不同进口角度面板对贯流风幕机内流与噪声特性的影响

2021-09-26诸永定丁炎炎尹国庆杨筱沛

流体机械 2021年8期

余星，王军，诸永定，丁炎炎，尹国庆，杨筱沛

（1.华中科技大学能源与动力工程学院，武汉 430074；.浙江省健康智慧厨房系统集成重点实验室，浙江宁波 315336）

0 引言

贯流风机作为一种通用机械广泛应用于家电行业，在倡导节能减排、提升人们生活质量的新形势下，开发低噪声的产品成为大势所趋。针对传统的贯流风机设计与优化，有许多相关研究。在进口流动影响研究方面，FUKUTOMI等［1］发现在贯流风机进口加装导流道能提高性能。消除气流进口的回流涡，影响内部涡流，达到提高出口风量，降低噪声的目的。RICKETTS［2-3］发明了一种旋转进口的贯流风机和一种V型进口的农用贯流风机，旋转进口的贯流风机提高了出口风量和压力，V型进口的农用贯流风机降低了噪声同时提高了出口风速。杨彤等［4］研究了贯流风机进出口角度的比值，研究发现存在一个较合理的比值范围，使得贯流风机的噪声降低。胡俊伟等［5］研究发现随着风机进口角度减小，进口流速增加，吸气能力提升，但同时随着进口角减小，进风面积也随之减小，从而出口风速降低。伍礼兵等［6］研究发现空调用贯流风机中，采用不同的换热器和进口面板，会影响贯流风机内的偏心涡位置和出口风速。在贯流风机数值模拟方面，邹建煌［7］的研究发现，在贯流风机的数值模拟中，对数值模型进出口角度长短大小的选取，当选取值在较好的范围时，模拟结果会比较准确。邵霖等［8］研究了贯流风机数值模拟过程中，采用不同的湍流模型对贯流风机数值模拟内流场的影响其不同。张师帅等［9］则利用CFD技术对空调用贯流风机噪声进行预测。

目前，贯流风机的设计依旧没有一个统一的理论方法，虽然空调贯流风机设计的经验方法，已经得到广泛的应用，但对传统贯流风机而言，空调用贯流风机的经验设计方法并不完全适用，而采用不同的进口面板来控制贯流角度，为贯流风机的噪声优化提供了一种参考。

1 研究对象

风幕机结构如图1所示，叶轮外径D为120 mm，内径d为82 mm；叶片数n为37，叶片为两段式圆弧叶片，叶轮节数为10节，采用交错配置，叶轮转速为1 300 r/min；风机出风口高度b为61 mm，出口导流板在高度1/2处，风机整个轴向长度为900 mm；进口面板开孔为长方形，长为40 mm、宽为5 mm，沿Y方向上长方形孔交错排布，交错排布距离为长方形长的一半即20 mm，相邻两行之孔间距离为2.5 mm，沿Z方向上，每个长方形孔之间距离为3 mm。

图1 风幕机结构Fig.1 Structure of air curtain machine

对4种不同进口面板（见表1）进行数值模拟与噪声试验，开孔位置示意如图2所示。依据图中所示的坐标系，以X轴为起点，X轴与进口面板开孔最上侧之间的夹角控制开孔的位置，进口面板开孔的最上侧与最下侧之间的夹角控制开孔的数量，通过以上角度来确定进口面板的开孔范围。

表1 面板参数Tab.1 Panel parameters

图2 开孔位置示意Fig.2 Schematic diagram of opening position

2 数值计算

利用FLUENT 15.0软件对贯流风机进行了三维数值模拟。贯流风机叶轮内部气流为三维黏性湍流流动。在研究中采用三维时均雷诺N-S方程，湍流模型为RNG k-ε模型，采用二阶迎风格式离散化，压力和速度耦合采用SIMPLEC算法。贯流风机转速相对较低，因此考虑气体为不可压缩，叶轮区域采用frame motion，叶轮转速为1 300 r/min，边界条件为压力进出口。计算残差值小于10-4，认为计算结果收敛。

网格分为6个区域，利用TurboGrid划分叶轮区域网格，icem划分其他区域的网格，其中叶轮和中心转轴区域采用结构网格划分方式，其他区域为非结构网格划分方式。经过网格无关性验证，选择总网格数约为1 100万的网格模型进行计算，各区域网格数见表2。网格模型如图3所示。

表2 网格参数Tab.2 Mesh parameters

图3 网格模型Fig.3 Mesh model

3 数值计算结果

3.1 数值方法验证

为验证计算模型的有效性，进行了原机试验。试验台布置及测量仪表遵循GB/T 7725—2004和GB/T 1236—2000，进口处为自由进口，出口处使用牵引风机提供背压。使用采用传感器测量流量、压力；使用电测法测量功率，重复性测量精度在±2%以内。测试中，通过不断改变牵引风机的功率来提供不同的出口背压，从而改变风机流量，得到各个工况点流量结果。性能试验台如图4所示。

