低噪聲迷宮式控制閥設(shè)計(jì)原理及數(shù)值分析

何 濤，王秋波，王鎖泉，吳有生

（1.中國船舶科學(xué)研究中心 船舶振動(dòng)噪聲重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 無錫214082；2.江蘇省綠色船舶技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 無錫 214082）

低噪聲迷宮式控制閥設(shè)計(jì)原理及數(shù)值分析

何 濤1，2，王秋波1，2，王鎖泉1，2，吳有生1，2

（1.中國船舶科學(xué)研究中心 船舶振動(dòng)噪聲重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 無錫214082；2.江蘇省綠色船舶技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 無錫 214082）

在艦船水管路系統(tǒng)中，采用控制閥進(jìn)行管路系統(tǒng)阻力匹配設(shè)計(jì)并實(shí)現(xiàn)低噪聲配置?？刂崎y在水力激勵(lì)下形成振動(dòng)噪聲并通過管路傳遞形成船外輻射噪聲。為降低管路系統(tǒng)振動(dòng)及船外輻射噪聲，有必要進(jìn)行低噪聲控制閥的設(shè)計(jì)研制。該文提出了控制閥水力及聲學(xué)設(shè)計(jì)方法，采用流體動(dòng)力學(xué)數(shù)值方法進(jìn)行了低噪聲控制閥原理分析，驗(yàn)證了分流、多級(jí)和迷宮拐角式低噪聲設(shè)計(jì)原理?；诘驮肼曉O(shè)計(jì)原理設(shè)計(jì)了包含上層穿孔、中層多迷宮流道和下層少迷宮流道三部分重疊形成的閥套流通結(jié)構(gòu)的分層迷宮式控制閥。閥內(nèi)流場(chǎng)分析結(jié)果顯示：閥套出流不均勻形成高速低壓區(qū)域，易發(fā)生空化增大噪聲；閥套腔體和閥套沿出流方向出口處形成大尺度漩渦結(jié)構(gòu)，為主要噪聲源區(qū)域。

控制閥；流體動(dòng)力學(xué)；噪聲；設(shè)計(jì)原理

0 引 言

節(jié)流閥等節(jié)流元件作為管道系統(tǒng)流體輸運(yùn)的調(diào)節(jié)元件被廣泛應(yīng)用于艦船工程、給排水工程、核電工業(yè)、能源運(yùn)輸工業(yè)、化學(xué)工業(yè)、城市高層建筑工程等領(lǐng)域。在艦船管路系統(tǒng)中，需要采用控制閥進(jìn)行管路系統(tǒng)阻力匹配設(shè)計(jì)并實(shí)現(xiàn)低噪聲配置。冷卻水等管路系統(tǒng)長(zhǎng)期開啟，處于一定開度及阻力特性的控制閥在水力激勵(lì)下形成振動(dòng)噪聲，一方面振動(dòng)疲勞及沖擊將引發(fā)管路破裂失效，另一方面噪聲影響生活工作環(huán)境。因此，對(duì)管路閥門等節(jié)流元件進(jìn)行低噪聲設(shè)計(jì)具有重要的工程背景及經(jīng)濟(jì)意義[1-2]。目前在艦船聲隱身領(lǐng)域中，在對(duì)動(dòng)力機(jī)械裝置采取了有效的減振降噪措施后，仍然存在較大的振動(dòng)噪聲，冷卻管路系統(tǒng)振動(dòng)噪聲凸顯，這部分振動(dòng)噪聲來源于：一、水泵等動(dòng)力機(jī)械裝置振動(dòng)噪聲沿管路系統(tǒng)傳遞；二、管路各類閥門等阻力元件引起的附加振動(dòng)噪聲。試驗(yàn)結(jié)果顯示，起管路流量調(diào)節(jié)的節(jié)流閥振動(dòng)噪聲顯著，其流體激勵(lì)及其引發(fā)的振動(dòng)噪聲不低于水泵等動(dòng)力設(shè)備，而且具有低頻寬帶的噪聲譜特性，難以控制并消除。因此，對(duì)管路閥門等節(jié)流元件進(jìn)行低噪聲設(shè)計(jì)具有重要的軍事意義[3-5]。

