風機風道氣動噪聲仿真優(yōu)化分析報告-?；萍?/h1>

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名稱風機風道氣動噪聲優(yōu)化分析報告編號版本編制張吉建工藝校核魯文波標準化審核姜燕清批準黃宏艷版本號更改人更改日期更改說明變更編號目次TOC\h\z\t"ZS_C標題2級,2,ZS_C標題1級,1,ZS_C標題3級,3,ZS_F附錄標識,1,ZS_G附錄標題1級,2"1背景介紹 11.1風機風道特性 11.2穩(wěn)態(tài)流場分析 21.3瞬態(tài)流場分析 71.4氣動噪聲計算 101.5本章小結(jié) 112優(yōu)化方案一：增加葉片數(shù) 132.1穩(wěn)態(tài)流場分析 132.2瞬態(tài)流場分析 182.3氣動噪聲計算 212.4本章小結(jié) 223優(yōu)化方案二：安裝進口整流濾網(wǎng) 233.1穩(wěn)態(tài)流場分析 233.2瞬態(tài)流場分析 283.3氣動噪聲計算 313.4本章小結(jié) 324優(yōu)化方案三：風機附近安裝共振腔 334.1穩(wěn)態(tài)流場分析 334.2瞬態(tài)流場分析 384.3氣動噪聲計算 414.4本章小結(jié) 435優(yōu)化仿真結(jié)果對比分析 445.1穩(wěn)態(tài)流場結(jié)果分析 445.2瞬態(tài)流場結(jié)果分析 525.3氣動噪聲計算結(jié)果分析 566總結(jié) 60背景介紹離心風機為機柜內(nèi)部高速旋轉(zhuǎn)部件，額定轉(zhuǎn)速為2900rpm。在實驗測試中發(fā)現(xiàn)，機柜運行過程中伴隨非常明顯的氣動噪聲。隨著機車性能要求逐年提高，機車附屬噪聲指標需要嚴格控制。變流柜作為機車重要部件，其氣動噪聲成為重點考察指標。為了能在產(chǎn)品設(shè)計早期得到氣動噪聲性能，本項目基于目前商用CFD軟件ANSYS-FLUENT采用大渦模擬仿真手段計算變流器內(nèi)離心風機運行的瞬態(tài)流場，并將流場的脈動信息輸入聲學軟件Actran中計算得到氣動噪聲。實驗與測試結(jié)果對比表明變流柜各測點聲壓級頻譜仿真和試驗結(jié)果呈現(xiàn)趨勢一致，總聲壓級相差較小。在距離出口0.4m處峰值頻率均為290Hz，量值僅相差5%；這表明首先通過大渦模擬計算變流柜氣動噪聲源，然后基于聲類比獲得氣動噪聲源在流道和外部空間聲輻射的數(shù)值仿真方法是正確且可行的。通過分析變流柜風機與流道渦流和噪聲分布云圖，了解到風機進口速度不均勻度過大、風機葉片渦流過多是導致作為主噪聲源（風機噪聲）過大的原因。為了提高變流柜的噪聲指標，分別基于數(shù)值仿真手段驗證了葉片數(shù)，風機進口安裝整流濾網(wǎng)和風機出口安裝消聲腔等方法對機柜噪聲的影響。本報告分析對比變流器優(yōu)化前后的流場信息，得出不同結(jié)構(gòu)對風機內(nèi)部系統(tǒng)阻力、旋渦分布和壓力等流場信息的影響。風機風道特性地鐵變流器箱吊裝于列車車底，風機安裝于變流器箱內(nèi)，處于整個風道中段，風機底部留有至少100mm的進風空腔。本風機安裝在變流器箱內(nèi)，由柜體頂部對稱抽風，冷卻模塊散熱器、電抗器，然后吹風冷卻變壓器，其在箱體內(nèi)的結(jié)構(gòu)布置和冷卻風流向見圖1-1。圖1-1結(jié)構(gòu)布置和風機三維模型穩(wěn)態(tài)流場分析機柜進口壁面壓力分布如圖1-2所示。進口壓力波動約為1100pa，相當于1公斤水的壓力大小，可見進口壁面的壓力脈動對機柜噪聲影響非常小，可以忽略不計。空氣流過兩段的進口側(cè)后進入中間的風扇吸入口，壓力在整個過程中逐漸降低。在風扇進口附近形成較強的旋渦，使得圖5-2右圖中有一塊明顯的低壓區(qū)域。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC2機柜進口壁面壓力分布機柜出口壁面壓力分布如圖1-3所示，從圖例的壓力數(shù)值可以計算得到壁面的壓力脈動范圍約為1250pa。壓力脈動的幅值與進口壁面的相似，均不會對機柜的噪聲產(chǎn)生明顯的影響，可以忽略不計。從圖中可以看出壁面壓力峰值在側(cè)邊和頂部靠近風扇出口的位置，產(chǎn)生峰值原因是風扇出口的高速流體在壁面將動能轉(zhuǎn)化為壓力勢能。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC3機柜出口壁面壓力分布機柜進口壁面速度分布如圖1-4所示。進口的速度在風扇進口附近速度梯度明顯，速度峰值約為30m/s。為了優(yōu)化壁面吸聲材料的布置，如圖1-4右圖所示為壁面低于2m/s的速度分布。結(jié)果顯示進口壁面的低速區(qū)域非常少，幾乎都高于2m/s。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC4機柜進口壁面速度分布機柜出口壁面速度如圖1-5所示。出口壁面的速度均低于20m/s，在模型的中部由于內(nèi)部變頻器的存在使得空氣流通面積非常小，壁面的速度相對較高。圖1-5右側(cè)為壁面低于2m/s的速度云圖，結(jié)果顯示出口壁面的低速區(qū)域同樣非常小。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC5機柜出口壁面速度分布圖1-6所示為葉輪內(nèi)旋渦核心區(qū)旋渦分布。結(jié)果顯示旋渦集中在風扇的進口上輪轂面和葉片的前緣，這是由于上輪轂面是離心風機將軸向流動轉(zhuǎn)為徑向流動曲率最大位置。葉片前緣的安裝角是固定的，當空氣液流角與安裝角之間匹配不好時，在該處便會發(fā)生明顯分離，從而產(chǎn)生大量旋渦。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC6風扇區(qū)域旋渦核心區(qū)風扇中心水平截面壓力云圖如圖1-7所示，圖示由于風扇的做功使空氣流過風扇后便可以獲得一定的靜壓頭。風扇截面同時顯示一團低壓區(qū)域，這是由于該處有較強旋渦存在?？梢姰斍皸l件風扇進口流動均勻性較差，風機內(nèi)部將會產(chǎn)生更多旋渦，從而增加了氣動噪聲。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC7風扇區(qū)域水平截面壓力風扇中心水平截面速度分布如圖1-8所示。圖片上部為進口部分，結(jié)果顯示進口右邊速度明顯高于左邊。風扇的進口上輪轂和葉片表面附近局部流動速度較高。為了消除進口速度不均勻給風機噪聲帶來的影響，可以考慮在風機進口區(qū)域增加整流濾網(wǎng)。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC8風扇區(qū)域水平截面速度風扇左右豎直截面壓力和速度云圖如圖1-9所示。