采用仿鯉科魚C型啟動構型葉片的多翼離心風機氣動性能研究

王加浩,龔東巧,劉小民,田晨曄,王越,席光

(1.西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安;2.青島海爾智能研發(fā)有限公司,266000,山東青島)

長期的自然進化使鯉科魚逐漸形成了一種低阻力、高效率的流線型身軀和游動方式。鯉科魚類游動狀態(tài)可以分為正常巡游狀態(tài)和C型啟動逃逸游動狀態(tài)[1]。C型啟動逃逸游動狀態(tài)下的魚體軀體中線的具體變化為在短時間內由直線迅速地彎曲成“C”型[2]。該狀態(tài)下的魚體表面及周圍沒有低速流動分離,流動阻力減小[3]。

多翼離心風機具有結構緊湊、氣動性能優(yōu)良、能耗低等特點,這使其在空調等家用電器領域的應用必不可少[4],多翼離心風機的氣動性能主要受風道系統(tǒng)的集流器、葉輪和蝸殼這3個過流部件的影響。多翼離心風機葉片普遍為圓弧形葉片,存在著葉片進口邊壓力脈動較強、葉片出口尾跡渦脫落嚴重、葉間流道內部流動損失大和葉片型線不合理等一系列問題。許多學者對葉輪引起的流動不穩(wěn)定現(xiàn)象、噪聲產(chǎn)生的原因及相關研究方法進行了深入的研究?；谟嬎懔黧w力學(CFD)和實驗研究方法。肖千豪等采用最優(yōu)拉丁超立方的優(yōu)化方法獲得了較優(yōu)的單圓弧葉片型線,整體提高了風機多工況下的風量和效率[5]。Kim等采用正交試驗設計和進化算法(EA)獲得了噪聲最低的最佳等厚圓弧葉片參數(shù)集[6]。王加浩等指出單圓弧葉片的氣動性能比雙圓弧葉片差,通過采用響應面法對雙圓弧葉片型線的多個設計參數(shù)進行優(yōu)化,提高了風機的整體氣動性能[7]。此外,Adachi等通過實驗研究了圓弧葉片的進口角、出口角、傾角、弦長等參數(shù)對多翼離心風機流場和氣動性能的影響[8]。上述研究表明,多翼離心風機葉片型線的優(yōu)化對提高風機的氣動性能和降低噪聲有明顯的效果。然而,由于圓弧形葉片形狀特征和傳統(tǒng)葉片設計方法的局限性,使得單純的依賴葉片優(yōu)化設計已不能滿足風機更高的性能要求。

仿生技術是工程技術與生物科學相結合的交叉學科,為流體機械氣動性能的提升提供了新的途經(jīng)。近年來,研究人員采用仿生技術來提升風機的空氣動力學性能[9],如海鷗翼[10]、長耳鸮翼[11-12]、鯊魚鰭和表皮[13]、海豚頭部特征[14]等,這些經(jīng)自然進化形成的結構為風機葉片的減阻、降噪和節(jié)能改進設計提供了新的途徑。Liao等[15]將雀鷹和鸮的翼型特征應用于軸流風機的仿生優(yōu)化設計,仿生葉片的氣動性能明顯優(yōu)于原葉片。王雷等將長耳鸮翅膀進行仿生翼型重構,并將其應用于軸流葉片的改型設計中,使得風機風量提升的同時,有效降低了風機的氣動噪聲[16]。王夢豪等提取了長耳鸮翅膀40%展向的翼型截面,將其應用于多翼離心風機葉片的型線中,減弱了葉間流道內旋渦流和葉片與蝸舌的非定常相互作用[17]。家用電器中的多翼離心風機葉片大多采用等厚度的金屬葉片,若材料滿足熱性能和工藝要求,也可使用不等厚度葉片。多翼離心風機葉片中弧線主要采用單圓弧和雙圓弧中弧線,中弧線形狀及控制參數(shù)決定了葉片的氣動性能。圓弧型葉片形狀與C型啟動下的魚體的中心線形狀相近,均具有前向彎曲特征。同時,魚類高效游動姿態(tài)下身體中心線所呈現(xiàn)的流線型樣條曲線在葉片中弧線上的應用還尚未有人研究。

