基于FLUENT对木工铣刀气动噪声分析 徐现伟， 马大国

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研究与设计

摘 要：为降低木工铣刀在空转状态下所产生的气动噪声问题,采用Lighthill声学类比法,Realizable k-ε模型进行稳态模拟,稳态稳定后与Ffowcs Williams-Hawkings(FW-H)模型进行瞬态数值模拟,对木工铣刀产生的远场气动噪声进行数值计算,并分析铣刀表面及周围气场与速度的分布情况、声功率分布、压强的波动以及远场气动噪声。研究结果表明,木工铣刀刀片前刀面以及容屑槽区域、刀体结构B处是形成脱落涡的关键区域,这些脱落涡是气动噪声的主要来源。特别是刀片前刀面产生的涡流,会造成较大的压强脉动,对气动噪声造成的的影响非常明显。因此,想要有效降低气动噪声,对木工铣刀各部位的结构和形状进行优化时,应特别关注刀片前刀面及容屑槽、刀体结构B处区域,以期为低噪音的木工铣刀的设计提供理论依据。

关键词：木工铣刀;Realizable k-ε模型;气动噪声;数值计算

[size=1em]木工铣刀是木材加工中重要的加工工具,木工铣刀在空转时产生的噪声,不仅影响工作者的工作环境,也可能对其听力造成长期损害。随着对工业噪声污染和职业健康安全标准的日益关注,降低铣刀噪声成为了一个迫切需要解决的问题[1]。

[size=1em]木工铣刀在高速旋转的过程中扰动周围空气引起的非定常流动是木工铣刀气动噪声产生的主要原因,空气与空气之间、木工铣刀与空气之间产生的相互作用[2]。Sampath 等[3]通过模拟刀具与工件间的噪声,对由工件振动引发的噪声机制进行了探究,并构建了一个预测切削噪声的模型。该模型基于气动噪声的分析,预测了在切削过程中产生的整体噪声水平,并通过实验得到了验证,证实了其预测模型的有效性。Jiang等[4]利用计算流体动力学(CFD)软件对风机的噪声进行了模拟,发现预测误差能够控制在5.5%之内,这表明CFD技术可以准确预测风机的气动噪声。吉春辉等[5]通过大涡模拟和FW-H声学模型对面铣刀的气动噪声的噪声源及降噪方法进行了预测模拟,研究表明气动噪声的大小取决于涡流的强度和范围。但是目前对降低木工铣刀空转噪声类的研究仍然较少,研究降噪结构,降低旋转噪声问题亟需解决。

[size=1em]针对降低木工铣刀空转噪声研究,采用Realizable k-ε方法与Lighthill的声类比法和FW-H方程相结合,对木工铣刀表面的流场进行了定常及非定常数值模拟[6]。通过对木工铣刀表面及周围的涡流场,以及监测点上的压力脉动时域特性和气动噪声频谱曲线分析,探讨木工铣刀表面及周围气场压力、速度分布情况和气动噪声的主要噪声源位置及强度,并基于此提出有效的降噪结构改进方法。

1 流场与声场数值计算模型1.1 铣刀流场数值计算模型

[size=1em]1.1.1 木工铣刀仿真模型

[size=1em]本文以一款木工铣刀为研究对象,用3维建模软件solidworks建立铣刀模型,其主要参数为:铣刀直径170 mm,高30 mm,其主要结构如图1所示。

[size=0.8em]图1 铣刀三维建模

[size=0.8em]1.刀体结构B;2.刀片前刀面;3.刀体结构A;4.容屑槽

[size=1em]1.1.2 铣刀流场区域与网格划分

[size=1em]如图2(a)所示,计算区域采用分域的思想构建,通过布尔操作将区域定义为旋转域和静止域。近场区域被设定为旋转域,其半径比计算对象的半径大1/4至1/3,本次实验设置旋转域半径为110 mm,对于远场区域,即流体域,其半径至少是旋转设备的4～5倍[7],本实验中流体区的半径设为500 mm。通过meshing对铣刀各区域进行网格划分,采用精密的非结构化网格,网格数量为3 685 381个,如图2(b)所示。

