小型軸流風(fēng)扇支撐架的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究

吳渴欣，金英子，李 昳，儲(chǔ) 微

(浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動(dòng)控制學(xué)院，杭州 310018)

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小型軸流風(fēng)扇支撐架的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究

吳渴欣，金英子，李 昳，儲(chǔ) 微

(浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動(dòng)控制學(xué)院，杭州 310018)

以帶支撐架的小型軸流風(fēng)扇為研究對(duì)象,通過響應(yīng)面法建立以支撐架數(shù)量、直徑和傾斜角度為自變量,以風(fēng)扇的靜壓升和噪聲為因變量的響應(yīng)面模型，分析支撐架數(shù)量、直徑和傾斜角度對(duì)小型軸流風(fēng)扇靜特性、氣動(dòng)噪聲和內(nèi)部流場特性的影響，進(jìn)行流場優(yōu)化和性能分析，然后在小型風(fēng)洞中完成了靜特性實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明：針對(duì)研究對(duì)象,當(dāng)支撐架數(shù)量為7、支撐架直徑為6 mm、支撐架逆旋轉(zhuǎn)方向傾斜60°時(shí)，風(fēng)扇的性能最優(yōu)；實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的正確性。

小型軸流風(fēng)扇；支撐架結(jié)構(gòu)參數(shù)；靜特性；噪聲

0 引 言

小型軸流風(fēng)扇廣泛應(yīng)用于計(jì)算機(jī)、工作站等集成電子產(chǎn)品的散熱，通常帶有支撐架。由于轉(zhuǎn)子在旋轉(zhuǎn)過程中與支撐架周期性相遇，因此轉(zhuǎn)子和支撐架之間存在氣動(dòng)作用，影響小型軸流風(fēng)扇的性能。Quinlan等[1]和Huang[2]對(duì)小型軸流風(fēng)扇進(jìn)行流體可視化實(shí)驗(yàn)以及流體運(yùn)動(dòng)測量，研究發(fā)現(xiàn)，二次流和非定常葉頂間隙流是小型軸流風(fēng)扇產(chǎn)生寬頻噪聲的主要來源，葉頂端板處理以及葉片尾緣粗糙處理可以有效降低噪聲9 dB。Envia等[3]和Wang等[4]研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)定子彎掠的方向使葉尖在葉根下游、定子傾斜的方向?yàn)轫樲D(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向時(shí)，可有效減少因轉(zhuǎn)子和定子間的相互作用而產(chǎn)生的噪聲。Wang等[5]設(shè)計(jì)的支撐架數(shù)與葉片數(shù)相等的小型軸流風(fēng)扇，可有效消除部分離散頻率噪聲，在一次諧波及二次諧波處噪聲分別降低18.5 dB和13 dB，總噪聲降低11 dB。Cao等[6]和Huang等[7]研究發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)子和支撐架的非定常力可以分解為沿旋轉(zhuǎn)軸方向的推力和沿旋轉(zhuǎn)方向的阻力，結(jié)果表明，較高傾斜角的支撐架使風(fēng)扇的整體噪聲降低4 dB。Lu等[8]研究了轉(zhuǎn)子和支撐架的氣動(dòng)相互作用機(jī)制，采用FLUENT計(jì)算三維非定常流場，通過聲類比法預(yù)測噪聲，發(fā)現(xiàn)：當(dāng)轉(zhuǎn)子葉片與支撐架相遇時(shí)，葉片吸力面壓力急劇升高，葉片壓力面壓力逐漸降低，葉片壓力面的壓力與支撐架表面的壓力在整個(gè)葉輪的旋轉(zhuǎn)周期內(nèi)存在相互抵消的現(xiàn)象，葉片吸力面的脈動(dòng)壓力與整體風(fēng)扇的非定常壓力相當(dāng)。以上研究雖然涉及支撐架對(duì)小型軸流風(fēng)扇性能的影響，但沒有對(duì)支撐架的結(jié)構(gòu)參數(shù)開展優(yōu)化研究。

本文采用數(shù)值模擬的方法，對(duì)小型軸流風(fēng)扇的支撐架進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化。在三因素三水平響應(yīng)面優(yōu)化設(shè)計(jì)方案的基礎(chǔ)上，建立以靜壓升和噪聲的綜合值最大為優(yōu)化目標(biāo)的多目標(biāo)優(yōu)化函數(shù)，獲得性能最優(yōu)的風(fēng)扇，并對(duì)原型風(fēng)扇和性能最優(yōu)風(fēng)扇進(jìn)行靜特性實(shí)驗(yàn)，為優(yōu)化高性能低噪聲小型軸流風(fēng)扇的結(jié)構(gòu)提供依據(jù)。

