前導葉結(jié)構(gòu)參數(shù)對大型軸流風機氣動噪聲的影響研究＊

胡銀杰 周水清 張 鍇 楊 柯 王赤虎

（1.浙江工業(yè)大學機械工程學院；2.上海核工程研究設(shè)計院有限公司；3.嵊州市浙江工業(yè)大學創(chuàng)新研究院）

0 引言

控制棒驅(qū)動冷卻風機、安全殼循環(huán)冷卻風機等大型軸流風機具有大尺寸、葉片數(shù)多的特點，且流場結(jié)構(gòu)由于動靜葉耦合、動葉和導葉結(jié)構(gòu)較為復雜，常常存在著二次流、旋渦等流動現(xiàn)象，并有流動分離的發(fā)生[1]。前導葉結(jié)構(gòu)參數(shù)是軸流風機設(shè)計的主要參數(shù)，不僅與風機壓力、效率等性能密切相關(guān)，還關(guān)系到內(nèi)部流場的發(fā)展情況，直接影響噪聲的大小。在軸流風機設(shè)計過程中確定合理的前導葉結(jié)構(gòu)參數(shù)，對風機高效、低噪聲運行具有重要意義。

國內(nèi)外學者運用試驗結(jié)合數(shù)字模擬方法對軸流風機氣動及噪聲的問題展開了大量的研究[2-5]。Gorrell等[6]研究了軸流壓氣機動靜葉片在不同軸向間距時產(chǎn)生的損失，分析可知當軸向間距很小時，存在的附加損失是造成壓比、效率下降的主要成因。葉增明[7]等對3種不同動靜葉排軸向間距的多級軸流風機進行了數(shù)值模擬計算，分析認為在額定流量附近隨著動靜葉排軸向間距減少，動靜葉片間距對風機的效率影響不大。吳秉禮[8]等對軸流通風機結(jié)構(gòu)型式合理化和技術(shù)細節(jié)處理規(guī)范化進行了論述。Sirakov[9]對上游靜子尾跡與下游轉(zhuǎn)子葉頂泄漏流的干涉現(xiàn)象進行了數(shù)值分析，分析可知該干涉減少了轉(zhuǎn)子葉頂?shù)男孤?，從而改善了轉(zhuǎn)子的氣動性能。Oro[10]對一低速軸流風扇級進行了試驗和數(shù)值模擬，研究了靜葉尾跡對下游轉(zhuǎn)子通道內(nèi)泄漏流的發(fā)展、穩(wěn)定性的影響。施立新[11]等人對某軸流風機做了關(guān)于動靜葉相互干擾的實驗研究。

目前國內(nèi)外學者主要在前導葉結(jié)構(gòu)參數(shù)對風機氣動性能的影響研究較多，而對噪聲影響的研究尚不多見。本課題組以某大型軸流風機為研究對象，通過改變動葉至前導葉軸向間距與前導葉弦長的比值，研究該比值對風機噪聲及性能之間的影響。

1 研究對象及數(shù)值模擬方法

1.1 研究對象

對某大型軸流風機結(jié)構(gòu)進行研究，實物圖如圖1所示。其結(jié)構(gòu)主要由筒體、前導葉、動葉、后導葉、整流罩、電機、擴壓管組成。結(jié)構(gòu)參數(shù)為：葉輪直徑D=1.25m，葉片數(shù)Z=14，前導葉及后導葉數(shù)均為15，轉(zhuǎn)速n=1485r/min，25℃下 流 量 為Q=82400m3/h，全 壓Ptf=2300Pa。

1.2 計算模型及網(wǎng)格劃分

圖1 大型軸流風機結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of axial flow fan

對風機的幾何模型進行簡化，提取出風機內(nèi)部流道區(qū)域，將整個軸流風機流場分為進口流場、前導葉流場、動葉流場、后導葉流場和出口流場5個流場。如圖2所示為簡化后的風機流場圖。

圖2 風機流場Fig.2 Axial flow fan flow field

針對流域進行網(wǎng)格劃分，風機的核心部件：動葉與前后導葉，通過Turbo Grid劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，以提高計算精度，動葉區(qū)域網(wǎng)格如圖3(a)所示，圖3(b)為靜葉區(qū)域網(wǎng)格示意圖；而對于形狀較為規(guī)整的進出口流域，劃分OBlock 網(wǎng)格。對于其余過流部件，由于其結(jié)構(gòu)復雜且不規(guī)則，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分并加密處理，要求第一個節(jié)點布置在粘性底層的區(qū)域內(nèi)，使其y+值≤5。其中，Y+的經(jīng)驗公式為[12]：