本研究從鯉科魚C型啟動游動特性出發(fā),提出了仿生等厚葉片(BETB)和仿生耦合葉片(CBB),并將其應用到多翼離心風機的設計中。首先采用逆向工程方法提取了C型啟動姿態(tài)下魚體橫截面中心線和輪廓型線。根據(jù)仿生中弧線進、出口角特性和葉片降噪機理,設計了不同方案的BETB。以原型風機為參考,通過數(shù)值求解RANS方程和FW-H方程,得到了氣動性能和噪聲最優(yōu)的仿生等厚葉片(O-BETB)。在O-BETB中弧線的基礎上,對魚體的橫截面輪廓進行耦合重建獲得了CBB。最后,對比分析了原型風機、O-BETB風機和CBB風機的流場特性和噪聲產(chǎn)生機理。從仿生流動控制控制和仿生降噪的角度,為多翼離心風機的綜合性能優(yōu)化提供了有益的參考。

1 魚體特征型線提取與仿生葉片重構

1.1 C型啟動特征型線提取

鯉科魚在捕食或受到外界刺激時會產(chǎn)生猝發(fā)運動狀態(tài),使其從靜止突然加速,在極短的時間內的魚體中心線由直線迅速地彎曲成C型,并形成較高的速度,稱為C型逃逸啟動。該過程中魚體表面及周圍則沒有流動分離和旋渦的產(chǎn)生,僅在魚尾尾跡較遠處會形成脫落渦[3]?？紤]到魚體在該姿態(tài)下具有高效率的流動特性以及較好的流線型外形特征,將其進行多翼離心風機葉片中弧線仿生應用,以提高風機的氣動性能。采用仿生方法的本質為利用某種仿生結構對流體的流動控制機理進行探索應用,這種控制效果對于水和氣體等常規(guī)流體的作用效果是不變的,并且魚類游動和風機的運行的工質和相關流動參數(shù)雖然存在一定差異,但兩種流動工質的本質均為不可壓縮黏性流體,兩種狀態(tài)下的流動速度以及雷諾數(shù)差異不大,因此流動工質和相關流動參數(shù)的差異基本可以忽略。不同種類魚的仿生結構特征雖不同,但其仿生結構的作用本質不變,首次選擇自然界中機動性強、較為普遍的草魚作為研究對象。通過對其進行刺激,使其產(chǎn)生最大C型逃逸啟動運動狀態(tài),如圖1所示。為保證所獲得的仿生結構的代表性,獲取該姿態(tài)下的大量特征型線并比較分析,提取最具有代表性的平均狀態(tài)下鯉科魚C型啟動魚體中心線。利用PIV系統(tǒng)拍攝魚體C型啟動姿態(tài)下的魚體形狀及流場結構,拍攝場景如圖2所示。通過軟件Davis進行解析,并采用閾值分割法提取魚體中間截面和中心線的二維輪廓和特征點,將特征點進行連線,獲得C型啟動姿態(tài)下魚體中間橫截面的型線,如圖3所示。

以魚體輪廓的最低點為原點建立圖4中的魚體型線坐標系,獲得魚體橫截面輪廓曲線和中心線的幾何特征點坐標(x,y)。根據(jù)彎曲特征將魚體中心線分為4段,分別為曲線a、b、c、d。采用最小二乘法對魚體中心線特征點進行擬合修正,所形成的擬合曲線如圖5所示,魚體中心線擬合方程的R2均在0.999以上,根據(jù)方程所形成的曲線與魚體中心線形狀較一致,保證了擬合曲線具有與魚體中心線相同的性能特性。擬合曲線a(yaj)、b(ybj)、c(ycj)、d(ydj)所對應的方程分別為

yaj=j[-0.282 14-241.55(1-e323.87x)+1.25x]
-153≤x<0,R2=0.999 34

(1)

