王善彬， 楊愛玲,2,3， 李國平， 陳二云,2， 鄔長樂

（1.上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093；2.上海市動力工程多相流動與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093；3.上海出版印刷高等?？茖W(xué)校，上海 200093；4.上海船舶設(shè)備研究所，上海 200031）

作為通風(fēng)散熱設(shè)備，通風(fēng)機(jī)廣泛應(yīng)用于暖通、計(jì)算機(jī)、家用電器等領(lǐng)域，其氣動噪聲成為影響室內(nèi)噪聲品質(zhì)的重要因素。相關(guān)研究表明，葉片尾緣噪聲是通風(fēng)機(jī)的主要?dú)鈩釉肼曉粗籟1]，可采用鋸齒結(jié)構(gòu)尾緣[2-4]、自由變形參數(shù)[5]、刷狀尾緣[6]和多孔表面[7]等方法進(jìn)行抑制。

1972年，Chanaud等[8]以降低流體動能向聲能轉(zhuǎn)化效率為目的，采用多孔葉片來降低風(fēng)扇噪聲。實(shí)驗(yàn)證明多孔葉片可以降低A計(jì)權(quán)聲壓級5 dB左右。1979年，Howe[9]對剛性殼體穿孔表面流體脈動進(jìn)行理論分析，從理論角度證實(shí)了多孔尾緣降低噪聲的可能性。Geyer等[10]實(shí)驗(yàn)測量了多孔滲透葉片的氣動噪聲，證明滲透性表面可以降低尾緣氣動噪聲，但是會降低升力、增加阻力，使葉片氣動性能損失較大。劉漢儒等[7]以NACA0012葉片為基體，在距離尾緣0.07～0.15倍弦長處設(shè)置多孔區(qū)域，通過數(shù)值模擬手段，研究不同攻角下葉片的流動和氣動噪聲特性。結(jié)果發(fā)現(xiàn)：多孔尾緣在較大攻角（失速前）、低于1 000 Hz的頻率范圍時能降低葉片噪聲4 dB左右；和原葉片相比，多孔葉片空氣動力學(xué)性能（升阻比）損失可達(dá)8%。馬揚(yáng)等[11]研究了葉片尾緣雙穿孔孔徑、穿孔位置對葉片性能的影響，結(jié)果表明，在小攻角下，尾緣雙穿孔葉片升阻比較原葉片有明顯的提升，且相較于原葉片噪聲最高可降低10 dB。

除孔徑、孔位置外，孔型、穿孔傾斜角以及排列方式等均可能對穿孔后的葉片流場有影響。戴萍等[12]研究孔型對葉片氣膜冷卻效率的影響過程，發(fā)現(xiàn)不同孔型對葉片穿孔射流的作用不同，從而影響葉片流場。受此啟發(fā)，本文擬采用數(shù)值模擬方法研究孔型、傾斜角對穿孔葉片流場和氣動噪聲的影響機(jī)制和規(guī)律，為穿孔葉片在通風(fēng)機(jī)氣動噪聲控制中的應(yīng)用提供依據(jù)。

1 幾何模型

本文研究的原型葉片為NACA65019，葉片弦長c=100 mm。參考文獻(xiàn)[11]，選取葉片穿孔位置Xc=0.82c，如圖1所示。圖中，φ為傾斜角，本文分別取30°，45°，60°。采用的穿孔孔型分別為圓柱型（C）、前向擴(kuò)張型（Q）和后向擴(kuò)張型（H），3種孔型幾何參數(shù)見表1。其中：d1為吸力面孔徑；d2為壓力面孔徑。

圖1 尾緣穿孔葉片平面示意圖Fig.1 Plane diagram of trailing edge perforated blade

表1 3種孔型定義Tab.1 Three hole type definitions

2 數(shù)值計(jì)算方法

本文使用Fluent軟件，采用大渦模擬方法求解非定常不可壓N-S方程獲得葉片繞流的數(shù)值解，以及湍流場的基本特征，其中非定常流場的初場由葉片流場的定常數(shù)值解給出。氣動噪聲的預(yù)測采用FW-H積分方法計(jì)算。

2.1 控制方程及邊界條件

本文研究的空氣流動馬赫數(shù)低于0.3，可視作不可壓 流 動 。本文采用 SST(shear stress transport)模型求解三維不可壓的雷諾時均N-S(Navier-Stokes)方程組，計(jì)算葉片繞流場的定常解。求解過程中，控制方程采用壓力速度耦合的SIMPLE算法，對流插值選用二階迎風(fēng)格式，獲得的定常流場收斂解作為非定常計(jì)算的初場。

非定常計(jì)算采用大渦模擬（LES）方法，其中，采用動力Smagorinsky-Lilly亞格子模型，從而獲取葉片的非定常繞流流場信息。在非定常計(jì)算中，時間步長 Δt=2×10?5s。

