluctuations is strongly reduced.This is the main mechanism of the aerodynamic noise reduction.For the inclined leading edge vaned diffuser,a phase difference in the fluctuating pressure exists between various points on the leading edge,so that no superposition of pressure amplitudes occurs.which is the secondary mechanism for the noise reduction.

centrifugal fan，vaned diffuser，inclined leading edge，noise reduction，fluctuating pressure，numerical simulation

TH432；TK05

1006-8155-(2017)03-0054-07

A

10.16492/j.fjjs.2017.03.0010

2016-10-25陜西西安710016