1 模型建立與數(shù)值模擬

小型軸流風(fēng)扇通常帶有支撐架，支撐架結(jié)構(gòu)參數(shù)影響小型軸流風(fēng)扇的性能。本文數(shù)值模擬具有不同支撐架結(jié)構(gòu)參數(shù)的小型軸流風(fēng)扇的靜特性和噪聲，圖1為帶支撐架風(fēng)扇模型，表1為風(fēng)扇葉片參數(shù)。

圖1 帶支撐架風(fēng)扇模型

參數(shù)數(shù)值葉片數(shù)/個(gè)7葉輪外徑/mm84輪轂比0.4旋轉(zhuǎn)速度/(r·min-1)3000葉頂間隙/mm1.5基頻/Hz350

數(shù)值模擬計(jì)算分為三維定常計(jì)算和非定常計(jì)算。在定常計(jì)算中，本文選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理近壁面，采用SIMPLE算法耦合壓力和速度項(xiàng)，壓力項(xiàng)的離散化采用標(biāo)準(zhǔn)差分格式，入口給定均勻的質(zhì)量流量，出口邊界條件設(shè)定為

相對(duì)大氣壓，改變?nèi)肟谫|(zhì)量流量求解不同工況，葉輪旋轉(zhuǎn)區(qū)采用動(dòng)坐標(biāo)系，旋轉(zhuǎn)的葉片相對(duì)動(dòng)坐標(biāo)系靜止，旋轉(zhuǎn)速度設(shè)為3000 r/min，壁面粗糙度值設(shè)為常數(shù)0.5，葉片壁面剪切條件設(shè)為無滑移。

以定常計(jì)算得到的流場作為初始流場進(jìn)行非定常計(jì)算，采用大渦模擬(LES)湍流模型，使用PISO算法進(jìn)行壓力和速度項(xiàng)的耦合，對(duì)葉輪旋轉(zhuǎn)區(qū)進(jìn)行滑移網(wǎng)格處理，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)過程中，支撐架區(qū)的網(wǎng)格相對(duì)葉輪旋轉(zhuǎn)區(qū)的網(wǎng)格靜止，旋轉(zhuǎn)流體區(qū)的網(wǎng)格以指定的旋轉(zhuǎn)速度運(yùn)動(dòng)，交界面將葉輪旋轉(zhuǎn)區(qū)和支撐架區(qū)分隔為動(dòng)靜區(qū)域，通過交界面流體質(zhì)點(diǎn)進(jìn)行物理信息傳遞。

當(dāng)壓力場計(jì)算穩(wěn)定后，引入Ffowcs Williams-Hawkings(FW-H)噪聲預(yù)測模型計(jì)算噪聲，將葉片表面定義為噪聲源，在流場中設(shè)置噪聲監(jiān)測點(diǎn)以研究噪聲在流場中的分布情況，采用快速傅里葉變換對(duì)噪聲監(jiān)測點(diǎn)處的聲壓信號(hào)進(jìn)行處理，分析噪聲的頻譜特性。

圖2是數(shù)值模擬的計(jì)算域示意圖，為了使流動(dòng)充分發(fā)展，將計(jì)算域的進(jìn)口和出口作適當(dāng)?shù)难由?，保證覆蓋到流動(dòng)發(fā)生變化的整個(gè)區(qū)域。將計(jì)算域劃分為葉輪旋轉(zhuǎn)區(qū)、葉頂間隙和支撐架區(qū)、進(jìn)口延長區(qū)和出口延長區(qū)，坐標(biāo)原點(diǎn)設(shè)置位于風(fēng)扇輪轂的中心位置，Z軸為中心軸。

圖2 計(jì)算域

引入FW-H噪聲模型計(jì)算噪聲時(shí)，設(shè)置8個(gè)噪聲監(jiān)測點(diǎn)，如圖2的圓點(diǎn)所示。最右邊的監(jiān)測點(diǎn)記為點(diǎn)1，其他各監(jiān)測點(diǎn)沿Z軸負(fù)向(氣流運(yùn)動(dòng)方向)依次排序，其中點(diǎn)2位于葉頂間隙區(qū)、輪轂中心截面處，且距葉頂和機(jī)匣的距離相等，坐標(biāo)為(0，42.5，0)。其他各監(jiān)測點(diǎn)均位于Z軸上。各監(jiān)測點(diǎn)在Z軸上的坐標(biāo)見表2。

