油煙機(jī)多翼離心風(fēng)機(jī)氣動(dòng)噪聲源及貢獻(xiàn)度研究

胡斯特，吳金鑫，胡小文，陳 鵬，張龍新

（美的集團(tuán)股份有限公司 中央研究院，廣東佛山 528311）

0 引言

油煙機(jī)中的風(fēng)機(jī)氣動(dòng)噪聲是影響用戶體驗(yàn)的重要因素之一，其氣動(dòng)噪聲特征豐富且成因復(fù)雜，兼具單音噪聲和寬頻噪聲特性［1-7］。隨著研究的深入和產(chǎn)品的不斷優(yōu)化升級(jí)，從風(fēng)機(jī)設(shè)計(jì)的角度整體降低油煙機(jī)氣動(dòng)噪聲的空間越來(lái)越有限。而消費(fèi)者對(duì)產(chǎn)品噪聲問(wèn)題的反饋主觀性強(qiáng)，對(duì)特定頻率段的聲壓級(jí)較為敏感，因此對(duì)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)氣動(dòng)噪聲源進(jìn)行特征識(shí)別，并量化噪聲貢獻(xiàn)和明確噪聲產(chǎn)生的機(jī)制具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)多翼離心風(fēng)機(jī)的噪聲特征有過(guò)一些研究，如NEISE［8］明確離心風(fēng)機(jī)單音噪聲主要由葉片出口尾跡和蝸殼蝸舌的周期性相互作用所產(chǎn)生。FEHSE等［9］通過(guò)試驗(yàn)研究了離心風(fēng)機(jī)20～200 Hz低頻噪聲產(chǎn)生的機(jī)理，發(fā)現(xiàn)低頻噪聲主要是由輪蓋和葉片吸力面相互作用導(dǎo)致的流動(dòng)分離所引起的。蔡建程等［10］對(duì)前向多翼離心通風(fēng)機(jī)的輻射噪聲進(jìn)行了近場(chǎng)測(cè)量，認(rèn)為還存在不容忽視的蝸殼引起的聲腔共鳴噪聲，目前未有學(xué)者對(duì)油煙機(jī)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的噪聲特征及聲源位置發(fā)表系統(tǒng)性的研究成果。

為了進(jìn)一步明確油煙機(jī)多翼離心風(fēng)機(jī)氣動(dòng)噪聲源及各部件貢獻(xiàn)量，本文結(jié)合流動(dòng)仿真、聲學(xué)仿真和試驗(yàn)測(cè)試，依據(jù)聲學(xué)基本理論，對(duì)某油煙機(jī)多翼離心風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的噪聲源進(jìn)行位置和頻譜特征定性識(shí)別，并量化各個(gè)典型部件的噪聲貢獻(xiàn)量，明確對(duì)觀測(cè)點(diǎn)產(chǎn)生噪聲貢獻(xiàn)的機(jī)制，為油煙機(jī)多翼離心風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)噪聲控制提供工程參考。

1 油煙機(jī)模型

1.1 幾何模型

本文針對(duì)某油煙機(jī)產(chǎn)品為研究對(duì)象，其幾何模型如圖1所示，主要包含底盤(pán)、入口格柵、主箱體、多翼離心風(fēng)機(jī)蝸殼、雙吸葉輪及出口等部件。模型中多翼離心風(fēng)機(jī)的主要尺寸參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 油煙機(jī)中多翼離心風(fēng)機(jī)主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Main structural parameters of the multi-blade centrifugal fan

圖1 油煙機(jī)幾何模型及拆解圖示Fig.1 Model of the range hood

1.2 計(jì)算域模型

該油煙機(jī)模型較為復(fù)雜，計(jì)算前需要對(duì)模型進(jìn)行一定的簡(jiǎn)化，并參照實(shí)際風(fēng)量臺(tái)測(cè)試工裝建立計(jì)算流體域，具體如圖2所示。

圖2 簡(jiǎn)化后模型及計(jì)算流體域示意Fig.2 Schematic diagram of the calculation domain

油煙機(jī)測(cè)試時(shí)入口為開(kāi)放空間，故在底盤(pán)進(jìn)口上游建立矩形包絡(luò)面形成進(jìn)風(fēng)流體域，尺寸為1.1 m×0.6 m×0.7 m。風(fēng)機(jī)出口外接1.4 m×1.1 m×1.4 m的方腔流體域，模擬實(shí)際風(fēng)量室混合腔，并在風(fēng)量室下游建立簡(jiǎn)化的出口噴嘴流體域，長(zhǎng)1.2 m，管徑為0.3 m。

