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1、本文在两款电扇构造对比分析的基本之上,以CFD措施为重要研究措施，计算了一般散热器电扇和仿生造型电扇的气动噪声值，并进行了进一步的对比。对比成果表白,仿生造型电扇在电扇直径和通风能力增大的前提之下,实现了电扇气动噪声的减少。并且本文在对两款电扇的瞬态流场进行了进一步分析的基本之上,明确了仿生造型电扇的降噪机理,并提出了某些可以指引电扇降噪设计的建议。本文的研究成果,可以对冷却电扇气动噪声性能的优化提供参照。0 引言在老式的轿车噪声源逐渐受到控制的状况下，作为轿车冷却系统必不可少的重要部件,冷却电扇的气动噪声问题逐渐受到了广泛的关注。并且,在具体的冷却模块设计中，为了满足特定的通风量规定，或者为
2、了将双电扇合并为单电扇,往往波及到电扇直径的增大。但是,冷却电扇气动噪声值和电扇直径之间存在着重要的关系1,大直径的电扇意味着更大的气动噪声。 另一方面，近代仿生学研究表白,将如图1所示的鸟类翅膀的宏观非光滑外形,应用于机翼及电扇叶片等气动机械造型中，有助于减少其气动噪声值-3。因此,将仿生学成果应用于轿车散热器电扇,用以进行电扇气动噪声的优化,或者在电扇直径增大时减少其气动噪声,无论是在理论研究和工程实际之中都具有重要的意义。图1 鸟类翅膀非光滑形态示意图 本文以计算流体动力学（Compuatnal lui ynmics-CFD)和计算气动声学(Cmpatonalroacoustcs-CA)
3、理论为基本,建立了轴流电扇气动噪声计算措施。应用该措施对小直径一般电扇和大直径仿生叶片电扇的气动噪声值进行了计算,并且对仿生叶片电扇的降噪机理进行了进一步的研究。1 电扇气动噪声计算措施.1 计算几何模型及计算域选用 研究显示，轴流电扇的噪声源涉及干涉噪声和自噪声两部分4。其中,干涉噪声是指旋转叶片与固定部件之间的流体干涉,以及电扇上游部件导致的进口湍流产生的噪声；自噪声的重要噪声源为电扇叶片的气流分离、尾窝脱落和叶尖窝等。 针对轿车散热器电扇而言，如图2所示,散热器电扇由轮毂、叶片、和叶圈构成，叶圈与叶片固连在一起共同运动。电扇外部有电扇框架，电扇框架上与叶圈相相应的部分为护风圈。此外在散热
4、器电扇上游存在发动机舱入口格栅、散热器、冷凝器等部件，电扇下游尚有动力总成及其附件等构造。所有这些构造，都会对散热器电扇的气动噪声值产生不同限度的影响。图2 散热器电扇构造示意图 但是,由于计算需要耗费大量的计算资源，在现阶段无法实现散热器电扇在实车状态下的噪声值计算。此外,作为仿生叶片电扇噪声的初步研究，忽视周边部件的影响，对于对比电扇自身的性能优劣和研究其降噪机理是有利的。 因此在本文的研究之中,重要考虑电扇本体的自噪声部分和叶圈、护风圈之间的干涉噪声。计算域如图所示，整个计算域为封闭的矩形空间，电扇几何模型涉及轮毂、叶片、叶圈、护风圈和电扇支架,计算模型完整的保存电扇叶片和护风圈之间的特
5、性。图3 电扇气动噪声计算域1.2 计算物理模型 图所示为典型轴流电扇的噪声频谱,由图可见,轴流电扇的气动噪声可以归结为两种,即叶片通过频率噪声(Blde ssin Freuncy-BP）和宽频噪声(Badbad Nise）。其中，BPF噪声是由于电扇叶片与空气相对运动过程中,大范畴的流场变化引起的。B噪声分布在由电扇叶片数量和电扇转速共同决定的某些离散的频率点上。同步，由气流的小范畴扰动引起的宽频噪声，分布在很宽的频率范畴之内。图4 典型的轴流电扇噪声频谱 研究显示，一方面假设叶片周边的宏观流场变化是产生BPF噪声的重要因素,之后采用RN措施(RendsAverage Nvier-tkes-