豎直截面內(nèi)風機壓力分布同樣是不對稱的，但是豎直截面速度均勻性比水平截面的均勻性更高。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC9風扇區(qū)域豎直截面壓力和速度圖1-10所示為風扇前后豎直截面壓力分布。風扇的左上的兩個葉片的PS面（壓力面）中部的壓力最大，這是由于風扇葉片距離機柜頂部空間較小，左上角的葉片轉(zhuǎn)過該位置時葉片流道內(nèi)空氣會受到擠壓并使PS面中部的速度下降，這樣局部動能就轉(zhuǎn)化成了葉片中部靜壓能。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC10風扇區(qū)域水平截面壓力圖1-11所示為前后豎直截面速度分布圖，圖中顯示葉片SS面（吸力面）附近均出現(xiàn)了明顯低速區(qū)域，這是由于流體液流角高于葉片前緣的角度，使得流體主要在葉片SS面分離脫體。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC11風扇區(qū)域水平截面速度圖1-12所示為風機內(nèi)流線圖。流線結(jié)果顯示流線在葉片前緣容易分離，并在葉輪流道和葉片的吸力面附近形成旋渦。由于風機進口以及出口對應(yīng)的空間均為非對稱，從流線中可以觀察不同葉片前緣進口速度大小和方向明顯不同。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC12風扇區(qū)域流線瞬態(tài)流場分析圖1-13所示為瞬態(tài)計算時風扇出口監(jiān)測點在葉輪旋轉(zhuǎn)一圈對應(yīng)的壓力脈動。本次仿真時間步長為葉片轉(zhuǎn)過2度的物理時間，葉輪周向布置6個葉片，可以推算每計算30步對應(yīng)單葉片的旋轉(zhuǎn)周期。圖中壓力波動顯示每隔30個時間步便會周期性的出現(xiàn)壓力的波峰與波谷。本次瞬態(tài)仿真能夠捕捉旋轉(zhuǎn)機械運行過程中周期性物理特性，仿真結(jié)果真實可信。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC13風扇出口監(jiān)測點壓力脈動圖1-14所示為瞬態(tài)流場進口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示壁面壓力脈動最大值在風扇進口的邊緣，其余部分的壓力脈動值非常小，低于100pa。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC14風扇進口壓力脈動圖1-15所示為瞬態(tài)流場出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示壁面壓力脈動最大值93pa在靠近風扇出口的頂部和側(cè)邊的壁面。其余部分的壓力脈動值均低于50pa，同樣可以得出出口壁面的壓力脈動非常小。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC15風扇出口壓力脈動圖1-16所示為風扇進口壁面的總聲壓級分布。圖中顯示隨著流動的紊流逐漸增加，總聲壓級的大小相應(yīng)增加，并在進口附近達到最大值。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC16風扇進口總聲壓級圖1-17所示為風扇出口壁面的總聲壓級分布。由于頂部的壓力和速度脈動相對較高，圖中顯示高聲壓級多分布在脈動較高的部位。圖1-17左圖顯示機柜左邊總聲壓級比右邊稍高，這是由于風扇內(nèi)空氣從左向右旋轉(zhuǎn)過程中受到頂部壁面的擠壓，導致左邊的湍動能較高。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC17風扇出口壓力脈動圖1-18所示為風扇的輪轂面和葉片的聲壓級分布。圖示總聲壓級較高的部位集中在葉片的前緣以及上輪轂面曲率半徑較大的部位。對比風扇和出口壁面的聲壓級大小可知風扇壁面的聲壓級比出口壁面的聲壓級高，所以機柜模型的氣動噪聲主要來自風扇部分。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC18風扇表面總聲壓級圖1-19所示為瞬態(tài)流場（t=0.18s）的渦量分布，可以看到旋渦主要在葉片前緣產(chǎn)生，而且前緣靠近上輪轂面的旋渦分布最廣。旋渦越過葉片前緣過后逐漸開始脫離葉片表面，并慢慢向葉片的壓力面擴散，擴張后的大渦經(jīng)過葉片出口傳遞到機柜的出口區(qū)域。為了改善葉片前緣由于流動沖擊造成的旋渦氣動噪聲，可以考慮匹配更加合適的葉片安裝角度，或者將葉片的前緣改成“盾頭”結(jié)構(gòu)，可以改善葉片攻角的適應(yīng)性。圖1-SEQ圖5-\*ARABIC19風扇區(qū)域的旋渦分布氣動噪聲計算計算模型和計算流程不贅述，詳情見第一輪計算分析報告。計算結(jié)果如下。圖1-20主要頻率處聲壓分布云圖（風扇處切片）圖1-21整柜出口處、兩個進口處測點頻譜曲線以上數(shù)據(jù)可知，整柜噪聲主要集中在200Hz和290Hz處，分別對進口和出口的噪聲貢獻量較大；后續(xù)優(yōu)化方案應(yīng)著重考慮優(yōu)化這兩個頻率處噪聲水平。本章小結(jié)根據(jù)仿真結(jié)果，本章分析研究穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)下機柜壁面速度和壓力分布，風扇附近的流場信息以及風機內(nèi)部旋渦核心分布，可小結(jié)如下：通過可壓計算得到機柜模型壁面壓力都不超過1公斤力，該壓力激起的振動不會對流場造成任何影響，無需在流場計算中考慮壁面振動，同時在振動分析過程中也不需考慮氣動壓力部分。 機柜進出口壁面速度相對較高，一般均不低于2m/s。由于風道布置大量吸聲材料，不可避免減少流通面積，從而增大當?shù)厮俣群退俣炔痪鶆蚨?，導致大量渦流的產(chǎn)生。風扇進口幾何不對稱導致進口壁面的速度分布非常不均勻，衍生了后續(xù)旋渦的生長。風機葉片進口安裝角度與流體液流角存在一定的沖角，使得葉片的SS面附件生成大量旋渦并逐漸分離。分析結(jié)果顯示風扇是變流器氣動噪聲的主要噪聲源，也是聲壓級最大的區(qū)域所在，可考慮在進口增加整流器以及改善葉片前緣為盾頭結(jié)構(gòu)來降低旋渦的產(chǎn)生與發(fā)展，進而減低氣動噪聲。以上數(shù)據(jù)可知，整柜噪聲主要集中在200Hz和290Hz處，分別對進口和出口的噪聲貢獻量較大；后續(xù)優(yōu)化方案應(yīng)著重考慮優(yōu)化這兩個頻率處噪聲水平。

