油烟机声学设计与试验研究

2023年4月23日发(作者：国内家纺十大名牌)

第41卷第3期噪声与振动控制

2021年6月NOISEANDVIBRATIONCONTROLJun.2021

Vol41No.3

文章编号：1006-1355(2021)03-0252-07

油烟机声学设计与试验研究

黄伟稀，许影博，邱跃统，胡志宽

（中国船舶科学研究中心船舶振动噪声重点实验室，江苏无锡214082）

摘要：基于数值分析与试验方法开展油烟机声学优化与设计研究，采用大叶轮低转速的设计原则，针对叶轮宽

度、叶片进出口安装角、蜗舌半径、叶轮蜗舌间隙、叶轮蜗壳轴向间隙等结构参数进行优化改进。CFD数值计算结果显

示，在相同转速下改型机内部流场得到改善，回流现场有所降低，风量明显提升。对研制的改型样机进行噪声与风量

风压测试，结果显示，改型机转速明显低于原型机，而风量风压与原型机基本相同，噪声降低了4.3dB(A)，不仅可以解

决阵发性杂音问题，还可改善声品质。

关键词：声学；油烟机；声学设计；声品质

中图分类号：TB535；TM925文献标志码：ADOI编码：10.3969/.1006-1355.2021.03.043

AcousticDesignandExperimentalStudyofRangeHoods

HUANGWeixi,XUYingbo,QIUYuetong,HUZhikuan

(NationalKeyLaboratoryofShipVibrationandNoise,ChinaShipScientificResearchCenter,

Wuxi214082,Jiangsu,China)

Abstract:Basedonthenumericalanalysisandexperimentaltest,theacousticoptimizationanddesignofrangehoods

werecarriedout.Thedesignprincipleoflowspeedlargeimpellerswasadopted.Thestructuralparameterssuchasimpeller

width,installationangleofbladeinletandoutlet,radiusofvolutetongue,clearancebetweentheimpellerandthevolute

tongue,axialclearancebetweentheimpellerandthevolutewereoptimizedandimproved.TheresultsofCFDnumericalcal-

culationshowthattheflowfieldinsidethemodifiedmachineisimprovedatthesamespeed,therefluxfieldisreduced,and

theairvolumeissignificantlyincreased.Thenoise,airvolumeandpressureofthemodifiedprototypeweretested.There-

sultsshowthatthespeedofthemodifiedmachineissignificantlylowerthanthatoftheprototype,whiletheairvolumeand

pressureisbasicallythesameasthatoftheprototype.Thenoiseisreducedby4.3dB(A),theproblemofparoxysmalnoise

issolved,andthesoundqualityisimproved.

Keywords:acoustics;rangehood;acousticdesign;acousticquality

风量、风压与噪声是油烟机三大性能参数，风量尔理论，这种改变可以减小离心风机的蜗舌、叶轮及

与风压是功能性指标，而噪声主要影响用户使用体蜗壳上的压力脉动从而减小偶极子噪声强度，也可

验，是决定产品舒适性的关键要素，具备低噪声与良以通过改善流场来减小四极子噪声强度，特别是对

好声品质对提高产品竞争力具有重要意义。油烟机于广泛应用于家电行业的多翼离心风机，其内部流

的核心部件是多翼离心风机，风量和噪声的影响因场复杂、效率较低，涡流噪声（即四极子声源）比重比

素十分复杂，离心风机噪声由壳体振动辐射噪声与一般工业通风机要高，流场的改善能较为显著地减

气动噪声组成，研究表明，对于小型离心风机，壳小气动噪声。

[1–3]

体振动辐射噪声可忽略不计，气动噪声是离心风机蜗舌作为离心风机离散噪声产生的主要部位，

的主要噪声源。针对蜗舌的形状与位置对离散噪声的影响，许多学

由离心风机气动噪声产生机理可知，其噪声控者进行了大量的研究。研究表明，蜗舌形状与安装

制本质上是对离心风机内流场的改变。根据莱特希间隙的微小改变将会引起离心风机气动噪声的较大

收稿日期：2020-07-25

基金项目；工信部高技术船舶科研资助项目

（2016[546]；2016[24]；2017[614]）

作者简介：黄伟稀（1986-）男，广西壮族自治区贵港市人，高

级工程师，研究方向为船舶振动噪声控制。

E-mail:*****************

改变，由于叶片射流尾迹的存在，叶轮出口周向速

[4]