(2)

(3)

ydj=j[117.608-0.659 4x-0.002 38x2]
42.5≤x<10.5,R2=0.999 5

(4)

式中:j表示不同大小魚體中線尺寸的差異度,j=0.36～1.8;x、y分別為魚體橫截面輪廓的橫坐標和縱坐標。其中,曲線d為魚頭處型線,魚頭處為頭骨,而非脊柱骨,該處魚體中心線近似為直線,與多翼風機葉片中弧線的曲線特征不符,同時考慮到葉片進口角特點,為保證葉片的氣動性能,曲線d不應用于葉片中弧線上。擬合曲線a(yaj)、b(ybj)、c(ycj)組成仿鯉科魚C型啟動葉片中弧線,圖5中A點為仿生葉片中弧線進口點,B點仿生葉片中弧線出口點。

根據(jù)圖4中鯉科魚體中間橫截面剖面輪廓的特征點坐標,采用最小二乘法擬合獲得魚體輪廓曲線方程如下

(5)

(6)

(7)

式中:y1為頭部輪廓線1的縱坐標;y2為中間輪廓線2的縱坐標;y3為尾部輪廓線3的縱坐標。魚體翼型結構如圖6所示,其上下翼型表面對稱,Cl是魚體橫截面輪廓的弦長。

1.2 仿生等厚葉片重構

葉片中弧線的彎曲特性直接影響到風機的氣動性能。本研究中選擇的原型葉片型線設計參數(shù)為采用響應面法多參數(shù)尋優(yōu)設計獲得,該葉片較同類風機葉片的整體氣動性能較優(yōu)。葉片的進口角β1=65°,出口角β2=165°,中心角θ=6°,如圖7所示。采用鯉科魚C型啟動魚體中心曲線作為中弧線的仿生葉片的形狀由曲線方程(1)～(3)確定。與原型葉片的中弧線相比,仿生中弧線的固定只需要確定葉片進口角β1,無其他尺寸參數(shù)控制葉片中弧線形狀,降低了葉片中弧線設計的難度和復雜性。仿生中弧線左右等距偏移形成仿生等厚葉片(BETB)的橫截面。圖8是BETB橫截面與魚體中心線形狀的比較,兩者的形狀基本相同。考慮到BETB中弧線的特點和葉片的氣動性能影響機理,BETB的β1設計范圍選擇為5°～25°,不同中弧線方案的β1值間隔為2.5°。由此得到了9種BETB設計方案,分別為β1=5°,7.5°,10°,12.5°,15°,17.5°,20°,22.5°,25°。不同β1的BETB如圖9所示。

2 數(shù)值計算模型和方法

2.1 研究對象與計算模型

本研究中多翼離心風機為雙進氣形式,葉輪中間由中盤間隔。原型機葉片為單圓弧等厚葉片,風機的風道系統(tǒng)主要由蝸殼、葉輪和集流器組成。圖10為原型風機風道系統(tǒng)的各部分主要結構。

風機計算域劃分為上、下進口域,上、下葉輪區(qū)域,蝸殼域和出口域?？紤]到多面體網(wǎng)格的質量高和適應性好的優(yōu)點,采用Fluent meshing對計算域進行多面體網(wǎng)格劃分。為滿足瞬態(tài)計算中湍流模型和壁面函數(shù)對計算域網(wǎng)格質量的要求,在蝸殼與葉輪的固體壁面添加邊界層,使壁面處第一層網(wǎng)格的y+處于30～100。圖11為所建立的計算域模型網(wǎng)格。為控制網(wǎng)格數(shù)量并保證計算的準確性,以風量作為響應進行網(wǎng)格無關性驗證,確定計算域網(wǎng)格數(shù)為585萬,葉輪和蝸殼區(qū)域分別為306萬和192萬。

