王加浩,劉小民,田晨曄,喬洋,王越,席光,龔東巧

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

多翼離心風(fēng)機具有結(jié)構(gòu)緊湊、噪聲低以及流量和壓力系數(shù)高的優(yōu)點,在空調(diào)器、吸油煙機等家用電器中得到廣泛應(yīng)用[1],同時隨著生活水平的不斷提高和對國家低碳生活的倡導(dǎo),使得研究者對多翼離心風(fēng)機氣動性能的提升和噪聲的控制技術(shù)的研究日益關(guān)注。葉輪作為多翼離心風(fēng)機的主要做功部件,對多翼離心風(fēng)機氣動性能和噪聲的影響是重要的。目前,對多翼離心風(fēng)機葉輪的改進主要集中在葉片進口角β1、出口角β2、葉片型線、內(nèi)外徑比D1/D2和葉片數(shù)[2-3],以及采用葉片斜切[4-5]、仿魚形葉片[6]、仿鸮翼葉片[7]和葉片前尾緣鋸齒葉片[8]等,這些改進方式大多為單一參數(shù)或單一結(jié)構(gòu)改進,很少涉及到多參數(shù)的協(xié)同匹配優(yōu)化。目前多翼離心風(fēng)機葉片中弧線大多為采用單圓弧型線,其設(shè)計參數(shù)較少,葉間流道的設(shè)計自由度較低。何立博等通過正交實驗設(shè)計方法得到了單圓弧葉片的相對最優(yōu)的參數(shù)水平組合,并通過試驗驗證了正交方法設(shè)計結(jié)果在實際產(chǎn)品性能上的提升[9]。李云龍等通過響應(yīng)面方法對多翼離心風(fēng)機的單圓弧葉片進行了優(yōu)化設(shè)計,優(yōu)化后風(fēng)機的氣動性能改善顯著[10]。肖千豪采用最優(yōu)拉丁超立方設(shè)計方法對單圓弧葉片進行了參數(shù)優(yōu)化,優(yōu)化后風(fēng)機在多個工況下的風(fēng)量和效率均得到提升[11]。王湛對雙圓弧葉片在不同的圓弧曲率、圓心角以及進口角3個參數(shù)相互組合方式下的風(fēng)機性能進行了研究,分析表明雙圓弧葉片的氣動性能要優(yōu)于單圓弧葉片,但其并沒有獲得相對最優(yōu)的雙圓弧葉片參數(shù)組合以及各參數(shù)對風(fēng)機性能的影響權(quán)重[12]。王珂等采用均勻設(shè)計方法對雙圓弧葉片的進、出口安裝角兩個參數(shù)進行優(yōu)化,改善了葉道內(nèi)的流動分離現(xiàn)象,提高了風(fēng)機的效率[13]。這些方法的應(yīng)用為風(fēng)機葉輪的優(yōu)化提供了新的途徑,有利于圓弧形葉片型線參數(shù)的改進,提升了葉輪性能。

上述研究對多翼離心風(fēng)機葉片的設(shè)計具有重要意義,然而對雙圓弧葉片型線的優(yōu)化僅限于單個或少數(shù)幾個參數(shù)的改進,未能考慮雙圓弧葉片所有參數(shù)及其參數(shù)組合對風(fēng)機性能的影響。雙圓弧葉片與單圓弧葉片相比,可以更加自由地控制中心角和拱度。這使得流道形狀的設(shè)計自由度提升,從而得到更合理的流道,但是雙圓弧葉片的設(shè)計參數(shù)較多,并且參數(shù)之間交互作用較大,常規(guī)的優(yōu)化方法很難協(xié)同匹配出最優(yōu)的葉片參數(shù)組合。考慮到Box-Behnken響應(yīng)面法(RSM)在多元線性回歸的基礎(chǔ)上可以尋找目標參數(shù)與各影響因子間的定量規(guī)律,獲得各影響因子水平的最佳組合[14],鑒于此,本研究以某單圓弧葉片多翼離心風(fēng)機為原型,在保持蝸殼參數(shù)不變的基礎(chǔ)上,采用Box-Behnken響應(yīng)面法對雙圓弧葉片的葉片進口角、葉片出口角、葉輪內(nèi)外徑比、拱點圓直徑Dc以及葉片中心角θ進行多參數(shù)協(xié)同優(yōu)化設(shè)計,確定雙圓弧葉片參數(shù)及其交互作用與風(fēng)機風(fēng)量之間的影響關(guān)系,得到雙圓弧葉片的最優(yōu)參數(shù)水平組合,以此提高風(fēng)機的氣動性能,改善風(fēng)機內(nèi)部流動狀態(tài)。通過借助計算流體動力學(xué)(CFD)與樣機實驗結(jié)合的方法對最優(yōu)參數(shù)組合實例進行進一步研究,驗證該方法的有效性。

