采用流场分析对离心风机的噪声控制

Vol35No.1Feb.2015噪声与振动控制NOISEANDVIBRATIONCONTROL第35卷第1期2015年2月文章编号：1006-1355(2015)01-0104-06采用流场分析对离心风机的噪声控制赵云龙，车驰东（上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院，海洋工程国家重点实验室，上海200240）摘要：为了降低离心风机的噪声，以某径向叶片离心风机为对象，利用Fluent软件对其内部流场与压力场进行了建模与计算，通过对计算结果的频域分析，确定了蜗舌为主要噪声源。对蜗舌结构进行了改进并重新计算。对比前后的计算结果，显示了改进后的风机在蜗舌及出口处的A计权声压级比原型机分别降低了6.1dB和1.9dB。由此证实，通过改变蜗舌间隙和倾角参数能有效降低离心风机的噪声源强度。关键词：声学；离心风机；蜗舌；流场中图分类号：TB132；O422.6文献标识码：ADOI编码：10.3969/j.issn.1006-1335.2015.01.021NoiseControlofaCentrifugalFanBasedonFluentSimulationZHAOYun-long,CHEChi-dong(StateKeyLaboratoryofOceanEngineering,SchoolofNavalArchitecture,Ocean&CivilEngineering,ShanghaiJiaotongUniversity,Shanghai200240,China)Abstract:InternalflowfieldandpressurefieldofacentrifugalfanwassimulatedbymeansofFluentsoftware.Thewormtonguewasfoundtobethemainnoisesourcethroughspectralanalysis.Accordingtothenumericalsimulationresults,thetonguestructurewasimprovedandre-simulated.TheresultshowsthattheA-weightedsoundpressurelevelsofthenoiseatthewormtongueandtheoutletdecreaseby6.1dBand1.9dBrespectivelyaftertheimprovement.Changingtheclearancebetweenthetongueandthebladetipandtheinclinationangleofthetonguecaneffectivelyreducethenoiseofthecentrifu-galfan.Keywords:acoustics;centrifugalfan;wormtongue;flowfield近年来，随着船员与乘客对船上工作及生活环境要求的不断提高，IMO也开始逐步提高对舱室空气噪声的标准。2012年11月，IMO批准了《船上噪声等级规则》修订草案，船上各舱室的噪声级标准在原有A468(XII)的基础上降低了5dB～10dB。离心风机是船上广泛应用的设备，也是通风系统的主要噪声源。根据船舶舱室噪声控制的一般准则，从源头开始控制噪声是最有效的方法。因此，降低设备的源强度成为技术人员的首要任务。离心风机的气动噪声主要分为离散噪声和涡流噪声，离散噪声是由于离心风机蜗壳内的空气随叶轮转动时，形成周期性的冲击力，作用在机壳上而产收稿日期：2014－06－09作者简介：赵云龙(1990－)，男，河北廊坊人，硕士生，主要研究方向为结构振动与噪声。E-mail:821152674@99com通讯作者：车驰东，男，硕士导师。E-mail:[e-mail]生的。涡流噪声是由于叶轮高速旋转时，气流流经叶片发生边界层分离，形成一系列的涡并脱离而产生的[1]。