2.2 計算方法

采用數(shù)值計算軟件ANSYS Fluent對風機的流動和聲場特性分別進行計算。流動控制方程為非定常雷諾時均Navier-Stokes方程,湍流模型采用Standard k-epsilon兩方程模型,近壁面函數(shù)選用Standard Wall Functions,壁面的邊界條件采用無滑移邊界條件,壓力和速度耦合采用SIMPLE算法。為保證計算精度,控制方程的湍動能和湍流耗散率均采用Second Order Upwind格式,壓力項采用PRESTO!離散格式。根據(jù)實際試驗狀況,風機上、下進口給定總壓邊界條件,總壓值均取為101 325 Pa;風機出口給定靜壓邊界條件,出口靜壓為101 325 Pa。風機中的旋轉區(qū)域即葉輪流體域,其在額定工況轉速為810 r·min-1,定常計算采用MRF方法。為保證初始瞬態(tài)計算有比較好的初始流場,以穩(wěn)態(tài)計算的收斂解作為非定常計算的初始值。在瞬態(tài)計算中,時間項選用Second Order Implicit格式,葉輪區(qū)域仍為旋轉區(qū)域,但使用滑移網(wǎng)格方法。設置K、epsilon及黏性項等各量的收斂殘差為10-6。瞬態(tài)計算和噪聲計算的時間步長由下式[19]確定

(8)

式中:K=40為每一個時間步內的最大迭代步數(shù);v=810 r/min為葉輪轉速;Z=56,60為葉片數(shù),分別對應于下文中CBB和BETB風機的葉片數(shù)。時間步長取為3.125×10-5s,葉輪旋轉4周。

風機氣動噪聲數(shù)值計算目前常采用方法為瞬態(tài)計算結合聲類比理論的FW-H方法,即通過瞬態(tài)計算獲得近場的風機內部流動信息和葉輪、蝸殼壁面的聲壓脈動變量,結合FW-H方程得到風機的遠場噪聲和接收點噪聲的時域信息,再通過快速傅里葉變換得到聲壓級頻譜,進一步獲得聲場的聲壓、聲源強度等信息[20]。因此,將上述風機瞬態(tài)流動計算收斂后的結果作為FW-H聲學方程計算的輸入項,設置葉輪和蝸殼壁面為噪聲源,進一步計算葉輪旋轉4周的氣動噪聲。噪聲接收點根據(jù)GB/T 2888—2008中的通風機噪聲實際測試要求進行布置,風機位于球心處,4個噪聲接收點均布于水平面與下半包絡球面相交的圓周上,圖12為噪聲測點分布情況。根據(jù)風機計算域模型的中心坐標,計算中接收點的坐標分別設置為A(0 m,-1 m,-1 m)、B(1 m,-1 m,0 m)、C(0 m,-1 m,1 m)、D(-1 m,-1 m,0 m)。噪聲計算結果為4個測點上噪聲的算術平均值。

2.3 計算結果及驗證

風機氣動性能測試按照GB/T 1236—2000中的要求進行,通過改變多噴嘴裝置中噴嘴大小和數(shù)目,再經(jīng)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)處理得到風機各個工況點動態(tài)的數(shù)據(jù)。為減小測量誤差,風機需熱機30 min后進行測試。原型機氣動性能測試場景如圖13所示。風機噪聲測試在專業(yè)半消音室中進行,根據(jù)GB/T 2888—2008中噪聲測試要求進行,半消音室中噪聲測點的布置與噪聲計算中聲源接收點位置相同,測量儀器采用CRY2120型聲壓傳感器測量聲壓,其測試精度為±0.2 dB。噪聲測試場景如圖14所示。

原型風機在0 Pa靜壓工況下的風量和噪聲實驗測試與計算結果如表1所示。風量實驗測量值為1 219 m3·h-1,計算值為1 245.5 m3·h-1,相對誤差為2.2%。噪聲實驗測量值為67.4 dB,數(shù)值計算值為69.5 dB,絕對誤差為2.1 dB,相對誤差為3.02%,噪聲計算誤差和風量計算誤差都在5%以內,表明本文數(shù)值計算模型及方法可靠,能夠準確預測本研究中多翼離心風機的氣動性能。