6、RAN)计算电扇瞬态流场，从而预测叶片表面的静压波动,最后结合声类比理论预测电扇远场噪音,此种噪声预测措施是合理的5。因此,在本文的电扇B噪声计算中，应用-湍流模型进行电扇瞬态流场的计算，并应用滑移网格措施模拟电扇叶片的转动，之后应用FH(FocsWilims-wkings-FW-H)噪声模型进行噪声值的预测。 为了更加精确地预测宽频噪声值,在电扇宽频噪声的计算过程中，瞬态流场计算采用DES(Detachd EdSimulation)措施，计算域同BPF噪声计算域相似，相对于BPF噪声计算网格在宽频噪声计算网格在附面层内进行了细化。两款电扇气动噪声值对比2. 两款电扇尺寸及构造 本文用于计算的
7、两款电扇如图5所示。分别为大直径仿生叶片电扇A和小直径一般叶片电扇B。两款电扇叶片数量都为7片,相对于B电扇,电扇直径增大了1.23倍，轮毂直径增大了.倍,A电扇除轮毂和护风圈面积之外的有效通风面积增长了151倍。为保证噪声值计算成果的可对比性,两款电扇框架的形状都为规则的正方形,并且正方形的边长均为电扇叶圈直径的1.5倍,如图所示。图5 电扇本体尺寸参数对比图6 电扇框架及护风圈形状示意图 两款电扇的护风圈形状有所不同,A电扇护风圈形状为锯齿形,B电扇护风圈形状为光滑的圆形。护风圈形状的不同,将直接导致两款电扇叶圈与护风圈之间的间隙的差别，并进一步影响叶圈与护风圈之间的干涉噪声。因此,在两款
8、电扇的计算模型中，完整的保存了护风圈形状特性。图5电扇本体尺寸参数对比图6电扇框架及护风圈形状示意图图7电扇叶片形状对比两款电扇单片叶片形状如图7所示,A电扇叶片前缘存在两个明显的凹陷，这是典型的基于鸟类翅膀的宏观非光滑构造;相比之下B电扇的叶片形状更加简朴规则。另一方面，两款电扇叶片的截面都为翼型截面,但是A电扇的叶片更薄。图7 电扇叶片形状对比2.2电扇BP噪声对比 计算过程中共设立了四个噪声监测点，分别用于BPF噪声和宽频噪声值的检测。如图8所示，四个检测点分别为point1电扇中心轴上游m;point电扇中心轴下游0.5m;point3电扇中心轴下游15m;point电扇下游轴向0.8
9、向计算域上部偏移.8m的位置。 图所示为两款电扇BF噪声计算值,在ont4的监测成果,合计算了1800rp和250rpm两种工况。在图9之中，共对比了两款电扇第-5个F频率点处，噪声值的相对大小。计算成果表白,在10rp转速状况下，A电扇在第1、第和第BPF频率点处,噪声值均低于B电扇；在第2和第BF频率点处，两款电扇噪声值基本相称。在2500rp转速状况下,A电扇在第、第4和第5F频率点处,噪声值均低于电扇；在第2P频率点处，A电扇噪声高于B电扇；第3P频率点处，两款电扇噪声值相称。总体评价,相对于B电扇，A电扇在叶圈直径扩大了1.3倍的状况下，实现了BPF噪声的减少。图8 噪声监测点位置示
10、意图图两款电扇pint4监测点F噪声计算成果2. 电扇宽频噪声对比 图1所示为两款电扇在2500rpm转速工况下,宽频噪声计算成果。对比各监测点噪声值可知,在00H左右,两款电扇噪声值相称,在高频区域A电扇噪声高于B电扇噪声值。总体评价，对电扇宽频噪声较B电扇略有增长。 众所周知,对于冷却电扇而言，BPF噪声值大小比宽频噪声值大小更加重要。结合BPF噪声和宽频噪声的计算成果分析,可知A电扇在电扇直径增长的状况下，总体噪声值低于B电扇,阐明A电扇的仿生叶片形状实现了气动噪声值的减少。3 仿生叶片电扇降噪机理 从基本研究的角度出发，目前大部分轴流电扇气动噪声的研究，是针对无叶圈构造的电扇进行的，对
