冀怡名，史佳偉，圣小珍，何遠(yuǎn)鵬，徐凡，陳力

(1. 西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都，610031；2. 上海工程技術(shù)大學(xué)城市軌道交通學(xué)院，上海，201620；3. 同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海，201804)

“十四五”規(guī)劃將推動(dòng)更高速度動(dòng)車組的研發(fā)，列車運(yùn)行速度的提高意味著動(dòng)車組上的牽引變壓器、牽引電機(jī)等設(shè)備需要以更高的負(fù)荷運(yùn)行。這些設(shè)備運(yùn)行時(shí)會(huì)產(chǎn)生大量的熱，如果這些熱量無法及時(shí)散去，就很可能損壞本身及周圍的設(shè)備，影響列車運(yùn)行的安全性[1]，為此，需要對(duì)發(fā)熱設(shè)備進(jìn)行散熱處理。其中，動(dòng)車組牽引變壓器的散熱一般通過安裝在車體下方的冷卻風(fēng)機(jī)來實(shí)現(xiàn)，但高速旋轉(zhuǎn)的風(fēng)機(jī)在發(fā)揮其冷卻作用的同時(shí)會(huì)產(chǎn)生很大的噪聲，因此，為了提升高速列車的NVH(noise, vibration, harshness)性能，有必要對(duì)牽引變壓器冷卻風(fēng)機(jī)的噪聲進(jìn)行控制。

動(dòng)車組牽引變壓器冷卻風(fēng)機(jī)屬于軸流風(fēng)機(jī)，其噪聲來源主要為氣動(dòng)噪聲。近年來，仿生學(xué)的發(fā)展為降低風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)噪聲提供了新的思路，常見的基于仿生學(xué)原理設(shè)計(jì)的降噪葉片有仿鸮類翅膀翼形的葉片[2]、仿貓頭鷹翅膀的鋸齒形葉片[3]及仿鳥類翅膀尖部的葉尖小翼結(jié)構(gòu)[4]等。此外，駝背鯨鰭肢前緣的波浪形結(jié)構(gòu)具有較好的動(dòng)力學(xué)性能和降噪特性[5-6]，因此，基于駝背鯨鰭肢前緣凸起的波浪形結(jié)構(gòu)的仿生設(shè)計(jì)也得到了國內(nèi)外研究人員廣泛關(guān)注。

FISH 等[7]對(duì)駝背鯨鰭肢前緣結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，由于駝背鯨靈活的機(jī)動(dòng)性和其龐大身軀的不匹配性，于是他們測(cè)量并繪制了不同的鰭肢截面形狀，通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)研究了鰭肢凸起結(jié)構(gòu)的流體動(dòng)力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)鰭肢凸起結(jié)構(gòu)可提升大迎角下翼型的升力，并延緩失速。此后，人們對(duì)波浪形結(jié)構(gòu)形葉片的氣動(dòng)特性和噪聲特性進(jìn)行了大量研究。MATHEWS等[8]對(duì)湍流翼型上的波浪形前緣結(jié)構(gòu)的降噪機(jī)理進(jìn)行了理論分析，并提出了波浪形前緣降低平板噪聲的理論模型；NARAYANAN 等[9]采取實(shí)驗(yàn)的方法研究了前緣鋸齒形對(duì)平板翼型寬頻噪聲的影響，發(fā)現(xiàn)鋸齒的幅值對(duì)噪聲的影響較大，波長對(duì)噪聲的影響較?。籆ORSINI 等[10]研究了正弦形波浪前緣的三維風(fēng)扇葉片的流動(dòng)機(jī)理，結(jié)果表明，正弦型前緣提高了風(fēng)扇失速后的升力恢復(fù)，在一定程度上還可以提高風(fēng)扇的效率；張照煌等[11]通過圖像處理技術(shù)獲取了座頭鯨胸鰭外形特征，并對(duì)比了座頭鯨胸鰭外形翼型與常規(guī)翼型的空氣動(dòng)力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)座頭鯨胸鰭外形翼型的升力系數(shù)和升阻比比常規(guī)翼型的高；程顥頤等[12]研究了翼型常規(guī)尾緣、波浪形前緣、鋸齒形尾緣的氣動(dòng)噪聲，發(fā)現(xiàn)波浪形前緣主要降低低頻段的噪聲，波浪形的波長越短，降噪效果越明顯。

