油煙機聲學設計與試驗研究

黃偉稀，許影博，邱躍統，胡志寬

（中國船舶科學研究中心 船舶振動噪聲重點實驗室，江蘇 無錫 214082）

風量、風壓與噪聲是油煙機三大性能參數，風量與風壓是功能性指標，而噪聲主要影響用戶使用體驗，是決定產品舒適性的關鍵要素，具備低噪聲與良好聲品質對提高產品競爭力具有重要意義。油煙機的核心部件是多翼離心風機，風量和噪聲的影響因素十分復雜，離心風機噪聲由殼體振動輻射噪聲與氣動噪聲組成，研究表明[1-3]，對于小型離心風機，殼體振動輻射噪聲可忽略不計，氣動噪聲是離心風機的主要噪聲源。

由離心風機氣動噪聲產生機理可知，其噪聲控制本質上是對離心風機內流場的改變。根據萊特希爾理論，這種改變可以減小離心風機的蝸舌、葉輪及蝸殼上的壓力脈動從而減小偶極子噪聲強度，也可以通過改善流場來減小四極子噪聲強度，特別是對于廣泛應用于家電行業的多翼離心風機，其內部流場復雜、效率較低，渦流噪聲（即四極子聲源）比重比一般工業通風機要高，流場的改善能較為顯著地減小氣動噪聲。

蝸舌作為離心風機離散噪聲產生的主要部位，針對蝸舌的形狀與位置對離散噪聲的影響，許多學者進行了大量的研究。研究表明，蝸舌形狀與安裝間隙的微小改變將會引起離心風機氣動噪聲的較大改變[4]，由于葉片射流尾跡的存在，葉輪出口周向速度的分布不均勻，而且在越靠近葉輪出口的地方這種不均勻性越明顯，當蝸舌離葉輪出口距離較小時，這種不穩定流對蝸舌的沖擊將造成較大的壓力波動，這種壓力波動是產生離散噪聲的一個重要原因[5]。Sandra等[6]與Cai等[7]對離心風機的蝸舌安裝角度與蝸舌間距等參數對離心風機噪聲的影響進行了數值分析與試驗研究，研究結果表明，傾斜蝸舌降噪效果明顯，有利于降低離散噪聲，增加蝸舌間距可降低寬頻噪聲，最大降噪量可達5 dB。孫少明等[8]將仿生形態薄膜帖敷與蝸舌表面的方法應用于離心風機降噪設計，并進行了試驗與數值計算，結果表明，仿生蝸舌在較大程度上減小了氣流對蝸舌的沖擊，致使脫落渦流延遲或減少，蝸舌表面紊流邊界層壓力脈動強度降低，從而降低了噪聲。

葉片形式主要影響寬帶噪聲，前人針對葉片形狀與結構設計做了諸多工作。Brook等[9]研究了機翼型葉片對寬帶噪聲的降噪機理，研究表明機翼型葉片能改善其邊界層以及減少邊界層脫落所形成的渦流，對降噪風機寬帶噪聲有明顯作用；Heo Seung等[10]的研究結果表明，機翼型葉片對降低離心風機寬帶噪聲也有明顯作用；Chen等[11]設計了一種基于長耳鶚型線的仿生葉片，試驗測量表明，采用仿生葉片的離心風機流量有所提高，而噪聲有所下降。劉小民等[12]研究了多元耦合仿生葉片的降噪機理及其對多翼離心風機氣動性能與噪聲特性的影響，結果顯示，采用多元耦合仿生葉片的風機噪聲下降1.5 dB，而風量與風壓基本不變。

除蝸舌與葉片設計外，蝸殼型線[13-14]、蝸殼寬度、進口集流器[15]、葉片進出口安裝角等也是影響離心風機噪聲的重要因素。

針對油煙機風量與噪聲優化目標，曹志坤[16]與王迪[17]分別采用“評價函數法”與正交試驗方法進行了風量與噪聲的雙目標優化研究，給出了油煙機主要結構參數對氣動性能與噪聲的影響規律與最終優化結果，但未進行試驗驗證，輻射噪聲計算也未包括寬帶渦流噪聲。在油煙機產品降噪方面，國內的“方太”廚具有限公司做了較多的研究與改進，其“云魔方”系列歐式油煙機采用了多項降噪技術，包括鸚鵡螺蝸殼型線設計、仿生羽翼葉片、傾斜蝸舌、多孔材料吸聲與電機隔振等綜合措施，取得了滿意的降噪效果，但氣動性能有所下降。