11、于具有叶圈构造的轴流电扇噪声源的研究比较少见。因此，如下本文将参照无叶圈轴流电扇的研究成果,并结合具有叶圈的轴流电扇的构造特殊性，对本文中所波及的大直径仿生叶片电扇降噪机理进行研究。图1 两款电扇各监测点宽频噪声计算成果 根据Atsushiashimoo等人对无叶圈汽车散热器电扇的研究成果6，散热器电扇首位的噪声源分布在叶片前缘的吸力面，此处发生了流动的分离和再附着；第二位的噪声源为叶片尾缘附近由于页尖窝和尾窝脱落产生的噪声，如图11所示。因此，在本文的研究之中,将分别从叶片前缘气流分离、叶片尾窝和叶尖窝三个方面考察A电扇的降噪机理。.1 叶片前缘气流分离 图12所示为两款电扇叶片吸力面静压云
12、图,由图可知,电扇在叶片前缘上部接近叶圈的区域压力梯度更加平缓。并且在A电扇叶片前缘的第二个凹陷位置处,相对于B电扇叶片的相似位置,气流分离得到了明显的克制。 为进一步对比两款电扇叶片前缘气流分离状况，截取了位于电扇叶片顶端的周向截面总压云图,如图13所示。分析图13可以发现,A电扇在叶片前缘吸力面位置的负压区域明显的低于B电扇。 结合以上分析可以阐明，A电扇的仿生造型有效的减小了叶片前缘吸力面的气流分离，这种改善作用在叶片顶端区域体现的尤为明显。图11 轴流电扇噪声源示意图图12 电扇叶片吸力面压力云图图1电扇圆周截面总压云图.2 叶片尾窝 图所示,为两款电扇在不同电扇位置的径向截面的窝量云
13、图。由图可知,A电扇叶片尾窝区域明显的比B电扇小,并且在电扇叶片下游接近叶圈的位置体现的最为明显。可以初步推测,A电扇在叶片仿生造型以及护风圈锯齿形构造的共同作用之下，有效的克制了叶片顶端漩涡的产生,并且有效的减小了叶片尾窝,这些改善对减少电扇气动噪声都是有利的。图1 电扇径向截面窝量云图3 电扇叶尖窝 为了分析两款电扇叶片顶端部位在电扇叶片、叶圈和护风圈的共同作用下的复杂流场，特别提取了两款电扇不同径向截面的叶片顶端位置的速度矢量图,如图15所示。由图可知，对于具有叶圈构造的电扇而言,电扇叶片顶端的页尖窝一方面产生于叶圈上游的主流分离区域,之后随主流和电扇叶片的推动作用向下游发展。两款电扇所
14、不同的是，B电扇叶圈与护风圈之间间隙的回流更加明显。电扇叶尖窝在离开叶圈时,受到了电扇外侧回流的影响,使得叶尖窝在紧贴护风圈的下游位置得到了进一步的加强,之后才逐渐耗散。而A电扇受护风圈外部锯齿形构造的影响，回流能量大大减少，因此叶尖窝在离开随动护风圈区域之后漩涡能量没有被加强。 基于以上分析可以发现,与一般电扇重要由于页顶回流产生的叶尖窝不同,具有叶圈构造的电扇叶尖窝是由叶圈入口的气流分离和出口的气流回流共同作用产生的,叶尖窝产生的最初始的因素为叶圈入口的气流分离。图5 两款电扇不同位置径向截面速度矢量图 因此，初步假设叶圈入口圆角的形状，为影响叶尖窝大小的重要电扇构造参数之一。为了验证此想
15、法,在A电扇模型基本之上，制作了无叶圈入口圆角的电扇模型（如图16所示），并进行了瞬态流场的计算。图16 电扇径向截面速度矢量图图1 电扇流场窝量为00的等势面 如图6所示,为原始A电扇和无叶圈圆角的A电扇瞬态流场径向截面速度矢量图。从图中可以发现没有护风圈入口圆角的计算模型，入口气流分离更加明显,并且叶尖窝更加粗大。这一点从图17中所示的窝量00的等势面图片中,可以更加明显的体现出来。由此可见，在电扇设计过程中,需要特别注意随动护风圈入口圆角的形状和大小，以减少叶尖窝能量，从而进一步减少电扇气动噪声值。4结论 本文应用数值计算措施，分别计算了大直径仿生叶片电扇和小直径一般叶片电扇的气动噪声值,并进一步研究了仿生叶片电扇的降噪机理。所得研究结论如下： （1)以鸟类翅膀的宏观非光滑构造为基本,通过对电扇叶片形状和护风圈形状的调节，可以实目前电扇直径增大的同步减少电扇气动噪声； （2
