黃繼剛 ，李 琳 ，李 娜

（1.南京航空航天大學(xué) 金城學(xué)院，江蘇 南京 211156；2.江蘇大學(xué) 汽車學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013）

1 引言

近年來，隨著發(fā)動機(jī)功率的提高以及前艙零部件布置的愈加緊湊和復(fù)雜，為了滿足的發(fā)動機(jī)前艙的散熱性能要求，發(fā)動機(jī)冷卻風(fēng)扇負(fù)荷增大，轉(zhuǎn)速增加[1]。而隨著冷卻風(fēng)扇轉(zhuǎn)速的增加，其噪聲也會明顯增大，并已成為整車噪聲的主要來源之一[2]；乘員的乘車舒適性大大降低.因此，在保證冷卻風(fēng)扇滿足基本的氣動性能要求基礎(chǔ)上，降低其氣動噪聲已經(jīng)成為新的研究熱點。發(fā)動機(jī)冷卻風(fēng)扇的噪聲來源以氣動噪聲為主，而其氣動噪聲可分為旋轉(zhuǎn)噪聲和渦流噪聲[3]。旋轉(zhuǎn)噪聲是風(fēng)扇葉片周期性作用于周圍空氣進(jìn)而引起壓力脈動產(chǎn)生的，也稱為離散噪聲；渦流噪聲主要是指葉片與周圍空氣互相作用產(chǎn)生的復(fù)雜的無特定規(guī)律可循的湍流噪聲[4]。

根據(jù)風(fēng)扇噪聲產(chǎn)生的機(jī)理及特點，學(xué)者們提出了大量的針對風(fēng)扇噪聲源進(jìn)行降噪的方法[5-7]。一方面，通過分析輪轂比、葉片數(shù)等風(fēng)扇的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)和尾緣厚度、弦長等平面葉型結(jié)構(gòu)參數(shù)對風(fēng)扇氣動性能和噪聲性能的影響，優(yōu)化得到使風(fēng)扇性能最佳的參數(shù)水平；或采用葉片不等節(jié)距分布的方法降低風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)噪聲；但多數(shù)風(fēng)扇葉片結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，結(jié)構(gòu)參數(shù)眾多，通過此類方法降噪具有很大的局限性；另一方面，通過對仿生學(xué)的研究，借鑒貓頭鷹、鯊魚等動物的羽毛或皮膚形態(tài)特征重構(gòu)軸流風(fēng)扇葉片表面對其進(jìn)行消音處理，如仿鳥類翅膀邊緣鋸齒狀結(jié)構(gòu)、仿魚類表面V型溝槽結(jié)構(gòu)等[8-10]，這類結(jié)構(gòu)往往會在溝槽底部產(chǎn)生應(yīng)力集中，降低風(fēng)扇結(jié)構(gòu)強度，縮短其使用壽命。

通過在風(fēng)扇葉片吸力面表面設(shè)置楔形結(jié)構(gòu)，改變吸力面附近空氣流體的運動軌跡，進(jìn)而改變流場中渦的大小和分布規(guī)律，最終能有效降低風(fēng)扇工作時產(chǎn)生的氣動噪聲。將CFD/CAA耦合仿真方法與正交試驗相結(jié)合，分析楔形結(jié)構(gòu)參數(shù)對冷卻風(fēng)扇氣動性能和噪聲性能的影響，得到楔形結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方案，使冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案在滿足冷卻風(fēng)扇氣動性能要求的前提下，氣動噪聲達(dá)到最低.該改進(jìn)方案結(jié)構(gòu)簡單，制作成本低，便于應(yīng)用，且楔形結(jié)構(gòu)能夠起到類似“加強筋”的作用，提高葉片結(jié)構(gòu)強度，延長其使用壽命。

2 冷卻風(fēng)扇結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案

2.1 冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案結(jié)構(gòu)示意圖

由于實際的冷卻風(fēng)扇結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，對計算資源及時間要求都較高，因此在不影響流場分析準(zhǔn)確性的原則下，對企業(yè)提供的某車型發(fā)動機(jī)冷卻風(fēng)扇做適當(dāng)簡化與修改，得到簡化模型（以下稱為冷卻風(fēng)扇原始方案），如圖1（a）所示。包括8片等節(jié)距分布的變截面前掠葉片、輪轂以及葉尖處的護(hù)風(fēng)圈。輪轂半徑r為70mm，護(hù)風(fēng)圈內(nèi)徑R（即葉尖直徑）為181.5mm，護(hù)風(fēng)圈外徑為191.5mm。

