高速离心风机前缘倾斜叶片扩压器的降噪机理研究

李谦益杨睿，张伟宫武旗

（1.陕西省天然气股份有限公司；2.西安交通大学能源与动力工程学院）

高速离心风机前缘倾斜叶片扩压器的降噪机理研究

李谦益1杨睿1，2张伟2宫武旗2

（1.陕西省天然气股份有限公司；2.西安交通大学能源与动力工程学院）

采用噪声试验及定常和非定常数值模拟方法，研究了一高速离心风机前缘倾斜叶片扩压器的降噪机理。对比研究的两种叶片扩压器为前缘无倾斜和前缘有倾斜的圆弧叶片扩压器。通过研究离心风机叶片扩压器进口斜切对气流脉动压力的影响揭示其降噪机理。结果表明，所研究的150°前缘倾斜扩压器，既提高了风机性能，又有显著降噪效果。所研究高速离心风机，其离散频噪声占主导地位，集中在叶片通过频率及其二次谐波频率处。无倾斜的原始扩压器表面脉动压力主要特征是，波动幅值大，不同几何点之间基本同相位，脉动压力叠加效果显著，所以产生的气动噪声大。150°前缘倾斜扩压器，由于前缘倾斜切割，为叶轮盘侧出来的高速气流留出缓冲空间，在扩压器叶片前缘面上的气流冲击很快衰减，盘侧表面脉动压力幅值大大下降，这是其噪声降低的主要原因。前缘倾斜扩压器，由于前缘倾斜切割，各几何点之间的脉动压力存在相位差，所以叠加效果不明显，这是其气动噪声下降的次要原因。

离心风机；叶片扩压器；前缘倾斜；降噪；脉动压力；数值模拟

0 引言

离心风机的噪声主要是气动噪声，其叶轮与扩压器（或蜗舌）之间的强烈相互作用是气动噪声的重要来源之一[1]。对于有叶片扩压器的离心风机，叶轮与扩压器叶片之间的无叶过渡区是动静相干作用最强烈区域，这里产生的气动噪声极为复杂。Jeon等[2-3]的试验研究表明，有叶扩压器与无叶扩压器的离心风机噪声频谱存在较大不同。有叶扩压器的离心风机，其离散噪声中除了基频外，其二次至四次谐波处的声压级仍非常显著，甚至高于基频处的声压级。叶轮与叶片扩压器之间相干作用的主要方面是叶轮出口气流在下游扩压器叶片前缘面上的冲击效应，前缘几何形状对该冲击效应有着重要影响。因此，对有叶扩压器的离心风机，降噪方法之一就是寻求合适的扩压器叶片进口前缘几何形状，以降低由于叶轮与扩压器之间动静相干作用产生的噪声。

通过优化扩压器前缘几何形状来提高离心风机性能、降低其气动噪声的研究已有少量报导。Kenny[4]、Yoshinaga等[5]分别将前缘带凹槽，带三角形豁口的扩压器叶片应用于离心压缩机中，获得了高的性能，但未涉及对噪声的影响。Ohta[6-10]等将扩压器前缘自压力面向吸力面方向倾斜切割，使离心压缩机总噪声降低了14.2dB。这种改进主要是减少了叶轮出口气流在扩压器叶片前缘上冲击的接触面积，从而降低了叶片通过频率处的离散噪声；并且通过流场的数值模拟发现扩压器前缘的脱落涡尺寸减小以及湍流强度降低，从而也降低了其宽频噪声。但是，这种切割方式在变工况下的降噪效果不够理想，性能下降也显著。Murakami等[11]在离心风机低稠度扩压器前缘的叶根和叶顶处开槽，使得叶片通过频率处噪声下降了5dB，而风机气动性能没有明显下降。

对扩压器叶片前缘的改进，实践证明能较显著地降低风机气动噪声。由于噪声降低与气流脉动压力变化有着密切联系，所以，有必要对改进前后的扩压器表面脉动压力变化开展研究，并由此揭示叶轮机械气动噪声产生及降低的机理。本课题组以前开展了离心风机叶片扩压器进口倾斜角对风机气动性能及噪声影响的研究工作[12]，结果表明，在采用前缘倾斜叶片扩压器（ILEVD，inclined leading edge vaned diffuser）下，风机性能略有提高，且气动噪声降低效果明显。在设计工况附近，总噪声水平降低约4dB(A)，离散噪声降低约17dB(A)。然而，对倾斜叶片扩压器周围的流动特点，特别是前缘表面气流脉动压力的变化情况目前还不清楚，影响了对其降噪机理的认识。

本文采用试验与数值模拟相结合的方法对一高速离心风机开展研究，研究倾斜前缘与非前缘倾斜扩压器叶片表面的气流脉动压力变化情况，并揭示其与风机气动噪声变化之间的关系，由此探索研究前缘倾斜扩压器引起噪声降低的原因。