表1 原型風機噪聲實驗結果與計算結果Table 1 Experiment and calculation noise of prototype fan

3 結果分析

3.1 氣動性能分析

出口ps=0 Pa工況下原型葉片風機和不同β1的BETB風機的流量和聲壓級(SPL)如圖15所示。

從圖中可以看出,隨著β1的增加,BETB的流量呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。當β1在12.5°和15°之間時,流量達到最大值。當β1大于17.5°時,流量隨β1的增大而線性減小。這主要是因為β1越大,葉片出口角β2越大,導致葉間流道出口堵塞,從而降低了流量。與原型風機相比,BETB風機在β1為7.5°、10°、12.5°、15°和17.5°時的流量優(yōu)于OETB風機。從不同β1的BETB風機的噪聲分布可以看出,當β1在5°～15°范圍內時,噪聲波動較小,在β1為5°和12.5°時,氣動噪聲最低。當β1大于15°時,隨著β1的增大,噪聲有急劇增加的趨勢,這主要是由于葉間流道出口氣流受阻所致。綜合考慮不同β1下BETB風機的流量和噪聲,確定β1=12.5°為最佳仿生中弧安裝角度,具有該中弧線的葉片為最佳仿生等厚葉片(O-BETB)。O-BETB風機在β1=12.5°時的流量為1 330 m3·h-1,比原型風機的風量提高了6.8%;噪聲為69.0 dB,比原型風機的噪聲降低了0.5 dB。

3.2 建立仿生耦合葉片

考慮到O-BETB的等厚特性對葉片性能的提升有限,結合魚體流線型輪廓結構的低流阻特性,對O-BETB表面進行非等厚耦合仿生設計,進一步提高風機的氣動性能。結合O-BETB的最優(yōu)仿生中弧線和圖6中魚體的橫截面輪廓型線,對O-BETB進行仿生耦合設計。首先,根據(jù)O-BETB的中弧長度和魚體橫截面的Cl長度,按比例重構魚體橫截面曲線方程(5)～(7)。然后,根據(jù)式(5)～(7),將魚體的橫截面曲線離散為特征坐標點,并根據(jù)魚體輪廓厚度分布特征將特征點布置在中弧線兩側。通過樣條曲線擬合將特征點連接成閉合曲線,從而形成仿生耦合葉片(CBB)。

圖16顯示了原型葉片、O-BETB和CBB的橫截面結構的比較。O-BETB和CBB的中弧線均為β1=12.5°的仿生中弧線。根據(jù)3種葉片輪廓得到的原型葉輪、O-BETB葉輪和CBB葉輪分別如圖17(a)、圖17(b)和圖17(c)所示。O-BETB葉輪和原型葉輪是等厚葉片,所以保持葉片數(shù)為60不變。為了保證種葉輪的葉柵稠密度相同,CBB葉輪的葉片數(shù)為56片。從圖17可以看出,由3種葉片形成的葉間流道的形狀存在顯著差異。從進口到出口,原型葉輪的葉間流道呈逐漸收縮的形狀,BETB葉輪的葉間流道呈先擴大后逐漸收縮的形狀。由于CBB葉輪和BETB葉輪采用相同的中弧線,葉輪流道也呈現(xiàn)出先擴大后逐漸收縮的形狀,但其仿生魚體外形使葉輪流道過渡更加平滑,葉片吸力面和壓力面的曲率變化也不同。

