采用仿魚形葉片的多翼離心風機性能研究

熊仲營,王夢豪,劉小民,李典,王雷

(西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安)

鲹科魚類在自然進化過程中形成了多種多樣的外形和高效、快速的游動性能。雖然不同魚類物種的外形存在一定的差異,但都具有類似半橢圓、拋物線型回轉體結構,這種流線型結構具有較好的流場阻力特性。研究表明,鲹科魚類在C形轉彎過程中通過身體的快速彎曲產生一個渦對,然后尾部向身體另一側運動,使渦向尾部移動并到達尾柄處(尾鰭和身體的結合處)脫落,通過尾鰭對其進行控制,使渦最終匯入尾跡區,在這C形轉彎過程中沒有任何其他渦的脫落,從而不產生魚體分離阻力[1]。多翼離心風機由于尺寸小、流量系數高、噪聲低的特點多被應用在空調、吸油煙機和通風換氣扇等家用電器中,而在多翼離心風機單圓弧葉片流道內,氣流流經彎曲流道而流出葉輪區,葉片彎曲程度和鲹科魚類身體彎曲時的姿態是相似的。

傳統多翼離心風機性能提升的研究除了數值模擬和實驗測量方法外,主要從多翼離心風機結構優化設計方面對風機氣動性能和噪聲進行了改進,并取得了一些好的效果。王斗提出了雙圓弧葉片設計方法,較好改進了單圓弧葉片普遍存在的進口載荷大、氣流分離嚴重的問題[2]。毛全有采用將葉片設計為沿葉高方向布置為梯形與矩形的分段設計方法,通過數值研究發現,采用分段設計的葉片的風機較原型風機效率提升了3.69%,同時風量增加了16.3%[3]。羅嘉陶等研究了CW-1和C-4翼型葉片,發現后緣被自然切除的葉片在翼型葉片表面有流線型設計,且前盤區域有較低的循環流量,可獲得較大的風量和全壓,較好適用于柜式空調中多翼離心風機的葉片設計中[4]。王湛對雙圓弧葉片在不同的圓弧曲率及角度以及進口安裝角等參數組合方式下的風機性能進行了模擬研究,分析表明雙圓弧葉片的氣動性能要優于單圓弧葉片[5]。伍先俊等通過對葉片進行穿孔,使得部分氣流由葉片的高壓面流向低壓面,從而使渦流分離點移向葉片下方,這樣可降低葉片的出口截面分離區的渦流強度和尺度,使噪聲得到了降低,但該方法要求有較高的加工精度[6]。焦碩博等發現,采用傾斜葉片在出口角度不變時由于葉片發生扭轉,相比直葉片會略降低風量,但可減小葉道內的流動分離[7]。Lin等采用NACA4412翼型改進了用于筆記本電腦中冷卻風扇的葉片型線,緩解了葉片吸力面的流動分離,從而提高了風機效率,降低了噪聲[8]。Liu等提取了蒼鷹尾緣的鋸齒結構,建立了用于多翼離心風機的尾緣鋸齒結構的仿生葉片,研究表明,該仿生葉片有效降低了尾跡渦造成的氣動噪聲[9]。同時,Liu等對標準NACA0012翼型和長耳鸮40%展弦截面型線仿生翼型的多翼離心風機氣動性能和噪聲特性進行了研究,對比發現,仿生翼型既保證了風機氣動性能,又有效降低了風機的渦流噪聲和旋轉噪聲[10]。

(a)蝸殼和集流器 (b)葉輪圖1 單進氣式多翼離心風機結構

為了提高多翼離心風機風量,降低噪聲,受鲹科魚類機動游動姿態和渦流特征的啟發,本文選取離心風機從頭部到尾柄處進行彎曲,使其具有和多翼離心風機前彎葉片相似的彎曲結構。根據尺寸約束條件,設計了一種基于魚體水平輪廓結構的前彎葉片,通過數值模擬方法考察仿魚形葉片用于提高多翼離心風機氣動性能的可行性,揭示了仿魚形葉片提升多翼離心風機性能的原因。