1 數(shù)值計算與原型機實驗

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

圖1為本文所研究的雙吸多翼離心風(fēng)機,其主要由集流器、蝸殼以及雙吸葉輪組成。集流器和蝸殼是固定通流部件,葉輪是旋轉(zhuǎn)部件,也是主要的做功部件。葉輪形式為雙吸葉輪,中間由中盤進行間隔。葉片為等厚金屬前向葉片,葉片數(shù)為60,葉片中弧線為單圓弧型線。單圓弧葉片的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)和本文原始風(fēng)機單圓弧葉片所對應(yīng)的結(jié)構(gòu)參數(shù)分別如圖2和表1所示。原始風(fēng)機在最大流量工況點的轉(zhuǎn)速為813 r·min-1,試驗風(fēng)量為1 218 m3·h-1。

(a)集流器、蝸殼 (b)葉輪 圖1 單圓弧葉片多翼離心風(fēng)機Fig.1 Single-arc blade multi-blade centrifugal fan

圖2 單圓弧葉片主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.2 Main structural parameters of single-arc blade

表1 原始單圓弧葉輪結(jié)構(gòu)參數(shù)

采用商業(yè)軟件Creo 6.0對風(fēng)機內(nèi)流空氣域進行建模,將整個計算域模型分為前后進口延伸段、出口延伸段、葉輪區(qū)域以及蝸殼區(qū)域。計算域網(wǎng)格采用fluent meshing進行劃分,進出口域和蝸殼區(qū)域的網(wǎng)格采用多面體和六面體混合網(wǎng)格,葉輪區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,對流域的近壁面進行局部加密并添加邊界層,使近壁面的第一層網(wǎng)格y+處于30～100之間。計算域幾何模型及各部分網(wǎng)格如圖3所示。

以風(fēng)機風(fēng)量Q作為驗證目標,對原始風(fēng)機計算域的網(wǎng)格數(shù)進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證,總網(wǎng)格數(shù)與風(fēng)機風(fēng)量的關(guān)系如圖4所示,在網(wǎng)格數(shù)為507萬時,風(fēng)量基本不再隨著網(wǎng)格數(shù)的增加而變化,風(fēng)量波動在0.25%的范圍內(nèi)。為了保證計算的準確性并減小計算時間,流體域的總網(wǎng)格數(shù)為507萬,蝸殼和葉輪區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)分別為166萬和273萬。

圖3 風(fēng)機流體域及各區(qū)域網(wǎng)格Fig.3 Fan fluid domain and grid of each domain

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

1.2 數(shù)值計算方法

采用計算流體力學(xué)軟件ANSYS FLUENT 20.0對三維雷諾時均Navier-Stokes方程進行數(shù)值求解,計算風(fēng)機的性能參數(shù)和內(nèi)部流場。由于風(fēng)機流動馬赫數(shù)小于0.3,流動為不可壓縮流動,湍流模型采用標準k-ε兩方程模型,壓力速度耦合求解采用SIMPLE算法,壓力離散格式采用PRESTO!。流動控制方程的數(shù)值離散中,能量方程、動量方程和湍流耗散方程均采用二階迎風(fēng)格式。葉輪為旋轉(zhuǎn)區(qū)域,采用Frame-motion模型,其他區(qū)域為靜止區(qū)域,額定工況葉輪轉(zhuǎn)速為813 r·min-1。

以定常計算得到的收斂解作為初始流場進行非定常流動計算。葉輪域采用Mesh-motion模型,差分格式使用二階精度,時間步長根據(jù)下式確定

(1)

式中:K=40為單個時間步內(nèi)的最大迭代次數(shù);v為葉輪轉(zhuǎn)速;z=60為葉片數(shù)。因此,非定常計算時間步長取3.125×10-5s,風(fēng)機運行時長為0.3 s,葉輪旋轉(zhuǎn)4周,通過監(jiān)測風(fēng)機出口流量和葉輪扭矩的周期性波動情況來判斷計算是否收斂。