針對油煙機風量與噪聲的矛盾性，在提高風量的同時實現低噪聲是設計中的難題，本文在綜合離心風機降噪技術的基礎上，從宏觀角度采用大葉輪低轉速的原則開展油煙機的噪聲控制研究，針對葉輪寬度、葉片進出口安裝角、蝸舌半徑、葉輪蝸舌間隙、葉輪蝸殼軸向間隙等結構參數進行了優化改進，基于數值模擬與試驗測試，經過多次方案設計、數值計算、試驗驗證流程進行反復迭代，分析了油煙機氣動性能、噪聲與結構參數之間的關系，提出了相應的低噪聲設計原則，并應用于某型號油煙機的改型設計，取得了滿意的效果。

1 油煙機聲學優化設計

本文基于數值模擬的正交試驗分析了葉輪結構參數與風量、噪聲之間的關系，同時考慮蝸殼型線設計，根據油煙機結構及應用條件對國內某型號油煙機開展氣動與低噪聲優化設計，油煙機功率200 W，最大風量18 m3/min，最大風壓320 Pa，改型設計要求外殼形狀尺寸不變，原有風量風壓指標不變，原型機整機三維模型見圖1。

圖1 原型機三維結構

1.1 葉輪優化

油煙機內多翼離心風機的蝸殼葉輪系統是油煙機的主要噪聲源，蝸殼與葉輪兩部分作為一個整體進行優化，在氣動性能（風量、風壓）不下降的情況下降低噪聲。主要從以下因素進行改型設計：

（1）轉速；

（2）葉輪直徑、寬度，葉片進出口角度、葉片弧長；

（3）蝸殼型線、蝸舌半徑、蝸舌葉輪間距、葉輪蝸殼軸向間隙。

1.1.1 寬葉輪設計

基于葉輪結構參數與風量、噪聲的關系分析，在相同轉速條件下，增大葉輪寬度可有效提高氣動性能（風量、風壓），但不明顯增大噪聲；另一方面，離心風機噪聲聲功率與葉輪輪緣速度的5次方成正比：

式中：D為葉輪直徑，u為輪緣速度。

葉輪輪緣速度與轉速成正比，因此降低轉速可明顯降低風機噪聲。增大葉輪寬度可使油煙機電機負載增大，使轉速明顯降低從而降低其噪聲；此時，雖然葉輪轉速降低，但增大的葉輪寬度提高了風機做功面積，使風機氣動性能得到提高，兩個因素共同影響下可使風機氣動性能基本保持不變。

改進方案將葉輪寬度增大了24 mm，總寬度達到145 mm，使得葉輪兩側分布較均勻，葉輪右側部分負載較之前有所增大，同時葉輪左右兩側由全隔離改為部分連通結構，增加右側進風空間（見圖2），配合主進風側形成有效的雙進風結構，可改善油煙機的氣動性能。改進后的葉輪蝸殼系統由于負載增大，使得電機轉速明顯降低，油煙機輻射噪聲降低，而風量風壓可保持與原型機相等。另外，葉輪兩側比例更改后可使油煙機的中低頻噪聲得到明顯改善。

圖2 改型前后的葉輪效果圖

1.1.2 葉片角度及弧長優化

離心風機葉片角度及弧長對風量風壓及噪聲均有較大影響，進口角度主要影響風量，而出口角主要影響噪聲。為使氣流無撞擊地流入葉槽，葉片進口處的氣流相對速度應盡量與葉片入口部分的表面相切，因此，適當減小葉片入口角可有效提高風量。另外，由于改進后的葉片圓弧半徑減小，為避免葉片流道的氣流損失增大，應減小葉片弧長。葉片結構參數見圖3，改型機葉片出口角度與原型機相同，進口角度由95°改為77°，葉片圓弧半徑由21 mm改為14 mm，弧長對應的圓心角由80°改為95°，弧長由29.3 mm改為23.2 mm。優化前后的葉輪效果見圖4。

圖3 葉片結構參數示意圖

圖4 改型前后的葉輪葉片角度效果

1.2 蝸殼參數優化

除了葉輪之外，蝸殼的結構參數也對離心風機噪聲產生重要影響，蝸殼結構參數包括蝸殼型線、蝸舌半徑以及蝸舌葉輪徑向間隙與蝸殼葉輪軸向間隙等。增大蝸舌半徑及蝸舌葉輪間隙可明顯降低寬帶噪聲與離散噪聲，但同時要求蝸殼尺寸增大。蝸殼與葉輪的軸向間隙對氣動性能有明顯影響，間隙過大可導致氣體從葉輪出口處向間隙中回流從而降低其氣動性能，因此設計合理的間隙尺寸對油煙機性能至關重要。