為驗證CBB風機的氣動性能,對O-BETB風機和CBB風機在不同ps工況下的氣動性能進行計算,得到3種風機的ps-Q性能曲線如圖18所示。

對比圖18中的原型風機在不同靜壓工況點風量的數(shù)值結果與實驗ps-Q性能曲線,可以看出風量計算與實驗結果的變化趨勢相同,隨著出口靜壓的降低,風量先緩慢增大后快速增加。在出口靜壓為0 Pa時,風量最大,這進一步說明了本文計算方法的準確性。隨著ps的增加,3種風機的流量均呈下降趨勢。O-BETB風機和CBB風機在所有工況下的流量均大于原型風機。O-BETB風機和CBB風機的ps-Q性能曲線實現(xiàn)了對OETB風機的ps-Q性能曲線的覆蓋。這表明兩種仿生葉片的風機在所有工況下的氣動性能均較原型風機有顯著提升。在低ps工況下,O-BETB風機的流量與CBB風機基本相同。在高ps工況下,CBB風機的流量明顯高于O-BETB風機。這表明CBB具有更強的做工能力,尤其是在高ps工作條件下。在ps=0 Pa下,CBB風扇的流量最大。與原型風機相比,CBB風機的流量增加103.5 m3·h-1,相對增加了8.3%,而在相同流量工況下,CBB風機的風壓大于O-BETB和OETB風機,因此CBB風機的綜合氣動性能最好。

在ps=0 Pa工況下,3種風機的噪聲在各個測點的計算結果見表2。O-BETB風機和CBB風機的噪聲分別為69.0 dB和68.4 dB。結合上述風機風量分析,與原型風機相比,BETB風機在流量增加了6.8%的基礎上,噪聲降低了0.5 dB。CBB風機的流量在BETB風機的基礎上進一步增加1.3%,噪聲進一步降低0.6 dB,其中A、C兩個測點的降噪效果最為明顯。在3種風機中,CBB風機在各種工況下的氣動性能和噪聲特性是最優(yōu)的,CBB風機的耦合仿生結構特性可以進一步提高風機的流量,同時降低氣動噪聲。

表2 風機各測點噪聲值Table 2 Noise at measurement points of fans

3.3 風機內部流動特性分析

通過分析3種風機在最大流量工況點的內部流動狀況來揭示仿生葉片提高風機氣動性能的原因。為了分析原型風機與仿生風機內部不同位置截面的流動狀態(tài),揭示葉輪內部流動的改善效果,這里針對沿多翼離心風機軸線方向上不同距離處的3個截面進行分析,如圖19所示。其中,圖19(a)中的20%葉輪軸向距離截面為靠近風機主進風口側的葉輪截面,圖19(b)中的60%葉輪軸向距離截面為靠近葉輪中盤處的葉輪截面,圖19(c)中的85%葉輪軸向距離截面為靠近副進風口側的葉輪截面。在沿葉輪軸向長度上,靠近中盤位置處的葉間流道內流動最為穩(wěn)定,兩側進風口處葉間流道內的流動分離現(xiàn)象最為嚴重,葉片背面出現(xiàn)較為明顯的低速旋渦區(qū)域,原型風機和仿生優(yōu)化風機呈現(xiàn)相同的變化規(guī)律,其中以CBB葉輪葉間流道內的低速分離程度最弱,宏觀表現(xiàn)為葉輪做功能力更強和產(chǎn)生的渦流噪聲更小。在相同的葉輪截面上,O-BETB葉輪和CBB葉輪的葉間流道內的旋渦和葉片吸力面的流動分離程度均相對原型風機得到明顯改善,這是由于采用仿生中弧線的葉片進、出口角更符合氣流進入葉輪時的流動角度,葉片中弧線的曲線特征對氣流有更好的引導和做功作用,使得葉間流道內的速度分布更加均勻,抑制了葉道內的旋渦的產(chǎn)生與發(fā)展,改善了葉間流道內的漩渦堵塞程度,進而減小了葉輪內部的局部能量損失和渦流噪聲,提高了風機的風量和效率。由于兩種葉片的中弧線均采用仿鯉科魚C型啟動中心線,使得兩者葉輪內的流場呈現(xiàn)相同的流動特點,流動的改善程度及位置幾乎一致。其中,由于CBB葉片在O-BETB葉片的基礎上表面添加了魚體翼型,使得氣流更好的附著在葉片表面,葉片吸力面的低速氣流的流動分離程度進一步減弱,抑制了旋渦流的產(chǎn)生與發(fā)展,從而使葉間流道內的氣流流動更加穩(wěn)定,表現(xiàn)為風機氣動性能的進一步提高和寬頻噪聲的進一步降低。