選取三套不同網(wǎng)格數(shù)的網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，對(duì)比發(fā)現(xiàn)總網(wǎng)格數(shù)約為320萬時(shí)，增加網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較小，因此選擇此網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬。整體風(fēng)扇表面網(wǎng)格與單個(gè)葉片表面放大網(wǎng)格分別如圖3和圖4所示。

圖3 整體風(fēng)扇表面網(wǎng)格

圖4 單個(gè)葉片表面放大網(wǎng)格

2 支撐架結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

2.1 多目標(biāo)優(yōu)化模型的建立

小型軸流風(fēng)扇支撐架結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化目標(biāo)是靜壓和噪聲的綜合值最大。對(duì)風(fēng)扇的靜壓和噪聲進(jìn)行歸一化處理，建立多目標(biāo)優(yōu)化函數(shù)[9]，如式(1)-(3)所示：

(1)

(2)

(3)

其中：P和L分別為靜壓和噪聲，Pmax和Pmin分別為靜壓的最大值和最小值，Lmax和Lmin分別為噪聲的最大值和最小值，Pnormalized和Lnormalized分別為靜壓和噪聲的歸一化值，F(xiàn)為靜壓和噪聲的多目標(biāo)優(yōu)化函數(shù)，當(dāng)F取最大值時(shí)，風(fēng)扇性能最優(yōu)，a和b分別為靜壓和噪聲的權(quán)重系數(shù)。

2.2 響應(yīng)面優(yōu)化法的建模與分析

Monson等[10]通過實(shí)驗(yàn)的方法設(shè)計(jì)了一種主動(dòng)噪聲控制系統(tǒng)(ANC)，該系統(tǒng)可以有效提高小型軸流風(fēng)扇的性能。支撐架與這種系統(tǒng)的作用相似。支撐架的數(shù)量、直徑、傾斜角度是帶支撐架小型軸流風(fēng)扇的三個(gè)重要結(jié)構(gòu)參數(shù)。

Chu等[11]建立了三個(gè)不同形狀的支撐架風(fēng)扇模型，分別為邊長4mm的方形支撐架風(fēng)扇模型、直徑4.0mm的圓形支撐架風(fēng)扇模型與直徑4.5mm的圓形支撐架風(fēng)扇模型，研究發(fā)現(xiàn)，隨著質(zhì)量流量系數(shù)增大，三個(gè)風(fēng)扇模型的靜壓升系數(shù)逐漸降低，效率先增大后減小。方形支撐架風(fēng)扇的靜壓系數(shù)和效率，在工作流量區(qū)間內(nèi)較圓形支撐架風(fēng)扇明顯降低，表明圓形支撐架風(fēng)扇對(duì)氣體的阻塞作用更小，有利于提升風(fēng)扇的靜壓和效率。相比直徑為4.0mm的圓形支撐架風(fēng)扇模型，直徑為4.5mm的圓形支撐架風(fēng)扇模型的靜壓和效率稍降低，這說明支撐架直徑越小，靜特性越好。支撐架整體尺寸較小，細(xì)微的尺寸變化對(duì)流體的繞流作用不明顯，靜壓系數(shù)和效率相差較小，因此選取直徑為2.0、4.0、6.0mm的三種支撐架進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究。

在風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)過程中，風(fēng)扇葉片與支撐架周期性相遇，存在氣流的相互作用，支撐架數(shù)量不同，風(fēng)扇性能不同。Wang等[4]采用支撐架數(shù)量與葉片數(shù)相等的風(fēng)扇結(jié)構(gòu)來提高風(fēng)扇性能。當(dāng)支撐架數(shù)量相差較小時(shí)，靜壓與效率的變化不明顯。本文選取支撐架數(shù)量為3、5、7進(jìn)行優(yōu)化研究。