度的分布不均匀，而且在越靠近叶轮出口的地方这

种不均匀性越明显，当蜗舌离叶轮出口距离较小时，

这种不稳定流对蜗舌的冲击将造成较大的压力波

动，这种压力波动是产生离散噪声的一个重要原

因。Sandra等与Cai等对离心风机的蜗舌安装

[5][6][7]

第3期油烟机声学设计与试验研究253

角度与蜗舌间距等参数对离心风机噪声的影响进行计，取得了满意的效果。

了数值分析与试验研究，研究结果表明，倾斜蜗舌降

噪效果明显，有利于降低离散噪声，增加蜗舌间距可

降低宽频噪声，最大降噪量可达5dB。孙少明等

[8]

将仿生形态薄膜帖敷与蜗舌表面的方法应用于离心

风机降噪设计，并进行了试验与数值计算，结果表

明，仿生蜗舌在较大程度上减小了气流对蜗舌的冲

击，致使脱落涡流延迟或减少，蜗舌表面紊流边界层

压力脉动强度降低，从而降低了噪声。

叶片形式主要影响宽带噪声，前人针对叶片形

状与结构设计做了诸多工作。Brook等研究了机

[9]

翼型叶片对宽带噪声的降噪机理，研究表明机翼型

叶片能改善其边界层以及减少边界层脱落所形成的

涡流，对降噪风机宽带噪声有明显作用；HeoSeung

等的研究结果表明，机翼型叶片对降低离心风机

[10]

宽带噪声也有明显作用；Chen等设计了一种基于

[11]

长耳鹗型线的仿生叶片，试验测量表明，采用仿生叶

片的离心风机流量有所提高，而噪声有所下降。刘

小民等研究了多元耦合仿生叶片的降噪机理及其

[12]

对多翼离心风机气动性能与噪声特性的影响，结果

显示，采用多元耦合仿生叶片的风机噪声下降1.5

dB，而风量与风压基本不变。

除蜗舌与叶片设计外，蜗壳型线、蜗壳宽

[13–14]

度、进口集流器、叶片进出口安装角等也是影响离

[15]

心风机噪声的重要因素。

针对油烟机风量与噪声优化目标，曹志坤与

[16]

王迪分别采用“评价函数法”与正交试验方法进行

[17]