目前，在离心风机噪声源的控制上较为有效的方法主要有：倾斜蜗舌，改变叶轮形式，优化叶片参数，改变蜗壳尺寸等。Sandra[2]、张胜利[3]等采用实测分析的方法，研究了蜗舌形状、蜗壳尺寸对离心风机噪声的影响。Tengen等[4]对离心风机的叶片形状进行了优化设计，降低了离心风机的噪声。付双成[5]等对蜗舌间隙和蜗舌曲率进行了优化，初步运用了倾斜蜗舌。师铜墙等[6]采用数值模拟与实测分析结合的方法，研究了串列叶片对离心风机噪声的影响。张力等[7]采用数值模拟的方法，研究了叶片数量和安装角对风机流场的影响。马健峰等[8-9]研究了不等距布置叶片对离心风机噪声的影响。总体来说，目前我国对于离心风机降噪的研究主要还是基于实测分析，而且在研究过程中往往没有确定风机的主要噪声源，使得离心风机的改进缺乏针对性，第1期降噪效果不是很理想。本文借鉴国内外相关研究成果，采用Fluent软件模拟离心风机内部非定常流场，然后采用流场分析和频域分析[10]相结合的方法，确定了风机的主要噪声源，并对其进行改进，最终达到降噪的目的。1基本理论对于离心风机内部三维非定常流动，采用FW-H方程作为噪声计算的声学基本控制方程。假设f（x，t）=0为控制体表面函数，其中x为非扰动介质的空间坐标，t为时间。假设f0为在控制面外部，f0为在控制面内部，则得到可渗透控制面的FW-H方程[11]。(1c20∂2∂t2-∇2)p(x,t)=∂∂t[Qδ(f)]-∂∂xi[Fiδ(f)]+∂2∂xi∂xj[TijH(f)]（1）式中Q为单极子源项，Fi为偶极子源项，Tij为四极子源项，其表达式分别为：Q=()ρ0vi+ρ()ui-vi∂f∂xi（2）Fi=()Pij+ρui()uj-vj∂f∂xj（3）Tij=Pij+ρuiuj-c20ρ′δij（4）ρ和ui分别为流体的密度和速度；vi为控制面的速度；Pij为应力张量；f为控制面函数；c0为声速；δij为Kronecker符号；上标“’”表示扰动量；下标“0”表示未扰动量；下标“n”表示在控制面外法向方向上的投影；δ()f表示Dirac函数；H（f）表示Heaviside函数。本文中离心风机内部流动属于低亚音速不可压缩流动，当声源区包含在声源面内时，单极子和四极子声源对声场的贡献可以忽略[9,12].根据Farasset1A公式，可以推导出忽略单极子源项和四极子源项的FW-H方程时域的解：4πp(x,t)=1c0∫f=0éëêêùûúú1R(1-MR)2∂(FiRi)∂tdS+1c0∫f=0éëêêêêùûúúúúFiRi{}R∂MR/∂t+c0()MR-M2R2()1-MR3dS+∫f=0éëêêùûúúFiRi-FiMiR(1-MR)2dS（5）式中Mi=vic0,MR=xi-yiRMi,∂MR∂t=xi-yiR∂Mi∂t（6）其中xi为观察点坐标，yi为声源坐标，R为声源到观察点的距离，t为接收时间，MR为声源在声传播方向上的运动马赫数，方括号表示积分时方括号内的量是相应延迟时间τ时的值，τ=t-R/c0。2基于Fluent的数值计算2.1计算模型及参数测定计算模型采用4ZTL-1800联收机风机，风机参数如表1所示，设计转速n=2000r/min，风机的几何结构如图1所示。表1风机参数结构名称叶轮内径D1叶轮外径D2蜗壳宽度B出风口长度L蜗舌圆弧半径R1蜗舌倾角θ1蜗舌间隙t1结构参数330mm420mm152mm255mm6.6mm25°29mm图1风机结构及观察点布置采用Fluent软件计算风机内部的非定常流动来获取流场信息，采用有限体积法对计算区域进行离散。由于风机叶轮和蜗壳的间隙不大，可将模型进行简化，将叶轮和蜗壳视为轴向等长。计算区域采用贴体网格，由于风机内部结构复杂，故采用多块网格生成方法生成高质量的网格，并在蜗舌附近以及叶轮内部进行网格加密，如图2所示。为验证网格无关性，建立整体模型进行粗略计算，观测点布置如图1所示，观测点A2、B2、C2、D2处的风压波动幅值与网格数量的关系如表2所示。