國內(nèi)外學(xué)者在對(duì)管道噪聲進(jìn)行大量試驗(yàn)研究工作的基礎(chǔ)上，開始針對(duì)節(jié)流裝置的振動(dòng)噪聲特性進(jìn)行研究。Prek[6-7]和Baumann[8-9]在大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上回歸了控制閥噪聲工程計(jì)算公式。Testud[10]和Mao Qing[11-12]采用理論和試驗(yàn)方法研究了節(jié)流孔板和控制閥等阻力元件流體脈動(dòng)壓力時(shí)空特性及其引起的管系振動(dòng)響應(yīng)。Guillermo Palau-Salvador[13]和石娟[14]進(jìn)行了普通單節(jié)流口控制閥三維內(nèi)流場(chǎng)流體動(dòng)力學(xué)計(jì)算，分析了結(jié)構(gòu)參數(shù)及啟閉閥芯對(duì)流體脈動(dòng)及空化特性影響。綜上所示，目前的試驗(yàn)和計(jì)算分析仍針對(duì)節(jié)流孔板或普通單節(jié)流口控制閥，而未能從聲學(xué)角度考慮進(jìn)行控制閥的低噪聲設(shè)計(jì)。

國外CCI、FISHER、VALTEK[15]等知名控制閥生產(chǎn)企業(yè)對(duì)控制閥振動(dòng)噪聲產(chǎn)生的機(jī)理進(jìn)行了闡述，總結(jié)了降低節(jié)流裝置振動(dòng)噪聲的主要設(shè)計(jì)原理，提出了迷宮拐角式低噪聲設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)。低噪聲設(shè)計(jì)的基本原理是通過多級(jí)或多通道的節(jié)流，防止流動(dòng)狀態(tài)的劇烈變化，產(chǎn)生空化或激波。國內(nèi)也進(jìn)行了迷宮式控制閥的設(shè)計(jì)和成功應(yīng)用[16-17]。雖然工程實(shí)踐證實(shí)了迷宮式控制閥低噪聲設(shè)計(jì)是有效的，但是由于未能通過理論方法進(jìn)行閥內(nèi)精細(xì)流動(dòng)結(jié)構(gòu)分析，仍無法歸納迷宮結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)聲學(xué)性能影響規(guī)律，不能進(jìn)行低噪聲閥門的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

本文提出了控制閥水力及聲學(xué)設(shè)計(jì)方法，采用流體動(dòng)力學(xué)方法進(jìn)行了低噪聲控制閥原理分析，驗(yàn)證了迷宮式低噪聲設(shè)計(jì)原理；基于低噪聲設(shè)計(jì)原理設(shè)計(jì)了分層迷宮式控制閥，進(jìn)行了控制閥內(nèi)流場(chǎng)流動(dòng)特性分析。

1 數(shù)值方法簡(jiǎn)介

控制閥水力性能與振動(dòng)噪聲特性相關(guān)，需要采用流體動(dòng)力學(xué)計(jì)算方法計(jì)算控制閥內(nèi)流場(chǎng)并分析低噪聲設(shè)計(jì)原理。以下簡(jiǎn)要介紹本文所采用的流場(chǎng)定常及非定常計(jì)算方法。

對(duì)于不可壓縮的粘性流動(dòng)，在笛卡爾坐標(biāo)系下，采用張量的形式表示的時(shí)均連續(xù)性方程和RANS方程可以寫為：

式中：ui為速度分量的時(shí)均值，ui′為速度分量的脈動(dòng)值為速度分量乘積的時(shí)間平均值，Si為源項(xiàng)。μ為流體的動(dòng)力粘性系數(shù)。

針對(duì)本文所涉及的問題，控制閥內(nèi)穩(wěn)態(tài)定常流場(chǎng)仿真采用基于k-ω模型的SST湍流模型，它解決了湍流剪切應(yīng)力的傳輸問題，同時(shí)又對(duì)逆壓梯度下產(chǎn)生的分離流具有較高精度的預(yù)測(cè)，基本方程如下：

式中：Pk表示湍流的生產(chǎn)率，其他參量的具體表達(dá)式這里不再列出。

在穩(wěn)態(tài)平均流方法的計(jì)算基礎(chǔ)上，采用大渦模擬LES方法進(jìn)行控制閥內(nèi)非定常穩(wěn)態(tài)仿真。LES的基本思想是認(rèn)為湍流是由不同尺度的漩渦組成，通過濾波函數(shù)把流場(chǎng)瞬時(shí)變量分為大尺度渦運(yùn)動(dòng)和小尺度渦運(yùn)動(dòng)。大尺度渦通過直接求解瞬態(tài)N-S方程模擬，不模擬小尺度渦，小尺度渦對(duì)大尺度渦的影響采用亞格子模型模擬。基于瞬時(shí)N-S方程和連續(xù)方程在濾波函數(shù)處理后得到大渦模擬的控制方程：

式中：σij為分子粘性引起的應(yīng)力張量，為亞格子尺度應(yīng)力，體現(xiàn)小尺度渦對(duì)運(yùn)動(dòng)方程的影響。τij是方程右端的不封閉項(xiàng)，需要用亞格子模型封閉，本文采用S-L渦粘模式。