了风量与噪声的双目标优化研究，给出了油烟机主

要结构参数对气动性能与噪声的影响规律与最终优

化结果，但未进行试验验证，辐射噪声计算也未包括

宽带涡流噪声。在油烟机产品降噪方面，国内的“方

太”厨具有限公司做了较多的研究与改进，其“云魔

方”系列欧式油烟机采用了多项降噪技术，包括鹦鹉

螺蜗壳型线设计、仿生羽翼叶片、倾斜蜗舌、多孔材

料吸声与电机隔振等综合措施，取得了满意的降噪

效果，但气动性能有所下降。

针对油烟机风量与噪声的矛盾性，在提高风量

的同时实现低噪声是设计中的难题，本文在综合离

心风机降噪技术的基础上，从宏观角度采用大叶轮

低转速的原则开展油烟机的噪声控制研究，针对叶

轮宽度、叶片进出口安装角、蜗舌半径、叶轮蜗舌间

隙、叶轮蜗壳轴向间隙等结构参数进行了优化改进，

基于数值模拟与试验测试，经过多次方案设计、数值

计算、试验验证流程进行反复迭代，分析了油烟机气

动性能、噪声与结构参数之间的关系，提出了相应的

低噪声设计原则，并应用于某型号油烟机的改型设

1油烟机声学优化设计

本文基于数值模拟的正交试验分析了叶轮结构

参数与风量、噪声之间的关系，同时考虑蜗壳型线设

计，根据油烟机结构及应用条件对国内某型号油烟

机开展气动与低噪声优化设计，油烟机功率200W，

最大风量18m³/min，最大风压320Pa，改型设计要

求外壳形状尺寸不变，原有风量风压指标不变，原型

机整机三维模型见图1。

图1原型机三维结构

1.1叶轮优化

油烟机内多翼离心风机的蜗壳叶轮系统是油烟

机的主要噪声源，蜗壳与叶轮两部分作为一个整体

进行优化，在气动性能（风量、风压）不下降的情况下

降低噪声。主要从以下因素进行改型设计：

（1）转速；

（2）叶轮直径、宽度，叶片进出口角度、叶片

弧长；

（3）蜗壳型线、蜗舌半径、蜗舌叶轮间距、叶轮

蜗壳轴向间隙。

1.1.1宽叶轮设计

基于叶轮结构参数与风量、噪声的关系分析，在

相同转速条件下，增大叶轮宽度可有效提高气动性

能（风量、风压），但不明显增大噪声；另一方面，离心

风机噪声声功率与叶轮轮缘速度的5次方成正比：

W∝Du

25

（1）

式中：为叶轮直径，为轮缘速度。

Du

叶轮轮缘速度与转速成正比，因此降低转速可

明显降低风机噪声。增大叶轮宽度可使油烟机电机

负载增大，使转速明显降低从而降低其噪声；此时，

虽然叶轮转速降低，但增大的叶轮宽度提高了风机

做功面积，使风机气动性能得到提高，两个因素共同

影响下可使风机气动性能基本保持不变。

改进方案将叶轮宽度增大了24mm，总宽度达

到145mm，使得叶轮两侧分布较均匀，叶轮右侧部

分负载较之前有所增大，同时叶轮左右两侧由全隔

离改为部分连通结构，增加右侧进风空间（见图2），

254

噪声与振动控制第41卷

配合主进风侧形成有效的双进风结构，可改善油烟

机的气动性能。改进后的叶轮蜗壳系统由于负载增

大，使得电机转速明显降低，油烟机辐射噪声降低，

而风量风压可保持与原型机相等。另外，叶轮两侧

比例更改后可使油烟机的中低频噪声得到明显

改善。

图2改型前后的叶轮效果图

1.1.2叶片角度及弧长优化

离心风机叶片角度及弧长对风量风压及噪声均

有较大影响，进口角度主要影响风量，而出口角主要