噪聲計算以非定常流動穩(wěn)定后的結(jié)果作為FW-H聲學(xué)方程的輸入項,來求解聲源區(qū)域遠場噪聲的聲壓級及聲壓脈動時均值等聲場信息。噪聲接收點根據(jù)GB/T 2888—2008《風(fēng)機和羅茨鼓風(fēng)機噪聲測量方法》布置。噪聲源選擇為葉輪和蝸殼等壁面,測量方法為全球包絡(luò)法,測量面為半球面,球半徑為1.414 m,風(fēng)機位于球心處,測量點均勻分布于被測風(fēng)機中心以下1 m的水平面與球面相交的圓周上,如圖5所示。根據(jù)計算模型位置,4個接收點的坐標分別為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)。

圖5 噪聲測點分布Fig.5 Distribution of noise measuring points

1.3 試驗測試

風(fēng)機的氣動性能測試按照GB/T1236—2017《工業(yè)通風(fēng)機用標準化風(fēng)道性能試驗》進行。氣動性能試驗裝置主要由被測風(fēng)機、整流器、噴嘴以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等部分組成,其測量原理基于伯努利原理,通過變換出口擋板直徑的大小,數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)處理得到風(fēng)機各個工況點風(fēng)壓、風(fēng)量數(shù)據(jù)。為保證測試精度,風(fēng)機測試前需熱機0.5 h。圖6為本文中本研究的原型多翼離心風(fēng)機氣動性能測試場景。

噪聲測試在專業(yè)半消音室中進行,測試方法與圖5中的噪聲測試要求相同。噪聲測量結(jié)果為A聲壓級在4個測點噪聲的算術(shù)平均值。風(fēng)機的噪聲測試場景如圖7所示。

圖6 氣動性能測試 圖7 噪音測試Fig.6 Aerodynamic performance test Fig.7 Noise test

2 雙圓弧葉片響應(yīng)面優(yōu)化設(shè)計

響應(yīng)面優(yōu)化法(RSM)是數(shù)學(xué)和統(tǒng)計學(xué)的結(jié)合,通過對受到多個因子影響的響應(yīng)(設(shè)計目標)建立經(jīng)驗?zāi)Ｐ?得到響應(yīng)與因子的關(guān)系,然后尋找優(yōu)化區(qū)域,找到響應(yīng)的優(yōu)化值和對應(yīng)的影響因子值[14],其過程包括篩選試驗、試驗設(shè)計、方程回歸、回歸方程檢驗和優(yōu)化求解。由于響應(yīng)和因子的真實函數(shù)關(guān)系未知且響應(yīng)和因子之間存在非線性關(guān)系,響應(yīng)函數(shù)常用多元二次多項式擬合,表達式如下

(2)

式中:y為響應(yīng);β0表示常數(shù)項;βi表示因子xi的線性效應(yīng);βij表示因子xi和因子xj之間的線性交互效應(yīng);βii表示因子xi的二次效應(yīng);ε為隨機誤差項。

通過對獲得的回歸方程進行顯著性檢驗、回歸系數(shù)顯著性檢驗和失擬性檢驗來判斷方程的合理性。經(jīng)過檢驗后的方程可用于預(yù)測優(yōu)化雙圓弧葉片型線,通過極值存在條件以及繪制響應(yīng)曲面圖來計算最佳響應(yīng)值?？紤]到Box-Behnken設(shè)計試驗次數(shù)少、效率較高的優(yōu)點[14],本研究中的雙圓弧葉片RSM設(shè)計采用Box-Behnken方法。

圖8 雙圓弧葉片型線相關(guān)設(shè)計參數(shù)Fig.8 Design parameters related to double-arc blade