图4 性能试验台Fig.4 Performance test rig

将数值模拟与实测结果进行对比分析，如图5所示，给出了叶轮转速为1 300 r/min时，风机流量随风机出口背压变化的曲线。由于模拟采用简化模型，因此试验与模拟存在一定误差。模拟时对风机轴向长度进行了简化，即取其中两节叶轮的通流区域作为计算区域。总体上流量压力性能曲线的趋势相似，最大相对误差约为6%，说明该模型的数值模拟有效。

图5 数值模拟方法验证Fig.5 Verification of numerical simulation

3.2 数值结果分析

取工作工况点（叶轮转速为1 300 r/min，进口表压为0 Pa，出口静压为0 Pa）作为设计工况，对改变进口面板开孔位置后的模型进行数值计算，在轴向上Z=35 mm处截取横截面，内流结构如图6所示。图6（a）示出原型机内流结构，在进口位置存在上下两个大型的回流涡结构，这是由整体结构设计所导致的。与对照组相比，模型A和模型B，由于进口上侧开孔上移，回流涡1向蜗壳内侧偏移，横方向上偏移-8 mm、纵轴方向上偏移10 mm，涡流范围减小。模型C，回流涡1向蜗壳内侧偏移尺度大，沿横轴方向上偏移-28 mm，沿纵轴方向上偏移17 mm，而涡流范围有明显的减小。

图6 Z=35 mm截面流线Fig.6 Streamline diagram of Z=35 mm section

模型A和模型C，由于进口下侧开孔上移，进口回流涡2流向叶轮方向偏移，沿纵轴方向上偏移13 mm，涡流范围增大。

相对于原型机、模型A和模型B内部偏心涡3位置无明显变化。模型C中，偏心涡3的位置在纵轴方向上偏移+3 mm，在横轴方向上偏移-3 mm，即偏心涡涡心朝远离蜗舌的方向移动，致使贯流区域减小、流量降低。

全压与流量结果见表3。通过数值模拟方法对比，在设计工况下（出口压力为大气压），3种方案较原型机全压变化分别为-2.6%，3.0%，-3.9%，流量变化-1.0%，1.5%，-2.8%，与风机内部进口涡流范围以及偏心涡位置变化一致。

表3 全压与流量结果Tab.3 Results of total pressure and flow rate

涡心处涡量值见表4。在回流涡1处，模型A涡量降低，而模型B和模型C在此处涡量升高。回流涡2处，模型A，B，C涡量降低，模型C处涡量降低明显。

表4 涡量结果Tab.4 Results of vorticity s-1

4 噪声试验结果

对以上4种进口结构风机进行噪声试验，采用了如图7所示的远场噪声频谱特性测量方式，麦克风对称分布在风机4个方向上，距离风机1 m的位置上，依据测得噪声频谱图，计算平均A声级噪声值。

图7 远场噪声测量示意Fig.7 Schematic diagram of far field noise measurement

对上述4种面板贯流风机进行了噪声试验测试，频谱如图8～11所示。贯流风机基频约为801 Hz。测量噪声呈现指向性特性，Mic#2，Mic#3，Mic#4测得远场噪声频谱图显示，噪声在基频处最高。风机两侧Mic#2，Mic#3噪声值相近，而在风机背侧Mic#4的噪声值相对两侧噪声值有较小的提高。在风机出口方向上的Mic#1，显示出不同的频谱特性，相对于其他3个方向，噪声值在风机进出口正方向上波峰段高出4～5 dB（A），并且出现了2个波峰段，30～200 Hz之间的小波峰和600～5 000 Hz之间的大波峰。

图8 原型机噪声频谱Fig.8 Noise spectrum of prototype

图9 模型A噪声频谱Fig.9 Noise spectrum of model A

Mic#1所测得4组试验噪声频谱图中，模型A和模型C在小波峰处噪声有明显降低，即在关闭进口面板下侧孔时，低频段30～200 Hz之间的噪声降低。数值模拟结果显示，模型A和模型C，回流涡2范围有一定程度增大，但是涡流强度减小，涡流区域流速降低，导致此处涡流噪声减小［10］，同时，由于涡流范围增大，导致流量降低，也会导致整体气动噪声减小。

在 Mic#1、Mic#2、Mic#3、Mic#4 所测频谱图中，模型A，B，C相对于原型机，在基频处噪声值均有降低。

4种面板风机整体噪声测量值见表5。