綜上所述，目前對(duì)于波浪形前緣的研究大多集中于翼型設(shè)計(jì)上，對(duì)于將波浪形前緣結(jié)構(gòu)應(yīng)用于風(fēng)機(jī)葉片的研究還較少，具有波浪形前緣結(jié)構(gòu)的葉片對(duì)動(dòng)車組用軸流風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能和氣動(dòng)噪聲特性的影響尚不明確。

基于此，本文作者以某型動(dòng)車組牽引變壓器冷卻風(fēng)機(jī)為研究對(duì)象，采取仿駝背鯨鰭肢前緣凸起的波浪形結(jié)構(gòu)對(duì)其出風(fēng)口葉片進(jìn)行改形，設(shè)計(jì)3款不同的葉片前緣，通過數(shù)值模擬研究波浪形前緣葉片對(duì)牽引變壓器冷卻風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能和氣動(dòng)噪聲特性的影響，為波浪形前緣葉片在動(dòng)車組冷卻風(fēng)機(jī)上的工程應(yīng)用提供參考。

1 原型風(fēng)機(jī)模型及波浪形結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖1(a)所示為某公司設(shè)計(jì)和生產(chǎn)的動(dòng)車組用軸流冷卻風(fēng)機(jī)的實(shí)物圖，為了減小計(jì)算資源，在不影響計(jì)算精度的條件下，利用3D 模型設(shè)計(jì)軟件UG對(duì)該風(fēng)機(jī)的電機(jī)、支座、螺栓、圓角等進(jìn)行簡化處理，簡化模型如圖1(b)所示。表1所示為該風(fēng)機(jī)的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

圖1 動(dòng)車組軸流冷卻風(fēng)機(jī)模型Fig.1 Model of axial cooling fan for EMU

表1 冷卻風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of cooling fan

由文獻(xiàn)[13]知，要降低動(dòng)車組軸流冷卻風(fēng)機(jī)的噪聲，應(yīng)當(dāng)優(yōu)先考慮出風(fēng)口葉輪；張照煌等[11]指出，駝背鯨鰭肢前緣凸起結(jié)構(gòu)可擬合為正弦曲線。基于以上2點(diǎn)，參照下式對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)的出風(fēng)口葉輪葉片前緣進(jìn)行波浪形結(jié)構(gòu)改形：

式中：b為振幅，mm；λ為波長，mm。

共設(shè)計(jì)了3款葉片，如圖2所示。表2所示為3款波浪形前緣葉片的參數(shù)。

圖2 仿駝背鯨鰭肢前緣凸起的波浪形結(jié)構(gòu)葉片模型Fig.2 Wave structure blade model of humpback whale fin front protruding

表2 波浪形前緣葉片設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Design parameters of wavy leading edge blades

2 數(shù)值模擬方法及驗(yàn)證

2.1 計(jì)算域及網(wǎng)格劃分

將冷卻風(fēng)機(jī)的出風(fēng)口和進(jìn)風(fēng)口區(qū)域延伸成長直管道，以作為流體計(jì)算域，延伸長度分別為葉輪直徑的3倍和葉輪直徑的4倍，此時(shí)將計(jì)算域分為進(jìn)口、風(fēng)機(jī)、出口3個(gè)區(qū)域，如圖3所示。

圖3 冷卻風(fēng)機(jī)數(shù)值計(jì)算域Fig.3 Numerical calculation space of cooling fan

數(shù)值計(jì)算前需要對(duì)風(fēng)機(jī)流場(chǎng)的計(jì)算域進(jìn)行離散處理，利用STAR-CCM+軟件對(duì)3 個(gè)區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行劃分，網(wǎng)格類型為切割體網(wǎng)格，這樣可以在絕大部分區(qū)域生成正交性很好的六面體網(wǎng)格，利用較少的網(wǎng)格，實(shí)現(xiàn)與非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格等同的計(jì)算精度。為了實(shí)現(xiàn)相鄰區(qū)域界面之間的數(shù)據(jù)傳遞，還需要在各區(qū)域之間設(shè)置界面。本文作者還對(duì)動(dòng)、靜葉輪表面附近區(qū)域以及相鄰壁面附近區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理，表面網(wǎng)格長度為2.5 mm，并在各個(gè)固體表面生成了12 層邊界層網(wǎng)格，其中y=0截面的網(wǎng)格圖如圖4所示。