1 试验风机参数

表1 风机主要性能参数表Tab.1Main performace parameters of the test fan

所研究离心风机的主要性能参数范围如表1所示，叶轮与扩压器主要结构参数如表2所示。试验按照标准ISO 5801-2008进行，主要测量了风机转速、流量，全压升和噪声等参数。试验装置，测量方法和测试仪器系统描述见文献[12]。前缘倾斜扩压器是在原始扩压器基础上，对扩压器叶片前缘按一定角度切削而成。定义切削倾斜角θ为扩压器叶片前缘与轮盘面之间的夹角，如图1所示。图1(a)为原始扩压器叶片，无斜切，θ=90°；图1(b)为一倾斜扩压器叶片，斜切角θ=150°。

试验表明，倾斜扩压器在保持风机性能不降低的情况下，获得了较显著的降噪效果[13]。为了研究扩压器前缘斜切对扩压器叶片表面脉动压力变化的影响，本文选择原始扩压器和降噪效果最显著的θ=150°倾斜扩压器进行对比研究。

表2 风机主要结构参数表Tab.2Main structure parameters of the test fan

图1 扩压器叶片Fig.1Diffuser vane

2 试验结果

风机的流量系数φ、压升系数ψ和有用功Ne分别定义为

其中，Qv是风机进口体积流量；p0和p分别是风机进、出口静压；u2是叶轮边缘圆周速度。

图2给出了试验测试的风机压升系数和有用功随流量系数的变化曲线。效率曲线与有用功曲线变化趋势几乎完全一致，所以这里省略了效率曲线。对原始扩压器风机，有用功在设计工况φ=0.087下取得最大值，此工况点也为最高效率点。用150°倾斜扩压器叶片代替原始扩压器叶片后，有用功性能曲线和效率曲线均向大流量方向偏移，且数值增大。相对于原始扩压器风机，150°倾斜扩压器在设计流量φ=0.087下，风机的压力系数提高了约13.3%，大流量下提高更显著。

图2风机性能曲线Fig.2Fan performance curves

图3 为风机A声级总噪声声压级（Overall SPL）以及频调噪声声压级（Tonal SPL）随流量系数的变化曲线。频调噪声指在叶片通过频率(3.65kHz)及其谐波频率的噪声总和，计算公式为

其中，Li是在叶片通过频率及其谐波频率上的A计权声压级，i=1，2，3和4。

由图3可见，风机总噪声在设计流量下达到最小值，偏离该流量噪声会增加，而频调噪声随流量系数变化比较平坦。在φ=0.087处，150°倾斜扩压器比原始扩压器风机的总噪声降低了约4.0dB(A)，且频调噪声下降更大，约为17dB(A)。可见，前缘倾斜扩压器可以降低风机噪声。图4表示了原始扩压器和倾斜扩压器风机在设计流量下的A声压频谱。由图可见，150°倾斜扩压器风机的第1至第4阶频调噪声，与原始扩压器风机相比下降显著，噪声的连续谱也有显著下降。Ohta等[10-13]提出的从吸力面向压力面斜切的叶片扩压器，能有效降低风机噪声，但是，风机压升系数也有所下降，且工况范围缩小。本文研究的扩压器倾斜形式，既能提高风机性能，还能降低风机噪声。

图3 风机噪声的A声级Fig.3The A-sound pressure level of the fan noise

图4 风机A声级噪声频谱(φ=0.087)Fig.4The spectrum of the A-sound pressure level of the fan noise(φ=0.087)

3 数值计算方案

为分析扩压器前缘倾斜对风机内部流动的影响，采用数值方法研究离心风机内部定常及非定常三维流动问题。计算区域由叶轮和扩压器流道构成，先由叶轮进口轴向进气，然后由扩压器出口径向排入大气环境，没有蜗壳，计算区域如图5所示。

图5 结构化计算区域网格Fig.5Structured grid of computational domain

计算求解雷诺时均N-S方程组，采用S-A湍流模型。控制方程的空间离散采用有限体积法，选用具有二阶截差的中心差分格式对控制方程对流项和耗散项进行离散。采用四阶显式Runge－Kutta法实现时间推进求解。边界条件为：进口给定总压为大气压，沿转子轴向进气；出口给定质量流量静压。所有固体壁面假设为绝热条件，固体壁面流动满足无滑移条件。

计算网格采用高质量的结构化网格，如图5所示。数值试验表明，计算网格数为66万时，计算结果与网格的相关性已明显降低，基本达到了网格无关性要求。这时，叶轮单流道内网格数为34万，含叶轮进口前计算区域网格；扩压器单流道内网格数为32万，含扩压器叶片出口下游无叶区网格。边界层采用壁面函数法确定速度分布，最底层网格无量纲尺度为y+≈1～10。求解中，动静交界面进行数据信息动态传递。为加速求解过程的收敛性，采用了多重网格法、当地时间步长和隐式残差光顺法等。