在冷卻風(fēng)扇原始方案的葉片吸力面按規(guī)律沿徑向布置一定數(shù)量和大小的楔形結(jié)構(gòu)，得改進(jìn)方案，如圖1（b）所示。楔形結(jié)構(gòu)與風(fēng)扇主體通過注塑一體成型.每個葉片上楔形結(jié)構(gòu)的大小和數(shù)量根據(jù)其對風(fēng)扇氣動性能和噪聲性能的影響效果通過優(yōu)化設(shè)計確定。

圖1 冷卻風(fēng)扇原始方案與改進(jìn)方案示意圖Fig.1 Original and Improved Structure of Cooling Fans

2.2 冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案結(jié)構(gòu)參數(shù)

以結(jié)構(gòu)相同的楔形結(jié)構(gòu)在每個葉片表面沿徑向等間距分布為例，分析楔形結(jié)構(gòu)對冷卻風(fēng)扇氣動性能和噪聲性能的影響.以冷卻風(fēng)扇理論旋轉(zhuǎn)軸線為中心，則第i個厚度為h的楔形結(jié)構(gòu)中心處的半徑ri為：

式中：n—單個葉片上布置的楔形結(jié)構(gòu)個數(shù)。

取半徑為ri的圓柱截面展開，得到冷卻風(fēng)扇原始結(jié)構(gòu)與改進(jìn)方案的平面葉型，如圖2所示。圖2（a）中，風(fēng)扇原始方案平面葉型由四條曲線組成：前緣LE、后緣TE、葉盆、葉背，其中前緣和后緣均為圓弧，圓心分別為 O1、O2，O1、O2連線為弦長 B0。楔形結(jié)構(gòu)的頂點A為對應(yīng)位置處的葉片前緣LE與葉背曲線的切點；邊線AB與A點處葉背曲線的切線夾角為α，且AB在弦長B0上的投影長度為B1；頂點C位于葉背曲線上，且邊線BC與弦長B0夾角為β。

圖2 冷卻風(fēng)扇原始方案與改進(jìn)方案平面葉型Fig.2 Original and Improved Blade Shape of Cooling Fans

因為C點在葉背曲線上，因此楔形結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)需要滿足以下條件：

式中：γ—葉背曲線在A點處切線與弦長的夾角。

3 冷卻風(fēng)扇仿真計算及試驗驗證

3.1 氣動性能仿真

對風(fēng)架的原始幾何模型做適當(dāng)合理的簡化，在風(fēng)扇周圍生成包絡(luò)體，作為內(nèi)流域；在風(fēng)扇前后分別拉伸出長度為2m的外流域，建立冷卻風(fēng)扇流場計算模型，如圖3所示。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，設(shè)置內(nèi)流域網(wǎng)格尺寸為2mm，外流域網(wǎng)格尺寸為20mm，并在內(nèi)外流域交界面設(shè)置相關(guān)度，得到冷卻風(fēng)扇流場非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格模型.網(wǎng)格數(shù)約為250萬，平均網(wǎng)格質(zhì)量約為0.83。

圖3 冷卻風(fēng)扇流場計算模型Fig.3 Numerical Model of Cooling Fan Flow Field

根據(jù)試驗條件設(shè)置邊界條件：空氣入口與外界相通，設(shè)置為開放邊界；空氣出口設(shè)置背壓，以模仿風(fēng)扇真實工作時在前艙中流動時受到的阻力；外流域壁面設(shè)置為絕熱固定壁面，內(nèi)外流域交界面上選用固結(jié)轉(zhuǎn)子位置插值方法，以實現(xiàn)兩者之間的數(shù)據(jù)傳遞.將瞬態(tài)求解得到的風(fēng)扇葉片壓力脈動數(shù)據(jù)導(dǎo)入聲學(xué)軟件LMS Virtual.lab氣動聲學(xué)模塊中進(jìn)行冷卻風(fēng)扇聲場計算。將冷卻風(fēng)扇看作緊致聲源，則其葉片表面的壓力分布函數(shù)可通過積分化為作用于風(fēng)扇中心點的集中作用力.根據(jù)實際情況建立風(fēng)架孔模型，采用間接邊界元計算得到風(fēng)扇遠(yuǎn)場處的聲壓級分布。

3.2 氣動性能試驗與噪聲試驗

冷卻風(fēng)扇的氣動性能試驗和噪聲試驗分別在氣動性能試驗臺架和半消音室中進(jìn)行。氣動試驗主要測量風(fēng)扇實際轉(zhuǎn)速和風(fēng)扇出風(fēng)口處的空氣流量以及靜壓大小，如圖4所示。

圖4 氣動性能試驗Fig.4 Test of Aerodynamic Performance

噪聲試驗則在風(fēng)扇進(jìn)風(fēng)口和出風(fēng)口距風(fēng)扇中心1m處分別設(shè)置監(jiān)測點，測量得到風(fēng)扇工作過程中兩點的噪聲數(shù)據(jù)，并通過測試軟件計算得到A計權(quán)聲壓級，如圖5所示。