2.1 Box-Behnken響應(yīng)面試驗設(shè)計

等厚葉片氣動性能好壞主要由其葉片中弧型線所決定。與單圓弧葉片中弧線相比,雙圓弧葉片型線參數(shù)更多,葉片設(shè)計難度也相應(yīng)增加,但雙圓弧葉片在設(shè)計時可以更加自由地控制葉片中心角和圓弧拱度,使得葉間流道形狀的設(shè)計自由度提升,葉間流道形狀更加符合氣流在多翼離心風(fēng)機內(nèi)的流動特性。在變工況的條件下,雙圓弧葉片的風(fēng)量衰減比單圓弧葉片低。在保持蝸殼不變的基礎(chǔ)上,研究雙圓弧葉片型線的各參數(shù)及參數(shù)交互作用對風(fēng)機性能的影響并獲得最優(yōu)葉片型線參數(shù)組合,選擇雙圓弧葉片型線的全部參數(shù)進行Box-Behnken響應(yīng)面優(yōu)化設(shè)計。研究采用Design Expert軟件,根據(jù)相應(yīng)實驗設(shè)計方案,選擇葉輪內(nèi)外徑比(因子A)、葉片進口角(因子B)、葉片出口角(因子C)、葉片中心角(因子D)以及拱點圓直徑(因子E)5個參數(shù)作為影響因子,以風(fēng)機0 Pa出口靜壓工況下的風(fēng)量作為響應(yīng),研究雙圓弧葉片型線各參數(shù)對風(fēng)機氣動性能的影響,雙圓弧葉片的參數(shù)因子如圖8所示。根據(jù)實際工程設(shè)計經(jīng)驗,設(shè)計因子的取值范圍為D1/D2=0.82～0.87,β1=40°～70°,β2=165°～175°,θ=4.5°～7.5°,Dc=225～232 mm。為簡化計算,將自然變量的因子轉(zhuǎn)化為編碼變量,因子及其水平見表2。

表2 雙圓弧葉片影響因子及水平

2.2 試驗結(jié)果

數(shù)值模擬采用的計算方法與原型機相同,各試驗方案以風(fēng)量最大的工況點作為數(shù)值模擬工況點,通過Box-Behnken試驗設(shè)計方法得出的設(shè)計方案和數(shù)值計算結(jié)果如表3所示,共46組試驗樣本空間。獲取每組試驗的響應(yīng)計算結(jié)果后,

對試驗設(shè)計

方案進行顯著性分析,通過方差分析可獲得模型及各項的F值和P值。F值為組間平方和和組內(nèi)平方和之比,代表顯著性差異的水平,若F值大于選定顯著性水平下的理論F值,即可認為該項對響應(yīng)影響顯著;P值表示交互作用項的影響重要性,選取顯著性水平為0.05,P值小于0.05可認為該因子對響應(yīng)有顯著性影響。F值和P值的計算結(jié)果見表4,方差分析的結(jié)果顯示葉片進口角、葉片出口角對多翼離心風(fēng)機的風(fēng)量影響最為顯著,其次是葉片中心角,葉輪內(nèi)外徑比和拱點圓直徑對風(fēng)量的影響最小,對于兩因子的交互效應(yīng)來說,β1-β2交互效應(yīng)對風(fēng)量的影響效果最為顯著,D1/D2-θ和D1/D2-β2的影響次之,其余因子交互效應(yīng)的顯著性不明顯。采用最小二乘法進行回歸方程的二次多項式擬合,得到基于上述因子的回歸方程,如下式所示

Q=46.228-46.166A+0.005 4B-

0.000 013 9C+0.020 5D-0.235E+0.003AB+

0.006 25AC-0.062 5AD+0.166AE+

0.000 002 67BC+0.000 036 7BD+

0.000 103BE-0.000 033CD-0.000 023 5CE+

0.000 17DE+4.49A2-0.000 091B2-

0.000 004 7C2-0.001 23D2+0.000 17E2

(3)

使用決定系數(shù)R2對回歸方程進行失擬性檢測,當R2越接近1時表示方程越精確,

回歸擬合效

果越好。經(jīng)過分析,該方程顯著性明顯,R2為0.985,失擬性不顯著,可用來進行響應(yīng)面優(yōu)化。根據(jù)因子對響應(yīng)的影響程度以及單因子分析,將相對不顯著因子固定為風(fēng)量最大時因子的最佳值,其中內(nèi)外徑比為0.832,中心角為5.5°,拱點圓半徑為232 mm。在此基礎(chǔ)上,確定模型中的待定系數(shù)葉片出口角與葉片進口角對響應(yīng)的影響。圖9為通過回歸方程(4)得到的兩因子響應(yīng)曲面等高線圖,在因子的取值范圍內(nèi)存在響應(yīng)的最佳值,對回歸方程最優(yōu)化求解,得到的雙圓弧葉片最優(yōu)參數(shù)分別為:D1=208 mm,D2=250 mm,β1=48°,β2=169°,Dc=232 mm,θ=5.5°。