基于以上分析，結合改型葉輪尺寸及油煙機殼體的實際安裝空間，采用以下改進方案：

(1)蝸殼型線改

為阿基米德螺旋線；

(2)蝸舌半徑由8.7 mm增加至10 mm，且蝸舌圓弧對應的圓心角由107°增加至160°；

(3)蝸舌葉輪徑向間隙由10.3 mm改為11.5 mm；

(4)蝸殼葉輪軸向間隙由16.8 mm改為12.8 mm，兩側間隙各減小4 mm。改進前后的蝸殼效果見圖5，葉輪蝸殼系統效果見圖6，整機效果見圖7。

圖5 改型前后的蝸殼結構

圖6 改型前后的葉輪蝸殼系統結構示意圖

圖7 改型前后的油煙機整機對比

2 流場計算與分析

2.1 建模及網格劃分

對改型前后的油煙機流體域進行三維建模，利用ANSYS Workbench軟件對模型進行網格劃分，由于油煙機內部的葉輪是旋轉部件，因此需要對模型進行分區劃分網格，并在兩個區域連接的部分建立Interface交界面，從而實現葉輪旋轉時動網格的設置。

由于葉片厚度很小，展向長度和厚度比極大，要對葉片的厚度進行識別需要的網格尺度也很小。如果采用四面體網格會導致網格量巨大，因此在該區域采用六面體網格。一方面六面體網格可以提高網格質量，同時還可以降低網格數量。如圖8所示。

圖8 葉輪區網格

圖8給出了葉輪區網格，可以看出采用六面體網格后可以在展向上有比較大的拉伸比，從而降低了網格數量，也提高了網格質量。蝸殼網格如圖9所示。由于蝸殼幾何結構不規則，結構復雜。在這部分區域采用四面體網格。

圖9 蝸殼和外殼網格

2.2 數值模擬相關設置

2.2.1 工作介質

抽油煙機內部流動屬于三維非穩態的紊流流動，為在現有的計算條件下最大限度地反映出實際情況，對工作介質做如下假設：由于吸油煙機中速度壓力不大，忽略空氣密度變化，假設流動為不可壓流動，視氣體的物性為常數；假設流動中無熱量交換。依據我國規定的風機標準狀態：以空氣作為工作介質，環境壓力為標準大氣壓，溫度條件為293 K(20°)，相對濕度為50 %。空氣的密度為1.225 kg/m3，黏度為1.789×10-5kg/(m·s)

2.2.2 旋轉區域的處理

對于在透平機械中數值模擬區域存在不同轉速區域的流動問題或者模擬動區和靜區的流動問題，FLUENT分為坐標系變化（Frame motion）和網格變化（Mesh motion）兩種。本文選擇網格變化，可以模擬葉輪在蝸殼內轉動的動態過程，更接近物理實際。動區和靜區的劃分如圖10所示，在動區的外壁和靜區的內壁面設置Interface交界面，實現在旋轉過程中兩個區域的數據交換。

圖10 動區和靜區

2.2.3 邊界條件的設置

葉輪區域使用網格變化，流體設置轉速為898 r/min；旋轉中心為葉輪的中心線。計算區域流體的進口為外殼的進口，計算區域流體的出口為蝸殼出口。進口邊界條件為：壓力進口邊界條件，設置進口的靜壓為0 Pa，湍流強度為5%，水力直徑原型機為0.298 m，改型機為0.325 m。出口邊界條件為：壓力出口邊界條件，設置出口的靜壓分別為0 Pa、8 Pa、26 Pa、49 Pa、79 Pa、119 Pa、162 Pa，湍流強度為5%，水力直徑為0.157 m。

2.2.4 數值模擬方法

選用k-ω湍流模型，SIMPLEC壓力速度耦合算法求解，2階迎風格式。

2.3 數值模擬結果分析

出口靜壓為120 Pa時原型機中心剖面上的壓力與速度分布分別見圖11與圖12，流量計算結果為7 m3/min。可以看到，油煙機出口位置的靜壓明顯高于其他位置，動壓在出口處明顯減小。出口處速度明顯降低，并且高速區域增大，擴展到整個葉輪的頂端部分。表明空氣通過渦舌部分的回流較強，導致只有少部分空氣從渦殼的出口流出，大部分空氣隨著葉輪的旋轉在渦殼內循環流動。從動壓和速度矢量圖可以看出，在該背壓下，在渦舌與葉輪之間的區域壓力導致葉輪旋轉到該部分，葉輪葉珊通道內發生堵塞，空氣無法通過葉珊流出，甚至出現倒流，從而導致在葉輪的內部區域動壓和速度升高。

圖11 原型機壓力分布（z=0剖面，出口靜壓P=120 Pa）

圖12 原型機速度分布（z=0剖面，出口靜壓P=120 Pa）

出口靜壓為120 Pa時改型機中心剖面上的壓力與速度分布分別見圖13與圖14。可以看到，相比原型機，改型機的出口流場得到有效改善，出口動壓與出口速度分布更為均勻，回流現象得到改善。相同轉速下改型機流量計算結果為12 m3/min，高于原型機的7 m3/min。