式中：Vref為參照速度，m/s；Lref為參照長度，m；v為流體運動粘度，m2/s；y+為無量綱參數(shù)。根據(jù)經(jīng)驗公式計算，得到該邊界層網(wǎng)格的第一層高度應小于0.65mm。

在網(wǎng)格質(zhì)量達到要求后，還需對計算網(wǎng)格的獨立性進行驗證。如圖4 所示，當風機總網(wǎng)格數(shù)量達到7×106左右時，數(shù)值模擬得到的風機全壓值基本不變。因此，綜合考慮計算準確性與計算時間，風機全流域網(wǎng)格數(shù)為7171397。

圖3 網(wǎng)格模型Fig.3 Grid model

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.4 Grid independence verification

2 計算方法及驗證

2.1 計算模型及修正

（1）標準k-ε模型是典型的兩方程模型，是目前工程問題上最常用的湍流模型[12]。但是在風機近壁區(qū)，湍流發(fā)展并不充分，因此高雷諾數(shù)模型的渦流計算可能會出現(xiàn)一些偏差。基于此，需要針對渦粘系數(shù)對數(shù)值計算模型進行一定修正。

當流動為不可壓，標準k-ε模型可以表示為：

式中ρ為流體密度；t為時間；k、ε為湍動能及湍動能耗散率；U為時均速度；σt為普朗特數(shù)；Eij為流體元變形率的時均分量；C1ε、C2ε為可調(diào)經(jīng)驗常數(shù)；Cμ為無量綱常數(shù)；μt為湍流粘性系數(shù)。

（2）標準k-ε模型采用公式(3)表達渦粘性，且近似取Cμ=0.085。根據(jù)Rodi[13]等的分析，由于ν2/k（ν2為垂直于主流方向的橫向脈動速度）在計算域內(nèi)不是常數(shù)，所用導致渦粘性系數(shù)Cμ也應不是常數(shù)。倪漢根[14]等人從?；睦字Z應力控制方程出發(fā)，引入必要的假設(shè)，推導出能夠反映ν2/k影響的Cμ表達式：

本文基于以上Cμ的改進式來提高k-ε湍流模型的預測精度，在倪漢根[14]的推導中，由于假定=Cμk2/ε·(?U/?y+?V/?x)的形式，即在中已經(jīng)包括了?U/?y+?V/?x的影響。

所以k和ε也間接包括了?U/?y+?V/?x的影響，故可在Cμ中舍棄?U/?y+?V/?x項，而采用下面更為簡捷的改進式：

其中α1=0.254，α2=0.132。

在Visual C++的基礎(chǔ)上對標準k-ε模型進行了湍流粘性系數(shù)的改進，并將新模型導入至Fluent 中，進行大型軸流風機流場的穩(wěn)態(tài)計算[15-16]。

2.2 數(shù)值方法

選擇25℃的空氣作為工作流體，葉輪流域設(shè)為旋轉(zhuǎn)域，定常計算采用多重參考系模型（MRF），進出口邊界條件設(shè)置為Mass flow-inlet和Pressure-outlet。求解采用基于壓力的隱式求解，采用修正后的標準k-ε湍流模型來求解三維雷諾平均Navier-Stokes 方程，選擇SIMPLE 算法來耦合壓力和速度，各項氣動性能的指標參數(shù)設(shè)置為二階迎風，當各計算殘差值小于收斂殘差1×10-5時，認為計算收斂。

噪聲模擬采用大渦模擬結(jié)合聲類比理論的FW-H方法，使用定常計算結(jié)果作為非定常計算的初始流場，時間步長設(shè)置為0.0001s，獲取近場的流場信息。Fluent通過計算時域積分和面積分求解FW-H 方程得到風機的遠場噪聲。

2.3 風機外特性試驗

依據(jù)《GB/T 1236—2017 工業(yè)通風機用標準化風道進行性能試驗》的規(guī)定和要求，使用C 型風室對本文中的大型軸流風機的空氣動力學性能進行了測試。圖5為試驗測試用空氣性能試驗裝置圖和現(xiàn)場實驗裝置的照片。在進口集流器前端（氣流速度為零）布置大氣壓力、溫度及空氣濕度綜合測試儀，記錄軸流風機不同運行工況下對應的空氣參數(shù)數(shù)值，在常溫常壓下開展性能試驗。測試過程中，通過調(diào)節(jié)進口節(jié)流裝置實現(xiàn)風筒從全開至全閉調(diào)節(jié)過程，流量逐漸減小至零，讀取10個不同流量工況下，畢托靜壓管壓差值及進出口壓力具體數(shù)值。

圖5 氣動性能實驗裝置Fig.5 Aerodynamic performance test equipment

將修正前后數(shù)值計算模型預測原型機性能結(jié)果與試驗值作對比分析，得到如圖6 所示的靜壓-流量性能曲線。

圖6 試驗和數(shù)值模擬性能曲線對比Fig.6 Comparison of test and numerical simulation performance curve