優(yōu)化方案一：增加葉片數(shù)葉片在高速旋轉(zhuǎn)過程中，偶數(shù)葉片在同一條直線上，且形狀對稱，振動能量會互相傳遞，會抑制也會疊加，易發(fā)生共振。奇數(shù)葉片產(chǎn)生的振動也會傳遞到其他葉片，但由于振動方向不同，無論橫向還是縱向的投影也完全不同，這樣共振的強度會降低。本次變流柜離心風機的原始結(jié)構(gòu)葉片為6片，為了驗證奇數(shù)葉片對機柜的降噪效果，最終確定增加葉片為7片。原始葉片和優(yōu)化后的葉片如圖2-1所示。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC1三維幾何模型穩(wěn)態(tài)流場分析機柜進出口壁面壓力分布如圖2-2所示。進口壓力波動約為1050pa，相當于1公斤水的壓力大小，可見進口壁面的壓力脈動對機柜噪聲影響非常小，可以忽略不計。風扇進口附近的壓力最低，出口機柜頂端鈑金對流動具有阻礙作用，局部壓力最高。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC2機柜進口壁面壓力分布機柜進口壁面速度分布如圖2-3所示。進口的速度在風扇進口附近速度梯度明顯，速度峰值約為34m/s。為了優(yōu)化壁面吸聲材料的布置，如圖2-3右圖所示為壁面低于2m/s的速度分布。結(jié)果顯示進口壁面的低速區(qū)域非常少，幾乎都高于2m/s。圖2-3機柜進口壁面速度分布機柜出口壁面速度如圖2-4所示。出口壁面的速度均低于20m/s，最高速度位于風扇出口附近。在模型的中部由于內(nèi)部變頻器的存在使得空氣流通面積非常小，壁面的速度相對較高。圖2-4右側(cè)為壁面低于2m/s的速度云圖，結(jié)果顯示出口壁面的低速區(qū)域同樣非常小。圖2-4機柜出口壁面速度分布圖2-5所示為葉輪內(nèi)旋渦核心區(qū)旋渦分布。結(jié)果顯示旋渦集中在風扇的進口上輪轂面和葉片的前緣，這是由于上輪轂面是離心風機曲率變化最明顯的部位，流動容易分離脫體形成旋渦。葉片前緣的安裝角是固定的，當空氣液流角與安裝角之間匹配不好時，在該處便會發(fā)生明顯分離，從而產(chǎn)生大量旋渦，如右圖所示。圖2-5風扇區(qū)域旋渦核心區(qū)風扇中心水平截面壓力云圖如圖2-6所示，風扇截面中心顯示一團低壓區(qū)域，這是由于該處有較強旋渦存在?？梢姰斍皸l件風扇進口流動均勻性較差，風機內(nèi)部將會產(chǎn)生更多旋渦，從而增加了氣動噪聲。圖2-6風扇區(qū)域水平截面壓力風扇中心水平截面速度分布如圖2-7示。圖片上部為進口部分，結(jié)果顯示進口右邊速度分布不均勻。風機的左邊出口流動沿著流道的方向，但是右邊出口流動與流道有一定角度，這是由于截面與風機葉片的相對位置不同導致的。左右速度分布的差異說明風機葉片相對位置對風機出口流動有明顯影響。圖2-7風扇區(qū)域水平截面速度風扇左右豎直截面壓力和速度云圖如圖2-8示。離開葉輪的高速流體與上下壁面均發(fā)生沖擊左右，當?shù)貏幽苻D(zhuǎn)為靜壓，所以在機柜高壓區(qū)域均位于風扇附近的上下壁面。速度云圖顯示風機下端的流道內(nèi)部有一塊低速區(qū)域，表明流動在該部位發(fā)生分離脫體了。圖2-8風扇區(qū)域豎直截面壓力和速度圖2-9示為風扇前后豎直截面壓力分布。圖中顯示截面上機柜內(nèi)靜壓脈動在300pa左右，壓力分布比較均勻。從圖中可以看出右邊葉片壓力面壓力高于左側(cè)葉片壓力面，這是由于葉輪頂部的喉口面積比底部喉口更小，對右側(cè)葉片具有更明顯的阻礙作用，從而右側(cè)靜壓恢復能力更強。圖2-9扇區(qū)域水平截面壓力圖2-10示為前后豎直截面速度分布圖，圖中顯示左側(cè)葉輪流道內(nèi)有非常明顯的速度梯度，尤其是左上角葉輪流道內(nèi)。葉片SS面（吸力面）附近均出現(xiàn)了明顯低速區(qū)域，這是由于流體液流角高于葉片前緣的角度，使得流體主要在葉片SS面分離脫體。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC10扇區(qū)域水平截面速度圖2-11所示為風機內(nèi)流線圖。流線結(jié)果顯示流線在右側(cè)葉輪流道內(nèi)流動光順，但是左側(cè)流道內(nèi)部有大量的旋渦產(chǎn)生。這說明增加葉片數(shù)目為奇數(shù)葉片并不能夠改善風機內(nèi)部流場。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC11風扇區(qū)域流線瞬態(tài)流場分析圖2-12所示為瞬態(tài)流場進出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示進口壁面壓力脈動最大值在風扇進口的邊緣，數(shù)值為310pa，其余部分的壓力脈動值非常小，低于100pa。圖2-12風扇進口壓力脈動圖2-13所示為瞬態(tài)流場出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示壁面壓力脈動最大值86pa在靠近風扇出口的頂部和側(cè)邊的壁面。其余部分的壓力脈動值均低于50pa，同樣可以得出出口壁面的壓力脈動非常小。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC13風扇出口壓力脈動圖2-14所示為風扇進口壁面的總聲壓級分布。圖中顯示兩側(cè)進口附近的聲壓級相對較低，流體流過換熱翅片和電抗器后，聲壓級逐漸增加，并在風扇進口附近達到最大值。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC14風扇進口總聲壓級圖2-15所示為風扇出口壁面的總聲壓級分布。葉片增加為7片后，頂部壓力和速度脈動相對較高，圖中顯示高聲壓級多分布在脈動較高的部位。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC15風扇出口壓力脈動圖2-16所示為風扇的輪轂面和葉片的聲壓級分布。圖示總聲壓級較高部位集中在葉片底部的前緣以及上輪轂面曲率半徑較大的部位。風扇的聲壓級明顯高于機柜壁面部分，增加葉片數(shù)目不能夠有明顯的改進。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC16風扇表面總聲壓級圖2-17所示為瞬態(tài)流場（t=0.18s）的渦量分布，可以看到旋渦主要在葉片進口以及底部的前緣，其中葉片上端面附近旋渦分布更多。旋渦越過葉片前緣過后逐漸開始脫離葉片表面，并慢慢向葉片的壓力面擴散，擴張后的大渦經(jīng)過葉片出口傳遞到機柜出口區(qū)域。圖2-SEQ圖5-\*ARABIC17風扇區(qū)域的旋渦分布氣動噪聲計算葉片由六片改為七片，CFD計算部分的網(wǎng)格需重新建模，且需重新計算CFD穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)，得到結(jié)果如上所述。由于Actran計算氣動噪聲時，葉片區(qū)域噪聲源均插值在面聲源上，故當葉片數(shù)變化而葉輪直徑不發(fā)生變化時，氣動噪聲計算模型不發(fā)生變化，故本章節(jié)不贅述聲學網(wǎng)格劃分和聲學計算等內(nèi)容，此部分內(nèi)容與原始計算模型完全一致，詳情見第一輪計算報告。