氣動噪聲預(yù)測采用 FW-H（fowcs Williams-Hawking）聲學(xué)模型來模擬，并用FFT方法對噪聲數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，獲得噪聲頻譜分布特性。

計(jì)算域有進(jìn)口、出口、固體壁面以及遠(yuǎn)場4種邊界，進(jìn)口及遠(yuǎn)場邊界條件給定為速度入口，出口邊界條件為自由出流，葉片壁面設(shè)置為絕熱無滑移壁面，展向方向?yàn)橹芷谛赃吔鐥l件。

2.2 計(jì)算域及網(wǎng)格

圖2為葉片的計(jì)算域示意圖，進(jìn)口邊界距葉片前緣20倍弦長，出口距葉片前緣30倍弦長，上、下層邊界距葉片弦線均為20倍弦長，整個計(jì)算域分為2個計(jì)算子域，如圖2所示。其中：A域?yàn)橥鈬鲌鰠^(qū)域；B域?yàn)槿~片近壁區(qū)域。由于B域網(wǎng)格質(zhì)量對數(shù)值解精度影響較大，所以B域使用O型網(wǎng)格劃分。圖3是來流攻角α=0°、孔傾斜角φ=45°時C型孔葉片的近壁面網(wǎng)格示意圖。近壁面第一層網(wǎng)格高度為0.01 mm，增長率為1.05，近壁面第一層網(wǎng)格的y+值小于1，網(wǎng)格的正交度大于0.2，滿足大渦模擬方法對網(wǎng)格質(zhì)量的要求，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，本文確定計(jì)算域網(wǎng)格總數(shù)在350萬左右。

圖2 計(jì)算流場域Fig.2 Flow field for calculate

圖3 近壁面網(wǎng)格（C-45°）Fig.3 Near-wall mesh（C-45°）

2.3 計(jì)算方法驗(yàn)證

圖4為攻角α=0°時原NACA65019葉片表面靜壓的實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬對比曲線，圖中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來自文獻(xiàn)[11]。噪聲測試的工具為丹麥公司的Bruel and Kjaer手持式噪聲分析儀（Type 2270），該儀器使用B&K4189型傳聲器和ZE-0032前置放大器，麥克風(fēng)靈敏度為46.0 mV/Pa，最大誤差小于0.2 dB，A加權(quán)動態(tài)范圍為16.6～140 dB。測量過程中為避免儀器和測試人員對測量結(jié)果的影響，傳聲器通過數(shù)據(jù)線與分析儀連接。分析儀置于遠(yuǎn)離葉片的地面，用吸聲材料覆蓋。分析儀通過網(wǎng)線將采集數(shù)據(jù)傳輸?shù)较暿彝獾挠?jì)算機(jī)，噪聲數(shù)據(jù)由計(jì)算機(jī)測量分析。為了盡量減小實(shí)驗(yàn)的系統(tǒng)誤差，實(shí)驗(yàn)前采用CA114型號的聲校準(zhǔn)器對噪聲儀進(jìn)行校正。

圖4 葉片表面靜壓分布Fig.4 Static pressure distribution on blade surface

由圖4可見，靜壓數(shù)值模擬值及實(shí)驗(yàn)值趨勢相同，在吸力面弦長0.018 m處與實(shí)驗(yàn)值相差最大，相對誤差為5.5%，在可接受誤差范圍內(nèi)，證明了本文所采用的數(shù)值方法可靠。

圖5 為雷諾數(shù)Re=2×105、α=0°時，同一監(jiān)測點(diǎn)處實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬獲得的聲壓頻譜曲線。由于消聲實(shí)驗(yàn)室截止頻率為100 Hz，因此圖中僅給出了100 Hz以上的頻譜。由圖可知：實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬獲得的頻譜曲線分布趨勢基本相符，在100～800 Hz范圍，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果一致；在900～3200 Hz范圍，實(shí)驗(yàn)結(jié)果高于數(shù)值模擬；在 5000～10000 Hz范圍，實(shí)驗(yàn)結(jié)果低于數(shù)值模擬。實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算得到的測點(diǎn)總聲壓級相差0.4 dB?？梢?，本文采用的數(shù)值方法較好地給出了葉片繞流輻射的聲場。

圖5 原始葉片實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的噪聲特性對比Fig.5 Comparison of noise characteristics between original blade experiment and numerical simulation

對于實(shí)驗(yàn)值和模擬值在某一頻段內(nèi)的差距，本文認(rèn)為有以下幾種原因：a.由于實(shí)驗(yàn)的偶然因素引起的隨機(jī)誤差；b.實(shí)驗(yàn)測量所用的葉片展長為420 mm，測試段為300 mm，而模擬葉片的展長為12 mm，聲源面積相差33.3倍。采用噪聲疊加原理進(jìn)行處理時，無法保證測試段都在同一雷諾數(shù)下，同時測試段外也存在流速，會對測試段有影響。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 氣動及流場特性