1 計算模型建立及方法

1.1 物理模型

本文研究的通風換氣裝置中多翼離心風機為單進氣形式,風機由蝸殼、葉輪及集流器組成,如圖1所示,原型單圓弧葉片葉輪基本參數如表1所示。

表1 單圓弧葉片葉輪基本設計參數

1.2 仿魚體結構提取與仿生葉片重構

關于魚體外形結構特征的提取,本文采用文獻[11]給出魚體水平剖面的輪廓線方程

魚體水平剖面輪廓線方程的x軸坐標范圍為(-0.035 m,0.065 m),總長為0.1 m,魚體水平剖面結構如圖2所示。單圓弧葉片的弧長為17.4 mm,為了能應用于多翼離心風機葉輪中,首先需要對其進行比例縮小,使其中弧線長度和單圓弧葉片的中弧線弧長相同,且具有和單圓弧葉片中弧線同樣的進出口安裝角,然后將縮小的輪廓線離散為特征坐標點,再將特征點布置在中弧線兩側,通過樣條擬合方法連接成一個封閉曲線,從而形成仿魚形葉片輪廓結構。仿魚形葉片與原始單圓弧葉片幾何結構如圖3所示。仿魚形和原始單圓弧葉片均為對應截面輪廓結構直線拉伸而成的直葉片。

圖2 魚體水平剖面結構

圖3 仿魚形葉片與原始單圓弧葉片幾何結構

1.3 計算模型、網格劃分及網格無關性驗證

計算模型主要由進口區、出口區、蝸殼區和葉輪區組成,根據物理模型的三維結構對流體區域進行建模,并通過ICEM CFD軟件對計算模型進行網格劃分。計算模型的進口向上游延伸了1.5倍集流器出口直徑,出口向下游延伸了3倍風機出口水力直徑。計算模型如圖4所示。

圖4 多翼離心風機數值計算模型

首先通過驗證網格無關性的方法來保證數值模擬的有效性和準確性,計算模型的網格數分別為94.5、144、200、237.7、356.6萬。不同網格數對應的風量計算結果如圖5所示,可知網格數超過144萬時,風量的計算結果基本保持不變。為了數值計算的準確性和計算時間的合理性,計算網格定為237.7萬。為了確保劃分網格能反映風機內部流動狀態及其復雜性,在近壁面進行了加密處理,并采用四面體和六面體的混合網格,其中蝸殼區域網格數為99萬,葉輪區域網格數為92.7萬,出口區域網格數為16.8萬,進口區域網格數為29.2萬。

圖5 網格無關性驗證

在計算葉片式流體機械氣動聲學數值模擬中,為保證聲學計算的準確性,單個網格單元要滿足緊湊聲源條件,即

Lmax<λmin/10

(1)

a=U/F

(2)

式中:Lmax為單個網格單元最大尺度,m;λ為聲波波長,m;U為聲速,m/s;F為關注頻率,Hz。

至于內飾設計，全新航海家沒有對MK X的設計做出調整，林肯標志性的按鍵式換擋與各功能按鍵依舊集成于操作臺之上，12.3英寸的數字儀表盤可按車主需求調整顯示內容。當然，如果中控臺的8英寸觸摸屏尺寸能再大一圈就好了，車載4G Wi-Fi功能、手機無線充電功能、Apple CarPlay則盡可能與智能手機做好搭檔。

由于網格尺度和頻率范圍相互關聯,選取聲場計算范圍為0～10 000 Hz,故λmin=34 mm,即Lmax<3.4 mm。本文所建立的蝸殼和葉輪區網格單元最大尺寸為2.5 mm,小于3.4 mm,滿足緊湊聲源條件,從而保證了聲學計算的準確性。

1.4 原型風機風量測試結果

原型風機氣動性能測試采用型號為FL-2 ISO的氣動性能測試裝置,測試裝置原理為:從風機出來的氣流被導向風室,測量靜壓后經過整流器,流向噴嘴。根據伯努利原理,利用流經噴嘴前后的壓差可計算氣流速度,用速度乘以噴嘴截面積即可求得風量。實驗中利用輔助風機和調節擋板來改變風量,同時可以測量不同風量條件下對應的靜壓值,可得到出口相對靜壓為0時對應的風機最大風量,氣動性能測試裝置示意圖如圖6所示。氣動性能實驗測試和數值模擬的對比結果是:實驗測試、數值計算流量為280、288 m3/h,絕對誤差、相對誤差為8、2.86%。對比風機的實驗測量和數值計算結果,誤差在工程允許的5%范圍內,證明了本文計算方法的可靠性。