[size=0.8em]图2 木工铣刀计算区域与表面网格划分

[size=0.8em]1.静止域;2.旋转域

[size=1em]1.1.3 流体边界与仿真分析方法

[size=1em](1)定常计算

[size=1em]在进行定常流体力学计算时,使用Realizable k-ε模型来模拟湍流,并利用多参考系模型(MRF模型)来处理铣刀在旋转域和静止域之间的相互作用。木工铣刀表面被定义为刚性旋转壁面,旋转域与静止域之间的信息交换通过采用interface边界条件来实现[8]。把静止域的外表面设置成压力出口,其边界值为设置成一个标准大气压。并且根据右手定则,给定铣刀的旋转速度设定3 000 r/min。

[size=1em](2)非定常计算

[size=1em]以定常计算结果为初始条件进行木工铣刀的非定常计算。湍流模型采用Realizable k-ε模型,对于随时间变化的近场区域的旋转使用滑移网格技术来处理,此时旋转域随着时间的变化绕旋转轴转动,控制方程为旋转坐标系下的N-S方程。木工铣刀转动一圈的时间为0.02 s,以2×10-5s作为瞬态时间步长,迭代次数为20次。待计算稳定后进行数据的提取,所提取的结果为第8圈(0.16 s)内包括时间项的流场数据。

[size=1em]本研究使用了fluent软件来进行流场计算,求解方法选择压力-速度耦合的SIMPLE方法,压力离散格式选用PRESTO算法,动量、湍动能和湍动能耗散率全部使用二阶迎风离散方法[9]。木工铣刀的流场和声场数值模拟流程如图3所示。

[size=0.8em]图3 木工铣刀流场及声场数值模拟的流程

1.2 预测模型

[size=1em]为了深入理解铣刀气动噪声源的特性,本研究采用了计算线性欧拉方程(LEE方程)进行计算。LEE方程是一种波动方程,它由动量守恒和质量守恒方程组合而成,能够揭示声源的强度和位置。通过SNGR方法分析得到的湍流速度脉动和平均速度场数据,可以有效地计算LEE方程中的声源项,从而对气动噪声源进行量化分析[10]。

[size=1em](1)

[size=1em]在式(1)中,带有下标a的变量指的是声学相关的量,上标表示的是湍流脉动相关的量。大写则用来表示湍流的平均量。公式(1)右侧的声源项可以通过计算流体动力学(CFD)来计算得出。

[size=1em]FW-H方程产生于Lighthill的声学类比理论,经常被用来分析和模拟由流体中运动物体引起的噪声和传播。在处理旋转机械如风扇和涡轮机的气动噪声问题时尤为有效。

[size=1em](2)

[size=1em]在式(2)中,p表示在特定监测点的声压,t为测量时间,c0是空气静止时的的速度,Tij是 Lighthill 应力张量。公式中的第二项代表流体对铣刀表面的脉动压力作用,这表示产生偶极子声源,第三项与流体中的速度脉动相关,它表示产生了四极子声源。

[size=1em]式(2)描述了在观察点测得的声压,这个声压是由面铣刀表面的脉动压力(偶极子声源)和流体速度的脉动(四极子声源)共同作用的结果。这些声源的特性对于理解和控制铣刀产生的气动噪声至关重要。通过分析这些声源,可以更好地设计降噪效果更佳的铣刀。

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2 数值计算及结果分析

[size=1em]气动噪声产生的原因是气体的非定常流动,木工铣刀高速旋转时刀体和刀片会扰动空气,气体与木工铣刀表面的相互作用产生噪声。噪声可以归纳为两种:一是由旋转引起的噪声,二是由涡流引发的噪声。旋转噪声产生的的原因是木工铣刀旋转时与空气的相互作用,导致压力波动,这是铣刀固有的噪声[11-12]。涡流噪声产生的原因是木工铣刀表面涡流的形成和分离,可以通过一定措施来降低这种气动噪声。旋转噪声是木工铣刀旋转所固有的声音特性,本次研究着重分析由涡流引起的噪声现象。

[size=1em]本文通过分析木工铣刀表面涡流特征,把木工铣刀气动噪声和表面流动特征联系联系起来,并结合静压云图,速度云图、速度矢量图、声功率分布图、铣刀监测点上压力脉动分布时域特性和噪声频谱曲线,分析木工铣刀气动噪声产生原因,找出降低木工铣刀气动噪声的结构改进方法。