圖5 噪聲性能試驗Fig.5 Test of Noise Performance

3.3 仿真與試驗對比

選取冷卻風(fēng)扇的額定工況（電機(jī)電壓U=13V，風(fēng)扇額定轉(zhuǎn)速Ω=2400r/min，出口靜壓為0Pa）進(jìn)行分析計算。仿真時風(fēng)扇實際轉(zhuǎn)速與出口靜壓與試驗設(shè)置相同，冷卻風(fēng)扇原始方案監(jiān)測點處A計權(quán)聲壓級頻譜分布試驗與仿真結(jié)果的對比情況，如圖6所示。

圖6 冷卻風(fēng)扇原始方案進(jìn)出風(fēng)口仿真與試驗頻譜圖對比Fig.6 Comparison Between Simulation and Test SPL Spectrum at the Inlet and Outlet of Original Cooling Fan

由圖6可知無論是進(jìn)風(fēng)口還是出風(fēng)口，仿真結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合度較高，且都呈現(xiàn)同樣的規(guī)律：周期性噪聲在1階BPF處峰值最高，2階以上等高階BPF處峰值較小，可忽略不計；寬頻噪聲在總噪聲（尤其是高頻段）中占較大比重，不可忽略。

冷卻風(fēng)扇流量與A計權(quán)聲壓級的仿真與試驗數(shù)據(jù)的對比結(jié)果，如表1所示?？梢婏L(fēng)量誤差為2.3%，進(jìn)出風(fēng)口噪聲值誤差分別為3.4%和3.9%，滿足工程要求.因此該仿真方法與結(jié)果可以作為后續(xù)正交試驗設(shè)計與優(yōu)化的基礎(chǔ)。

表1 冷卻風(fēng)扇原始方案仿真與試驗結(jié)果對比Tab.1 Comparison Between Simulation and Test of Original Cooling Fan

4 正交試驗設(shè)計

為了解冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案的楔形結(jié)構(gòu)及其結(jié)構(gòu)參數(shù)對冷卻風(fēng)扇氣動性能與噪聲性能的影響規(guī)律，并得到冷卻風(fēng)扇楔形結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方案，選用正交試驗的設(shè)計方法，并借助CFD/CAA耦合仿真的仿真方法，對不同冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案的氣動性能和噪聲性能展開研究。

4.1 試驗因素及水平

冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案的楔形結(jié)構(gòu)的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)包括：單個葉片上楔形結(jié)構(gòu)的數(shù)量n、楔形結(jié)構(gòu)的厚度h、邊線AB與葉背曲線在A點切線的夾角α、AB在弦長B0上的投影B1、邊線BC與弦長的夾角β。因此選擇正交試驗的試驗因素分別為：數(shù)量n、厚度h、夾角α、長度比B1/B0、夾角β.根據(jù)各因素需滿足的限制約束及條件（2），選定各因素水平，如表2所示。

表2 楔形結(jié)構(gòu)試驗因素水平表Tab.2 Levels of Wedge Structure Test Factors

4.2 試驗方案及結(jié)果

冷卻風(fēng)扇在定電壓定工況下氣動性能的評價指標(biāo)通常包括靜壓效率η和標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)量QV0，噪聲性能的評價指標(biāo)包括進(jìn)出風(fēng)口的頻譜圖及A計權(quán)聲壓級.由于試驗工況下出口靜壓近似為0，因此靜壓效率也近似為0；但風(fēng)扇結(jié)構(gòu)對其效率與噪聲性能的影響密切相關(guān)，噪聲較低時往往效率較高；而進(jìn)出風(fēng)口的噪聲特性類似，因此選擇標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)量QV0和進(jìn)風(fēng)口A計權(quán)聲壓級為評價指標(biāo)安排正交試驗。為探索楔形結(jié)構(gòu)參數(shù)對冷卻風(fēng)扇風(fēng)量與噪聲值的影響，選擇L16（45）標(biāo)準(zhǔn)正交試驗表，并采用上文中的仿真方法對各試驗方案進(jìn)行計算。結(jié)果，如表3所示。其中，因素A、B、C、D、E分別對應(yīng)參數(shù)n、h、α、B1/B0、β。由表3可以明顯看出，提出的冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案對冷卻風(fēng)扇原始方案的總體性能確有改善作用.其中，楔形結(jié)構(gòu)的增加對風(fēng)量的影響較小，試驗方案1中風(fēng)量最大提升了3.5%，試驗方案4中風(fēng)量最多減小了0.58%，但仍滿足工程要求；而楔形結(jié)構(gòu)的增加則能夠明顯降低冷卻風(fēng)扇進(jìn)風(fēng)口處的聲壓級，試驗方案16中噪聲值最大減小了8.6%。