圖6 氣動性能測試裝置示意圖

2 數值結果及分析

2.1 定常計算

2.1.1 數值模擬方法及結果 采用CFD商用軟件ANSYS Fluent 18.0對仿魚形葉片風機和單圓弧原始風機進行數值計算。湍流計算采用Realizablek-ε模型[12-13],壓力和速度耦合求解算法選用SIMPLE算法,壓力離散格式選取PRESTO!格式。在流動控制方程的數值離散中,湍流耗散方程、能量方程和動量方程均設定為二階迎風格式,計算收斂殘差設定為10-4。進口給定總壓邊界條件,總壓值為101 325 Pa,出口給定靜壓邊界條件,靜壓值為101 325 Pa。進口區、出口區和蝸殼區設定為靜止區域,葉輪區設定為旋轉區域,旋轉轉速為1 100 r/min。原始風機、仿魚形葉片風機的風量為288、324 m3/h,全壓效率為37.89%、43.54%,可知當多翼離心風機采用仿魚形葉片時,較采用單圓弧葉片的風機風量提高了12.5%,全壓效率提高了5.65%,這說明將魚體流線型輪廓結構用于多翼離心風機葉片設計是可行的,增風、增效方面可滿足實際工程應用。

2.1.2 葉輪區流場分析 為了揭示葉輪區的流動狀態,截取沿葉高中間面S2,沿S2平面向進口上移20 mm處的S1面以及沿S2面向遠離進口下移20 mm處的S3面的葉輪流域平面,如圖7所示。葉輪區速度流線如圖8所示。

圖7 計算模型觀察面位置示意圖

由圖7可知:無論是仿生葉輪還是原型葉輪,在葉輪靠近蝸舌區域的旋渦強度均大于遠離蝸舌流道內的區域,這說明蝸舌附近流道內的流動分離嚴重,葉輪和蝸殼之間有較強的相互作用,葉輪和蝸舌之間的相互作用造成蝸舌區的壓力脈動是造成風機氣動噪聲較大的一個原因;同時,在S1、S2、S3這3個面內,仿生葉輪內部流道的旋渦強度均明顯小于原型葉輪,流場更加均勻,有利于風機氣動性能的改善;從S1、S2到S3面內,流道內的流動劇烈程度不斷降低,這主要是由于風機為單面進氣方式,在離進口較近的S1面內,流動較為劇烈,旋渦強度較小,葉輪和蝸舌之間的相互作用由于收到強氣流的沖擊作用而得到了削弱,使葉道內由于旋渦而造成的阻塞得到改善,氣流流動更加順暢,從而提高了風機的效率和流量,降低了葉輪區域所產生的渦流噪聲,但隨著離進口越遠,這種沖擊作用越來越弱,導致葉輪和蝸舌間的旋渦強度增大,仿生葉輪的這種沖擊作用均優于原型葉輪,這說明仿生葉輪具有比原型葉輪更好的氣動性能,同時緩解了葉道內的流動分離;由于魚體表面的流線型結構,采用仿魚形葉片使得氣流從葉片前緣進入葉道后順著魚體輪廓表面向后流動,實現了沿葉片表面較好的流速分布,改善了葉片表面的附面層的分離和發展,從而降低了葉道內的氣流阻力和渦流噪聲。

(a)單圓弧葉片葉輪區S1、S2和S3的速度流線圖

(b)仿魚形葉片葉輪區S1、S2和S3面的速度流線圖圖8 葉輪區速度流線圖

2.2 非定常計算

以定常計算收斂后的計算結果作為非定常計算的初始值,時間項設定為二階隱式格式,葉輪區改用Mesh Motion模型,時間步長Δt為5.05×10-5s,葉輪旋轉5周,當監控變量的變化呈周期性時,表明風機處于穩定工作狀態。

2.2.1 葉輪區渦量分析 葉輪區渦量分布如圖9所示,可知仿生葉輪和原型葉輪的渦脫落區域主要集中在遠離進口區的區域,旋渦強度最大值區域分布在葉輪靠近蝸舌的區域,這主要是由葉輪和蝸舌相互作用造成的。由圖9可知,仿生葉輪的最大值區域面積小于原型葉輪的,從整個葉輪區域的渦分布情況來看,仿生葉輪的渦脫落分布情況優于原型葉輪的,這驗證了仿生葉輪比原型較好地緩解了葉道內流動分離的結論。根據渦聲理論,氣動噪聲與渦量的大小有直接聯系[14],可知葉輪和蝸舌區域是風機噪聲的主要來源,因此改善葉輪和蝸舌區域的流動狀況是降低風機渦流噪聲的關鍵。仿生葉輪區域的流動狀況優于原型葉輪的,這說明仿生葉輪區域的渦流噪聲要小于原型葉輪區域的。