2 數(shù)值計(jì)算與分析方法

2.1 流場(chǎng)仿真方法

本文采用Fluent Meshing軟件對(duì)計(jì)算流體域進(jìn)行分區(qū)域四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，通過(guò)控制網(wǎng)格尺度，最終生成1 800萬(wàn)和3 100萬(wàn)兩套網(wǎng)格。流場(chǎng)計(jì)算采用Ansys Fluent軟件，計(jì)算域入口為壓力入口邊界條件，出口根據(jù)油煙機(jī)工作流量和出口面積計(jì)算給定出口速度為4.082 m/s，固壁采用無(wú)滑移邊界條件，葉輪轉(zhuǎn)速設(shè)置為758 r/min。為加快收斂速度，計(jì)算時(shí)先采用定常計(jì)算，控制方程為RANS方程，湍流模型選擇SST k-ω模型，并采用SIMPLE算法求解壓力-速度耦合方程，求解精度均為二階，旋轉(zhuǎn)域采用多參考系模型。待定常計(jì)算相對(duì)穩(wěn)定后，開(kāi)啟DDES方法進(jìn)行非定常計(jì)算，旋轉(zhuǎn)域改為滑移網(wǎng)格方法，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)定為3.298 15×10-4s，子迭代步數(shù)為12次。圖3示出了兩套網(wǎng)格的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果在油煙機(jī)流路上各個(gè)截面的總壓分布對(duì)比，結(jié)果顯示差異性較小，滿足網(wǎng)格無(wú)關(guān)性要求。因此本文后續(xù)研究均基于3 100萬(wàn)網(wǎng)格算例結(jié)果進(jìn)行分析。

圖3 兩套網(wǎng)格總壓分布結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison of pressure distribution along the flow path with different meshes

通過(guò)試驗(yàn)對(duì)CFD計(jì)算結(jié)果進(jìn)行可靠性驗(yàn)證。在美的集團(tuán)中央研究院流體試驗(yàn)室中對(duì)油煙機(jī)風(fēng)量進(jìn)行測(cè)試，風(fēng)量臺(tái)依據(jù)GB/T 1236—2017［11］進(jìn)行搭建，測(cè)試范圍為500～5 000 m3/h，測(cè)量精度為±2%。圖4示出了CFD仿真的油煙機(jī)風(fēng)機(jī)風(fēng)壓-流量曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，結(jié)果顯示兩者之間誤差低于5%，滿足可靠性要求。

圖4 油煙機(jī)風(fēng)機(jī)仿真性能曲線與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of fan performance between the simulation and experiment

2.2 氣動(dòng)噪聲仿真方法

通過(guò)聲學(xué)有限元方法進(jìn)行氣動(dòng)噪聲仿真計(jì)算，具體步驟如下：（1）利用CFD非定常仿真算例分別導(dǎo)出旋轉(zhuǎn)域和靜止域的壁面壓力脈動(dòng)數(shù)據(jù)作為聲源信息；（2）生成聲學(xué)計(jì)算網(wǎng)格；（3）定義聲學(xué)邊界條件，固壁默認(rèn)為全反射面，油煙機(jī)進(jìn)出口邊界定義為AML面（Automatically Matched Layer），從而實(shí)現(xiàn)聲波通過(guò)進(jìn)出口向周?chē)諝獾膫鞑?；?）將旋轉(zhuǎn)域和靜止域的壁面壓力脈動(dòng)數(shù)據(jù)分別轉(zhuǎn)化成等效扇聲源和壁面偶極子聲源進(jìn)行觀測(cè)點(diǎn)噪聲頻譜求解；（5）將旋轉(zhuǎn)域和靜止域得到的噪聲頻譜進(jìn)行疊加得到總頻譜。

根據(jù)GB 17713—2011［12］四點(diǎn)法在半消聲室進(jìn)行油煙機(jī)氣動(dòng)噪聲測(cè)試。圖5示出了噪聲仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的聲壓級(jí)頻譜對(duì)比，兩者除在240 Hz以下低頻段計(jì)算誤差較大外，其他頻段仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的整體幅值及特定頻率峰值均符合良好。試驗(yàn)總聲壓級(jí)57.00 dB（A），仿真總聲壓級(jí)54.55 dB（A），兩者總聲壓級(jí)誤差小于2.5 dB（A），驗(yàn)證了噪聲仿真結(jié)果的可靠性。

圖5 油煙機(jī)測(cè)點(diǎn)噪聲頻譜聲學(xué)仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Fig.5 Comparison of noise spectrum between the acoustic simulation and experiment