3種風機在60%葉輪軸向距離截面及蝸舌處的湍動能分布如圖20所示,與原型風機相比,兩種仿生葉片風機在葉間流道和蝸舌處的較強湍動能區(qū)域均得到有效抑制并消失。這是由于仿生葉片的流線型中弧線結構以及進出口角度特點使其葉道內流動能量損失減弱,同時在該葉片出口段型線的控制下,葉片出口尾流能夠被蝸舌更好的分流,減小了蝸舌處湍流脈動,從而使得這兩處的湍流耗散情況得到有效緩解。兩種仿生葉片風機在出口擴壓區(qū)域湍流脈動區(qū)域相對原型風機較大,容易造成出口擴壓區(qū)域較大的能量損失和流動紊亂。O-BETB風機與CBB風機流場分布情況幾乎一致,但CBB葉片采用魚體輪廓特征,使得風機內部流動更加穩(wěn)定。

3.4 葉輪區(qū)域渦核脫落分析

原型與仿生葉輪在Q準則的65×105s-2等值面的渦核心區(qū)分布如圖21所示。3種葉輪在靠近蝸殼出口區(qū)域和蝸舌區(qū)域的渦核脫落明顯,這分別是由于這兩處區(qū)域的較大氣流速度在葉片出口邊所形成的氣流紊亂程度大和蝸舌處壁面氣流的非定常相互作用強所在造成的。兩種仿生葉輪的渦結構與原型葉輪有著明顯的差別,仿生葉輪在前后盤側泄露渦以及葉片吸力面和出口邊的分離渦相對于原型葉輪明顯減少、變薄,但在葉片進口邊的沖擊渦改善程度并不明顯。由于葉片出口邊和前后盤側距離蝸殼壁面較近,吸力面的分離渦產(chǎn)生在葉片背側壁面上,對噪聲的貢獻較大。O-BETB葉輪與CBB葉輪所產(chǎn)生的渦及分布幾乎相同,CBB葉輪在葉片進口處的沖擊渦和葉片表面強度相對O-BETB葉輪較小,宏觀反映了葉片渦流噪聲的降低。

3.5 噪聲分析

圖22為原型風機、O-BETB風機以及CBB風機在聲壓接收點C處的聲壓級頻譜。多翼離心風機在中低頻區(qū)域的聲壓級對整體計算頻譜的總聲壓級貢獻較大,兩種仿生風機在低中頻段區(qū)域的聲壓級相對原型風機的降低程度比較明顯,間接反映了仿生風機噪聲降低的原因。結合流場分析可以得出這部分噪聲的降低主要是寬頻渦流噪聲和進出口干涉噪聲。其中,CBB葉片的魚體翼型輪廓的施加使得大部分低中頻區(qū)域的寬頻渦流噪聲在O-BETB的基礎上進一步降低。原型風機和O-BETB風機的通過頻率為810 Hz,CBB風機的葉片旋轉頻率為756 Hz,與圖22中計算頻率一致,噪聲峰值均出現(xiàn)在基頻和倍頻處,符合理論分析。3種風機在整個頻率范圍內的噪聲極值點均出現(xiàn)在基頻處,3種風機在整個頻譜的噪聲分布特征也沒有較大的差別。葉輪的尾緣分離渦相對O-BETB葉輪稍有增加。