首先进行定常计算，计算收敛后，以定常计算的收敛解作为初值进行非定常计算。非定常计算中，以一个叶轮叶片通过扩压器流道周期的1/90作为时间步长，即Δt=3.01×10-6s进行计算。以扩压器叶片前缘表面脉动压力作为监测参量，该监测点的脉动压力获得周期性时，非定常计算结束。

4 结果分析

将稳态数值模拟的风机性能结果表示在图2中，模拟结果与试验结果相比，静压升系数和内功率的变化趋势相似，但模拟结果的数值偏大。这是因为计算模拟中没有将泄漏损失、轮阻损失等因素考虑进去，而该风机流道狭窄，这些损失占比较大。此外，采用150°前缘倾斜扩压器叶片时，风机静压升系数和内功率在φ＞0.104的大流量范围均有显著提高。由于该风机的效率与内功率变化趋势一致，所以风机效率也有提高。

本文主要研究扩压器前缘倾斜对非定常脉动压力变化的影响，采用非定常数值模拟方法，通过对脉动压力时域和频域信号的分析来进行[14]。

4.1 扩压器叶片监测点脉动压力时域特征

图6(a)和图6(b)分别为原始扩压器和前缘倾斜扩压器的几何形状，图6(c)为扩压器叶片前缘切割前后的形状，均为矩形。为了监测前缘脉动压力，在原始扩压器和前缘倾斜扩压器的前缘面上，沿叶高方向均匀布置7个监测点，如图6(c)所示。以P1为参考零点，在盘侧面上，P1～P7各监测点的相对坐标z/b分别为0，0.159，0.329，0.505，0.676，0.848和1.0，这里b为扩压器流道宽度，z为轴向位置坐标。

图6扩压器叶片网格及监测点Fig.6Grid and monitoring points on diffuser

图7 (a)为原始扩压器在设计工况(φ=0.087)下，其扩压器叶片前缘面监测点P1～P7上静压在一个叶轮叶道通过周期内的变化过程。由图可见，原始扩压器的前缘静压脉动幅值在2 000～3 000Pa之间，盘侧幅值较大一些。点P1～P7上的静压在一个周期内变化趋势基本一致，相位基本同步，其相互叠加效果显著，会产生高的频调噪声。

图7扩压器前缘静压时域信号(φ=0.087)Fig.7Static pressure of diffuser leading edge in time domain(φ=0.087)

图7 (b)所示为150°前缘倾斜扩压器叶片上的静压变化过程，其脉动幅度在500～1 000Pa之间，相比于原始扩压器显著下降，这是最显著的变化特征，与噪声降低直接相关。此外，前缘面上各点压力的相位不同，这是因为扩压器前缘由于斜切割，使得前缘面不同监测点不再处于同一个半径位置上，这样叶轮出口气流冲击扩压器前缘面会产生时间差，表现为脉动压力出现相位差。有相位差的脉动压力波叠加效果较差，甚至会抵消掉一部分，这有助于降低频调噪声。这与离心风机中倾斜蜗舌降噪[13，15]机理类似，Kishokanna对离心风机流场的研究[16]也表明扩压器叶片前缘优化能够降低其压力脉动，以及叶轮与扩压器相互干涉的湍流强度等。

4.2 扩压器叶片监测点脉动压力主要频率分量特征

脉动压力时域信号经傅立叶分析，可以得到其功率谱密度，如图8所示。分析可见，监测点的频谱主要有基频BPF（Basic passing frequency）、2阶、3阶和4阶谐波共四个主要离散分量，其中BPF分量与2阶分量能量占主导地位。用150°倾斜扩压器代替原始扩压器时，这些离散分量幅值很快衰减。

为了更全面的反映扩压器前缘面上脉动压力频谱的变化特征，对前缘面上每一计算网格点的脉动压力均进行采集，然后进行傅里叶分析，获得各点的功率谱密度，将其绘制成前缘面功率谱密度分布图。图9为原始扩压器叶片前缘面上的脉动压力功率谱密度，其中图9(a)为脉动压力功率谱密度总和，图9(b)和图9(c)分别为脉动压力基频和二次谐波处的功率谱密度分布图。由图9可见，原始扩压器前缘面上脉动压力功率谱密度分布在轮盘侧显著高于轮盖侧，总和最大值2 200Pa2位于轮盘侧靠近吸力面一侧。各分量最大值与总和最大值分布位置类似。

图10为150°倾斜扩压器前缘面上的脉动压力功率谱密度分布图。由图可见，倾斜扩压器前缘面上脉动压力功率谱密度分布在轮盘侧大大低于原始扩压器的数值，谱密度总和的最大值600Pa2只有原始扩压器最大值2 200Pa2的27.3%。原始扩压器与前缘倾斜扩压器前缘面上压力脉动的变化趋势与图4中试验测试的噪声频谱变化结果完全吻合，也与试验测试的噪声水平降低相一致。