圖9 響應(yīng)曲面等高線圖Fig.9 Response surface contour map

圖10 RSM優(yōu)化葉片與原始葉片F(xiàn)ig.10 RSM optimized blade and original blade

3 葉片優(yōu)化結(jié)果分析

3.1 優(yōu)化葉片的驗證應(yīng)用

RSM模型在0 Pa靜壓工況下所預(yù)測的雙圓弧葉片風(fēng)機風(fēng)量為1 343 m3·h-1,計算結(jié)果為1 364 m3·h-1,相對誤差為1.61%,RSM預(yù)測風(fēng)量與CFD結(jié)果較一致,因此RSM預(yù)測精度較高。圖10為原型葉片截面與RSM優(yōu)化葉片截面的對比,兩者在形狀上的主要差別在于β1、β2以及葉片的拱度。在上述回歸方程風(fēng)機性能預(yù)測與數(shù)值計算的基礎(chǔ)上,對RSM雙圓弧葉片進行制作,所獲得的原型葉輪和優(yōu)化葉輪的葉間流道如圖11所示,相比于原始葉輪逐漸收縮的葉間流道,優(yōu)化葉輪的葉間流道從進口到出口呈現(xiàn)先略微擴張再逐漸收縮的特點。

(a)原始葉輪 (b)優(yōu)化葉輪圖11 RSM優(yōu)化葉輪與原始葉輪葉間流道Fig.11 Flow channels of optimized impeller and original impeller

3.2 數(shù)值計算結(jié)果

圖12 原始風(fēng)機與優(yōu)化風(fēng)機的性能曲線Fig.12 Performance curves of original fan and optimized fan

在相同的葉輪轉(zhuǎn)速下,分別對原型風(fēng)機與優(yōu)化風(fēng)機進行不同工況下的數(shù)值計算和風(fēng)機氣動性能試驗,結(jié)果如圖12所示。兩風(fēng)機的數(shù)值計算結(jié)果與實驗測試結(jié)果呈相同的變化趨勢,并且數(shù)值計算的結(jié)果均高于實驗值。在不同的工況下,兩風(fēng)機的風(fēng)量計算值與實驗值吻合較好,在低出口靜壓工況下數(shù)值計算的誤差較小,誤差在3%以內(nèi)。在較高出口靜壓的工況下,數(shù)值計算的誤差相對較大,但均在工程要求誤差所允許的范圍內(nèi),考慮到試驗過程中的測量誤差等因素,可認為本文數(shù)值計算模型具有較高準確性。在全工況范圍內(nèi),優(yōu)化風(fēng)機的性能均優(yōu)于原始風(fēng)機,這說明與原型風(fēng)機相比,RSM優(yōu)化后的雙圓弧葉片的氣動性能在全工況范圍內(nèi)均提升。在0 Pa出口靜壓工況下,優(yōu)化風(fēng)機的實驗風(fēng)量提升118 m3·h-1,相對提升9.7%。

在0 Pa出口靜壓工況下降低優(yōu)化風(fēng)機的轉(zhuǎn)速,使兩風(fēng)機的風(fēng)量保持基本相同,并分別測量與計算該狀態(tài)下的兩臺風(fēng)機的噪聲,測試結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果如表5所示。在風(fēng)量相同的狀態(tài)下,優(yōu)化風(fēng)機的轉(zhuǎn)速為767 r·min-1,優(yōu)化風(fēng)機功率相對原始風(fēng)機降低4.7%,原始風(fēng)機的實驗測量噪聲為67.2 dB,優(yōu)化風(fēng)機的實驗測量噪聲為65.4 dB,降低了1.8 dB。數(shù)值計算與實驗的噪聲相一致,原型風(fēng)機和優(yōu)化風(fēng)機噪聲的計算值與實驗值的相對誤差分別為3.4%和3.25%,誤差較小,進一步說明了計算模型準確性較高,可以用來預(yù)測風(fēng)機的氣動特性與噪聲。

表5 風(fēng)機噪聲數(shù)值計算與實驗結(jié)果

3.3 流場分析

(a)15%葉輪寬度截面

(c)85%葉輪寬度截面圖13 不同截面上葉間流道流線Fig.13 Streamlines of inter-blade channel in different cross-sections