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 基于流場(chǎng)的噪聲源分析

本節(jié)主要從CFD流場(chǎng)的角度來(lái)分析油煙機(jī)風(fēng)機(jī)聲源激勵(lì)的來(lái)源。風(fēng)機(jī)葉片和蝸殼內(nèi)壁面壓力分布如圖6所示。

葉輪外側(cè)靠近蝸殼出口處蝸殼壁面壓力較低，而蝸舌表面及下游存在局部高壓區(qū)，原因?yàn)槿~輪出口的高速氣流與蝸舌表面及其下游區(qū)域發(fā)生強(qiáng)烈沖擊，導(dǎo)致氣流大部分動(dòng)能轉(zhuǎn)化為靜壓。

油煙機(jī)豎直中截面速度分布如圖7所示，可見(jiàn)高速流體區(qū)域集中于蝸舌上游及蝸殼出口。參考渦聲方程聲源項(xiàng)［13］，定義Lamb矢量模量Lamb=，其中和分別為流場(chǎng)的速度矢量和渦量矢量?；贚amb云圖，可從流場(chǎng)結(jié)果定性判定噪聲源位置和強(qiáng)度分布。結(jié)果顯示當(dāng)前截面葉輪、蝸殼內(nèi)壁面是主要的噪聲源位置，而蝸殼外表面、主框架、格柵和冷凝板等位置噪聲源強(qiáng)度不明顯。

圖7 油煙機(jī)中截面速度分布和Lamb矢量模量分布云圖Fig.7 Contours of the velocity amplitude and Lamb vector amplitude

3.2 聲源貢獻(xiàn)及噪聲形成機(jī)制分析

本節(jié)主要基于聲學(xué)仿真結(jié)果開(kāi)展聲源貢獻(xiàn)度分析，并找到特定頻率下風(fēng)機(jī)主要的聲源位置及其傳播機(jī)制。聲源貢獻(xiàn)分析主要基于以下理論假設(shè)：（1）風(fēng)機(jī)中偶極子聲源占主導(dǎo)，忽略單極子和四極子聲源［14］；（2）線性聲學(xué)假設(shè)，即聲源可以分解并進(jìn)行線性疊加。基于以上假設(shè)，本文將風(fēng)機(jī)拆分為不同的部件，并分開(kāi)計(jì)算其對(duì)不同頻段噪聲的偶極子聲源貢獻(xiàn)，從而直觀定位各個(gè)頻段對(duì)應(yīng)的主要噪聲源。

從圖5的氣動(dòng)噪聲頻譜仿真結(jié)果可以看出，風(fēng)機(jī)噪聲頻譜曲線整體表現(xiàn)出寬頻特性，存在多個(gè)局部峰值，但值得一提的是，葉片通過(guò)頻率（BPF=758 Hz）及其倍頻在整體曲線中并不明顯。根據(jù)峰值特征，本文針對(duì)若干典型頻率進(jìn)行分析，并分別計(jì)算蝸殼內(nèi)表面和葉輪對(duì)這些典型頻率的貢獻(xiàn)。

3.2.1 蝸殼內(nèi)表面聲源貢獻(xiàn)度分析

將蝸殼內(nèi)表面單獨(dú)作為聲源進(jìn)行聲學(xué)仿真，得到聲壓級(jí)頻譜曲線與整體聲壓級(jí)曲線，如圖8所示，蝸殼內(nèi)表面的噪聲貢獻(xiàn)主要集中在低頻段，具體在341.1，713.78，1 137 Hz這3個(gè)頻率存在明顯峰值，因此本節(jié)重點(diǎn)分析蝸殼內(nèi)表面對(duì)這些頻率的分區(qū)貢獻(xiàn)及形成機(jī)制。

圖8 單獨(dú)計(jì)算蝸殼內(nèi)表面對(duì)測(cè)點(diǎn)噪聲頻譜Fig.8 Noise spectrum computed from the individual inner volute surface

根據(jù)蝸殼內(nèi)表面幾何特征可以將其分解成6個(gè)區(qū)域：電機(jī)支架（A）、電機(jī)底座（B）、電機(jī)側(cè)內(nèi)表面（C）、蝸殼側(cè)弧面（D）、主進(jìn)氣側(cè)內(nèi)表面（E）和蝸殼出口（F），并計(jì)算得到這6個(gè)部件對(duì)給定的3個(gè)頻率噪聲的貢獻(xiàn)度，如圖9和圖10所示?？傮w上蝸殼底盤(pán)側(cè)（A，B，C）比主進(jìn)氣側(cè)內(nèi)表面（E）貢獻(xiàn)更大。其中341.1Hz噪聲主要來(lái)源于蝸殼電機(jī)側(cè)內(nèi)表面（C）和蝸殼出口（F），聲強(qiáng)貢獻(xiàn)占比分別為41%和39%；713.78 Hz噪聲主要來(lái)源于蝸殼內(nèi)表面的側(cè)弧面（D），聲強(qiáng)貢獻(xiàn)占比為42%；而1 137 Hz噪聲的貢獻(xiàn)則主要來(lái)源于蝸殼底盤(pán)側(cè)內(nèi)表面（A，B，C），聲強(qiáng)貢獻(xiàn)共占比74%。