氣動噪聲計算結(jié)果詳見第5章節(jié)。圖2-18主要頻率處聲壓分布云圖（風扇處切片）從聲壓云圖來看，葉片數(shù)改變后云圖變化不大，沒有很明顯的降噪效果，需評估頻譜曲線，詳情見5.3章節(jié)曲線對比分析。本章小結(jié)根據(jù)仿真結(jié)果，本章分析研究奇數(shù)葉片穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)下機柜壁面速度和壓力分布，風扇附近的流場信息以及風機內(nèi)部旋渦核心分布，可小結(jié)如下：風機流線顯示右側(cè)流道流動較均勻，但是左側(cè)流道內(nèi)發(fā)生大量分離。產(chǎn)生原因是上游進口流動不均勻?qū)е拢纳骑L機上游流場至關(guān)重要。分析結(jié)果顯示風扇葉片表面的聲壓級最高，因此風機是變流器氣動噪聲的主要噪聲源。從CFD結(jié)果（Fluent計算得到聲壓級）來看，增加葉片數(shù)目對降低葉片聲壓級的效果不明顯，需進一步進行氣動噪聲計算（Actran計算）來分析葉片數(shù)改變后噪聲水平。

優(yōu)化方案二：安裝進口整流濾網(wǎng)通過偶數(shù)葉片和奇數(shù)葉片模仿真結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，風機內(nèi)部流場分布不均，導致某些葉輪流道內(nèi)有非常強烈流動分離，從而增加旋渦強度，使得氣動噪聲顯著上升。風機葉片處噪聲占主要，風機近場區(qū)域流動特性直接影響風機噪聲大小。為此希望在風機進口安裝整流網(wǎng)，整流結(jié)構(gòu)對進入風機的不規(guī)則旋渦氣流起到整流的作用，抑制風扇內(nèi)部由于進口區(qū)旋衍生的大尺度渦，改善風機附近流動特性及氣動噪聲特性，降低噪聲的產(chǎn)生及傳播。整流濾網(wǎng)結(jié)構(gòu)如下圖所示。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC1三維幾何模型穩(wěn)態(tài)流場分析機柜進出口壁面壓力分布如圖3-2所示。進口壓力波動約為1150pa，出口壓力波動約為1300pa,均相當于1公斤水的壓力大小，可見安裝整流網(wǎng)后進出口壁面壓力脈動對機柜噪聲影響仍舊比較小，可以忽略不計。風扇進口附近的壓力最低，出口機柜頂端鈑金結(jié)構(gòu)對流動具有阻礙作用，局部壓力最高。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC2機柜進口壁面壓力分布機柜進口壁面速度分布如圖3-3所示。進口的速度在風扇進口附近速度梯度明顯，速度峰值約為36.5m/s。為了優(yōu)化壁面吸聲材料的布置，如圖3-3右圖所示為壁面低于2m/s的速度分布。結(jié)果顯示進口壁面的低速區(qū)域非常少，幾乎都高于2m/s。圖3-3機柜進口壁面速度分布機柜出口壁面速度如圖3-4所示。出口壁面的速度均低于20m/s，最高速度位于風扇出口附近。在模型的中部由于內(nèi)部變頻器的存在使得空氣流通面積非常小，壁面的速度相對較高。圖3-4右側(cè)為壁面低于2m/s的速度云圖，結(jié)果顯示出口壁面的低速區(qū)域同樣非常小。圖3-4機柜出口壁面速度分布圖3-5所示為葉輪內(nèi)旋渦核心區(qū)旋渦分布。結(jié)果表明增加整流網(wǎng)后，旋渦主要集中在葉片前緣吸力面，其他區(qū)域的旋渦分布不明顯，特別是葉輪前緣上蓋板附近。這說明葉輪內(nèi)部的流動均勻性大大提高，局部的流動分離脫體減少。增加整流網(wǎng)后系統(tǒng)阻力升高，風扇的風量下降，導致流動滯止在葉片前緣壓力面附近，引起吸力面的局部分離。為了達到更好的效果，需要將葉片的前緣角度適當修改，使得葉輪內(nèi)旋渦強度最小。圖3-5風扇區(qū)域旋渦核心區(qū)風扇中心水平截面壓力云圖如圖3-6所示，增加整流網(wǎng)后葉輪和機柜內(nèi)壓力分布非常均勻。不僅如此，整流網(wǎng)也改善了進口的壓力分布。圖3-6風扇區(qū)域水平截面壓力風扇中心水平截面速度分布如圖3-7所示。圖片上部為進口部分，結(jié)果顯示進口左右邊速度分布不均。但是風機流道內(nèi)部流動更加均勻，風機出口速度脈動也有下降，與左右壁面沖擊強度相應(yīng)減少。圖3-7風扇區(qū)域水平截面速度風扇左右豎直截面壓力和速度云圖如圖3-8所示。離開葉輪的高速流體與上壁面發(fā)生明顯沖擊，但是下壁面的沖擊強度較弱。機柜豎直界面的壓力分布均勻，速度云圖也表明沒有流動分離現(xiàn)象。圖3-8風扇區(qū)域豎直截面壓力和速度圖3-9所示為風扇前后豎直截面壓力分布。結(jié)果顯示風機中心到機柜截面壓力分布均勻，不同位置葉片壓力面和吸力面壓差差異不大。這表明同一時刻不同葉片受力大小相當，從而降低了風機因載荷不均導致的振動。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC9風扇區(qū)域水平截面壓力圖3-10所示為前后豎直截面速度分布圖，圖中顯示六個葉片的吸力面附近均發(fā)生流動分離，而且分離的尺寸類似。這說明當前轉(zhuǎn)速下風機進口液流角大于實際流動角度，而且葉片角從進口到出口變化太快，導致流動分離在尾緣處逐漸增強。需要合理設(shè)計葉片的前緣角度以及葉片角變化規(guī)律。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC10風扇區(qū)域水平截面速度圖3-11所示為風機內(nèi)流線圖。流線結(jié)果顯示葉輪內(nèi)沒有明顯的旋渦生成，流線在每個葉片的壓力面均有攻角不匹配現(xiàn)象，造成壓力面附近滯止區(qū)。這說明增加整流網(wǎng)消除進口預旋后，葉片前緣角度需要相應(yīng)的修改。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC11風扇區(qū)域流線瞬態(tài)流場分析圖3-12所示為瞬態(tài)流場進出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示進口壁面壓力脈動最大值在風扇進口的邊緣，數(shù)值為190pa，其余部分的壓力脈動值非常小，低于100pa。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC12風扇進口壓力脈動圖3-13所示為瞬態(tài)流場出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示壁面壓力脈動最大值103pa靠近風扇出口的頂部和側(cè)邊壁面。其余部分壓力脈動值均低于50pa，同樣可以得出出口壁面的壓力脈動非常小。