圆弧叶型罗茨鼓风机渐扩缝隙降噪研究.docx

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圆弧叶型罗茨鼓风机渐扩缝隙降噪研究

圆弧叶型罗茨鼓风机渐扩缝隙降噪研究

符明/中南大学    

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摘要：

介绍了基于预进气原理的渐扩缝隙结构改善基元容积开放突然性的方法，并用MathCAD对渐扩缝隙结构进行参数计算。

通过曲线拟合获得了在生产实际中可以采取的曲线方程，进而获得加工参数。

对采用标准出风口和渐扩缝隙结构出风口的罗茨鼓风机进行噪声测量比较，采取渐扩缝隙结构降噪效果较好。

关键词：

罗茨鼓风机；渐扩缝隙结构；MathCAD；降噪

中图分类号：

TH444文献标志码：

B

ResearchonNoiseReductioninArcLeafRootsBlowerwithDivergingGapStructure

Abstract：

Thispaperhasintroducedthediverginggapstructurebasedonpre-intaketheorytoimprovetheelementaryvolumesuddenlyopeningwhenblowerisworking.AndtheMathCADsoftwareisusedtocalculatetheparametersofthediverginggapstructure.Thecurvilinearequationwhichcanbeusedinactualproductionisobtainedbycurvefitting,andthentheprocessingparametersarealsogot.Aftercomparingthemeasurednoisesinrootsblowerswithstandardoutletstructureanddiverginggapstructure,wecanfindthenoisesreductioneffectofdiverginggapstructureisbetter.

Keywords：

rootsblower；diverginggapstructure；MathCAD；noisereduction

0引言

　　长期以来，罗茨鼓风机的噪声和能耗是亟待解决的两大难题。

国内外对罗茨鼓风机的降噪相关研究集中在从噪声产生的机理来采取相应的措施。

从降低鼓风机所产生的气动噪声和机械运动所产生的噪声方面，降噪处理大多采用改进气动结构和选用合适的消声和安装方式。

　　从降低气动噪声方面来看，噪声中影响最大、强度最高的是罗茨鼓风机运转时所产生的气动噪声[1]，因此改善罗茨鼓风机的气动结构对降低鼓风机运转时所产生的噪声效果也是最好的。

为了降低回流冲击所产生的气动噪声，近年来，国内企业相继研究出三叶直叶型、三叶扭转叶型罗茨鼓风机[2]、螺旋口气口设计[1]及使用内泄漏槽[4-5]等来改善风机气动结构。