選取p-Q曲線中0 Pa靜壓工況下的兩風(fēng)機內(nèi)部流場進行分析,揭示RSM優(yōu)化葉片風(fēng)機氣動性能提升的原因。圖13為葉輪寬度方向不同截面上葉間流道的流線圖,15%葉輪寬度截面為靠近主進風(fēng)口側(cè)截面,50%葉輪寬度截面為靠近中盤位置處截面,85%葉輪寬度截面為靠近副進風(fēng)口位置處截面。不同的葉輪高度截面上葉間流道內(nèi)的流動分離程度不同,在風(fēng)機的主進風(fēng)口處旋渦區(qū)域最大,流動分離程度最為嚴重。原始風(fēng)機在中盤處的流動分離程度最弱,而優(yōu)化風(fēng)機在副進風(fēng)口側(cè)的流動分離程度最弱,使得副進風(fēng)口側(cè)風(fēng)機的做功能力增強。在相同的葉輪截面處,優(yōu)化風(fēng)機葉間流道內(nèi)的旋渦強度均相對原型風(fēng)機得到大幅改善,葉片壓力面的流動分離程度得到明顯降低,在副進風(fēng)口附近葉間流道內(nèi)的旋渦幾乎消失,宏觀表現(xiàn)為葉片的做功能力更強,這是由于優(yōu)化后雙圓弧葉片的進、出口角更符合葉輪區(qū)域氣流進入葉輪的流動角,葉片中弧線的曲線特征對氣流有更好的引導(dǎo)和做功作用,使得葉間流道內(nèi)的速度分布更加均勻,抑制了葉道內(nèi)的軸向旋渦的產(chǎn)生與發(fā)展,進而減小了葉輪內(nèi)部的局部能量損失和渦流噪聲。

圖14為50%葉輪寬度截面及蝸舌區(qū)域湍動能分布情況,與原始風(fēng)機內(nèi)部的湍流脈動狀況相比,優(yōu)化風(fēng)機在葉片進口區(qū)域、風(fēng)機出口擴壓段以及蝸舌區(qū)域的強湍動能區(qū)域均得到有效抑制并消失,葉間流道內(nèi)部的低湍動能區(qū)域的湍流脈動情況也相對得到緩解,因此湍流脈動所導(dǎo)致的蝸舌和葉片表面的壓力脈動減小,宏觀表現(xiàn)為蝸舌和葉片工作面寬頻噪聲的降低。通過RSM方法優(yōu)化的葉片型線使風(fēng)機內(nèi)部的流動狀況得到有效改善,減弱了流動紊亂程度,降低了風(fēng)機內(nèi)部能量損失。

(a)原始風(fēng)機 (b)優(yōu)化風(fēng)機圖14 風(fēng)機內(nèi)部湍動能云圖Fig.14 Turbulent kinetic energy contour inside the fan

葉輪區(qū)域渦量分布如圖15所示,兩葉輪的高渦量區(qū)域基本分布在靠近蝸舌處的葉間流道內(nèi),與原型葉輪相比,優(yōu)化葉輪的高渦量區(qū)基本消失,在葉間流道內(nèi)的渦量均相對原型葉輪減小。這表明優(yōu)化葉輪的葉片型線可以使氣流可以更好地附著葉片表面,有利于流體流動的穩(wěn)定性,減小湍流邊界層所導(dǎo)致葉片表面的壓力脈動,緩解葉輪的寬頻噪聲。

(a)原始風(fēng)機 (b)優(yōu)化風(fēng)機圖15 葉輪區(qū)域渦量云圖Fig.15 Vorticity contour in impeller area

圖16為兩風(fēng)機葉輪區(qū)域的渦核心區(qū)分布,可以看出,優(yōu)化葉輪相比于原型葉輪在靠近蝸殼出口區(qū)域的渦核脫落明顯。結(jié)合葉輪區(qū)域的速度分布,該區(qū)域較大的速度使得葉片出口邊氣流紊亂程度以及與蝸殼壁面的非定常相互作用增強,從而使得該處的渦脫落明顯,但由于距離蝸殼壁面較遠,該處渦核脫落對風(fēng)機噪聲的影響相對較小。優(yōu)化葉輪在蝸舌區(qū)域及其附近的渦脫落相比原始風(fēng)機明顯減少、變薄,該處距離蝸殼壁面較近,對噪聲的貢獻較大。根據(jù)渦聲理論,聲波的產(chǎn)生同流體中的旋渦、勢流、流體與固體的非定常作用以及旋渦之間的相互作用有密切關(guān)系[15],蝸舌及其附近葉輪區(qū)域的渦脫落減少表明該處葉輪及蝸殼區(qū)域噪聲降低。