Ito等[12]將支撐架沿著旋轉(zhuǎn)方向傾斜，發(fā)現(xiàn)相比于徑向位置支撐架風(fēng)扇，順旋轉(zhuǎn)方向傾斜和逆旋轉(zhuǎn)方向傾斜的支撐架都能有效提高風(fēng)扇系統(tǒng)性能。儲(chǔ)微等[13]根據(jù)圖形設(shè)計(jì)發(fā)現(xiàn)，針對(duì)本文的風(fēng)扇，與徑向位置支撐架風(fēng)扇相比，逆旋轉(zhuǎn)方向傾斜60°風(fēng)扇的靜壓和效率升高，順旋轉(zhuǎn)方向傾斜60°風(fēng)扇的靜壓與效率降低。因此，選取順旋轉(zhuǎn)方向傾斜60°、徑向位置0°、逆旋轉(zhuǎn)方向傾斜60°三個(gè)不同的傾斜角度進(jìn)行優(yōu)化研究。

綜上所述，以支撐架的數(shù)量、直徑和傾斜角度為三個(gè)研究因素，分別選取支撐架數(shù)量為3、5、7，支撐架直徑為2.0、4.0、6.0mm，支撐架傾斜角度為-60°、0°、60°三個(gè)水平進(jìn)行二階響應(yīng)面的Box-Behnken設(shè)計(jì)。支撐架的數(shù)量、直徑以及傾斜角度分別用X1、X2、X3表示，三個(gè)因素的水平和編碼見表3。

根據(jù)響應(yīng)面優(yōu)化法的Box-Behnken設(shè)計(jì)，可得表4所示的試驗(yàn)方案。

表3 響應(yīng)分析的因素和水平

表4 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)和數(shù)值模擬結(jié)果

通過熵權(quán)法[9]確定權(quán)重系數(shù)，a=0.603921104，b=0.396078896。由所得靜壓和噪聲的權(quán)重系數(shù)值可以獲得Box-Behnken設(shè)計(jì)試驗(yàn)方案中多目標(biāo)優(yōu)化函數(shù)值(見表5)，響應(yīng)面優(yōu)化的結(jié)果見表6。

表5 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)多目標(biāo)優(yōu)化函數(shù)值

表6 響應(yīng)面優(yōu)化結(jié)果

對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行多元回歸擬合，建立以風(fēng)扇靜壓和噪聲的綜合值為響應(yīng)值的多元線性回歸模型：

Y=0.96+0.033*X1+0.018*X2+0.015*X3+0.008491*X1*X2+0.25*X1*X3+0.24*X2*X3-0.12*X1*X1-0.18*X2*X2-0.15*X3*X3-0.0338*X1*X1*X2-0.034*X1*X1*X3+0.25*X1*X2*X2

(4)

其中：Y為響應(yīng)值，X1為支撐架數(shù)量，X2為支撐架直徑，X3為支撐架的傾斜角度。

通過響應(yīng)面優(yōu)化結(jié)果(表6中的P值)可以看出，對(duì)風(fēng)扇的靜壓升和噪聲影響最明顯的是支撐架數(shù)量，其次是支撐架直徑和支撐架傾斜角度。

根據(jù)多元線性回歸方程，優(yōu)化目標(biāo)為靜壓和噪聲的綜合值最大，約束條件為支撐架的數(shù)量、直徑和傾斜角度在給定的范圍內(nèi)，由回歸方程求解得到，當(dāng)支撐架的數(shù)量為7、支撐架的直徑為6 mm、支撐架逆旋轉(zhuǎn)方向傾斜60°時(shí)，靜壓和噪聲的綜合值最大，此時(shí)帶支撐架的小型軸流風(fēng)扇性能最優(yōu)。

3 優(yōu)化風(fēng)扇的性能

3.1 靜特性

圖5和圖6是原型風(fēng)扇和優(yōu)化風(fēng)扇的靜壓-流量無因次(Ψ-Φ)曲線和效率-流量無因次(η-Φ)曲線，從圖中可以看出：在整個(gè)流量區(qū)間內(nèi)，優(yōu)化風(fēng)扇的靜壓和效率大于原始風(fēng)扇，表明優(yōu)化風(fēng)扇的做功能力較原始風(fēng)扇增強(qiáng)。