從特性曲線（圖6）可以看出，當流量減小至80000m3/h 以下后，原模型（標準k-ε模型）與修正后模型的預測精度差異明顯。雖然修正后模型計算值與實驗值依然存在一定偏差，但最大誤差已經(jīng)降低至5%以內(nèi)，符合工程計算誤差要求[17]，相比原模型已顯著提高。因此認為該模型修正方法可靠性較高，可以為同類風機計算提供參考。

3 結(jié)構(gòu)改型設(shè)計

3.1 設(shè)計原理分析

李景銀[18]等研究發(fā)現(xiàn)對于既帶前導葉又有后導葉的軸流風機，內(nèi)部周期性的脈動力是由于前導葉排出的不均勻氣流沖擊動葉而引起。當氣流流過前導葉時，由于存在尾跡，導葉排后氣流是不均勻的，則流向動葉的氣流的絕對速度會有周期性變化。此外，葉增明[19]等研究發(fā)現(xiàn)相對于動葉的進口氣流角及氣流沖角也是周期性變化的。因此，氣流作用于動葉上的脈動力也是周期性變化的。

基于本文所研究風機為帶前導葉的特殊結(jié)構(gòu)，為剖析動葉至前導葉的軸向間距與前導葉弦長的比值對噪聲的影響，下面將從旋轉(zhuǎn)噪聲形成機理進行分析：

通過上流導葉不規(guī)則流動產(chǎn)生的渦流與動葉葉尖氣流的作用，建立渦流模型[20]，在一定假設(shè)的前提下，由N-S方程和連續(xù)方程可推得渦流強度和間距的關(guān)系式：

式中：WQmax為渦流速度最大分量（m/s）、F為常數(shù)（由自由流狀態(tài)決定）。

由式（6）可知，隨導葉的軸向間距L增大，渦流速度降低，從而減小因前導葉不規(guī)則流動沖擊動葉產(chǎn)生的升力脈動和噪聲。故從理論上說明增大軸向間距，可減弱動葉與導葉相互作用，使噪聲降低。

3.2 改型設(shè)計方案

由以上分析可知，動葉與導葉之間的相互干擾是影響氣流脈動的關(guān)鍵因素。因此本文引入無量綱參數(shù)σ（表示動葉和前導葉的軸向間距與前導葉弦長的比值）來對風機性能進行調(diào)節(jié)。如圖7 所示，其表達式為σ=L/C。分析當σ分別取0.25、0.50、0.75、0.85、1.00、1.25時，軸流風機內(nèi)部流動以及噪聲的變化情況，其中σ=0.85為原間距。

4 數(shù)值模擬及結(jié)果分析

4.1 性能曲線

風機的特性曲線可以直觀的反映出風機的性能好壞。圖8 為當σ 分別取0.25、0.50、0.75、0.85、1.00、1.25時的靜壓隨流量變化的特性曲線，圖8給出了不同σ值的效率隨流量的變化規(guī)律。

圖7 σ值定義Fig.7 σ value definition

由圖8 給出的P-Q 曲線可以看出，在70000m3/h 到100000m3/h 流量范圍內(nèi)，σ 為0.75、0.85、1.00、1.25 的PQ曲線幾乎重合，且相同流量時，隨著σ值的減小，壓力值越大。在額定流量附近σ=0.25的壓力在相同流量下要比其他間距的壓力高6%左右，隨著流量的減小，不同σ值的壓差越大。

由圖9 可以看出：在70000m3/h 到100000m3/h 流量范圍內(nèi)，不同σ 值的效率曲線重合，表明在額定流量附近，風機的效率隨著軸向間距的變化不大，可以認為軸向間距對風機效率沒有影響。當小于70000m3/h 流量時，隨著流量的減小，效率差逐漸增大，該流量范圍為不穩(wěn)定工況區(qū)域，比較軸向間距對效率的影響意義不大。

圖8 不同σ值的性能曲線Fig.8 Performance curve of different σ values

圖9 不同σ值的全壓效率曲線Fig.9 Total pressure efficiency curve of different σ values

4.2 渦量分布圖

圖10分別為不同σ值在50%葉高處的渦量分布云圖，從渦量分布云圖可以看出：在前導葉區(qū)域，渦強度較高，導葉背面和腹面均有高強度渦存在，且腹面渦結(jié)構(gòu)更加明顯，由圖中可見，渦從前導葉前緣處開始擴散，在中間區(qū)域形成高強度渦團，并在前導葉尾緣處有明顯的脫落渦；前導葉與動葉間的區(qū)域存在尾跡渦：當σ≤0.5時，由于間距較小，形成的尾跡渦耗散速度較快，因此，此處尾跡渦較少；當σ≥1時，間距變大，該區(qū)域尾跡渦強度最小；當σ=0.75 時，該區(qū)域存在的尾跡渦最多；動葉區(qū)域高強度渦主要集中于葉片吸力面及葉片尾緣；當σ＜1時，隨著σ值增大，葉片高強度的尾緣渦面積逐漸減??；當σ≥1 時，尾緣渦變化不明顯；在后導葉區(qū)域，高強度渦主要集中在導葉背面，葉道中有少量的渦，該區(qū)域渦強度隨著σ變化不明顯。