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC13風扇出口壓力脈動圖3-14所示為風扇進口壁面的總聲壓級分布。圖中顯示兩側(cè)進口附近的聲壓級相對較低，流體流過換熱翅片和電抗器后，聲壓級逐漸增加，并在風扇進口附近達到最大值。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC14風扇進口總聲壓級圖3-15所示為風扇出口壁面的總聲壓級分布。頂部壓力和速度脈動相對較高，圖中顯示高聲壓級多分布在脈動較高的部位。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC15風扇出口壓力脈動圖3-16所示為風扇的輪轂面和葉片的聲壓級分布。圖示總聲壓級較高部位集中在葉片底部的前緣，特別是上下輪轂面靠近葉片前緣位置。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC16風扇表面總聲壓級圖3-17所示為瞬態(tài)流場（t=0.18s）的渦量分布，可以看到旋渦主要在葉片進口靠近上輪轂面的位置，其中葉片上端面附近旋渦分布更多。旋渦越過葉片前緣過后逐漸開始脫離葉片表面，并逐漸擴張到下游流道中。圖3-SEQ圖5-\*ARABIC17風扇區(qū)域的旋渦分布氣動噪聲計算同葉片數(shù)改變時情況一樣，安裝進口整流濾網(wǎng)時CFD計算部分的網(wǎng)格需重新建模，且需重新計算CFD穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)，得到結(jié)果如上所述。由于Actran計算氣動噪聲時，葉片區(qū)域噪聲源均插值在面聲源上，故當葉輪直徑額葉輪高度不發(fā)生變化時（整流網(wǎng)附著在進口區(qū)域），氣動噪聲計算模型不發(fā)生變化，故本章節(jié)不贅述聲學網(wǎng)格劃分和聲學計算等內(nèi)容，此部分內(nèi)容與原始計算模型完全一致，詳情見第一輪計算報告。氣動噪聲計算結(jié)果詳見第五章節(jié)。圖3-18主要頻率處聲壓分布云圖（風扇處切片）從聲壓云圖來看，加整流濾網(wǎng)后70Hz處噪聲明顯降低，其他頻率處云圖變化不大，需評估頻譜曲線，詳情見5.3章節(jié)曲線對比分析。本章小結(jié)根據(jù)仿真結(jié)果，本章分析研究安裝整流網(wǎng)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)下機柜壁面速度和壓力分布，風扇附近的流場信息以及風機內(nèi)部旋渦核心分布，可小結(jié)如下：增加整流網(wǎng)后，旋渦主要集中在葉片前緣吸力面，其他區(qū)域的旋渦分布不明顯，特別是葉輪前緣上蓋板附近。這說明葉輪內(nèi)部的流動均勻性大大提高，局部的流動分離脫體減少。增加整流網(wǎng)后系統(tǒng)阻力升高，風扇的風量下降，導致流動滯止在葉片前緣壓力面附近，引起吸力面的局部分離。風機附近不同截面壓力分布均勻性顯著升高，葉輪不同周向位置葉片壓力面和吸力面壓差差異不大。這表明同一時刻不同葉片受力大小相當，從而降低了風機因載荷不均導致的振動。吸力面附近均發(fā)生流動分離，而且分離的尺寸類似。這說明當前轉(zhuǎn)速下風機進口液流角大于實際流動角度，而且葉片角從進口到出口變化太快，導致流動分離在尾緣處逐漸增強。需要合理設(shè)計葉片的前緣角度以及葉片角變化規(guī)律。

優(yōu)化方案三：風機附近安裝共振腔風機實測和仿真得到的噪聲測試曲線表明出口處噪聲主要在290Hz基頻，進口處噪聲在200Hz及290Hz均有峰值分布。針對某些高頻噪聲，可以通過合理設(shè)計消聲腔來降低啟氣動噪聲。從消聲腔的設(shè)計原則來看，屬于四分之一波長管原理。四分之一波長管共振頻率為為共振階次，為管長，為共振腔半徑。即可獲得針對200Hz和290Hz對應(yīng)的腔體深度為200mm和290mm，考慮到柜體的具體設(shè)計，250mm的更好實現(xiàn)。即在風機兩側(cè)設(shè)計長度為25cm的消聲腔，截面積為10cm*10cm。由于波長管的形狀對消音效果沒有影響，所以四分之一波長管可以設(shè)計成彎形狀。消聲腔結(jié)構(gòu)如下圖所示。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC1三維幾何模型穩(wěn)態(tài)流場分析機柜進出口壁面壓力分布如圖4-2所示。進口壓力波動約為1250pa，出口壓力波動約為1400pa,均相當于1公斤水的壓力大小，可見機柜內(nèi)安裝共振腔后進出口壁面壓力脈動對機柜噪聲影響仍舊比較小，可以忽略不計。風扇進口附近的壓力最低，出口機柜頂端鈑金結(jié)構(gòu)對流動具有阻礙作用，局部壓力最高。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC2機柜進口壁面壓力分布機柜進出口壁面速度分布如圖4-3所示。進口的速度在風扇進口附近速度梯度明顯，速度峰值約為34m/s。為了優(yōu)化壁面吸聲材料的布置，如圖4-3右圖所示為壁面低于2m/s的速度分布。結(jié)果顯示進口壁面的低速區(qū)域非常少，幾乎都高于2m/s。圖4-3機柜進口壁面速度分布機柜出口壁面速度如圖4-4所示。出口壁面的速度幾乎均低于20m/s，最高速度位于風扇出口附近。在模型的中部由于內(nèi)部變頻器的存在使得空氣流通面積非常小，壁面的速度相對較高。圖4-4右側(cè)為壁面低于2m/s的速度云圖，結(jié)果顯示出口壁面的低速區(qū)域同樣非常小。圖4-4機柜出口壁面速度分布圖4-5所示為葉輪內(nèi)旋渦核心區(qū)旋渦分布。結(jié)果表明機柜內(nèi)增加共振腔后，葉輪流道內(nèi)并沒有出現(xiàn)局部旋渦集中現(xiàn)象。旋渦分布仍主要集中在葉片前緣吸力面，特別是葉輪前緣上蓋板附近。圖4-5風扇區(qū)域旋渦核心區(qū)風扇中心水平截面壓力云圖如圖4-6所示，葉片的進口壓力分布不均，機柜內(nèi)壓力波動也非常明顯。圖4-6風扇區(qū)域水平截面壓力風扇中心水平截面速度分布如圖4-7所示。圖片上部為進口部分，結(jié)果顯示進口和葉輪內(nèi)左右邊速度分布不均。流體流出后與共振腔發(fā)生撞擊后向共振腔兩側(cè)流動，速度迅速下降。圖4-7風扇區(qū)域水平截面速度風扇左右豎直截面壓力和速度云圖如圖4-8所示。離開葉輪的高速流體與上壁面發(fā)生明顯沖擊，但是下壁面的沖擊強度較弱。機柜豎直截面壓力分布較均勻，速度云圖也表明沒有流動分離現(xiàn)象。圖4-8風扇區(qū)域豎直截面壓力和速度圖4-9所示為風扇前后豎直截面壓力分布。結(jié)果顯示靠近右側(cè)共振腔的葉片背面壓力較高，共振腔附近壓力分布并沒有因為局部速度沖擊滯止而升高，可能的原因是風機出口速度由于充分擴張而迅速降低，所以共振腔壁面由于沖擊導致的壓力恢復能力有限。