圖5 靜壓-流量無因次(Ψ-Φ)曲線

圖6 效率-流量無因次(η-Φ)曲線

3.2 噪聲

圖7為原型風(fēng)扇與優(yōu)化風(fēng)扇在最佳工況點(diǎn)時(shí)8個(gè)監(jiān)測點(diǎn)處的總聲壓級(jí)曲線。從圖7中可以看出：a)優(yōu)化風(fēng)扇在各個(gè)監(jiān)測點(diǎn)處的總聲壓級(jí)均較原型風(fēng)扇有明顯降低，最大降低1.2 dB。b)隨著監(jiān)測點(diǎn)位置向Z軸負(fù)方向移動(dòng)，聲壓級(jí)逐漸降低，葉頂間隙處(監(jiān)測點(diǎn)2)的總聲壓級(jí)較其他監(jiān)測點(diǎn)高，這是因?yàn)槿~頂間隙處流動(dòng)較為復(fù)雜，葉頂間隙流與葉片和機(jī)匣存在強(qiáng)烈的相互作用，導(dǎo)致聲壓級(jí)相對(duì)較高。

圖7 8個(gè)監(jiān)測點(diǎn)處的總聲壓級(jí)

圖8為原型風(fēng)扇和優(yōu)化風(fēng)扇在最佳工況點(diǎn)時(shí)葉頂間隙處的功率譜密度分布，從圖中可以明顯看出：原型風(fēng)扇和優(yōu)化風(fēng)扇的功率譜密度的峰值均出現(xiàn)在基頻和諧波處，在一次諧波處功率譜密度最高，達(dá)到27 W/Hz，在二次諧波及三次諧波處逐漸衰減；隨著頻率的增加功率譜密度的峰值逐漸消失，優(yōu)化風(fēng)扇的功率譜密度峰值在一次諧波和二次諧波處有明顯降低，在更高次諧波處，原型風(fēng)扇和優(yōu)化風(fēng)扇的功率譜密度基本相當(dāng)。所以在1000 Hz以內(nèi)的離散頻率噪聲對(duì)風(fēng)扇的整體噪聲影響更為顯著。

圖8 葉頂間隙處(監(jiān)測點(diǎn)2)功率譜密度分布

圖9為葉頂間隙處(監(jiān)測點(diǎn)2)和出口延長段內(nèi)距離風(fēng)扇100 mm處(監(jiān)測點(diǎn)4)的1/3倍頻圖，縱坐標(biāo)為A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)。從圖9可以看出：a)葉頂間隙處(監(jiān)測點(diǎn)2)，在低頻段，原型風(fēng)扇和優(yōu)化風(fēng)扇的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)均較高，為100 dB左右。隨著頻率的增加，聲壓級(jí)逐漸降低。結(jié)合圖7可知，葉頂間隙處的總聲壓級(jí)主要取決于低頻段內(nèi)噪聲。相比于原型風(fēng)扇，優(yōu)化風(fēng)扇在各個(gè)頻段內(nèi)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)均有不同程度的降低。b)在風(fēng)扇下游處(監(jiān)測點(diǎn)4)，相比于葉頂間隙處的噪聲，風(fēng)扇下游監(jiān)測點(diǎn)4處的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)明顯降低，整體保持在50 dB左右。相比于原型風(fēng)扇，優(yōu)化風(fēng)扇在各個(gè)頻段內(nèi)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)也均有不同程度的降低。

圖9 A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)的1/3倍頻圖

綜上所述，優(yōu)化后的風(fēng)扇的靜特性優(yōu)于原型風(fēng)扇，總聲壓級(jí)、葉頂間隙處的功率譜密度、監(jiān)測點(diǎn)2和監(jiān)測點(diǎn)4處的1/3倍頻的聲壓級(jí)均表明優(yōu)化風(fēng)扇的噪聲較原型風(fēng)扇降低。

3.3 子午面靜壓分布

圖10是原型風(fēng)扇和優(yōu)化風(fēng)扇在最佳工況點(diǎn)處的子午面靜壓放大圖。從圖10中可以看出：優(yōu)化風(fēng)扇的進(jìn)出口壓升較原型風(fēng)扇有明顯提高，與圖5中的靜特性結(jié)果一致。相比于原型風(fēng)扇，優(yōu)化風(fēng)扇的支撐架發(fā)生傾斜，支撐架不與葉片發(fā)生集中的相互作用，因此支撐架與葉片的相互作用減弱，支撐架對(duì)氣體的阻塞作用降低。

圖10 風(fēng)扇的子午面靜壓放大圖

3.4 旋轉(zhuǎn)面的靜壓分布

圖11是原型風(fēng)扇和優(yōu)化風(fēng)扇在最佳工況點(diǎn)時(shí)2/3葉高位置處旋轉(zhuǎn)面的靜壓分布。從圖11中可以看出：當(dāng)支撐架與葉片相遇時(shí)，支撐架分別與葉片的壓力面、吸力面發(fā)生不同程度的相互作用。相比原型風(fēng)扇，優(yōu)化風(fēng)扇的這種相互作用明顯減弱，在一定程度上說明了噪聲降低的原因。