2.1 压力与速度分布

[size=1em]木工铣刀刀体的形状和结构是影响木工铣刀空转产生气动噪声的重要因素,分析木工铣刀刀体周围的流场特性的目的是寻找铣刀旋转的主要噪声源,方便改进铣刀结构以降低旋转噪声。

[size=1em]如图4(a)所示为木工铣刀表面的静压分布图,从图中可以看出,由于刀体结构不是均匀分布的,刀片前刀面和刀体结构A面是铣刀旋转时扰动空气的面,来流高速冲击刀片前刀面和刀体结构面A,导致其表面的静压数值较高,同时刀体结构B处为刀体背风面,并且该处与刀体半径外缘有较大的拐角,刀体外缘与该结构之间存在很大的压差,造成负压区。

[size=0.8em]图4 木工铣刀云图及速度矢量图

[size=1em]图4(b)、(c)分别为铣刀附近流场的速度云图及速度迹线图,从图中可以分析出,流经木工铣刀表面的气流有两部分,一部分是有旋流,在刀片前刀面包括容屑槽部分如迹线图4(c)所示,空气直接击打在刀片前刀面后流经容屑槽,流速较大,并且刀体结构B处存在较大的压差,压差存在泄露流动,进而引发了不稳定流体的聚集,进而形成了更多的漩涡,从而形成负压区,增大了铣刀的气动噪声;另一部分是无旋流,流速相对较慢,流经刀体外侧。

2.2 声功率分布

[size=1em]如图5总声功率级分布云图(a)、流场声功率分布图(b)是通过LEE方程在木工铣刀在转速为3 000 r/min时仿真得到的。分析结果表明,木工铣刀的前刀面是主要的噪声源,其声级峰值大约为105 dB,这主要是由于刀片在旋转过程中受到较大的空气流冲击以及刀片边缘的空气分流速度较快造成的。此外,容屑槽、刀体结构A和刀体结构B也是噪声源,其声级分别大约为100 dB、95 dB、90 dB。从图5(b)可以看出,木工铣刀表面产生的声能随着传播到更远的场域而逐渐减弱,并且在流场中呈现出一种规则且对称的分布模式。

[size=0.8em]图5 基于LEE方程的总声功率级分布云图

2.3 压强脉动

[size=1em]气动噪声产生的主要原因是木工铣刀表面产生了压强脉动,而压强脉动则是由涡的非定常性引起的。如图6所示,在刀体结构A处(点1),容屑槽处(点2)、刀体结构B处(点3)、刀片前刀面处(点4)设置压强脉动监测点。图7展示了木工铣刀在瞬态计算达到稳定状态后,监测点的压强脉动随时间变化的特性。从图中可以看出,木工铣刀上的四个监测点所记录的压强波动呈现出明显的周期性,监测点1(刀体结构A)处的压强脉动幅值为304～306 Pa,监测点2(容屑槽)处的压强脉动幅值为-79.5～-74.25 Pa,监测点3(刀体结构B)处的压强脉动幅值为-272～-254 Pa,监测点4(刀片前刀面)处的压强脉动幅值为53～73 Pa。四个监测点的压力脉动幅值在周期内皆有一定变化,但总体基本呈现等脉动趋势,其中刀片前刀面处压强脉动幅值范围最大,其他几处压强脉动相对较小。容屑槽处、刀体结构B处压强脉动呈现负值,这容易引发不稳定涡的聚集。

[size=0.8em]图6 木工铣刀表面压强监测点

[size=0.8em]图7 铣刀压强脉动时域特性

[size=1em]由此可见,刀片前刀面处产生的涡及脱落涡流经容屑槽,刀体结构B处因负压引发不稳定流体的聚集,导致形成了更多的涡流产生,这三处涡流造成的气动噪声相较于刀体结构A处产生的机械噪声,更容易对气动噪声产生影响,当降低气动噪声时可着重考虑这三个区域结构优化。

2.4 噪声频谱

[size=1em]在预测远场气动噪声时,把木工铣刀表面设置为噪声源,并且远场区域噪声测量规定,观察点与中心距离至少是十倍半径,因此,本文将监测点设置在过铣刀中心水平面距离中心900 mm处,共设置了2个监测点,坐标分别为:点1(900,0,0),点2(0,900,0)。把Lighthil声类比法与FW-H模型结合计算声场,信号采集结束后使用FFT快速傅立叶变换得到铣刀噪声频谱图。