图8 监测点P4脉动压力的功率谱密度Fig.8PSDoffluctuatingpressureattheobservingpointP4

图9 原始扩压器前缘面上的脉动压力功率谱密度Fig.9PSD of fluctuating pressure on the leading edge of the original diffuser

扩压器叶片由于倾斜切割了靠近轮盘侧的前缘部分，这里产生了较大的径向间隙，因此从叶轮出来的高速气流在该区域经缓冲减速，且变得均匀，因此气流对扩压器的冲击有很大下降，扩压器内的流动也得到改善。Qin[17]的研究结果表明干涉作用是影响扩压器流道内压力波动的主要因素。前缘倾斜扩压器减轻了叶轮与扩压器之间的干涉，扩压器的前缘面上压力脉动下降明显。如果对扩压器流道内的其它压力面和吸力面上压力脉动进行分析，可以得到类似结论。另外，扩压器前缘面上还由于倾斜面产生的脉动压力相位差，也有助于其压力脉动进一步降低。可见，倾斜扩压器叶片由于进行了斜切割，使其叶片表面上的脉动压力功率谱密度大大下降了，对降噪产生较大贡献。

5 结论

本文就离心风机叶片扩压器进口斜切形状对噪声及气流脉动压力的影响机理进行了试验和数值模拟研究。研究的两种叶片扩压器为：进口无倾斜的圆弧叶片扩压器；进口有倾斜的圆弧叶片扩压器。在这两种扩压器下，对该风机进行了噪声试验、定常和非定常数值模拟研究。通过扩压器叶片前缘脉动压力的时域及频域分析，揭示了倾斜前缘的降噪机理。主要结论有：

1）所研究150°前缘倾斜扩压器，既提高了风机性能，拓宽了稳定工况范围，又有显著降噪效果。

2）所研究高速离心风机中离散频噪声占主导地位，主要集中在叶片通过频率及其二次谐波频率处。

3）无倾斜的原始扩压器表面脉动压力主要特征是，波动幅值大，不同几何点之间相位基本相同，脉动压力叠加效果显著，所以产生的气动噪声大。

4）150°前缘倾斜扩压器，由于前缘倾斜切割，为叶轮盘侧出来的高速气流留出缓冲空间，在扩压器叶片上的气流冲击大幅衰减，盘侧表面脉动压力波动幅值大大下降，这是噪声降低的主要原因。

5）150°前缘倾斜扩压器，由于前缘倾斜切割，各几何点之间的脉动压力存在相位差，叠加效果不明显，这是气动噪声下降的次要原因。

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Noise Reduction Mechanism of a Vaned Diffuser with Inclined Leading Edge in a High-speed Centrifugal Fan

Qian-yi Li1Rui Yang1,2Wei Zhang2Wu-qi Gong2
（1.Shaanxi Provincial Natural Gas Co.Ltd；2.School of Energy and Power Engineering,Xi’an Jiaotong University）

Noise measurements and steady and unsteady numerical simulations were performed to study the noise reduction mechanism of an inclined leading edge vaned diffuser(ILEVD)in a high-speed centrifugal fan.An arc vaned diffuser with and without inclined leading edge is studied to reveal the noise reduction mechanism.The inclined leading edge influences the fluctuating pressure on the diffuser vane.The results show that the 150 degree inclined diffuser cannot only improve the fan performance,but also has a significant noise reduction effect.For the high speed centrifugal fan,discrete frequency components dominate the noise spectra,which are mainly the blade passing frequency and the second harmonicfrequency.For the vaned diffuser without inclined leading edge,the amplitude of the pressure fluctuations on the leading edge of the diffuser is very large.Since the phase difference between various monitoring points on the leading edge is basically identical,the superposition effect of the fluctuating pressure is remarkable,such that the aerodynamic noise amplitude becomes large.For the diffuser with a 150 degree inclined leading edge,the inclined cut vane sets aside a buffer space for the high-speed airflow from the disk side impeller output,so the impingement of the airflow on the leading edge of the diffuser blade is attenuated,and the amplitude of the pressure fluctuations is strongly reduced.This is the main mechanism of the aerodynamic noise reduction.For the inclined leading edge vaned diffuser,a phase difference in the fluctuating pressure exists between various points on the leading edge,so that no superposition of pressure amplitudes occurs.which is the secondary mechanism for the noise reduction.

centrifugal fan，vaned diffuser，inclined leading edge，noise reduction，fluctuating pressure，numerical simulation

TH432；TK05

1006-8155-(2017)03-0054-07

A

10.16492/j.fjjs.2017.03.0010

2016-10-25陕西西安710016