影响噪声。为使气流无撞击地流入叶槽，叶片进口

处的气流相对速度应尽量与叶片入口部分的表面相

切，因此，适当减小叶片入口角可有效提高风量。另

外，由于改进后的叶片圆弧半径减小，为避免叶片流

道的气流损失增大，应减小叶片弧长。叶片结构参

数见图3，改型机叶片出口角度与原型机相同，进口

角度由95°改为77°，叶片圆弧半径由21mm改为14

mm，弧长对应的圆心角由80°改为95°，弧长由29.3

mm改为23.2mm。优化前后的叶轮效果见图4。

αβrθ

—进口角；—出口角；—叶片圆弧半径；—叶片圆弧角度

图3叶片结构参数示意图

图4改型前后的叶轮叶片角度效果

1.2蜗壳参数优化

除了叶轮之外，蜗壳的结构参数也对离心风机

噪声产生重要影响，蜗壳结构参数包括蜗壳型线、蜗

舌半径以及蜗舌叶轮径向间隙与蜗壳叶轮轴向间隙

等。增大蜗舌半径及蜗舌叶轮间隙可明显降低宽带

噪声与离散噪声，但同时要求蜗壳尺寸增大。蜗壳

与叶轮的轴向间隙对气动性能有明显影响，间隙过

大可导致气体从叶轮出口处向间隙中回流从而降低

其气动性能，因此设计合理的间隙尺寸对油烟机性

能至关重要。

基于以上分析，结合改型叶轮尺寸及油烟机壳

体的实际安装空间，采用以下改进方案：

(1)蜗壳型线改

为阿基米德螺旋线；

(2)蜗舌半径由8.7mm增加至10mm，且蜗舌

圆弧对应的圆心角由107°增加至160°；

(3)蜗舌叶轮径向间隙由10.3mm改为11.5

mm；

(4)蜗壳叶轮轴向间隙由16.8mm改为12.8

mm，两侧间隙各减小4mm。改进前后的蜗壳效果

见图5，叶轮蜗壳系统效果见图6，整机效果见图7。

图5改型前后的蜗壳结构

图6改型前后的叶轮蜗壳系统结构示意图

图7改型前后的油烟机整机对比

第3期油烟机声学设计与试验研究255

2流场计算与分析

2.1建模及网格划分

对改型前后的油烟机流体域进行三维建模，利

用ANSYSWorkbench软件对模型进行网格划分，由

于油烟机内部的叶轮是旋转部件，因此需要对模型

进行分区划分网格，并在两个区域连接的部分建立

Interface交界面，从而实现叶轮旋转时动网格的

设置。

由于叶片厚度很小，展向长度和厚度比极大，要

对叶片的厚度进行识别需要的网格尺度也很小。如

果采用四面体网格会导致网格量巨大，因此在该区

域采用六面体网格。一方面六面体网格可以提高网

格质量，同时还可以降低网格数量。如图8所示。

图8叶轮区网格

图8给出了叶轮区网格，可以看出采用六面体

网格后可以在展向上有比较大的拉伸比，从而降低

了网格数量，也提高了网格质量。蜗壳网格如图9

所示。由于蜗壳几何结构不规则，结构复杂。在这

部分区域采用四面体网格。

图9蜗壳和外壳网格

2.2数值模拟相关设置

2.2.1工作介质

抽油烟机内部流动属于三维非稳态的紊流流

动，为在现有的计算条件下最大限度地反映出实际

情况，对工作介质做如下假设：由于吸油烟机中速度

压力不大，忽略空气密度变化，假设流动为不可压流

动，视气体的物性为常数；假设流动中无热量交

换。依据我国规定的风机标准状态：以空气作为工

作介质，环境压力为标准大气压，温度条件为293K

(20°)，相对湿度为50%。空气的密度为1.225

kg/mkg/(m∙s)