圖6給出了C型葉片的升力系數(shù)（Cl）、升阻比（Cl/Cd）隨穿孔傾斜角變化的曲線，其中，橫坐標(biāo)為攻角大小?？梢?，傾斜角對葉片升力系數(shù)、升阻比分布趨勢影響較小。當(dāng)來流攻角α≤6°時，不同穿孔傾斜角葉片的升力系數(shù)與原始葉片基本一致，當(dāng)6°<α<10°時，穿孔葉片升力系數(shù)大于原始葉片，隨后各穿孔葉片的升力系數(shù)隨攻角增加迅速下降，低于原始葉片。圖中，YS表示原始葉片。

圖7給出了φ=30°時，葉片升力系數(shù)（Cl）、升阻比（Cl/Cd）隨穿孔孔型變化的曲線。由圖可知：當(dāng)α≤6°時，穿孔葉片升力系數(shù)基本一致；但α=3°時，Q型葉片升阻比明顯降低，降低比例達(dá)到27.4%；H型葉片升阻比明顯增大，增大比例達(dá)到17.3%；α>9°時，C型葉片氣動性能最接近原始葉片。綜合圖6、圖7可得，傾斜角φ=30°的C型穿孔葉片的氣動性能相對較好，與原始葉片最為接近。

圖6 傾斜角對C型葉片升力系數(shù)、升阻比的影響Fig.6 Influence of inclination angle of perforation on C type blade lift and drag coefficient

圖7 孔型對葉片升力系數(shù)、升阻比的影響Fig.7 Influence of perforated structure on blade lift and drag coefficient

圖8給出了α=9°時，C型穿孔葉片近尾緣區(qū)域流線圖譜隨穿孔傾斜角的變化。圖中，X,Y分別為葉片水平和垂直方向離原點(diǎn)的距離與弦長的比值。從該圖可以看出，在原始葉片吸力面，有一較為明顯的分離渦駐留在尾緣處；葉片進(jìn)行穿孔后，壓差作用引起一股自壓力面射向吸力面的射流，從而注入一部分能量到吸力面的低能流體，使吸力面尾緣處的分離渦破碎成較小的分離渦。表2給出了相同攻角下，原始葉片以及穿孔傾斜角φ=30°，45°和60°時的C型穿孔葉片的分離點(diǎn)位置x?？梢姡┛兹~片的射流會使吸力面分離點(diǎn)位置后移。李典等[13]研究表明分離后移可提高葉片升力系數(shù)，這與圖5所示的升力系數(shù)分布相對應(yīng)。

表2 葉片表面分離點(diǎn)位置(α=9°、C型)Tab.2 Position of the separation point on the blade surface(α=9°, C type)

圖8 傾斜角對葉片近尾緣區(qū)域流線圖譜影響(α=9°、C型)Fig.8 Effect of the inclination angle on the streamline pattern near the trailing edge of the blade (α=9°, C type)

為探究穿孔對葉片尾跡流動的影響機(jī)制，本文研究了充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)下的某瞬時（t=0.1 s）的渦量特征。本文以α=6°為例，介紹了渦量特征。圖9給出了α=6°時，C型穿孔葉片的尾跡渦量云圖隨穿孔傾斜角的變化。從圖9(a)所示的原始葉片渦量云圖可以看出，葉片吸力面邊界層內(nèi)出現(xiàn)了分離渦，分離渦沿流向運(yùn)動、發(fā)展，在尾緣處與壓力面邊界層混合并脫落，成為高渦量尾跡渦結(jié)構(gòu)。

圖9 傾斜角對葉片尾跡渦量的影響(α=6°、C型)Fig.9 Effect of the inclination angle on blade wake vorticity (α=6°, C type)

相比于原始葉片，φ=30°的C型穿孔葉片的渦量分布發(fā)生了明顯變化，如圖9(b)所示，葉片尾緣的渦量大小以及渦的范圍明顯小于原始葉片，這表明穿孔葉片的射流有效抑制了渦沿葉片表面法向的發(fā)展，使大尺度渦破碎成了小尺度渦，從而使得葉片尾緣尾跡寬度顯著減小。對比圖9(b)和9(c)可以發(fā)現(xiàn)，φ=45°時的穿孔葉片尾緣渦量分布與φ=30°時基本接近，但抑制效果沒有后者效果顯著。由圖9(d)可知，φ=60°時C型葉片的穿孔射流已無法抑制渦的發(fā)展，相比原始葉片，無論渦量的大小還是渦的范圍均有擴(kuò)大的趨勢。在低馬赫數(shù)下認(rèn)為，流動噪聲來源于渦，因此猜測φ=30°，45°的C型穿孔葉片可有效降低流動噪聲。

