两级轴流风机动叶-导叶周向不等距分布组合降噪

发布日期：2026-09-28浏览次数：

1 几何模型与数值模拟方法

1.1 几何模型

本文以一台叶片周向均匀分布的FBS-No8.0型矿用两级轴流式局部通风机(以下简称原风机)为研究对象，其主要参数见表1，几何模型见图1。

1.2 数值模拟方法与边界条件

首先选用Realizable k-ε湍流模型对风机内部三维全流场进行定常流动数值模拟，压力-速度耦合采用SIMPLEC算法。给定质量入口和自由出流条件。然后，以定常流动的数值模拟结果作为初场，采用LES (Large Eddy Simulation)方法和WALE亚格子模型进行非定常流动数值模拟。

表1轴流风机的主要参数

图1风机全流道几何模型

时间步长为Δt=6.25×10-5s，根据Nyquist采样定理，经FFT (Fast Fourier Transform)处理后得到的最高频率fmax=8 000 Hz。经计算，动叶旋转一周需计算320步。为避免初场的影响，设定总计算步数为640步，选取第二个旋转周期进行数据分析。在风机进出口截面及内部区域设置若干个监测点(见图1)，引入FW-H (Ffowcs Williams-Hawkings)声学模型进行模拟，获得声压频谱特征。

1.3 网格无关性验证

对于风机内部全流道模型的计算域采用ICEM进行网格划分，因风机三维几何模型结构复杂，故采用适应性强的非结构化四面体网格并进行局部加密。为了在保证模拟精度同时节约计算资源，进行网格无关性验证(如图2所示)，由此确定本文数值模拟中采用的总网格数约为850万。

图2网格无关性验证

2 叶片周向不等距方案与动平衡验证

2.1 叶片周向不等距方案

风机两级动叶与导叶的周向不等距分布方式均采用Ewald等提出的正弦调制法，即基于公式：

式中：φn与φ′n分别为叶片周向等距与不等距分布叶轮第n个叶片的角坐标；A表示最大调制角位移；N为调制量的循环次数，当N≥2时实现自然平衡。

本文重点考察风机两级动叶与导叶周向不等距分布的以下4种组合方案：前级动叶+前级导叶(R1+S1)、后级动叶+后级导叶(R2+S2)、前级动叶+后级导叶(R1+S2)和后级动叶+前级导叶(R2+S1)。要求对动叶采取周向不等距分布时，相对变化值应小于20%，即AR<2π/12×20%≈0.104 7，故对动叶取AR=0.05；因导叶固定不动且无特殊约束条件，故对导叶取AS=0.25；动叶与导叶的调制量循环次数均取N=2。动叶、导叶周向均匀分布(AR,AS=0)与不等距分布的周向角如表2所示。为便于列表，表中的周向角仅保留小数点后2位，实际计算中为保证精度，均至少保留小数点后6位。

表2动叶、导叶各叶片周向角/(°)

2.2 动叶轮动平衡验证

为确保动叶轮的动平衡，首先进行动平衡验证。叶片周向不等距分布后各叶片质心仍位于同一旋转平面，且位置矢量与离心力方向仍都沿径向且共线，所以每个叶片的离心力矩自然为0，总力矩也为0。因此仅需验证离心力矢量和为0，即可验证动叶轮满足动平衡。

风机动叶片数为12，取N=2,A=0.1，在Solidworks中完成建模后，分别设定叶片、轮毂和轮盘的材质，通过设计运动算例进行离心力矢量和的验证。根据运动算例可测定旋转轴上离心力矢量和的反作用力是否为0，从而验证动叶轮的动平衡。动叶轮转速为3 000 r/min，则0.5 s旋转25圈，模拟结果如图3所示。初始反作用力仅为2.7 N，之后迅速减小为0，加之总力矩自然为0，则可认定动叶轮满足动平衡。

图3反作用力随时间的变化

随着A的增大，叶轮的不均匀分布特征更加明显。当AR=0.1时满足动平衡，则叶轮在0.1≥AR≥0且N=2时也应满足动平衡。验证结果表明，依据正弦调制法采取合理的叶片周向不等距分布，风机动叶轮可以保持动平衡。

3 模拟结果分析

3.1 气动性能分析

由图4中的对比可知，虽然与原风机相比，R1+S2方案的风机气动性能略有提高，R2+S1方案的气动性能略有下降，但总体上4种方案的风机气动性能均无显著变化。可见，根据正弦调制法，实施合理的动叶-导叶周向非均匀分布组合方案，对矿用两级轴流风机气动性能的影响并不明显。