圖9 蝸殼內(nèi)表面分區(qū)示意Fig.9 Different parts of inner volute surface

圖10 蝸殼內(nèi)表面各區(qū)對(duì)選定頻率噪聲的貢獻(xiàn)量對(duì)比Fig.10 Contributions of different parts on inner volute surface to certain specific frequency noises

蝸殼電機(jī)支架（A）對(duì)噪聲主要貢獻(xiàn)在1 137 Hz，但通過(guò)提取該區(qū)域某單元點(diǎn)聲源的頻譜信息觀察可得該區(qū)域聲源在1 137 Hz并無(wú)明顯峰值，如圖11所示。這說(shuō)明電機(jī)支架（A）對(duì)該頻率的噪聲貢獻(xiàn)并非來(lái)自于自身聲源。為了進(jìn)一步分析其貢獻(xiàn)來(lái)源，本文利用聲傳遞向量（Acoustic Transfer Vector，ATV）法計(jì)算蝸殼內(nèi)表面的聲學(xué)傳播特性［15］。ATV法通過(guò)建立結(jié)構(gòu)表面法向振動(dòng)速度和觀測(cè)點(diǎn)聲壓的關(guān)系，可以表征該結(jié)構(gòu)對(duì)特定頻率噪聲的傳播能力。圖12示出了蝸殼內(nèi)表面在1 137 Hz頻率的ATV云圖，可見(jiàn)電機(jī)支架（A）局部對(duì)1 137 Hz頻率傳播能力較強(qiáng)，即該部分貢獻(xiàn)主要來(lái)自于電機(jī)支架（A）的聲傳播作用。

圖11 蝸殼電機(jī)支架（A）和電機(jī)側(cè)內(nèi)表面（C）單元點(diǎn)聲源的頻譜信息Fig.11 Noise source spectrum of a single point on part A and part C of the inner volute surface

圖12 蝸殼內(nèi)表面在341.1 Hz和1 137 Hz頻率下的ATV云圖Fig.12 ATV of the inner volute surface at 341.1 Hz and 1 137 Hz frequency

同理，可分析得到電機(jī)側(cè)內(nèi)表面（C）的主要貢獻(xiàn)在341.1 Hz和1 137 Hz，通過(guò)聲源頻譜信息（見(jiàn)圖11）和ATV信息（見(jiàn)圖12）分析可知電機(jī)側(cè)內(nèi)表面（C）對(duì)341.1 Hz噪聲的貢獻(xiàn)是聲源和聲傳播共同作用的結(jié)果，而1 137 Hz噪聲主要是由于該區(qū)域聲傳播導(dǎo)致的。類似的，蝸殼側(cè)弧面（D）主要貢獻(xiàn)在713.78 Hz，蝸殼出口（F）主要頁(yè)獻(xiàn)在341.1 Hz，這兩部分的聲源貢獻(xiàn)均不明顯，主要都是聲傳播貢獻(xiàn)所致。

上述分析表明，蝸殼對(duì)噪聲的影響大部分是受蝸殼對(duì)特定頻率噪聲的聲傳播能力影響，這與蝸殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有關(guān)，在風(fēng)機(jī)降噪優(yōu)化中可進(jìn)一步考慮。

3.2.2 葉輪聲源貢獻(xiàn)度分析

將葉輪單獨(dú)作為聲源進(jìn)行聲學(xué)仿真得到聲壓級(jí)頻譜曲線與整體聲壓級(jí)曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖13所示，整體來(lái)看，葉輪噪聲主導(dǎo)了整個(gè)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)氣動(dòng)噪聲的低頻段，但并沒(méi)有體現(xiàn)明顯的葉片旋轉(zhuǎn)噪聲，而是在341.1，416.9，517.97，637.98，1 137，1 762.35 Hz這6個(gè)頻率的貢獻(xiàn)較大。

圖13 單獨(dú)計(jì)算葉輪對(duì)測(cè)點(diǎn)噪聲頻譜Fig.13 Noise spectrum computed from the individual impeller surface