圖13 改型機壓力分布（z=0剖面，出口靜壓P=120 Pa）

圖14 改型機速度分布（z=0剖面，出口靜壓P=120 Pa）

2.4 流場分析

由數值模擬結果可知，原型機在葉輪頂端沿展向方向速度分布強烈不均，導致在葉輪和渦殼之間的通道內形成比較強的旋渦，增加能量損耗，不利于氣動性能。在集流器附近流動比較復雜，有比較明顯的回流現象，對抽油煙機流量有影響。

改型機對葉輪的尺寸和中間擋板在葉輪上的相對位置進行了改進，從數值模擬結果可以看出優化后，葉輪頂端展向方向速度分布的不均勻性得到了明顯的改善，改進后回流現象有所改善。改型機對渦殼和渦舌尺寸進行了改進，改型機與原型機相比，在相同出口壓力下，出口速度場分布更加均勻，氣動設計更加合理。油煙機流量提升40%～60%。

3 試驗驗證

項目組根據改型設計方案研制了改型樣機，在中國船舶科學研究中心的半消聲室內將改型部件安裝于原型機殼體內進行噪聲測試與氣動性能測試。

3.1 試驗方法

3.1.1 噪聲試驗

噪聲試驗采用全球包絡簡易法（GB/T17713－2011），以油煙機葉輪中心為原點，在油煙機下方的前后左右方向各布置一個傳聲器，傳聲器與原點的水平距離與垂直距離均為1米（即實際距離為1.414米），油煙機采用支架懸掛的方式進行安裝，見圖15，油煙機底部距離地面1.4米（滿足GB/T17713－2011中大于1.3米的要求）。測試在油煙機開機工作20分鐘以后進行，聲信號采集系統對四個傳聲器測到的噪聲信號進行分析，給出每個測點的聲壓級，多點平均值即為油煙機輻射噪聲。另外，為了研究油煙機殼體振動對輻射噪聲的影響，在殼體上布置6個振動加速度計（見圖16），用以測量殼體振動。

圖15 油煙機噪聲測試測點布置

圖16 油煙機振動測點布置

3.1.2 氣動性能試驗

采用管道法對油煙機風量風壓進行測試，管道與油煙機出風口連接，管道出口處采用錐形調節閥調節油煙機的運行工況。管道中心軸線上安裝皮托管測速儀測試風量及壓力，測試裝置見圖17。

圖17 油煙機風量風壓測試裝置

3.2 試驗結果

原型機與改型機性能測試結果見表1。可以看到，改型后油煙機轉速明顯下降（898 r/min變為701 r/min），但轉速的降低并不影響油煙機的氣動性能，其風量風壓仍基本保持不變，而噪聲則顯著降低，原型機的A聲級為58.9 dB(A)，改型機為54.6 dB(A)，噪聲降低4.3 dB(A)，頻譜對比見圖18。試驗結果驗證了本文關于油煙機聲學設計方法的有效性。

表1 原型機與改型機性能對比

圖18 改型機與原型機噪聲對比

經過聲學設計與優化，原型機噪聲得到有效控制的同時，其聲品質也有了質的改善。原型機噪聲中存在一種陣發性雜音（時域信號見圖19(a)），易導致聽覺疲勞及心緒煩擾，產生該現象的原因為：原型機葉輪的兩進風側寬度比例過于懸殊，造成兩側吸力不均與葉輪的不平衡，導致周期性的擾動。改型后葉輪兩進風側寬度較為接近，吸力不均與不平衡現象得到改善，因此改型機消除了瞬態噪聲的波動。原型機與改型機輻射噪聲的時域譜見圖19，可以看到，原型機噪聲存在低頻的擾動（小于20 Hz），而改型機噪聲較為平穩，即使在同等聲壓級條件下，由于聲品質的改善，改型機的噪聲仍然比原型機要安靜。

圖19 原型機與改型機噪聲時域譜

4 結語

本文基于數值分析與試驗方法開展了油煙機的聲學設計與優化研究，采用了大葉輪低轉速的設計原則，針對葉輪寬度、葉片進出口安裝角、蝸舌半徑、葉輪蝸舌間隙、葉輪蝸殼軸向間隙等結構參數進行了改進。采用數值模擬方法對改型前后的油煙機內部流場進行了計算與分析，結果顯示，在相同轉速下改型機的風量得到明顯提高。在半消聲室內開展了風量與噪聲測試試驗，試驗結果表明，改型機轉速明顯低于原型機，而風量風壓與原型機保持不變，噪聲降低了4.3 dB(A)，顯著降低了噪聲水平，解決了陣發性雜音的問題，提高了聲品質。文中的設計改型方案已應用于某公司的產品改型升級，產品取得了良好的人體聽覺體驗與市場效益。