3-5

，黏度为1.789×10

2.2.2旋转区域的处理

对于在透平机械中数值模拟区域存在不同转速

区域的流动问题或者模拟动区和静区的流动问题，

FLUENT分为坐标系变化（Framemotion）和网格变

化（Meshmotion）两种。本文选择网格变化，可以模

拟叶轮在蜗壳内转动的动态过程，更接近物理实际。

动区和静区的划分如图10所示，在动区的外壁和静

区的内壁面设置Interface交界面，实现在旋转过程

中两个区域的数据交换。

（a）动区（b）静区

图10动区和静区

2.2.3边界条件的设置

叶轮区域使用网格变化，流体设置转速为898

r/min；旋转中心为叶轮的中心线。计算区域流体的

进口为外壳的进口，计算区域流体的出口为蜗壳出

口。进口边界条件为：压力进口边界条件，设置进口

的静压为0Pa，湍流强度为5%，水力直径原型机为

0.298m，改型机为0.325m。出口边界条件为：压力

出口边界条件，设置出口的静压分别为0Pa、8Pa、

26Pa、49Pa、79Pa、119Pa、162Pa，湍流强度为5%，

水力直径为0.157m。

2.2.4数值模拟方法

选用湍流模型，SIMPLEC压力速度耦合

k-ω

算法求解，2阶迎风格式。

2.3数值模拟结果分析

出口静压为120Pa时原型机中心剖面上的压力

与速度分布分别见图11与图12，流量计算结果为7

m³/min。可以看到，油烟机出口位置的静压明显高

于其他位置，动压在出口处明显减小。出口处速度

明显降低，并且高速区域增大，扩展到整个叶轮的顶

端部分。表明空气通过涡舌部分的回流较强，导致

只有少部分空气从涡壳的出口流出，大部分空气随

着叶轮的旋转在涡壳内循环流动。从动压和速度矢

量图可以看出，在该背压下，在涡舌与叶轮之间的区

域压力导致叶轮旋转到该部分，叶轮叶珊通道内发

生堵塞，空气无法通过叶珊流出，甚至出现倒流，从

而导致在叶轮的内部区域动压和速度升高。

256

噪声与振动控制第41卷

出口静压为120Pa时改型机中心剖面上的压力改型机对叶轮的尺寸和中间挡板在叶轮上的相

与速度分布分别见图13与图14。可以看到，相比原对位置进行了改进，从数值模拟结果可以看出优化

型机，改型机的出口流场得到有效改善，出口动压与后，叶轮顶端展向方向速度分布的不均匀性得到了

出口速度分布更为均匀，回流现象得到改善。相同明显的改善，改进后回流现象有所改善。改型机对

转速下改型机流量计算结果为12m³/min，高于原型涡壳和涡舌尺寸进行了改进，改型机与原型机相比，

机的7m³/min。在相同出口压力下，出口速度场分布更加均匀，气动

2.4流场分析

由数值模拟结果可知，原型机在叶轮顶端沿展

向方向速度分布强烈不均，导致在叶轮和涡壳之间

的通道内形成比较强的旋涡，增加能量损耗，不利于

气动性能。在集流器附近流动比较复杂，有比较明

显的回流现象，对抽油烟机流量有影响。

设计更加合理。油烟机流量提升40%～60%。

3试验验证

项目组根据改型设计方案研制了改型样机，在

中国船舶科学研究中心的半消声室内将改型部件安

装于原型机壳体内进行噪声测试与气动性能测试。

(a)静压b)动压

图11原型机压力分布（=0剖面，出口静压=120Pa）

zP

(

(a)速度b)矢量

(

图12原型机速度分布（z=0剖面，出口静压P=120Pa）

(a)静压b)动压

图13改型机压力分布（z=0剖面，出口静压P=120Pa）

(

第3期油烟机声学设计与试验研究257

（a）速度（b）矢量

图14改型机速度分布（z=0剖面，出口静压P=120Pa）

3.1试验方法3.1.2气动性能试验

3.1.1噪声试验

噪声试验采用全球包络简易法（GB/T17713－

2011），以油烟机叶轮中心为原点，在油烟机下方的

前后左右方向各布置一个传声器，传声器与原点的

水平距离与垂直距离均为1米（即实际距离为1.414

米），油烟机采用支架悬挂的方式进行安装，见图15，

油烟机底部距离地面1.4米（满足GB/T17713－2011

中大于1.3米的要求）。测试在油烟机开机工作20

分钟以后进行，声信号采集系统对四个传声器测到

的噪声信号进行分析，给出每个测点的声压级，多点

平均值即为油烟机辐射噪声。另外，为了研究油烟

机壳体振动对辐射噪声的影响，在壳体上布置6个

振动加速度计（见图16），用以测量壳体振动。

采用管道法对油烟机风量风压进行测试，管道

与油烟机出风口连接，管道出口处采用锥形调节阀

调节油烟机的运行工况。管道中心轴线上安装皮托

管测速仪测试风量及压力，测试装置见图17。

图17油烟机风量风压测试装置

3.2试验结果

原型机与改型机性能测试结果见表1。可以看

到，改型后油烟机转速明显下降（898r/min变为701

r/min），但转速的降低并不影响油烟机的气动性能，

其风量风压仍基本保持不变，而噪声则显著降低，原

型机的A声级为58.9dB(A)，改型机为54.6dB(A)，

噪声降低4.3dB(A)，频谱对比见图18。试验结果验

证了本文关于油烟机声学设计方法的有效性。

图15油烟机噪声测试测点布置

表1原型机与改型机性能对比

测试对象原型机改型机

噪声/dB(A)

转速/(r∙min

-1

)898701

风量/(m³∙min

-1

)17.217.5

风压/Pa

58.954.6

380375

经过声学设计与优化，原型机噪声得到有效控

制的同时，其声品质也有了质的改善。原型机噪声

中存在一种阵发性杂音（时域信号见图19(a)），易导

图16油烟机振动测点布置

致听觉疲劳及心绪烦扰，产生该现象的原因为：原型

258

噪声与振动控制第41卷

图18改型机与原型机噪声对比

图19原型机与改型机噪声时域谱

机叶轮的两进风侧宽度比例过于悬殊，造成两侧吸

力不均与叶轮的不平衡，导致周期性的扰动。改型

后叶轮两进风侧宽度较为接近，吸力不均与不平衡

现象得到改善，因此改型机消除了瞬态噪声的波动。

原型机与改型机辐射噪声的时域谱见图19，可以看

到，原型机噪声存在低频的扰动（小于20Hz），而改

型机噪声较为平稳，即使在同等声压级条件下，由于

声品质的改善，改型机的噪声仍然比原型机要安静。

4结语

本文基于数值分析与试验方法开展了油烟机的

声学设计与优化研究，采用了大叶轮低转速的设计

原则，针对叶轮宽度、叶片进出口安装角、蜗舌半径、

叶轮蜗舌间隙、叶轮蜗壳轴向间隙等结构参数进行

了改进。采用数值模拟方法对改型前后的油烟机内

部流场进行了计算与分析，结果显示，在相同转速下

改型机的风量得到明显提高。在半消声室内开展了

风量与噪声测试试验，试验结果表明，改型机转速明

显低于原型机，而风量风压与原型机保持不变，噪声

降低了4.3dB(A)，显著降低了噪声水平，解决了阵

发性杂音的问题，提高了声品质。文中的设计改型

方案已应用于某公司的产品改型升级，产品取得了

良好的人体听觉体验与市场效益。

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