圖10給出了α=6°時，φ=30°穿孔葉片的尾跡渦量云圖隨穿孔孔型的變化。相比于原始葉片，φ=30°的3種穿孔孔型葉片的渦量分布均發(fā)生了明顯變化。葉片尾緣渦渦量大小以及渦的范圍明顯小于原始葉片，這是由于穿孔射流的作用所致。各穿孔孔型葉片相比，渦量大小以及渦的范圍差異不明顯，在φ=30°的情況下，穿孔孔型不能明顯改變?nèi)~片繞流流場。

圖10 孔型對葉片尾跡渦量的影響 (α=6°，φ=30°)Fig.10 Influence of hole type on blade wake vorticity (α=6°, φ=30°)

3.2 噪聲特性

為顯示繞流葉片湍流場向遠(yuǎn)場輻射的噪聲，在50%葉高所在截面上，距葉片弦長中點(diǎn)為1.2 m的圓上，均勻布置24個聲學(xué)監(jiān)測點(diǎn)，如圖11所示。

圖12為α=6°時，不同穿孔傾斜角對C型穿孔葉片的噪聲影響。由圖可知，葉片穿孔后其繞流噪聲的指向型分布圖樣幾乎不變，但噪聲水平有明顯變化。相比于原始葉片，φ=30°，45°，60°的C型穿孔葉片的噪聲總聲壓級平均下降了8.6，6.6，2.1 dB。從監(jiān)測點(diǎn)b1的聲壓頻譜曲線（如圖11(b)所示）來看，φ=60°的C型穿孔葉片與原始葉片相比，在 100～20000 Hz范圍內(nèi)，不同頻段內(nèi)的聲壓級幾乎不變化，這與前文中的渦量變化和噪聲指向性圖相印證。φ=30°，45°時，穿孔葉片明顯降低了 100～500 Hz 以及 3200～9000 Hz 內(nèi)的噪聲，這是由于穿孔射流將葉片吸力面上大的分離渦破碎形成小的分離渦，使得附面流體變得相對穩(wěn)定。當(dāng)頻率大于10000 Hz后，降噪效果沒有低頻明顯，甚至高頻段噪聲略大于原始葉片，可能是由穿孔引起的方腔噪聲。噪聲指向性圖及頻譜圖都證明了除φ=60°外的穿孔葉片均有降低噪聲的能力。

圖11 聲場測點(diǎn)位置分布Fig.11 Position distribution of monitoring points

圖12 傾斜角對噪聲的影響（C型）Fig.12 Effect of tilt angle on noise (C type)

圖13為α=6°，φ=30°時，C型、Q型、H型穿孔孔型對葉片噪聲的影響。葉片穿孔后其繞流噪聲的指向型分布圖樣幾乎不變，但噪聲水平有明顯變化。相比于原始葉片，C型、Q型、H型穿孔葉片的噪聲聲壓級平均下降了 8.6 ，7.5 ，6.5 dB。不同穿孔結(jié)構(gòu)葉片的頻譜聲壓級分布趨勢一致，與原始葉片相比，穿孔處理減小了渦量大小以及渦的范圍，使得 100～500 Hz、3200～9000 Hz 頻段聲壓級降低。

圖13 孔型對噪聲的影響（φ=30°）Fig.13 Influence of hole type on noise (φ=30°)

4 結(jié) 論

基于NACA65019葉片，在雷諾數(shù)Re=2×105條件下，采用大渦模擬和FW-H方法研究了穿孔孔型和穿孔傾斜角對葉片氣動特性、繞流流場和噪聲特性的影響規(guī)律，并得出以下結(jié)論：

a.穿孔葉片隨著φ的增大，穿孔對渦量抑制作用越小，結(jié)合穿孔葉片每個攻角情況下的升力系數(shù)、升阻比對比分析，當(dāng)φ=30°時，C型穿孔葉片氣動性能最接近原始葉片。

b.葉片穿孔后其繞流噪聲的指向型分布圖樣幾乎不變，但噪聲水平有明顯變化，穿孔改型對葉片各個方向的聲壓級都有一定程度的降低，在前緣和尾緣處降低幅度最大。

c.結(jié)合穿孔葉片的流場分析，本文認(rèn)為穿孔有效降低噪聲的原因是：在一定攻角下，穿孔處理抑制了渦量沿葉片表面法向的發(fā)展，并且加速了尾緣渦沿流動方向的能量衰減，同時，穿孔射流使大渦破碎成小渦，衰減波動力，使得氣動噪聲降低。