圖4 y=0截面的網(wǎng)格分布Fig.4 Grid distribution of y=0 section

式中：y為第一層網(wǎng)格高度，m；y+為反映垂直于壁面湍流情況的量綱一參數(shù)；ρ為流體密度，kg/m3，取值1.225 kg/m3；μ為動(dòng)力黏度，kg/(m·s)，本文取1.789 4×10-5kg/(m·s)；Uτ為估算速度，m/s；u為流動(dòng)特征速度，m/s，取葉片旋轉(zhuǎn)的最大速度，為43.70 m/s；L為特征長度，m，取葉輪的直徑0.568 m；U∞為來流速度，m/s，取葉片旋轉(zhuǎn)的最大速度43.70 m/s。

由式(2)計(jì)算得到第一層網(wǎng)格高度為0.01 mm，從而保證冷卻風(fēng)機(jī)表面的y+小于1，以達(dá)到大渦模擬和“緊致”聲源對(duì)網(wǎng)格的要求[14]。

圖5 所示為冷卻風(fēng)機(jī)的壁面y+，由圖5 可以看到：壁面y+均小于1。同時(shí)，根據(jù)x和z方向的第一層網(wǎng)格高度估算壁面x+和z+，最大值分別為123.67和118.65，網(wǎng)格分辨率滿足計(jì)算要求。

圖5 冷卻風(fēng)機(jī)壁面y+Fig.5 y+of cooling fan wall

2.2 流場(chǎng)和聲場(chǎng)的計(jì)算模型

利用商業(yè)軟件Ansys Fluent對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)的流場(chǎng)和氣動(dòng)噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬，首先對(duì)其進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，再將穩(wěn)態(tài)的計(jì)算結(jié)果作為初始值進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算，以加速收斂，減小計(jì)算時(shí)間。由于冷卻風(fēng)機(jī)的馬赫數(shù)為0.13(小于0.2)，屬于低速不可壓流動(dòng)，所以，選取壓力基求解器進(jìn)行求解；此外，冷卻風(fēng)機(jī)內(nèi)部流動(dòng)基本不會(huì)涉及流體溫度的改變，故模擬時(shí)能量方程處于關(guān)閉狀態(tài)。

以葉輪外徑為特征長度，可得冷卻風(fēng)機(jī)的雷諾數(shù)為1.699 25×106，屬于高雷諾數(shù)流動(dòng)，穩(wěn)態(tài)計(jì)算的湍流模型選擇RNGk-ε模型。進(jìn)口區(qū)的端面設(shè)置為壓力進(jìn)口邊界，為1.01×105Pa，出口區(qū)的端面設(shè)置為壓力出口邊界，為1.01×105Pa。

在穩(wěn)態(tài)計(jì)算中，動(dòng)葉輪葉片表面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面，其余表面設(shè)置為無滑移壁面邊界。進(jìn)風(fēng)口葉輪和出風(fēng)口葉輪的旋轉(zhuǎn)區(qū)域采用多運(yùn)動(dòng)參考系模型(MRF)，設(shè)定其旋轉(zhuǎn)軸的方向?yàn)?0，0，-1)，旋轉(zhuǎn)速度為1 470 r/min。求解方法選擇適用于穩(wěn)態(tài)計(jì)算且穩(wěn)定性較好的SIMPLEC 算法。由于網(wǎng)格是結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的組合，所以，梯度離散選擇精度高和計(jì)算資源低的Least Squares Cell Based 方法；壓力離散格式選擇標(biāo)準(zhǔn)格式，動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍流耗散方程均采取具有較小截?cái)嗾`差的二階迎風(fēng)格式，從而保證計(jì)算的精度。當(dāng)設(shè)置殘差值小于10-4時(shí)，計(jì)算便收斂。

瞬態(tài)計(jì)算的邊界條件與穩(wěn)態(tài)時(shí)的一致，進(jìn)風(fēng)口和出風(fēng)口葉輪區(qū)域采取滑移網(wǎng)格方法實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)，旋轉(zhuǎn)參數(shù)設(shè)置與穩(wěn)態(tài)的參數(shù)相同。時(shí)間離散為二階隱式，壓力速度耦合采取適用于瞬態(tài)計(jì)算的PISO 算法，壓力離散格式為二階迎風(fēng)格式，動(dòng)量離散格式為有界中心差分格式。瞬態(tài)模擬采用基于Smagorinsky-Lilly 亞格子應(yīng)力的大渦模擬(LES)模型。