由表2可知，当网格数量从30万增加至90万时，随着网格数量的增加，观测点的风压波动幅值变化很小，因此可认为30万的网格已达到网格无关。本文中模型总的网格数量为312225个，其中进气部分56500采用流场分析对离心风机的噪声控制105第35卷噪声与振动控制个，叶轮部分112800个，蜗壳部分142925个。网格最大边长为s=6.83mm，小于声波波长最小值的四分之一（计算频率最大为3000Hz），故认为网格尺度以足够精确。表2不同网格数观测点风压脉动幅值计算结果网格数15000300006000090000A21658152515011486B21089991974962C21153106110431030D21148103310171007非定常计算的控制方程采用三维雷诺守恒型N-S方程；湍流模型采用标准k-ε模型[13–15]；近壁面采用标准壁面函数，机壳表面42.4y254。由于风机内部流动马赫数很低，认为气体不可压缩且粘性系数为常数。采用SIMPLE算法求解速度和压力的耦合。由于风机内空气随叶轮做周期性运动，所以时间步长确定为：Δt=60nKZ（7）式中n为叶轮转速，n=2000r/min；Z为叶片数，Z=6；K为一个非定常计算周期的时间步数，K=30。计算得到时间步长为Δt=1.67×10-4s图2风机计算网格模型计算过程中采用滑移网格流场整体求解技术；给定进口速度边界条件，且假定进口速度均匀分布；给定蜗壳出口压力边界为标准大气压；壁面采用无滑移条件[9,10]；计算工况下进口体积流量约为Q=20m3/min。2.2计算结果及分析2.2.1流场分析图3和图4分别给出了风机内部z=76mm截面的流场情况和压场情况。图3速度矢量图由图3可以看出，叶片处的气流速度和速度梯度明显大于其他区域，使得气流对叶片产生较强的冲击力。蜗舌处气体流速相对于叶片较小，但速度梯度与叶片处相差不大，速度的急剧变化导致蜗舌受到强烈的冲击力，容易产生噪声。图3还可以看出，蜗舌附近的叶片气流比较紊乱，出现了漩涡，这些漩涡会引起噪声。图4压力分布云图由图4可见，风机内部风压沿径向增大，蜗舌与叶片附近压力分布很不均匀，且风压梯度较大，导致作用在蜗舌与叶片上的冲击力远大于其他区域，易产生噪声。2.2.2频域分析为了进一步确定风机的主要噪声源，在风机蜗舌和叶片处布置观测点如图1所示。图5给出了各个观察点的风压波动随时间的变化情况。对风压做FFT，由于可听声范围为20Hz～20kHz，所以只考虑20Hz以上部分，得到部分观测点脉动量的频谱曲线如图6所示。观察点B1、B2的风压脉动在频谱上表现出了明显的离散频谱特征，且峰值在基频200Hz处，所以叶片处产生的噪声主要是离散噪声。观察点A1、A2的风压脉动在f=72.6Hz处达到峰值，改变风机转速时，该峰值对应的频率会随转速的106第1期改变而改变，如表3所示，表明此处的峰值主要是由于涡脱引起的。对不同点的峰值进行比较，发现蜗舌顶点A2处的峰值最大，其两侧的观察点的峰值也大于叶片处观察点的峰值，但是叶片与蜗舌处观察点的峰值最大仅差35.6%。综上述，蜗舌是该风机的主要噪声源，叶片也是该风机不可忽视的噪声源。表3观察点A1、A2风压脉动达到峰值的频率风机转速1500r/min2000r/min2500r/min3000r/min风压脉动达到峰值的频率62.8Hz72.6Hz83.7Hz104.7Hz图5各观察点的风压波动随时间变化图6各观察点的风压频谱采用流场分析对离心风机的噪声控制107第35卷噪声与振动控制3离心风机的改进与数值验证3.1风机改进方案由于蜗舌是风机的主要噪声源，且蜗舌的改动成本较低，对离心风机其他性能的影响较小，所以本文通过改变蜗舌间隙和蜗舌倾角的方法对离心风机的蜗舌进行改进。经多次试验后，得到最理想的改进结果如图7所示。改进型风机蜗舌圆弧半径R2=25mm，蜗舌倾角θ2=18°，蜗舌间隙t2=33mm.图7改进型风机