(a)原始風(fēng)機 (b)優(yōu)化風(fēng)機圖16 葉輪區(qū)域渦核心區(qū)分布Fig.16 Vortex core region distribution in impeller area

3.4 噪聲分析

采用1/3倍頻程頻譜對噪聲進行分析,以此來體現(xiàn)多翼離心風(fēng)機噪聲的寬頻特性和特定頻率范圍內(nèi)風(fēng)機噪聲源的整體能量水平[16-17]。原型風(fēng)機與RSM優(yōu)化風(fēng)機的1/3倍頻程頻譜如圖17所示,優(yōu)化葉輪的風(fēng)機在大部分頻率范圍的聲壓級相對原型風(fēng)機有所降低,在1～3 kHz頻段范圍內(nèi)的降噪效果最為明顯,聲壓級降低了1.2～2.6 dB。這與圖13～圖16中原型風(fēng)機和優(yōu)化風(fēng)機內(nèi)部流場中流動分離、渦分布和渦脫落機理是一致的。優(yōu)化風(fēng)機的聲壓級在風(fēng)機頻譜范圍上的分布特性反映了風(fēng)機內(nèi)部寬頻噪聲的降低,結(jié)合流場分析,表明采用優(yōu)化葉片對于葉片前緣氣流沖擊、葉間流道流動分離以及葉片尾緣渦脫落所引起的渦流噪聲有明顯的抑制作用。

圖17 聲壓級1/3倍頻頻譜Fig.17 1/3 octave spectrum of sound pressure level

蝸殼和葉輪壁面靜壓的變化是風(fēng)機噪聲產(chǎn)生的源頭,通過壁面的聲壓脈動時均值可以直接反映聲源強度分布和噪聲出現(xiàn)的位置[18]。聲壓脈動時均值是采樣點的靜態(tài)壓力p對時間t偏導(dǎo)的均方根值[19]。原型葉輪與優(yōu)化葉輪的葉片表面聲壓脈動時均分布如圖18所示,可以看出原型葉輪與優(yōu)化葉輪的高聲壓脈動時均區(qū)域主要分布在葉片前緣和葉片尾緣,因此葉片前緣和葉片尾緣是葉輪的主要聲源位置。在風(fēng)機做功過程中,進口氣流方向在葉片前緣處由軸向轉(zhuǎn)為徑向,通過葉片前緣進入葉間流道,使得葉片前緣所受到的氣流沖擊較大,從而產(chǎn)生噪聲。經(jīng)軸向轉(zhuǎn)徑向進入葉片前緣時氣流存在一個氣流進口沖角,當該沖角與葉片進口角一致時,氣流對葉片前緣的沖擊較小,可以更加平穩(wěn)地進入葉間流道。根據(jù)圖18,原始葉輪的葉片前緣的高聲壓脈動時均區(qū)域較大,而優(yōu)化葉輪的葉片前緣的聲壓脈動時均區(qū)域幾乎消失,僅僅存在葉片厚度面上的小范圍區(qū)域。這是由于原始葉片的進口角高于氣流進口沖角,使得氣流對葉片前緣的沖擊較大,產(chǎn)生較大的噪聲,而優(yōu)化葉片的進口角與氣流進口沖角一致,使得氣流沖擊所引起的葉片前緣聲壓脈動明顯減少,從而有效降低了葉片前緣所引起的渦流噪聲。結(jié)合圖13中葉間流道流線圖可以看出,合適的葉片進口角不僅可以降低葉片前緣壓力脈動所產(chǎn)生的噪聲,還可以使氣流更加平穩(wěn)地進入葉間流道,減小葉片背面所產(chǎn)生的脫流旋渦,進一步降低葉間流道流動分離所產(chǎn)生的邊界層噪聲。葉片尾緣區(qū)域的聲壓時均脈動較高,是由于葉片出口角的不合理對氣流的阻礙以及葉片出口高速氣流與蝸殼內(nèi)壁的沖擊,造成氣流持續(xù)產(chǎn)生不規(guī)則局部壓力脈動反作用于葉片。圖18顯示優(yōu)化葉片的尾緣區(qū)域的聲壓脈動強度明顯減弱,較大聲壓時均脈動區(qū)域的分布面積也減小。這是由于優(yōu)化葉輪合理的葉間流道使葉片尾緣的尾跡分離渦脫落程度改善,以及優(yōu)化葉片合適的出口角使得出口高速氣流與蝸殼近處內(nèi)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。