通過監(jiān)測(cè)冷卻風(fēng)機(jī)的流量來判斷流場(chǎng)是否發(fā)展充分，待流場(chǎng)發(fā)展充分后開啟聲學(xué)計(jì)算，聲學(xué)計(jì)算時(shí)間取0.6 s，時(shí)間步長為0.000 1 s[13]，最大內(nèi)部迭代步數(shù)為20 步，根據(jù)奈奎斯特采樣定理，經(jīng)傅里葉變換可以得到的最大頻率為5 000 Hz。將大渦模擬得到的葉片表面壓力脈動(dòng)作為聲源激勵(lì)，結(jié)合FW-H 方程計(jì)算得到在轉(zhuǎn)軸上距離出風(fēng)口1 m監(jiān)測(cè)點(diǎn)(0，0，1.32)m處的聲壓時(shí)域信息，通過快速傅里葉變換得到冷卻風(fēng)機(jī)的噪聲頻譜。由于噪聲的波長遠(yuǎn)比冷卻風(fēng)機(jī)的特征長度長，因此，可不考慮葉片之間以及葉片與機(jī)殼之間的反射、折射和衍射[15]。

2.3 數(shù)值計(jì)算模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，參照GB/T 2888—2008“風(fēng)機(jī)和羅茨鼓風(fēng)機(jī)噪聲測(cè)量方法”[16]布置噪聲測(cè)點(diǎn)，對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)噪聲進(jìn)行試驗(yàn)，圖6所示為現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。因?yàn)樵囼?yàn)條件有限，無法在半消聲室進(jìn)行，本次試驗(yàn)在側(cè)墻裝有吸聲板的廠房進(jìn)行。風(fēng)機(jī)距離側(cè)墻的距離約為3 m。

圖7所示為在轉(zhuǎn)軸上距離出風(fēng)口1 m測(cè)點(diǎn)處(圖6中標(biāo)出)的頻譜對(duì)比圖，從圖7可以看出：冷卻風(fēng)機(jī)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)隨頻率呈先增加后降低的趨勢(shì)，測(cè)試結(jié)果與仿真結(jié)果整體一致性較好，噪聲的聲能量顯著頻段一致，但在一些頻段處噪聲存在差異，造成這種差異的原因有以下3點(diǎn)：1)受試驗(yàn)條件所限，實(shí)測(cè)噪聲存在地面及其他方向的反射所產(chǎn)生的噪聲；2)FW-H 方程僅考慮了偶極子噪聲，并未考慮流動(dòng)分離、湍流邊界層、渦旋脫落產(chǎn)生的隨機(jī)寬頻帶噪聲；3)噪聲預(yù)測(cè)模型未考慮風(fēng)機(jī)內(nèi)部的聲反射對(duì)噪聲的影響。

圖6 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)示意圖Fig.6 Diagram of field test

圖7 試驗(yàn)與預(yù)測(cè)的噪聲對(duì)比Fig.7 Comparison of noise between experiment and prediction

此外，該測(cè)點(diǎn)處的試驗(yàn)和預(yù)測(cè)采取A 計(jì)權(quán)的總聲壓級(jí)(0～5 000 Hz 范圍內(nèi))分別為98.3 dB 和93.7 dB，兩者差值為4.6 dB；風(fēng)機(jī)試驗(yàn)和預(yù)測(cè)的流量分別為165.0 m3/h 和170.3 m3/h，相對(duì)誤差為3.2%。

由以上分析可得，本文冷卻風(fēng)機(jī)的流場(chǎng)和聲場(chǎng)預(yù)測(cè)模型與試驗(yàn)一致性較高，相對(duì)誤差在允許范圍內(nèi)，可以指導(dǎo)工程應(yīng)用。

3 冷卻風(fēng)機(jī)數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 波浪形前緣結(jié)構(gòu)對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能的影響

設(shè)計(jì)仿生葉片的目的是降低冷卻風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)噪聲，但降噪不能以降低風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)性能為代價(jià)，故本文首先研究仿生葉片對(duì)風(fēng)機(jī)氣動(dòng)性能的影響。