[size=1em]图8和图9分别为木工铣刀在远场区域的声压级频谱和1/3倍频程声压级频谱。从图中可以观察到,在铣刀的旋转频率(100 Hz)附近,出现了离散噪声峰值。随着频率的升高,声压级的变化并不显著,整体上显示出一种宽带噪声的特性。这一现象表明,木工铣刀的气动噪声中的重要成分是宽带噪声。表1为在距离木工铣刀0.9 m处两个监测点的总噪声。

[size=0.8em]表1 木工铣刀0.9 m处总噪声

[size=0.8em]图8 过铣刀中心水平面900 mm处声压级频谱

[size=0.8em]图9 过铣刀中心水平面900 mm处1/3倍频程声压级频谱

[size=1em]由上文可得,传递到远场的气动噪声主要来源为,木工铣刀刀片前刀面扰动空气到容屑槽处引起的涡及脱落涡、刀体结构B处与刀体半径外缘有较大拐角而产生负压后引起的涡流产生气动噪声和刀体结构A处产生的机械噪声。

3 结论

[size=1em]基于Lighthill声类比法,结合Realizable k-ε模型与FW-H模型对木工铣刀远场气动噪声进行数值模拟,得到了木工铣刀表面及周围气场与速度的分布情况、声功率分布、压强的波动以及远场气动噪声值,分析了木工铣刀涡流气动噪声产生机理。得到如下结论:

[size=1em]木工铣刀产生空转噪声的位置主要是刀片前刀面处、容屑槽处、刀体结构A和刀体结构B处,其中刀片前刀面包括及容屑槽处由于刀片前刀面扰动空气到容屑槽处引起的涡及脱落涡,造成的压力脉动强度高,对噪声影响最为显著,其次为刀体结构B处与刀体半径外缘有较大的拐角形成负压区造成不稳定流体的聚集,进而形成了更多的漩涡引发的气动噪声。为了降低铣刀的噪声,需优先考虑优化刀片前刀面处、容屑槽处和刀体结构B处的几何形状。

[size=1em]参考文献：

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Aerodynamic Noise Analysis of Wood Milling Cutter Based on FLUENT

[size=1em]XU Xian-wei, MA Da-guo*

[size=1em](College of Mechanical and Electrical Engineering, Northeast Forestry University, Harbin Heilongjiang 150006, China)

[size=1em]Abstract：In order to reduce the aerodynamic noise of woodworking cutters during discharge, the acoustic analogy Lighthill combined with the Realizable K-E model is used for stable simulation. After stabilization, the FFOWS Williams Hawkins (FW-H) model is used for numerical simulation during the transition period to calculate the aerodynamic far-field noise. Analysis of flow and velocity distribution, sound power distribution, pressure fluctuations and aerodynamic far-field noise on the surface of the cutter and its surroundings. The results suggest that the front of the woodworking cutter, the groove area and the blade structure B are the key areas for the formation of shot vortices, which are the main sources of aerodynamic noise. In particular, the vortex on the surface of the front blade can cause significant pressure fluctuations, which have a particularly strong effect on the aerodynamic noise.In order to effectively reduce noise when optimizing the geometric structure of milling cutters, special attention should be paid to the area of the front blade, the area of the chute and the structure of the milling body B. The research results of this article aim to provide a theoretical basis for the design of low-noise woodworking cutters.

[size=1em]Key words：wood cutters;A viable K-E model; aerodynamic noise;numerical calculation

[size=1em]中图分类号：S777

[size=1em]文献标识码：A

[size=1em]文章编号：2095-2953(2024)11-0066-06

[size=1em]收稿日期：2024-10-09

[size=1em]基金项目：中央高校基本科研业务费青年科研启动(41409212)

[size=1em]第一作者简介：徐现伟,硕士研究生,研究方向为木工刀具设计,E-mail:2363200587@qq.com。

[size=1em]*通讯作者：马大国,讲师,研究生导师,硕士,研究方向为木工刀具设计,E-mail:madaguo@163.com。