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC9風扇區(qū)域水平截面壓力圖4-10所示為前后豎直截面速度分布圖，圖中顯示右側(cè)共振腔具有導流左右，使流體向變壓器附近流動。但是左側(cè)的共振腔阻礙了流體向下游變壓器流動。由于風機的主要目的是用于冷卻變壓器，所以在左側(cè)安裝共振腔必然對變壓器散熱產(chǎn)生不利影響。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC10風扇區(qū)域水平截面速度圖4-11所示為風機內(nèi)流線圖。流線結(jié)果顯示靠近右側(cè)共振腔的葉輪流道內(nèi)沒有流動分離，流體流速相對較高?？拷髠?cè)葉輪流道內(nèi)速度較低，通過的流體非常有限?？梢娫黾庸舱袂缓笕~輪出口流量沿周向分布不均。瞬態(tài)流場分析圖4-12所示為瞬態(tài)流場進出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示進口壁面壓力脈動最大值在風扇進口的邊緣，數(shù)值為370pa，其余部分的壓力脈動值非常小，低于100pa。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC12風扇進口壓力脈動圖4-13所示為瞬態(tài)流場出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示壁面壓力脈動最大值93pa在共振腔底面。其余部分的壓力脈動值均低于50pa，同樣可以得出出口壁面的壓力脈動非常小。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC13風扇出口壓力脈動圖4-14所示為風扇進口壁面的總聲壓級分布。圖中顯示兩側(cè)進口附近的聲壓級相對較低，流體流過換熱翅片和電抗器后，聲壓級逐漸增加，并在風扇進口附近達到最大值。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC14風扇進口總聲壓級圖4-15所示為風扇出口壁面的總聲壓級分布。安裝共振腔后，共振腔底部和機柜頂部聲壓級較高，可見本次設(shè)計的共振腔具有吸收流場脈動的作用。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC15風扇出口壓力脈動圖4-16所示為風扇的輪轂面和葉片的聲壓級分布。圖示總聲壓級較高部位集中在葉片底部的前緣以及上輪轂面曲率半徑較大的部位。風扇的聲壓級明顯高于機柜壁面部分。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC16風扇表面總聲壓級圖4-17所示為瞬態(tài)流場（t=0.18s）的渦量分布，可以看到旋渦主要在葉片進口以及底部的前緣，其中葉片上端面附近旋渦分布更多。旋渦越過葉片前緣過后逐漸開始脫離葉片表面，并慢慢向葉片的壓力面擴散，擴張后的大渦經(jīng)過葉片出口傳遞到機柜的出口區(qū)域。葉輪出口附近的旋渦分布較均為，可見共振腔對葉輪內(nèi)旋渦強度影響不大。圖4-SEQ圖5-\*ARABIC17風扇區(qū)域的旋渦分布氣動噪聲計算風機出口安裝共振腔后，聲學計算模型發(fā)生變化，需要重新建模、計算。本章節(jié)不贅述聲學網(wǎng)格劃分和聲學計算等內(nèi)容，詳情見第一輪計算報告。模型中加共振腔后對聲傳播產(chǎn)生較大影響，故網(wǎng)格稍有變動。網(wǎng)格部分改變?nèi)缦隆D4-18整柜內(nèi)部聲學計算網(wǎng)格圖4-19整柜內(nèi)部聲學計算網(wǎng)格（剖面）上圖中橙色區(qū)域為共振腔區(qū)域，當聲波入射到腔內(nèi)時，200Hz（設(shè)計頻率）對應(yīng)的聲能量會被吸收，從而降低聲能量，起到抗性消聲器的作用。圖4-20主要頻率處聲壓分布云圖（風扇處切片）本章小結(jié)根據(jù)分析研究安裝整流網(wǎng)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)下機柜壁面速度和壓力分布，風扇附近的流場信息以及風機內(nèi)部旋渦核心分布，可小結(jié)如下：機柜內(nèi)增加共振腔后，旋渦分布仍主要集中在葉片前緣吸力面，特別是葉輪前緣上蓋板附近。葉輪出口附近的旋渦分布較均為，可見共振腔對葉輪內(nèi)旋渦強度影響不大。風機速度分布表明右側(cè)共振腔具有導流左右，輔助流體向變壓器附近流動。但是左側(cè)的共振腔阻礙了流體向下游變壓器流動。當聲波入射到共振腔區(qū)域內(nèi)時，200Hz（設(shè)計頻率）對應(yīng)的聲能量會被吸收，從而降低聲能量，起到抗性消聲器的作用。由于共振腔離進口較近，且進口區(qū)域噪聲主要為200Hz處較大，故共振腔形式對進口測點處噪聲有明顯效果。

優(yōu)化仿真結(jié)果對比分析本報告詳細分析改變?nèi)~片數(shù)目，安裝整流網(wǎng)和添加共振腔三個優(yōu)化方案對機柜內(nèi)流動的影響，特別是引發(fā)氣動噪聲的風機部分。通過仿真分析發(fā)現(xiàn)，改變?nèi)~片數(shù)目對風機流場流動分離和壓力分布不均等改進效果不大，增加整流網(wǎng)后風機的流動均勻性顯著提高，安裝共振腔對機柜內(nèi)部流動的影響也較弱。不同仿真模型結(jié)構(gòu)和風機風量如下圖所示。圖5-SEQ圖5-\*ARABIC1三維幾何模型表5-SEQ表格\*ARABIC1風扇高速性能數(shù)據(jù)風量(m3/h)壓降(pa)原始模型22971025優(yōu)化方案12232820優(yōu)化方案22070950優(yōu)化方案323001023穩(wěn)態(tài)流場結(jié)果分析不同模型機柜進口壁面壓力分布對比如圖5-2所示。原始模型、優(yōu)化方案1和方案2進口壁面壓力波動約為1100pa,優(yōu)化方案3進口壁面壓力脈動約為1250pa,略高于原始模型。不同模型的壓力脈動均相當于1公斤水的壓力大小，可見進口壁面壓力脈動對機柜噪聲影響始終非常小，可以忽略不計。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC2機柜進口壁面壓力分布不同模型機柜出口壁面壓力分布如圖5-3所示，從圖例壓力數(shù)值可以計算得到不同模型壁面的壓力脈動范圍約為1250pa。壓力脈動幅值與進口壁面相似，均不會對機柜的噪聲產(chǎn)生明顯的影響，可以忽略不計。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC3機柜出口壁面壓力分布機柜進口壁面速度分布如圖5-4所示。進口速度在風扇進口附近速度梯度明顯，速度峰值約為35m/s。各模型的結(jié)果均顯示進口與葉輪交界面處速度最高。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC4機柜進口壁面速度分布機柜出口壁面速度如圖5-5所示，出口壁面的速度多低于20m/s。