表3所示為設(shè)計(jì)工況下4種模型氣動(dòng)性能(流量和冷卻效率)的計(jì)算結(jié)果，由表3 可得：對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)進(jìn)行波浪形前緣結(jié)構(gòu)改造后，風(fēng)機(jī)的流量和效率有所提高，氣動(dòng)性能得到改善，這也與駝背鯨良好的氣動(dòng)性能一致；其次，隨波浪形前緣結(jié)構(gòu)波長減小，冷卻風(fēng)機(jī)的效率逐漸增大。

表3 仿生葉片的氣動(dòng)性能的計(jì)算結(jié)果Table 3 Calculation results of aerodynamic performance of bionic blade

3.2 波浪形前緣結(jié)構(gòu)對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)流場(chǎng)的影響

冷卻風(fēng)機(jī)的流場(chǎng)特征可在一定程度上表征其氣動(dòng)噪聲特性，因此，本文首先對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)的流場(chǎng)進(jìn)行分析，主要研究4種模型葉片前緣的壓力分布、渦結(jié)構(gòu)分布以及葉頂泄漏渦的強(qiáng)度，明確波浪形前緣對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)流場(chǎng)特征的影響。

圖8所示為波浪形前緣葉片和原型葉片前緣處的壓力分布，同時(shí)給出了葉片前緣壓力的局部放大圖。冷卻風(fēng)機(jī)的葉片并不是直立葉片，而是扭轉(zhuǎn)了一定角度的扭轉(zhuǎn)葉片，故氣體流經(jīng)葉片的分流線不與葉片前緣重合，從而導(dǎo)致葉片壓力最大處并不出現(xiàn)在葉片前緣處，而是與前緣呈一定的角度分布。原型葉片的最大壓力近似呈直線分布，而波浪形前緣葉片的最大壓力近似沿直線間斷性分布，在靠近波峰處出現(xiàn)間斷，使葉片前緣處的壓差變小。與原模型相比，流經(jīng)前緣處的氣流較穩(wěn)定，不易引發(fā)渦旋，因此，波浪形前緣葉片具有較好的氣動(dòng)性能。

由圖8可知：原型葉片在前緣處的壓力梯度分布比較狹小，當(dāng)氣流經(jīng)過時(shí)會(huì)造成很大的壓力脈動(dòng)，從而更容易產(chǎn)生由于壓力脈動(dòng)造成的氣動(dòng)噪聲。波浪形前緣葉片的壓力梯度分布比較均勻，壓差平穩(wěn)過渡，且隨波浪形前緣結(jié)構(gòu)波長減小(模型A 的波長＞B 的波長＞C 的波長)，壓力梯度分布的均勻性更強(qiáng)，產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲更小。

圖8 葉片表面的壓力分布Fig.8 Pressure distribution on blade surface

渦聲理論揭示了氣動(dòng)噪聲來源于渦結(jié)構(gòu)的破碎和拉伸[17]，圖8所示為冷卻風(fēng)機(jī)葉片前緣處利用Q準(zhǔn)則等值面得到的渦結(jié)構(gòu)，Q的定義為

式中：Ωij和Sij分別為渦張量和應(yīng)變率張量；ui和uj為速度張量；xi和xj為位移張量；Q為正值時(shí)表示該區(qū)域的流體渦的旋轉(zhuǎn)作用比剪切作用大[18]。

圖9 所示為Q=108s-2(該Q的渦結(jié)構(gòu)等值面在前緣處較為明顯)的等值面分布。由圖9可以看到：4種模型在葉片前緣處的渦結(jié)構(gòu)比較突出，原型風(fēng)機(jī)的渦結(jié)構(gòu)在前緣處呈連續(xù)均勻的條狀分布，且渦的面積明顯比其余模型的大；波浪形前緣結(jié)構(gòu)的渦核分布呈現(xiàn)較強(qiáng)的不均勻性和不連續(xù)性，并具有一定的規(guī)律性：渦核分布在靠近波峰處出現(xiàn)間斷，與其他部位相比，波谷處的渦結(jié)構(gòu)比較突出。這是因?yàn)闅饬鹘?jīng)過波浪形前緣的特殊結(jié)構(gòu)時(shí)，來自兩側(cè)波峰的氣流匯集到波谷處發(fā)生碰撞，造成氣流在波谷處卷起形成渦核；對(duì)于葉片側(cè)面的渦核分布，波浪形前緣結(jié)構(gòu)葉片的渦較原模型的更小。