圖10 不同σ值的渦量分布圖Fig.10 Vorticity distribution with different σ values

4.3 噪聲與流量變化曲線

圖11 不同σ值的噪聲-流量曲線Fig.11 Different σ values of noise-flow curve

圖11 為不同σ 值的噪聲值隨流量變化曲線圖，從圖中可以看出，不同σ值的噪聲值隨著流量的增大呈現(xiàn)出先增大后平穩(wěn)的趨勢。在流量低于70000m3/h的小流量工況下，不同σ 值對于噪聲值雖有影響但并不明顯，說明在小流量工況下，通過改變軸向間距來降低大型軸流風機噪聲意義不大；當流量大于70000m3/h時，隨著σ 數(shù)值越大，噪聲值越低，且波動幅度隨著σ 數(shù)值的增大而降低。在額定流量下，σ=0.25的噪聲值最大，SPL=113.8dB，σ=1 的噪聲值最小，SPL=110.2dB，改變σ 值使得噪聲值降低了3.6 dB。由于相對軸向間距增大，有利于改善兩級葉片的相互干涉情況，級間渦量減少，葉片處渦流噪聲降低，因此總的噪聲值也降低。而當σ≥1時，噪聲值變化不大，且波動幅度也較低。

5 試驗驗證

噪聲試驗參照標準：《CB/T2888-2008 風機和羅茨風機噪聲測量方法》，所選大型軸流風機直徑為1250mm，因此，測點位于風機中心45°，1 倍直徑（1250mm）的位置，圖12 為噪聲監(jiān)測點設(shè)置示意圖，圖13為測試裝置圖。

得到不同σ值的噪聲-流量曲線：

圖12 噪聲監(jiān)測點設(shè)置Fig.12 Noise Monitoring Point Setting

圖13 噪聲測試裝置Fig.13 Noise test device

圖14 噪聲測試結(jié)果Fig.14 Noise test results

通過上述測試，得到了不同σ值的噪聲值隨流量變化曲線圖，如圖14所示。可以看出，整體噪聲值隨流量變化的趨勢為先增大后平穩(wěn)，且隨著σ 值變大，噪聲值降低，波動幅度減小，與數(shù)值計算結(jié)果相吻合，當流量低于最高效率點時，氣流流動均勻平穩(wěn)，氣流與葉片的相互沖擊作用減弱，動靜葉間的干涉現(xiàn)象緩解，葉尖渦也有所減少。試驗值相比于數(shù)值計算值要偏大，這是試驗測試過程中環(huán)境因素引起，但誤差范圍不超過5%，因此可以認為數(shù)值計算結(jié)果準確。

6 結(jié)論

通過數(shù)值模擬與試驗相結(jié)合的方法對不同動葉至前導葉的軸向間距與前導葉弦長的比值下的大型軸流風機進行了分析與研究，得到了以下結(jié)論：

1）通過修正湍流粘性系數(shù)中的Cμ值，引入能夠反映影響的Cμ表達式，基于Cμ的改進式來提高k-ε湍流模型的預測精度。修正k-ε模型后，各工況下風機靜壓計算值與試驗值吻合，其性能曲線趨于重合，兩者誤差明顯減小，且最大誤差降低至5%以內(nèi)。

2）當0.5＜σ 時，改變σ 值對風機性能影響不大，該范圍內(nèi)隨著σ 值減小，風機壓力稍有升高，效率基本不變；當σ≤0.5 時，相同流量下，隨著σ 值變小，壓力有所升高；在額定流量附近，σ=0.25的壓力要比其他間距的壓力高6%左右。

3）在小流量工況下，噪聲值隨σ 變化較??；大流量工況下，旋轉(zhuǎn)噪聲占主導地位，在σ≤1.0范圍內(nèi)，隨著σ值變小噪聲值增大，改變σ 值能使得噪聲值降低1.0～5.0 dB；當σ＞1.0，改變σ值噪聲沒有明顯改變。因此，通過增大動葉至前導葉的軸向間距與前導葉弦長的比值來減小噪聲值只在大流量時起作用，且軸向間距在0.5≤σ≤1.0的范圍內(nèi)效果最佳。