圖11 風(fēng)扇在2/3葉高位置處旋轉(zhuǎn)面的靜壓分布

4 靜特性實(shí)驗(yàn)

在小風(fēng)洞中實(shí)測風(fēng)扇的靜特性，實(shí)驗(yàn)裝置如圖12所示，通過壓力傳感器和扭矩傳感器采集風(fēng)扇的靜壓和扭矩，通過風(fēng)洞上下游的壓力傳感器獲得壓力差，經(jīng)轉(zhuǎn)換獲得工作流量值?？刂戚o助風(fēng)扇的轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)風(fēng)洞內(nèi)氣體的流量。圖13為小風(fēng)洞測試的靜壓-流量性能曲線，從圖中可以看出：a)額定工況下，在整個(gè)工作流量區(qū)間內(nèi)，模擬和實(shí)驗(yàn)的靜壓系數(shù)均隨著流量系數(shù)增大而逐漸降低。b)數(shù)值模擬的結(jié)果和實(shí)驗(yàn)的結(jié)果基本吻合，說明本文進(jìn)行的數(shù)值模擬具有較好的可靠性。

圖12 小風(fēng)洞測試裝置實(shí)物照片

圖13 風(fēng)洞測試性能曲線與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比

5 結(jié) 論

本文對(duì)小型軸流風(fēng)扇支撐架的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行響應(yīng)面優(yōu)化設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)了一種性能最優(yōu)的帶有支撐架的小型軸流風(fēng)扇。對(duì)原型風(fēng)扇和優(yōu)化風(fēng)扇進(jìn)行數(shù)值模擬研究，分析比較兩者的靜特性、氣動(dòng)噪聲和內(nèi)部流動(dòng)性能，得出如下結(jié)論：

a)對(duì)風(fēng)扇的靜壓升和噪聲影響最明顯的是支撐架數(shù)量，其次是支撐架直徑和支撐架傾斜角度。當(dāng)支撐架的數(shù)量為7、支撐架的直徑為6.0 mm、支撐架逆旋轉(zhuǎn)方向傾斜60°時(shí)，靜壓和噪聲的綜合值最大，此時(shí)小型軸流風(fēng)扇性能最優(yōu)。

b)數(shù)值模擬研究表明，優(yōu)化風(fēng)扇的靜特性優(yōu)于原型風(fēng)扇，在整個(gè)工作流量區(qū)間內(nèi)，優(yōu)化風(fēng)扇的靜壓系數(shù)和效率均明顯高于原型風(fēng)扇，且優(yōu)化風(fēng)扇的氣動(dòng)噪聲較原型風(fēng)扇最大降低1.2 dB，說明本文的優(yōu)化方法可行。

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(責(zé)任編輯： 康 鋒)

Study on the Structure Parameters Optimization of Struts of Small Axial Flow Fan

WUKexin,JINYingzi,LIYi,CHUWei

(College of Mechanical Engineering & Automation, Zhejiang Sci-Tech University, Hangzhou 310018, China)

In this paper, small axial flow fan with struts is research object. Combined with the numerical simulation of flow field, effects of the number of struts, the diameter of strut and the tilt angle of strut on static characteristics, aerodynamic noise and internal flow field characteristics are analyzed. The response surface model that static pressure and noise are dependent variables when the number of struts, the diameter of strut and the tilt angle of strut are independent variables is established by response surface method. The optimization of flow field and the performance analysis are obtained. The results show that:the performance of fan is optimal when the number of struts is 7, the diameter is 6 mm and the struts reverse rotational direction tilted 60 degrees. The static characteristic experiment is performed in a small wind tunnel. For validation, the computational results are compared with the experimental data. There is excellent agreement between experiment and computation. The correctness of the analysis is verified.

small axial flow fan; optimization of structure parameters; static characteristics; noise

10.3969/j.issn.1673-3851.2017.05.013

2016-07-20 網(wǎng)絡(luò)出版日期： 2017-01-19

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51276172)；浙江省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(LZ15E090002)

吳渴欣(1992-)，男，遼寧大連人，碩士研究生，主要從事流體機(jī)械方面的研究。

金英子，E-mail：jin.yz@163.com

TM925.11

A

1673- 3851 (2017) 03- 0381- 08