圖9 冷卻風(fēng)機(jī)葉片前緣處Q=108 s-2的渦結(jié)構(gòu)分布Fig.9 Vortex structure distribution of Q=108 s-2 at leading edge of cooling fan blade

以上分析表明，波浪形前緣結(jié)構(gòu)可以破壞原模型渦核的分布狀態(tài)，表現(xiàn)為波浪形前緣結(jié)構(gòu)的波長越小(模型A 的波長＞B 的波長＞C 的波長)，破壞性越強(qiáng)，破碎形成的小渦越多。

由于葉片在葉頂(上、下游)兩側(cè)存在壓差，故在葉頂處會(huì)形成泄漏流，隨后泄露流在葉片低壓一側(cè)卷起形成泄漏渦。當(dāng)泄漏渦向后擴(kuò)散并脫落時(shí)，會(huì)引起較大的渦流噪聲[19]。Q準(zhǔn)則法只能確定渦的位置和分布，無法表征渦的強(qiáng)度，INOUE等[20]提供了研究葉頂泄漏渦強(qiáng)度和擴(kuò)散路線的思路：葉頂泄漏渦的渦核處于一個(gè)低壓區(qū)，這個(gè)低壓區(qū)的壓力均比周圍區(qū)域的壓力低，低壓區(qū)的壓力越低代表葉頂泄漏渦的強(qiáng)度越大，同時(shí)，葉頂泄漏渦沿等壓線的波谷由低到高擴(kuò)散和脫落。

圖10所示為距離葉頂2 mm處的柱面內(nèi)壁面的局部壓力分布圖，圖中紅色虛線表征葉頂泄漏渦的擴(kuò)散路線。由圖10可以看出：4種葉片模型低壓區(qū)的壓力由高到低依次為模型C、模型B、模型A、原模型。

圖10 距離葉頂2 mm處的柱面內(nèi)壁面局部壓力分布圖Fig.10 Pressure distribution of cylinder 2 mm from blade tip

可以推斷，波浪形前緣結(jié)構(gòu)可以降低葉頂泄漏渦的強(qiáng)度，且隨波浪形前緣結(jié)構(gòu)波長的減小(模型A 的波長＞B 的波長＞C 的波長)，葉頂泄漏渦的強(qiáng)度降低。這也是波浪形前緣葉片提高軸流風(fēng)機(jī)效率的一個(gè)重要原因：軸流風(fēng)機(jī)的效率主要取決于流動(dòng)損失，而二次流損失在流動(dòng)損失中占據(jù)很大的比例，葉頂泄漏流是由于壓差的作用而形成與主流方向不一致的流動(dòng)，屬于二次流范疇，波浪形前緣可以降低葉頂泄漏渦(二次流)的強(qiáng)度，因此，可以提高冷卻風(fēng)機(jī)的效率。

其次，還可以看到模型A，B和C的渦核中心相對(duì)于原模型向尾緣處偏移，這是因?yàn)椴ɡ诵吻熬壐淖兞巳~片前緣的流動(dòng)狀態(tài)，隨氣流向尾緣處流動(dòng)，渦核中心也發(fā)生了偏移。從圖10 中的紅色虛線可以看到：波浪形結(jié)構(gòu)使葉頂泄漏渦的擴(kuò)散路線遠(yuǎn)離尾緣，這樣可避免泄漏渦與靠近尾緣的渦發(fā)生碰撞產(chǎn)生更加不穩(wěn)定的流動(dòng)。

3.3 波浪形前緣結(jié)構(gòu)對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)噪聲的影響

通過瞬態(tài)計(jì)算得到距離出風(fēng)口1 m處測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)頻譜圖，再根據(jù)頻譜圖計(jì)算得到該測(cè)點(diǎn)處的總聲壓級(jí)。圖11所示為4種模型噪聲測(cè)點(diǎn)的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)，由圖11可見：模型A，B和C相對(duì)于原模型的降噪量分別為2.1，3.5和4.5 dB。

圖11 測(cè)點(diǎn)(0，0，1.32)m處的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)Fig.11 A weighted total sound pressure level at measuring point(0,0,1.32)m