　　从降低机械运转噪声方面来看，研究出改善罗茨鼓风机消声器结构[6]、改善罗茨鼓风机安装方式[7]、采取优化的叶型结构[8-9]及提高齿轮啮合精度[1]等方法。

　　这些方法有的简便，但效果不佳；有的复杂，但效果很好。

本文研究的采用渐扩缝隙结构的方法，就目前工厂设备加工能力而言，是一种费效比达到比较理想状态的方法。

1罗茨鼓风机工作原理

　　罗茨鼓风机是一种双转子压缩机械，两转子的轴线相互平行。

转子由叶轮与轴组合而成，叶轮之间、叶轮与机壳及墙板之间具有微小缝隙，以避免接触。

两转子由原动机通过一对同步齿轮驱动，做反方向等速旋转。

借助两叶轮的相互啮合（假定其叶面相互接触），鼓风机进、出气口不直接相通，叶轮与机壳及墙板围成封闭的基元容积，其大小在旋转过程中不发生变化。

传统形式下，气体的压缩是在基元容积与出气口连通的一瞬间，由高压气体向基元容积回流均压实现的，见图1。

两叶型与三叶型鼓风机比较，在升压相等、容积效率相同的情况下，三叶鼓风机每次均压经历的时间短，出气流量的脉动幅度及不均匀度略小。

2罗茨鼓风机的渐扩缝隙结构

　　基于预进气原理的所有结构都是将基元容积的开启变平缓，但这些结构中有的并不能在基元容积的开启过程中进行充分均压，比如异型出气口结构。

本文所要说明的渐扩缝隙结构的计算就是要保证基元容积的开启过程能做到充分均压。

2.1普通矩形出气口基元容积出气缝隙

　　ARD125型罗茨鼓风机在标准矩形出风口状态下，出气缝隙宽度与叶型有关。

在圆弧叶型下，如图2所示，叶轮顶点与出气口边缘N脱离接触时，排气缝隙开始开启。

开启角为Φ时，点N与叶峰圆心的连线交叶峰圆弧于点M，线段MN的长度，B（Φ）就是出气缝隙的宽度。

　　在圆弧线叶形中，当叶轮顶点与出气口边缘脱离接触时，出气缝隙开始开启。

当开启角为Φ时，出气缝隙宽度为

式中：

r为叶峰半径；Rm为外圆半径；b为叶峰圆心到叶轮中心的距离。

　　当叶轮间隙为δ时，B（Φ）/δ的比值体现了当叶轮开口角变化时，出气缝隙与叶轮间隙的变化大小。

2.2渐扩缝隙结构的基元容积出气缝隙

　　在三叶圆弧叶型鼓风机中，对于渐扩缝隙结构，叶型夹角为120°，当机壳包角为180°时，取Φb=60°，为理论渐扩缝隙结构角度的最大值，既可以保证叶轮在传输气体的过程不漏气，又可使机壳结构变化最为平缓。

　　渐扩缝隙预进气结构中，设叶轮与机壳进气侧的间隙为定值，用δ表示；叶轮与机壳出气侧的间隙为渐扩缝隙，为开启角Φ的函数，用b（Φ）表示见图3。

假定：

在渐扩缝隙开启之前，基元容积V的气体处于进气压力ps作用之下；当开启角为Φ时，由于出气口高压的进入，基元容积内部压力由ps上升为p，同时有气体通过间隙δ向进气口泄漏；当Φ=Φb时，压力p正好与出气压力pd达到平衡。

式中：

ε为鼓风机的压力比，ε=pd/ps；ω为叶轮角速度，rad/s；μ1为渐扩缝隙的相对宽度，μ1=b（Φ）/δ；η为系数，η=k·α·ξ·L·δ；k为气体绝热系数，空气：

k=1.4；L为叶轮长度；R为气体系数，干空气：

R=287J/（kg·K）；T为平均温度；V为基元容积。

2.3开口缝隙变化率的比较

　　基元容积随着开口缝隙的开启，出气口处的高压气体便对基元容积内的低压气体进行均压，普通矩形出风口结构与渐扩缝隙结构在开口缝隙变化率上的比较，见图4。

　　矩形出气口基元容积出气缝隙变化率，从图4的曲线可以得到，普通矩形出气缝隙当开启角Φ逐渐变大时，出气缝隙的变化率曲线是陡峭的，这就说明：

普通矩形出气缝隙随开启角Φ变化而变化的量比较大。

当普通矩形出气缝隙开启时，出气口的高压气体会因为出气缝隙的陡然变大而比较猛烈地冲击叶轮容积区域的低压区，造成很大的回流冲击，从而形成很大的气流噪声。

　　从图4比较可以得知，当鼓风机升压Δp＝68.6kPa，在机壳结构采用了渐扩缝隙结构及所有的工作升压下，基元容积的开口缝隙的开启变化程度要比矩形出风口结构下的基元容积的开口缝隙的开启变化程度平缓的多。

因此在渐扩缝隙结构下，应该可以有效的削减基元容积开启时所产生的气动噪声。

2.4渐扩缝隙结构曲线的曲线拟合

　　工程中，曲线的拟合通常采用直线或者圆弧对所采得数据点进行拟合，这样做主要为了加工的方便。

利用最小二乘法对曲线进行拟合，在MathCAD中进行计算，见表1。

　　对以上数据进行圆弧曲线拟合，假设x、y符合以下关系:

　　　　　　　　　（x-x0）2+（y-y0）2=r2

　　由于x、y的数据肯定无法全部满足（x-x0）2+（y-y0）2=r2，因此在MathCAD中，这样情况属于无解方程求近似解。

在MathCAD中利用函数Minerr（），找出x、y与最小误差的近似结果。

　　利用离差的平方和最小的最小二乘法作为最优判据，MathCAD中求解过程如下。

　　1）定义关于x、y的矢量：

　　2）定义关于x、y之间的函数关系：

　　3）定义最小二乘法：

　　4）设定计算初始值：

　　a=1；b=1；r=126

　　5）给定计算要求：

　　GivenS（a，b，r）＝0

　　6）利用Minerr（）函数得到结果：

　　vec＝Minerr（a，b，r）

　　7）建立vec矢量的g（x）方程并与x、y进行比较

其中y为原始数据点；g（x）为最小二乘法拟合后的函数曲线。

　　可以得到拟合后的数据与原始数据符合的很好。

　　由此得到曲线拟合后圆的方程为：

　　（ｘ－8.552）２＋（ｙ－0.375）２＝126.2182

3渐扩缝隙结构的加工与噪声试验

3.1渐扩缝隙结构的加工

　　由于渐扩缝隙结构并不与叶轮相接触，它只起到了将基元容积内气体与出气口高压气体进行均压的作用，因此鼓风机机壳内部的渐扩缝隙结构在铸造过程中就已经做好，为了减少加工工时，在实际工作中，对此结构不进行机加工。

　　渐扩缝隙结构在铸造时，以左右两叶轮回转中心为基准，分别向内、下侧移动3.951mm和7.594mm，见图6。

3.2鼓风机的噪声测量

3.2.1测量条件

　　根据GB/T2888-2008风机和罗茨鼓风机噪声测量方法和GB/T17248.5-1999声学机器和设备发射噪声工作位置和其他指定位置发射声压级的测量环境修正法，对风机裸机周围各点噪声进行测量，测量时各个测点的位置见图7。

　　对罗茨鼓风机一般在周围3个方向距表面1m处测量，测点在机器主轴水平面内。

C1、C2、C3为主要数据测量点，M1、M2、M3为辅助测量点。

上述所有罗茨鼓风机测点位置的高度，从地面算起在1m以下时，均在1m高度测量，测点与声源点的绝对距离按标准长度。

3.2.2主要测量仪器

　　1）声级计HY104C

　　2）声级计Bruel&Kjaer2230

3.2.3测量数据的处理

　　根据GB/T2888-2008风机和罗茨鼓风机噪声测量方法对于罗茨鼓风机的机壳噪声应根据测点位置C1、C2……，由公式求出平均噪声级：

式中：

LA为平均A声级，dB（A）；L1，L2，……Ln为测量值，dB（A）；n为测点数。

　　在各测点位置中，测量值之差小于5dB（A）时，可取其算术平均值。

　　当鼓风机做进、出气口噪声测量，试验转速n与额定转速n0不同时，声压级Ｌpn按以下公式进行换算：

式中：

Ｌpn０为标准状态下额定转速n0时的声压级，dB；Ｌpn０为试验转速n时的声压级，dB。

3.2.4噪声测量结果

　　在采用了以上数据所获得的渐扩缝隙结构下，对两种不同结构的罗茨鼓风机进行噪声测量，结果见表2和图8。

4结论

　　1）在采取渐扩缝隙后，出气口噪声A级声压级最大降低了5.3dB（A），最少降低了3.7dB（A），平均降低了4.6dB（A）。

这几乎是一个声压级别，可见采用渐扩缝隙结构后，对罗茨鼓风机降噪的效果还是比较明显的。

　　2）在渐扩缝隙的机械加工时，机壳只需改动内壁的铸造木模形状,增加渐扩缝隙结构。

在整个的机壳机械加工的过程中，无需改变现有的工装夹具和数控加工程序。

由于渐扩缝隙不与叶轮相互接触，因此渐扩缝隙的尺寸精度与表面粗糙度无需太高，甚至不用进行机械加工。

这样的加工处理，不增加机加工工时。

相对于扭转叶轮结构，节省下来的费用是非常可观的。

　　3）由于采取了预进气原理的渐扩缝隙结构，排气口高压气体与基元容积内低压气体在叶轮转动的过程中进行均压，这样罗茨鼓风机出气口压力相比普通矩形出气口时的压力波动变小，回流速度降低，回流能量变小，还起到了一定的节能作用。

　　4）由于渐扩缝隙结构降低了回流冲击的强度，因此也就相应地削减了回流所产生的气动噪声，这样鼓风机所产生的噪声就会相应地向鼓风机的基频噪声靠拢，会以基频能量为主。

由于有了这样的降噪效果，就可以针对鼓风机工作基频来选择后续的辅助降噪设备的参数，降低对后续的降噪管路的要求。

参考文献

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