(a)原始風(fēng)機 (b)優(yōu)化風(fēng)機圖18 葉輪表面聲壓脈動分布Fig.18 Distribution of sound pressure pulsation on impeller

圖19為原始風(fēng)機與優(yōu)化風(fēng)機蝸殼及蝸舌區(qū)域的聲壓脈動時均分布,原型風(fēng)機與優(yōu)化風(fēng)機的聲壓脈動區(qū)域主要分布在蝸殼弧形壁面和蝸舌區(qū)域,是主要的氣動噪聲源,其中蝸舌區(qū)域的聲壓時均脈動強度較大,對噪聲的貢獻也較大。蝸殼壁面上的聲壓時均脈動產(chǎn)生的原因主要是葉片尾跡流與蝸殼的非定常相互作用,優(yōu)化風(fēng)機在蝸殼壁面上的聲壓時均脈動較原型風(fēng)機得到明顯改善。這是由于優(yōu)化風(fēng)機葉片所產(chǎn)生的尾跡分離渦與蝸殼壁面的非定常相互作用小,進一步是說明了優(yōu)化葉片具有更合適的葉片出口角的結(jié)論。蝸舌區(qū)域壓時均脈動強度高的原因是葉片旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的尾流與蝸舌周期性干涉作用較強,因此蝸舌區(qū)域是主要的離散噪聲源。優(yōu)化風(fēng)機蝸舌區(qū)域的聲源區(qū)域面積及聲壓脈動強度均低于原型風(fēng)機,這是由于優(yōu)化后葉片旋轉(zhuǎn)所形成的流場更加均勻,尾流與蝸舌的周期性干涉作用減弱,從而降低了葉片周期性旋轉(zhuǎn)所產(chǎn)生的離散噪聲。

(a)原始風(fēng)機 (b)優(yōu)化風(fēng)機圖19 蝸殼表面聲壓脈動分布Fig.19 Distribution of sound pressure pulsation on volute

4 結(jié) 論

本研究采用數(shù)值計算、RSM尋優(yōu)設(shè)計及實驗測量相結(jié)合的方法,對多翼離心風(fēng)機的雙圓弧葉片進行參數(shù)化設(shè)計及優(yōu)化,探究雙圓弧葉片設(shè)計對風(fēng)機氣動性能和噪聲的影響程度,獲得的主要結(jié)論如下。

(1)基于RSM和CFD方法得到了雙圓弧葉片的最優(yōu)參數(shù)組合及各參數(shù)對響應(yīng)的影響程度,其中葉片進口角和出口角對風(fēng)量影響最為顯著,拱點圓直徑對風(fēng)量的影響最小。對于兩因子的交互效應(yīng)來說,葉片進口角與葉片出口角的交互效應(yīng)對風(fēng)量的影響效果最為顯著。

(2)實驗與數(shù)值結(jié)果均表明優(yōu)化的雙圓弧葉片多翼離心風(fēng)機的氣動性能得到提升。在相同轉(zhuǎn)速下,優(yōu)化風(fēng)機的風(fēng)量較原型提升了9.7%;在相同風(fēng)量下,優(yōu)化風(fēng)機的功率相對降低了4.7%,噪聲降低了1.8 dB。

(3)流場及聲場的可視化分析表明,優(yōu)化葉片型線的流動阻力更小,葉間流道的流速分布更加均勻。葉片進口角與進口氣流沖角的一致性使得葉片前緣氣流沖擊所引起聲壓脈動有效減小;葉片的雙圓弧曲線特征使得葉片背面脫流旋渦和流動分離程度減弱,使得葉片前緣的來流沖擊噪聲和葉間流道紊流邊界層噪聲降低。優(yōu)化后的葉片出口角改善了葉片出口尾跡渦脫落程度和葉片出口流動狀態(tài),抑制了葉片出口周期性尾流與蝸舌的非定常相互作用,從而降低了葉片尾跡渦引起的寬頻噪聲和葉片周期性旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離散噪聲。