其中原始模型和方案1模型中，高速區(qū)域位于機柜側(cè)邊和頂部；方案2增加整流網(wǎng)后的高速區(qū)域主要分布于頂部，側(cè)面的速度有所降低。方案3中速度最高部位在共振腔與側(cè)邊交界的位置。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC5機柜出口壁面速度分布圖5-6所示為各模型葉輪內(nèi)旋渦核心區(qū)分布。葉片的前緣始終是旋渦觸發(fā)部位，不同模型對比可以發(fā)現(xiàn)，增加葉片數(shù)后，旋渦核心區(qū)分布更多。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC6風扇區(qū)域旋渦核心區(qū)風扇中心水平截面壓力云圖如圖5-7所示，不同模型結(jié)果對比可以看出原始模型壓力分布不均勻，特別是風扇進出口壓力分布。優(yōu)化方案中只有整流網(wǎng)可以有效的改善風機內(nèi)流動狀況，消除進口不對稱旋渦，改善風機流道和出口的流動。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC7風扇區(qū)域水平截面壓力風扇中心水平截面速度分布如圖5-8所示。對比結(jié)果顯示方案2中風扇出口的速度均勻性最好，而其他方案中風扇出口速度大小差異很大，特別是原始模型和方案1中風扇出口。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC8風扇區(qū)域水平截面速度風扇左右豎直截面壓力如圖5-9所示。仿真結(jié)果顯示方案2增加葉片數(shù)和方案4增加共振腔后，豎直截面的壓力分布均勻性變差。但是增加整流網(wǎng)后，壓力脈動降低。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC9風扇區(qū)域豎直截面壓力和速度圖5-10所示為風扇前后豎直截面壓力分布。對比結(jié)果顯示方案1增加葉片數(shù)和方案2添加整流網(wǎng)模型，葉輪內(nèi)部的壓力呈現(xiàn)周期性變化，即葉片吸力面的壓力較低。原始模型中葉輪底部壓力分布明顯低于其他位置，方案3增加共振腔后左右葉片的壓力大小和分布方式均有明顯差異。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC10風扇區(qū)域水平截面壓力圖5-11所示為前后豎直截面速度分布圖，其中原始模型的左側(cè)葉輪流道，方案1中左上角葉輪流道和方案3左側(cè)的葉輪流道速度非常低，說明在實際過程這些流道中流動的攻角非常大，導致很少一部分流體通過。方案2中同樣有低速區(qū)，但是每個葉片流道內(nèi)低速區(qū)域分布比較均勻。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC11風扇區(qū)域水平截面速度圖5-12所示為風機內(nèi)流線圖。風機進口由于下游的轉(zhuǎn)動而產(chǎn)生預旋流動，原始模型中預旋的中心相對風機旋轉(zhuǎn)中心向右側(cè)偏離。增加整流網(wǎng)后，預旋的中心和風機旋轉(zhuǎn)中心重合。由此可以得出由于機柜進口形式的影響使得預旋對風機流動產(chǎn)生影響，預旋中心與旋轉(zhuǎn)中心的偏離導致不同葉輪流道速度分布的差異。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC12風扇區(qū)域流線瞬態(tài)流場結(jié)果分析圖5-13所示為瞬態(tài)流場進口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示原始模型壁面壓力脈動最大為520pa,增加整流網(wǎng)模型進口壁面壓力脈動最小為190pa，其余優(yōu)化模型的壓力脈動在350pa左右?？梢娬骶W(wǎng)大大降低進口壁面的壓力脈動。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC13風扇進口壓力脈動圖5-14所示為瞬態(tài)流場出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示不同模型壁面壓力脈動最大值均位于100pa左右，遠小于進口壓力脈動均方根，其中原始模型和優(yōu)化方案1和方案2的壓力脈動均方根最大值靠近機柜頂部，但是共振腔優(yōu)化方案壓力脈動均方根最高值在共振腔底面。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC14風扇出口壓力脈動圖5-15所示為風扇進口壁面的總聲壓級分布。圖中顯示隨著流動的紊流逐漸增加，總聲壓級的大小相應(yīng)增加，并在進口附近達到最大值。結(jié)果對比表明安裝整流網(wǎng)后進口總聲壓級最高值下降最明顯。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC15風扇進口總聲壓級圖5-16所示為不同模型風扇出口壁面的總聲壓級分布。由于頂部的壓力和速度脈動相對較高，圖中顯示高聲壓級多分布在脈動較高的部位。優(yōu)化方案3中機柜側(cè)面與共振腔相交位置總聲壓級遠遠高于其余模型側(cè)面總聲壓級。這說明共振腔具有吸收和儲存流動中脈動能量，從而降低聲源項。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC16風扇出口壓力脈動圖5-17所示為風扇的輪轂面和葉片的聲壓級分布。圖示結(jié)果表面整流網(wǎng)的聲壓級最高值有所下降，其余優(yōu)化方案均不能有效改善葉片表面總聲壓級的最高強度。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC17風扇表面總聲壓級圖5-18所示為瞬態(tài)流場（t=0.18s）的渦量分布，可以看到旋渦主要在葉片前緣產(chǎn)生，而且前緣靠近上輪轂面的旋渦分布最廣。圖示結(jié)果表明不同模型均不能完全消除風機內(nèi)部的旋渦的產(chǎn)生以及擴展，這是由于風機復雜進出口幾何影響。而且旋渦的產(chǎn)生與風機進口攻角的匹配也有關(guān)系，由于進口流動不均勻，所以無法按照常規(guī)設(shè)計方法得到不同展向吻合良好的葉片。為了改善葉片前緣由于流動沖擊造成的旋渦氣動噪聲，可以考慮匹配更加合適的葉片的安裝角度，或者將葉片的前緣改成“盾頭”結(jié)構(gòu)，可以改善葉片攻角的適應(yīng)性。