1/3倍頻頻譜圖可以顯示風機聲壓級頻譜的寬頻特性,圖23為3種多翼離心風機在接收點C處的聲壓級1/3倍頻頻譜圖。從圖中可以看出,在0～2 500 Hz范圍的大部分區(qū)域內,CBB風機相對于其他兩種風機的聲壓級普遍存在較為明顯的下降,而在2 500～5 000 Hz這一頻率范圍內的降噪效果并不明顯,說明CBB風機在中低頻段范圍內聲壓級的降低是其整體噪聲低的主要原因。根據(jù)圖19～圖21中的流場結構,進一步說明了仿生中弧線和魚體翼型輪廓曲線特征能有效降低葉片表面的邊界層噪聲和葉片尾緣的脫體渦流噪聲。

葉輪壁面靜壓分布是風機噪聲的重要源頭之一,聲壓脈動時均值是采樣點的靜態(tài)壓力對時間偏導的均方根值[1]。原型葉輪與CBB葉輪的葉片表面聲壓脈動時均分布如圖24所示,葉片的高聲壓脈動時均區(qū)域主要分布在葉片前緣、葉片尾緣以及葉片吸力面,這也是葉輪的主要噪聲聲源位置,CBB葉片在這幾處位置的聲壓脈動得到改善,O-BETB的改善效果次之。原型葉片前緣的高聲壓脈動較大,而CBB葉片前緣的較大聲壓脈動僅存在葉片厚度面上,這是因為原始葉片的進口角大于氣流進口沖角,氣流對葉片前緣的沖擊較大,從而產(chǎn)生較大的聲壓脈動,且CBB葉片的進口角與氣流進口沖角較為一致,有效降低了葉片前緣處的來流紊流噪聲。仿生葉片的進口角和流線型葉片結構特征使氣流更加平穩(wěn)地進入葉間流道,減小葉片背面所產(chǎn)生的脫流旋渦,降低葉片背面流動分離所產(chǎn)生的邊界層噪聲,CBB葉片表面的流線型魚體翼型曲線和合適的葉片出口角也使得葉片尾緣的聲壓脈動強度也得到明顯減弱,較大聲壓時均脈動區(qū)域的分布面積減小,造成葉片尾緣的尾跡分離渦脫落程度改善以及氣流與蝸殼近處內壁的沖擊作用得到緩解,從而使得葉片尾緣區(qū)域噪聲的強度降低。

4 結 論

本文選取鯉科魚C型啟動姿態(tài)下的魚體中心線及魚體輪廓構型作為仿生元素,對多翼離心風機葉片分別進行仿生設計和仿生耦合設計。通過數(shù)值計算、流場分析和性能實驗測試相結合的方法,得到主要結論如下。

(1)與原型風機相比,仿生中弧線葉片和仿生耦合葉片的氣動性能和噪聲特性均得到改善。帶有仿生耦合葉片的多翼離心風機在0 Pa出口靜壓工況下,風量增加了8.3%,噪聲降低了1.1 dB,在不同運行工況條件下風機ps-Q性能曲線均得到有效提升,這表明將鯉科魚C型啟動時魚體中心線及魚體輪廓結構型線應用于多翼離心風機葉片的仿生設計是有效的。

(2)仿生耦合葉片中弧線彎曲和葉片曲面特征能夠有效減小葉片進口邊的氣流沖擊和葉片表面的低速流動分離,使得葉間流道的流速分布更加均勻。同時,仿生耦合葉片前緣進口角能夠更好地對氣流進行導向,降低了葉片前緣壓力脈動產(chǎn)生的來流噪聲,匹配的出口角設計也有效減弱了尾跡流以及出口氣流對蝸殼壁面的非定常沖擊作用。

(3)噪聲分析結果表明,仿生耦合葉片多翼離心風機在中低頻率范圍的聲壓級降低是風機整體噪聲下降的主要原因,具體表現(xiàn)為葉片耦合仿生設計降低了多翼離心風機的寬頻噪聲和離散噪聲。

(4)基于魚類游動的仿生特征結構,對葉片進行仿生設計可以有效實現(xiàn)葉輪通道內流動控制,這也說明了對于水和空氣等黏性流體,在流動參數(shù)差別不大的情況下,仿生設計可以跨介質交叉應用,并能取得理想的設計效果。