(a)仿魚形葉片葉輪區 (b)單圓弧葉片葉輪區圖9 葉輪區渦量分布圖

2.3 噪聲計算

2.3.1 噪聲計算 非定常流動計算穩定后,作為FW-H聲學方程的輸入項,設置葉輪和蝸殼為噪聲源,并設置噪聲接收點,再進行葉輪旋轉5周的氣動噪聲計算。在設置噪聲接收點時,按照GB/T 4214.1 —2000中通風器具規定的測試點設置噪聲接收點,基準體的每一邊長不超過0.7 m,測量表面為半球面,帶有10個測點,測點分布情況如圖10所示,半球面測量表面的半徑r設定為1.5 m。監測點1～10的位置坐標為(0,1.485 m,0.039 m)、(0,-0.743 m,1.325 m)、(0,-0.743 m,-1.247 m)、(0.45 m,0.671 m,1.201 m)、(0.45 m,0.671 m,-1.123 m)、(0.45 m,-1.342 m,0.039 m)、(0.9 m,0.995 m,0.039 m)、(0.9 m,-0.498 m,0.901 m)、(0.9 m,-0.498 m,-0.823 m)、(1.277 m,0,0.039 m)。

圖10 噪聲計算監測點布置圖

通過計算聲場,獲得按照上述位置布置的10個點的聲壓級噪聲值,如表2所示。由表2可知,每個點的聲壓級均不同,表明多翼離心風機的噪聲聲場并不是沿半球面均勻分布的,而是具有一定規律的指向性,原型風機的最大聲壓級為37.38 dB,在3點,4點聲壓級值緊隨其后,這說明原型風機的噪聲向兩側傳遞的噪聲強度大于出口方向,而仿魚形葉片風機在1點的聲壓級最大,為34.8 dB,其他各點均和1點差距1 dB以上,說明仿魚形葉片風機在出口方向具有較大的噪聲強度。這兩類風機噪聲監測點的均值分別為35.73、32.95 dB,相差2.78 dB,說明仿魚形葉片具有較好的降噪效果。

表2 兩種風機模型監測點處聲壓級 dB

聲場計算完成后,通過傅里葉變換可得到噪聲頻譜圖,其中葉片頻率的計算式為

(3)

式中I為諧波序號(I=1時為基頻)。計算可得風機基頻為660 Hz。本文選取兩種風機的噪聲最大值點進行對比分析,分別為1點和3點,這兩種風機在1、3點的噪聲頻譜如圖11所示。由圖11可知,噪聲隨頻率呈周期性變化,在頻率為660 Hz處出現峰值,這與式(3)計算的風機基頻相同,驗證了噪聲模擬計算的正確性。

(a)兩種型式風機在1點的噪聲頻譜圖

(b)兩種型式風機在3點的噪聲頻譜圖圖11 兩種型式風機在1點和3點的噪聲頻譜圖

對于1點,原型風機和仿魚形葉片風機的噪聲最大值點分布規律相同,均在230 9 Hz處聲壓級達到最大,即原型風機起決定作用的聲壓級最大值為23.9 dB,仿魚形葉片風機起決定作用的聲壓級最大值為20.4 dB,小于原型葉片的最大聲壓級;對于3點,原型風機在頻率為230 9 Hz處聲壓級達到最大值27.6 dB,仿魚形葉片風機的最大值為17.8 dB,小于原型風機的最大聲壓級,但在3點,仿魚形葉片風機和原型風機并不是在同一頻率點取得最大值。從0～10 000 Hz的噪聲聲壓級分布情況可知,對于原型風機1點和3點,在小于500 Hz的低頻聲段均存在較高的聲壓級,而在500～10 000 Hz中頻聲段,呈現明顯的周期性變化,但均存在幾個峰值,這說明對于原型風機,噪聲在低頻聲段和中頻聲段都有分布;對于仿魚形葉片風機,在0～10 000 Hz頻率范圍內表現為周期性變化,同樣存在幾個峰值,但在低頻聲段具有較低的聲壓級,主要集中在中頻聲段范圍內,這說明原型風機和仿魚形葉片風機噪聲頻率分布規律不一致。由于不同聲段噪聲的傳播特性不同,所以原型風機和仿魚形葉片風機在半球面10個測點的聲壓級分布規律不同。