將葉輪表面拆分成兩個(gè)區(qū)域進(jìn)行分析，一側(cè)為電機(jī)側(cè)短葉片，另一側(cè)為主進(jìn)氣側(cè)長(zhǎng)葉片，如圖14所示。圖15示出了兩部分葉片對(duì)測(cè)點(diǎn)不同頻率噪聲的聲源貢獻(xiàn)度，可見(jiàn)電機(jī)側(cè)短葉片雖然面積小，但是對(duì)于1 000 Hz以下的低頻噪聲的貢獻(xiàn)較大，聲強(qiáng)貢獻(xiàn)占比為64%；而主進(jìn)氣側(cè)長(zhǎng)葉片則對(duì)1 000 Hz以上的中高頻噪聲貢獻(xiàn)較大，聲強(qiáng)貢獻(xiàn)占比達(dá)61%。

圖14 葉輪表面分區(qū)示意Fig.14 Two parts of the impeller surface

圖15 葉輪表面各區(qū)對(duì)選定頻率噪聲的貢獻(xiàn)量對(duì)比Fig.15 Contributions of different parts on the impeller surface to certain specific frequency noises

從聲源的角度來(lái)看（見(jiàn)圖7），可以看到在葉片旋轉(zhuǎn)做功的作用下，葉片表面附近的氣流體現(xiàn)出明顯旋轉(zhuǎn)和速度變化，形成較強(qiáng)的噪聲源。需要指出的是，葉片附近加速氣流除了在蝸舌表面附近具有明顯的葉頻特征外，總體上體現(xiàn)的是寬頻的特征，特別是在1 000 Hz以內(nèi)，流場(chǎng)中并沒(méi)有體現(xiàn)出典型的“駝峰”特征。然而，無(wú)論是測(cè)試數(shù)據(jù)還是聲學(xué)仿真的預(yù)測(cè)中，測(cè)點(diǎn)的噪聲聲壓級(jí)譜線中都有明顯的“駝峰”特征，具體峰值大約分布在341.1，416.9，517.97，637.98Hz。前面已證明蝸殼內(nèi)表面存在明顯的聲學(xué)模態(tài)（見(jiàn)圖12），圖16示出了其底部一單元點(diǎn)對(duì)各個(gè)頻率的ATV曲線，可以看到蝸殼壁面的聲傳播特征具有非常明顯的峰值特征，并且頻率都可以與測(cè)點(diǎn)噪聲聲壓級(jí)譜線中出現(xiàn)的“駝峰”頻率相對(duì)應(yīng)。因此，這種“駝峰”分布特征主要是受到聲傳播的影響，具體來(lái)說(shuō)是葉片附近形成的較強(qiáng)氣動(dòng)聲源與蝸殼流道內(nèi)部相對(duì)封閉空間形成的聲模態(tài)產(chǎn)生了聲腔共振，從而進(jìn)一步放大了對(duì)應(yīng)特征頻率的聲壓幅值，也即油煙機(jī)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的低頻“駝峰”噪聲，是由葉片旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的寬頻噪聲與蝸殼流道內(nèi)部的聲腔模態(tài)耦合，最終形成的共振噪聲。

圖16 蝸殼底部單元點(diǎn)不同頻率下的ATV曲線Fig.16 The ATV values at different frequencies of a single point on bottom position of the volute

4 結(jié)論

（1）蝸殼內(nèi)表面和葉輪是該油煙機(jī)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)的主要噪聲源。蝸殼內(nèi)表面中341.1 Hz噪聲主要來(lái)源于蝸殼電機(jī)側(cè)內(nèi)表面和蝸殼出口，聲強(qiáng)貢獻(xiàn)占比分別為41%和39%；713.78 Hz噪聲主要來(lái)源于蝸殼內(nèi)表面的側(cè)弧面，貢獻(xiàn)占比42%；1 137 Hz噪聲的貢獻(xiàn)則主要來(lái)源于蝸殼底盤(pán)側(cè)內(nèi)表面，貢獻(xiàn)占比74%。而葉輪中電機(jī)側(cè)短葉片對(duì)1 000 Hz以下的低頻噪聲的貢獻(xiàn)較大，聲強(qiáng)貢獻(xiàn)占比64%；主進(jìn)氣側(cè)長(zhǎng)葉片則對(duì)1 000 Hz以上的中高頻噪聲貢獻(xiàn)較大，貢獻(xiàn)占比61%。

（2）蝸殼內(nèi)表面對(duì)測(cè)點(diǎn)噪聲的影響大部分是通過(guò)聲傳播所致，與蝸殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有關(guān)。

（3）葉輪出口高速氣流是形成寬頻噪聲源的主要原因，其與蝸殼內(nèi)部聲腔模態(tài)耦合形成了低頻共振噪聲。