图4风机气动性能对比

3.2 噪声特性分析

为了分析动叶-导叶周向不等距分布组合对风机噪声特性的影响，分别在风机流道内的集流器入口截面、前级动叶出口截面、前级导叶出口截面、后级动叶出口截面、后级导叶出口截面和扩散器出口截面的60%叶高处，设置了如图1所示的6个噪声监测点。对应于4种方案各监测点处的降噪量如图5所示。

图5各组合方案降噪量对比

由图5可知，R1+S1方案与R1+S2方案具有较为明显的降噪效果，与原风机相比，两种方案在监测点5处的降噪量分别为1.357 dB与2.443 dB,R1+S2方案在监测点1处的降噪量为1.082 dB。总体而言，R1+S2方案的降噪效果要优于R1+S1方案，且在4种方案中降噪效果最优。对比发现，将前级动叶与两级导叶分别进行周向不等距分布组合，均可实现风机降噪。对于R1+S1方案，虽然后级动叶和导叶均未进行周向不等距分布处理，但在监测点4、5、6处却具有与R1+S2方案相同的降噪趋势。

在矿用两级轴流风机中，离散噪声主要由动叶周期性作用于气流所产生。对动叶实施周向不等距分布，能直接从源头上削弱这种周期性的气动作用，减少离散噪声。如图6所示，R1+S1与R1+S2方案的前级动叶压力面静压分布均发生调制，且表面静压分布仅有细微差别，这说明是否对前级导叶进行处理，对上游前级动叶影响较小。而前级动叶周向不等距分布产生的非均匀尾迹流，能有效打破下游流动的周期性，从而显著提高风机的整体降噪效果。

如图7所示，虽然未对R1+S1方案的后级导叶进行不等距处理，但其尾缘处的静压分布与原风机相比同样发生了调制。而R2+S1与R2+S2方案因均未对前级动叶进行处理，导致其产生的周期性气流脉动沿流道从上游向下游传播，对后级叶片的不等距降噪作用产生了一定程度的抑制，削弱了降噪效果。

为进一步验证上述论证的正确性，仅对前级动叶(R1)实施周向不等距分布，并与R1+S1与R1+S2方案进行降噪效果对比，3种方案的降噪量如图8所示。由图可知，R1方案在各监测点处的降噪效果与R1+S2方案相近，仅监测点5处的降噪量较R1+S2方案出现了明显降低，但略高于R1+S1方案，这不仅验证了相关论证，也说明了R1+S2方案较R1方案在降噪效果方面的确有所提高。

图6前级动叶压力面静压分布

图7后级导叶尾缘处截面静压分布

图8 3种方案降噪量对比

为了更详细地分析R1+S1方案与R1+S2方案对风机噪声特性的影响，选取监测点1、2和5进行噪声频谱分析。图9至图11分别为在不同监测点处R1+S1方案、R1+S2方案与原风机的噪声频谱对比。由图可见，R1+S1方案与R1+S2方案均可有效降低低频段的离散噪声峰值。

为了深入了解各频段噪声的能量分布，并能直观反映人耳的感知效果，图12至图14分别给出了R1+S1与R1+S2方案在监测点1、2和5处的A计权1/3倍频程频谱。由图可知，叶片周向不等距分布在降低低频段离散噪声峰值的同时，还能不同程度地降低中高频段的宽频噪声，实现了离散噪声峰值与宽频噪声的协同降噪。离散噪声峰值的降低可有效减弱人体与设备产生的共振效应，提高设备的稳定性与使用寿命。而宽频噪声的降低则可直接减少噪声对听觉系统的刺激。总声压级降低2.443 dB将使声能量降至原来的约56.98%，其代表的实际变化与所带来的效益较为可观。

4 结语

针对一台FBS-No 8.0型矿用两级轴流式局部通风机，通过数值模拟研究了基于正弦调制法的4种动叶-导叶周向不等距分布组合对风机气动性能和噪声特性的影响，主要结论如下：

(1)与原风机相比，4种动叶-导叶周向不等距分布组合方案对风机气动性能的影响都很小，表明在较大的工况范围内，合理的动叶-导叶的周向不等距分布组合不会显著影响风机的气动性能。