表3 正交試驗方案及結(jié)果Tab.3 Orthogonal Test and Results

5 結(jié)果分析

5.1 極差分析

為了找出楔形結(jié)構(gòu)五個因素對冷卻風(fēng)扇性能影響的主次順序及各因素最優(yōu)水平，對正交試驗結(jié)果進(jìn)行極差分析，如表4所示。根據(jù)表4的極差分析結(jié)果，可以得到楔形結(jié)構(gòu)各結(jié)構(gòu)參數(shù)對冷卻風(fēng)扇風(fēng)量和A計權(quán)聲壓級的影響主次順序以及影響規(guī)律.根據(jù)極差分析表中各個因素對應(yīng)極差值的大小，可以得出：對于冷卻風(fēng)扇的風(fēng)量，各因素影響主次順序為B＞A＞D＞C＞E；對于冷卻風(fēng)扇進(jìn)風(fēng)口處A計權(quán)聲壓級，各因素影響主次順序為E＞A＞C＞D＞B；即楔形結(jié)構(gòu)的厚度h和數(shù)量n是影響冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案風(fēng)量大小的主要因素，而夾角β和數(shù)量n是影響冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案噪聲性能的主要因素。

表4 極差分析表Tab.4 Range Analysis

以試驗因素各水平為橫坐標(biāo)，以各水平對應(yīng)的試驗結(jié)果均值作為縱坐標(biāo)，繪制各試驗因素對冷卻風(fēng)扇風(fēng)量和噪聲值的影響趨勢圖，如圖7所示。

圖7 各因素對風(fēng)量和噪聲影響趨勢圖Fig.7 Influence Trend on Flow and Noise of Each Factor

結(jié)合表4和圖7的結(jié)果可知，為了使冷卻風(fēng)扇風(fēng)量更大，應(yīng)選擇較少的楔形結(jié)構(gòu)數(shù)量n和合適的厚度h；為了使冷卻風(fēng)扇噪聲值最低，應(yīng)選擇較多的楔形結(jié)構(gòu)數(shù)量n和較小的夾角β。同時，使冷卻風(fēng)扇風(fēng)量最大的各試驗因素最優(yōu)水平組合為B3A1D1C3E3，而使冷卻風(fēng)扇進(jìn)風(fēng)口處聲壓級最小的最大的各試驗因素最優(yōu)水平組合為E2A4C4D4B2，即分別為優(yōu)化方案1和優(yōu)化方案2。

5.2 優(yōu)化效果驗證

由于楔形結(jié)構(gòu)對冷卻風(fēng)扇流量影響較小，且以降低冷卻風(fēng)扇氣動噪聲為主要目標(biāo)，因此僅對優(yōu)化方案2進(jìn)行驗證。優(yōu)化方案2風(fēng)扇和原始風(fēng)扇進(jìn)風(fēng)口監(jiān)測點處的噪聲頻譜圖，如圖8所示。

圖8 冷卻風(fēng)扇原始方案與改進(jìn)方案進(jìn)風(fēng)口處頻譜圖Fig.8 SPL Spectrum at Inlet of Two Cooling Fans

可見設(shè)置了楔形結(jié)構(gòu)的冷卻風(fēng)扇高頻段的渦流噪聲明顯降低。且優(yōu)化方案2風(fēng)扇風(fēng)量與進(jìn)風(fēng)口噪聲總聲壓級分別為2940.1m3/h和60.37dB，與原始方案性能數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，風(fēng)量提高了0.59%，噪聲值降低了8.8%。

6 結(jié)論

（1）借助CFD/CAA耦合仿真方法計算冷卻風(fēng)扇氣動性能與噪聲性能，并將仿真結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行對比，風(fēng)量誤差為2.3%，進(jìn)出風(fēng)口噪聲值誤差分別為3.4%和3.9%，均滿足工程實際要求，驗證了該方法的準(zhǔn)確性；

（2）提出了一種在原始風(fēng)扇葉片吸力面上增加楔形結(jié)構(gòu)的冷卻風(fēng)扇改進(jìn)方案，并定義了楔形結(jié)構(gòu)的參數(shù)；

（3）通過正交試驗，發(fā)現(xiàn)楔形結(jié)構(gòu)數(shù)量參數(shù)對冷卻風(fēng)扇噪聲性能影響顯著；綜合考慮風(fēng)量和噪聲的關(guān)系，選擇楔形結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案；將優(yōu)化方案與原始方案進(jìn)行對比，風(fēng)量提高了0.59%，噪聲值降低了8.8%，效果顯著。