由圖11 可知：對(duì)出風(fēng)口葉片前緣波浪形結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造時(shí)，可以有效降低冷卻風(fēng)的氣動(dòng)噪聲，且波浪形前緣結(jié)構(gòu)的波長越小，降噪效果越好?？紤]到實(shí)際加工的可行性以及計(jì)算資源的有限性，本文并未對(duì)更小波長的波浪形結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究。

噪聲主要是表面壓力脈動(dòng)產(chǎn)生的，一般用表面壓力的變化率的偏導(dǎo)的均方根((?P/?t)RMS)表征壓力脈動(dòng)的強(qiáng)度，其定義為[21]

式中：N為采樣個(gè)數(shù)；?Pi/?t為第i個(gè)采樣點(diǎn)的壓力變化率，Pa/s；t為時(shí)間，s；Pi為第i個(gè)采樣點(diǎn)的壓力，Pa。通過聲壓對(duì)時(shí)間的偏導(dǎo)的均方根可以確定聲源位置及其強(qiáng)度。

圖12 和圖13 所示分別為4 種模型表面及其葉頂處的壓力變化率的偏導(dǎo)均方根分布云圖，圖中紅色箭頭代表旋轉(zhuǎn)方向，由圖12 和圖13 可以看到：出風(fēng)口葉片的聲源分布主要集中在葉片前緣、后緣、葉頂處。葉片前緣處的氣流沖擊、葉頂處的泄漏流以及葉片尾緣渦[19]的存在，使葉片局部產(chǎn)生不均勻流動(dòng)，誘發(fā)了較大的壓力脈動(dòng)，因此，這些部分是主要的噪聲源。其次，原模型在葉片前緣處和葉頂處的脈動(dòng)強(qiáng)度最高，在波浪形前緣結(jié)構(gòu)葉片模型中，隨波長減小(模型A的波長＞B的波長＞C的波長)，葉片前緣處和葉頂處的壓力脈動(dòng)強(qiáng)度逐漸減??；波浪形結(jié)構(gòu)還降低了尾緣處的脈動(dòng)強(qiáng)度。

圖12 出風(fēng)口表面聲壓對(duì)時(shí)間偏導(dǎo)的均方根云圖Fig.12 RMS of sound pressure on surface of air outlet

圖13 葉頂表面聲壓對(duì)時(shí)間偏導(dǎo)的均方根云圖Fig.13 RMS of sound pressure on tip surface of fan

結(jié)合3.1節(jié)的流場(chǎng)分析，波浪形前緣結(jié)構(gòu)破壞了前緣處的渦結(jié)構(gòu)，使前緣處的壓力梯度相對(duì)原模型較均勻，因此具有更小的壓力脈動(dòng)強(qiáng)度；波浪形前緣結(jié)構(gòu)還降低了葉頂處泄漏流的強(qiáng)度，改變了其擴(kuò)散路徑，從而使冷卻風(fēng)機(jī)葉頂附近的流動(dòng)相對(duì)于原模型變得更穩(wěn)定，最終降低了葉頂處的聲源強(qiáng)度。對(duì)于波浪形結(jié)構(gòu)降低了尾緣處的壓力脈動(dòng)強(qiáng)度，這是因?yàn)樾D(zhuǎn)作用的存在，使部分氣流從上一個(gè)葉片前緣一側(cè)直接作用在下一個(gè)葉片后緣一側(cè)，波浪形前緣結(jié)構(gòu)改善了前緣一側(cè)的流動(dòng)狀態(tài)，間接影響了后緣一側(cè)的流動(dòng)，從而降低了后緣一側(cè)的壓力脈動(dòng)強(qiáng)度。

下面分析波浪形前緣結(jié)構(gòu)對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲的影響。為了避免譜泄漏對(duì)噪聲信號(hào)頻譜圖的影響，將數(shù)值計(jì)算得到的遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲時(shí)域信號(hào)分3段后再對(duì)其進(jìn)行加窗處理，此處的窗函數(shù)采取漢寧窗函數(shù)，重疊率為50%，然后對(duì)信號(hào)進(jìn)行FFT變換得到噪聲信號(hào)的頻譜圖。在原模型和波浪形前緣結(jié)構(gòu)模型的頻譜圖中，超過2 500 Hz頻段的聲壓級(jí)差別很小，因此，圖14僅給出了0～2 500 Hz范圍內(nèi)噪聲測(cè)點(diǎn)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)頻譜圖。