原型風機與仿魚形葉片風機1點和3點的聲壓級1/3倍頻程頻譜如圖12所示。對于1點,在0～630 Hz范圍內,原型風機聲壓級明顯高于仿魚形葉片風機,這說明在低頻聲段原型風機對噪聲有重要的貢獻,而且原型風機和仿魚形葉片風機噪聲頻率分布規律不同;在2 000～2 500 Hz范圍內,原型風機聲壓級達到最大值33.43 dB,而仿魚形葉片風機在2 500～3 150 Hz范圍內,聲壓級達到最大值30.07 dB,低于原型風機聲壓級的最大值;在630～800 Hz和2 500～6 300 Hz范圍內,仿魚形葉片風機的聲壓級大于原型風機,其他頻率段均低于原型風機,但仿魚形葉片風機起支配作用的聲壓級仍小于原型風機。

(a)兩種風機在1點的聲壓級1/3倍頻程頻譜圖

(b)兩種風機在3點的聲壓級1/3倍頻程頻譜圖圖12 兩種多翼離心風機在1點和3點的聲壓級1/3倍頻程頻譜圖

對于3點,在0～630 Hz范圍內,原型風機聲壓級高于仿魚形葉片風機,這和1點的規律一致;在2 000～2 500 Hz范圍內,原型風機聲壓級達到最大值,為37.63 dB,仿魚形葉片風機在2 500～3 150 Hz范圍內,聲壓級達到最大值,為29.1 dB,低于原型風機聲壓級的最大值;同樣,在630～800 Hz、1 250～1 600 Hz、2 500～4 000 Hz和6 300～10 000 Hz范圍內,仿魚形葉片風機的聲壓級大于原型風機的,其他頻率段均低于原型風機,但仿魚形葉片風機起支配作用的聲壓級小于原型風機的。

2.3.2 蝸舌區域的聲壓脈動時均值分析 仿魚形葉片風機和原型風機蝸舌區域表面局部聲壓脈動時均值Q分布如圖13所示。由圖13可知,仿魚形葉片風機蝸舌區域的聲源區域面積小于原型風機蝸舌區域,說明采用仿魚形葉片可有效降低蝸舌部位處的聲壓脈動,減弱葉片與蝸舌之間的非定常相互作用,從而降低多翼離心風機的氣動噪聲。

(a)仿魚形葉片蝸舌區域 (b)單圓弧葉片蝸舌區域圖13 蝸舌區域壓力脈動

從流場渦量分布圖、蝸舌區域壓力脈動圖和噪聲計算分析可知,盡管仿魚形葉片和單圓弧等厚葉片具有相同的中弧線特征,但仿魚形葉片具有與單圓弧等厚葉片不同的葉片型線和尾緣結構,在尾緣形成的尾流射流角度相對于單圓弧等厚葉片發生了偏轉,仿魚形葉片降低了尾流射流對蝸舌和蝸殼其他區域的沖擊強度,減弱了葉片尾緣的“尾流-射流”效應,改善了尾流和蝸舌區域以及蝸殼其他部分的相互耦合作用,從而降低了仿魚形葉片風機蝸殼內部的氣流沿程阻力,提高了風機的氣動性能,從根本上改善了蝸舌和蝸殼其他區域內的聲壓脈動強度,從而有效降低了風機的氣動噪聲。

3 結 論

基于鲹科魚類機動游動姿態和渦流特征,對通風換氣裝置用多翼離心風機葉片進行了仿生重構設計,采用數值方法研究了單圓弧原型葉片和仿魚形葉片對多翼離心風機氣動性能和噪聲的影響。獲得的主要結論如下。

(1)仿魚形葉片風機與單圓弧原型葉片風機相比,風量增大了36 m3/h,效率提高了5.65%,表明將魚體流線型輪廓結構和彎曲姿態用于多翼離心風機葉片設計是有效的。從增風增效的角度來看,仿魚形葉片設計可滿足實際產品應用的要求。

(2)通過對兩種類型風機進行的噪聲計算可知,對于原型風機,噪聲在低頻聲段和中頻聲段都有分布,而仿魚形葉片風機噪聲主要集中在中頻聲段范圍內,這說明原型風機和仿魚形葉片風機噪聲頻率分布規律不相同,采用仿魚形葉片的多翼離心風機在測點處噪聲平均值降低了2.78 dB。

(3)由于魚體表面具有流線型結構,采用仿魚形葉片實現了沿葉片表面較好的流速分布,改善了葉片表面的附面層的分離和發展,從而降低了葉道內的氣流阻力,改善了葉道內的渦流噪聲。同時,仿魚形葉片在尾緣形成的尾流射流降低了對蝸舌和蝸殼的沖擊強度,改善了蝸舌和蝸殼表面的聲壓脈動強度,有效降低了風機的氣動噪聲。