原始模型優(yōu)化方案1優(yōu)化方案2優(yōu)化方案3圖5-SEQ圖5-\*ARABIC18風扇區(qū)域的旋渦分布氣動噪聲計算結(jié)果分析優(yōu)化方案一：增加葉片數(shù)圖5-SEQ圖5-\*ARABIC197葉片與6葉片頻譜曲線對比（出口）圖5-207葉片與6葉片頻譜曲線對比（進口）通過以上曲線可得以下結(jié)論：對于出口處測點，7葉片時峰值頻率往高頻移動；7葉片時峰值頻率處SPL高0.5dBA，但由于70Hz、250Hz等頻率處噪聲均明顯降低，經(jīng)計算總聲壓級7個葉片比6個葉片低1.5dBA；對于進口處測點，6葉片時噪聲主要分布在200Hz；而7葉片優(yōu)化方案可降低進口處3dBA以上，降噪效果明顯；綜上可知，7葉片方案降噪效果較好。優(yōu)化方案二：安裝進口整流濾網(wǎng)圖5-21安裝整流網(wǎng)與原始模型頻譜曲線對比（出口）圖5-22安裝整流網(wǎng)與原始模型頻譜曲線對比（進口）通過以上曲線可得以下結(jié)論：對于出口處測點對比曲線，基頻處兩條曲線峰值分別為74.3dBA（原始）和72.9dBA（加濾網(wǎng)）；帶濾網(wǎng)時峰值頻率（290Hz）處SPL降低1.4dBA；由于70Hz、250Hz等頻率處噪聲均明顯降低，經(jīng)計算出口總聲壓級降低2.5dBA；對于進口處測點對比曲線，加上濾網(wǎng)后，300Hz~600Hz內(nèi)噪聲明顯改善；但由于200Hz對總聲壓級貢獻量較大，故兩條曲線基本吻合。經(jīng)計算進口總聲壓級降低1dBA；綜上所述，安裝整流網(wǎng)降噪效果明顯。優(yōu)化方案三：風機附近安裝共振腔圖5-23安裝共振腔與原始模型頻譜曲線對比（出口）圖5-24安裝共振腔與原始模型頻譜曲線對比（進口）通過以上曲線可得以下結(jié)論：對于出口處測點對比曲線，基頻處兩條曲線峰值分別為74.3dBA（原始）和74.9dBA（加共振腔）；安裝共振腔時峰值頻率（290Hz）處SPL升高0.6dBA；由于250Hz、360Hz、600Hz~800Hz之間等頻率處噪聲均明顯降低，經(jīng)計算出口總聲壓級降低0.5dBA；對于進口處測點對比曲線，安裝共振腔后，200Hz處噪聲明顯改善；經(jīng)計算進口總聲壓級降低4dBA；綜上所述，安裝共振腔降噪效果明顯。

優(yōu)化方案綜合分析上述分析結(jié)果顯示增加整流網(wǎng)和安裝共振腔均能抑制機柜變流器的噪聲，為了研究兩種優(yōu)化方式疊加后對噪聲的影響，運用仿真手段將整流網(wǎng)和共振腔集成在同一個計算流體域中，如下圖所示。圖6-SEQ圖5-\*ARABIC1三維幾何模型穩(wěn)態(tài)流場分析機柜進出口壁面壓力分布如圖6-2所示。進口壓力波動約為670pa，出口壓力波動約為2400pa。進口由于整流網(wǎng)的原因，壓力波動下降。出口流體域內(nèi)由于共振腔作用，使得壁面壓力脈動幅值升高。風扇進口附近的壓力最低，出口機柜共振腔結(jié)構(gòu)對流動具有阻礙作用，局部壓力最高。圖6-SEQ圖5-\*ARABIC2機柜壁面壓力分布機柜進口壁面速度分布如圖6-3所示。進口的速度在風扇進口附近速度梯度明顯，速度峰值約為26m/s，明顯低于原始模型的速度峰值。為了優(yōu)化壁面吸聲材料的布置，如圖6-3右圖所示為壁面低于2m/s的速度分布。結(jié)果顯示進口壁面的低速區(qū)域非常少，幾乎都高于2m/s。圖6-3機柜進口壁面速度分布機柜出口壁面速度如圖6-4所示。出口壁面的速度均低于20m/s，最高速度位于風扇出口附近。在模型的中部由于內(nèi)部變頻器的存在使得空氣流通面積非常小，壁面的速度相對較高。圖6-4右側(cè)為壁面低于2m/s的速度云圖，結(jié)果顯示出口壁面的低速區(qū)域同樣非常小。圖6-4機柜出口壁面速度分布圖6-5所示為葉輪內(nèi)旋渦核心區(qū)旋渦分布。圖中顯示葉片流道內(nèi)旋渦強度非常低，僅在葉片前緣和尾緣有旋渦的分布。葉片前緣旋渦強度降低是由于整流網(wǎng)使得來流均勻性提高，而尾緣旋渦強度降低則是由于傾斜共振腔抑制了葉片出口附近的流動分離。圖6-5風扇區(qū)域旋渦核心區(qū)風扇中心水平截面壓力云圖如圖6-6所示，增加整流網(wǎng)后葉輪和機柜內(nèi)壓力分布非常均勻。不僅如此，整流網(wǎng)也改善了進口的壓力分布。風扇出口流體與共振腔壁面碰撞后將速度能轉(zhuǎn)化為靜壓，因而圖中壓力較高處分布在共振腔壁面附件。圖6-6風扇區(qū)域水平截面壓力風扇中心水平截面速度分布如圖6-7所示。圖片上部為進口部分，結(jié)果顯示風機進口兩邊的速度梯度仍然存在，但是風機流道內(nèi)部流動更加均勻，風機出口速度脈動也有下降。流體流出后與共振腔發(fā)生撞擊后向共振腔兩側(cè)流動，速度迅速下降。圖6-7風扇區(qū)域水平截面速度風扇左右豎直截面壓力和速度云圖如圖6-8所示。離開葉輪的高速流體與上壁面發(fā)生明顯沖擊，但是下壁面的沖擊強度較弱。機柜豎直界面的壓力分布均勻，速度云圖也表明沒有流動分離現(xiàn)象。圖6-8風扇區(qū)域豎直截面壓力和速度圖6-9所示為風扇前后豎直截面壓力分布。結(jié)果顯示風機中心到機柜截面壓力分布均勻，不同位置葉片壓力面和吸力面壓差差異不大。這表明同一時刻不同葉片受力大小相當，從而降低了風機因載荷不均導致的振動。共振腔附近壓力分布最高，說明共振腔將動能轉(zhuǎn)化為靜壓的效果非常明顯。圖6-SEQ圖5-\*ARABIC9風扇區(qū)域水平截面壓力圖6-10所示為前后豎直截面速度分布圖，圖中顯示葉輪內(nèi)部速度分布非常均勻，葉片流道內(nèi)低速區(qū)域多集中在葉片吸力面尾緣附近。葉片前緣均沒有明顯的速度梯度，這說明流動分離不明顯。圖6-SEQ圖5-\*ARABIC10風扇區(qū)域水平截面速度圖6-11所示為風機內(nèi)流線圖。流線結(jié)果顯示葉輪內(nèi)沒有明顯旋渦生成，流線與葉片前緣角度匹配較好。對比相應(yīng)的優(yōu)化方案二和優(yōu)化方案三可以看出，集成整流網(wǎng)和共振腔后，葉片內(nèi)流動更加均勻，原始葉片設(shè)計與當前機柜系統(tǒng)更加匹配。圖6-SEQ圖5-\*ARABIC11風扇區(qū)域流線瞬態(tài)流場分析圖6-12所示為瞬態(tài)流場進出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示進口壁面壓力脈動最大值在風扇進口的邊緣，數(shù)值為60pa，其余部分的壓力脈動值非常小，低于40pa。圖6-SEQ圖5-\*ARABIC12風扇進口壓力脈動圖6-13所示為瞬態(tài)流場出口壁面的壓力脈動均方根。圖中顯示壁面壓力脈動最大值70pa靠近風扇出口的頂部和側(cè)邊壁面。其余部分壓力脈動值均低于40pa，同樣可以得出出口壁面的壓力脈動非常小。圖6-SEQ圖5-\*ARABIC13風扇出口壓力脈動圖6-14所示為風扇進口壁面的總聲壓級分布。圖中顯示兩側(cè)進口附近的聲壓級相對較低，流體流過換熱翅片和電抗器后，聲壓級逐漸增加，并在風扇進口附近達到最大值。圖6-SEQ圖5-\*ARABIC14風扇進口總聲壓級圖6-15所示為風扇出口壁面的總聲壓級分布。頂部壓力和速度脈動相對較高，圖中顯示高聲壓級多分布在脈動較高的部位。圖6-SEQ圖5-