圖14 測(cè)點(diǎn)(0，0，1.32)m處的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)頻譜圖Fig.14 Spectra of A-weighted sound pressure level at measuring points(0,0,1.32)m

由圖14 可以看出：冷卻風(fēng)機(jī)的噪聲屬于寬頻噪聲，且存在與進(jìn)風(fēng)口和出風(fēng)口葉片數(shù)及轉(zhuǎn)速相關(guān)的離散噪聲(各階葉片通過噪聲)；波浪形前緣結(jié)構(gòu)可以降低冷卻風(fēng)機(jī)的離散噪聲和寬頻帶噪聲，且對(duì)寬頻帶噪聲的降噪效果更好。離散噪聲降低表明了風(fēng)機(jī)內(nèi)部氣流的不穩(wěn)定性有所提高，而寬頻帶噪聲的降低表明由于風(fēng)機(jī)表面邊界層分離以及旋渦脫落所造成的壓力脈動(dòng)有所降低。結(jié)合渦聲理論可以得到，波浪形前緣結(jié)構(gòu)通過破壞前緣渦結(jié)構(gòu)和抑制葉頂泄露流的強(qiáng)度，降低動(dòng)車組軸流冷卻風(fēng)機(jī)的寬頻噪聲。

模型A，B和C降低寬頻帶的主要范圍分別為1 000～2 500，500～2 500 和500～2 500 Hz；模型A，B 和C 在1 000～2 500 Hz 的降噪水平無明顯差異，在500～1 000 Hz 范圍的降噪量存在明顯區(qū)別：隨著波長減小，在500～1 000 Hz 范圍內(nèi)的降噪量逐漸增加。從圖12 和圖13 可知，模型A，B 和C 的聲源強(qiáng)度的區(qū)別主要體現(xiàn)在葉片前緣處，葉頂處及后緣處的聲源強(qiáng)度差別較小。因此可以推出：因氣流沖擊葉片前緣所造成的噪聲主要集中在500～1 000 Hz范圍內(nèi)。

圖15所示為冷卻風(fēng)機(jī)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)的1/3倍頻程頻譜圖。

圖15 冷卻風(fēng)機(jī)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)的1/3倍頻程頻譜圖Fig.15 1/3 octave spectrum of A-weighted sound pressure level of cooling fan

由圖15 可以看出：該風(fēng)機(jī)噪聲的聲能量主要集中在31～5 000 Hz 頻段內(nèi)，在40～630 Hz 范圍內(nèi)聲壓級(jí)隨頻率增大而顯著增加，峰值出現(xiàn)在中心頻率為630 Hz 處；波浪形前緣結(jié)構(gòu)主要降低了500～2 500 Hz 頻段內(nèi)的噪聲；在1 250～2 500 Hz 頻段內(nèi)，模型A，B 和C 的降噪量大致相同，為4～8 dB；模型A，B 和C 在500～1 000 Hz 頻段內(nèi)的1/3 倍頻程頻譜圖差異比較明顯，其中，C 模型的降噪量最大，約為4.5 dB，其次是B模型，降噪量約為3 dB；A模型的降噪量最小，約為1 dB。

4 結(jié)論

1)波浪形前緣結(jié)構(gòu)可提高原風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)性能，提高風(fēng)機(jī)的流量和效率。

2)相對(duì)于原型風(fēng)機(jī)來說，波浪形前緣結(jié)構(gòu)對(duì)冷卻風(fēng)機(jī)流場(chǎng)的影響主要體現(xiàn)在3方面：波浪形前緣結(jié)構(gòu)改變了葉片前緣處的壓力梯度分布；波浪形前緣結(jié)構(gòu)破壞了渦核的分布狀態(tài)；波浪形前緣結(jié)構(gòu)影響了葉頂泄漏流的強(qiáng)度和擴(kuò)散路徑。表現(xiàn)為波浪形前緣結(jié)構(gòu)的波長越小，葉片前緣處的壓力梯度分布越均勻，破碎形成的小渦越多，葉頂泄漏流的強(qiáng)度越小。

3)波浪形前緣結(jié)構(gòu)通過破壞前緣處的渦結(jié)構(gòu)、降低葉頂泄漏流的強(qiáng)度，從而降低了冷卻風(fēng)機(jī)的寬頻噪聲。本文設(shè)計(jì)3種葉片較原型葉片最大降噪量可達(dá)4.5 dB。