在數(shù)值格式方面，壓力與速度的耦合使用PISO方法，對(duì)流項(xiàng)使用二階迎風(fēng)格式來離散，控制方程中的擴(kuò)散項(xiàng)使用二階精度的中心差分格式離散，湍流各項(xiàng)均采用二階迎風(fēng)差分格式，時(shí)間項(xiàng)采用有界二階精度的中心差分格式。根據(jù)控制閥內(nèi)流場(chǎng)特點(diǎn)，設(shè)置入口速度和自由出流邊界條件。

2 低噪聲節(jié)流元件設(shè)計(jì)原理

2.1 水力學(xué)設(shè)計(jì)原理

在一般情況下，控制閥節(jié)流過程（形成壓力損耗的過程）可歸結(jié)為在這種裝置的局部流阻上損耗能量，為此主要采用三種方法：結(jié)構(gòu)法、粘滯法和射流法。

（1）結(jié)構(gòu)法（或構(gòu)造法）是通過閥件通流部分的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)（突然擴(kuò)張、轉(zhuǎn)彎、阻礙等）使工作液體流受結(jié)構(gòu)改變而損耗能量，迷宮流道即為此類。假若采用多級(jí)拐角迷宮的結(jié)構(gòu)法進(jìn)行降壓，那么假設(shè)迷宮內(nèi)最大流速為UDmax，平均流速為UD，那么可假設(shè)通過n1個(gè)迷宮拐角就得到以下壓降：

式中：ζ1即為拐角損失系數(shù)。

（2）粘滯法就是使工作液體與節(jié)流閥件通流部分的壁產(chǎn)生粘性摩擦而損耗能量。沿流向細(xì)縫即為此類。假若采用細(xì)長(zhǎng)流道的粘滯法進(jìn)行降壓，那么假設(shè)細(xì)流道內(nèi)流速為UD，孔水力直徑為Dg，那么流體流經(jīng)長(zhǎng)度為L(zhǎng)的細(xì)流道得到以下壓降：

式中：ζ2即為細(xì)流道損失系數(shù)。

（3）射流法是擴(kuò)展或者緊縮情況下，流動(dòng)速度驟變引起的阻力損失。由于主流面積與節(jié)流面積存在較大差異，因此在流體進(jìn)入節(jié)流口和流體流出節(jié)流口的兩個(gè)過程中，都伴隨著射流法壓降損失，那么存在n2個(gè)流道截面變化情況下累積壓降為：

式中：ζ3即為細(xì)流道損失系數(shù)，U0為主管內(nèi)平均流速。

以上闡述了節(jié)流元件水力學(xué)設(shè)計(jì)原理，但由于損失系數(shù)ζ1、ζ2、ζ3為與雷諾數(shù)相關(guān)系數(shù)，需要建立相應(yīng)的數(shù)據(jù)庫或圖譜才能更為便于節(jié)流元件阻力設(shè)計(jì)。在已知損失系數(shù)ζ1、ζ2、ζ3后，通過不同節(jié)流形狀的串并聯(lián)組合，基于電路原理，即可求解得到整體的阻力系數(shù)ζ，這也就是節(jié)流元件阻力的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

2.2 聲學(xué)設(shè)計(jì)原理

為說明分割通流面積與拐角迷宮式降壓的低噪聲設(shè)計(jì)效果，下面建立簡(jiǎn)單的二維模型進(jìn)行計(jì)算對(duì)比。如圖1所示，model1為主流直徑100mm直徑，節(jié)流孔徑20mm，孔長(zhǎng)50mm的單一節(jié)流孔；model2為主流直徑100mm，節(jié)流孔徑10 mm，孔長(zhǎng)50mm雙節(jié)流孔，model3為主流直徑100 mm，節(jié)流孔徑4mm，孔長(zhǎng)50mm的四節(jié)流孔；model4為主流直徑100mm，節(jié)流孔徑10mm，孔長(zhǎng)50mm帶迷宮拐角四節(jié)流孔。model1～model4幾何是由數(shù)值試驗(yàn)確定的；實(shí)現(xiàn)的目標(biāo)是model1與model2阻力系數(shù)相同，model3與model4阻力系數(shù)相同。設(shè)置入口速度3m/s，出口自然出流；皆沿流向取監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1～P6。

圖1 低噪聲節(jié)流元件設(shè)計(jì)原理驗(yàn)證模型Fig.1 Validationmodels on low noise design principle of control valves

采用CFD方法計(jì)算得到各模型流場(chǎng)中各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處脈動(dòng)壓力幅值如圖2所示。由model1和model2對(duì)比可見，在相同阻力系數(shù)下，分割通流面積后下游流體壓力脈動(dòng)減小約10 dB，說明分割通流面積符合低噪聲設(shè)計(jì)要求。由model3和model4對(duì)比可見，在相同阻力系數(shù)下，采用迷宮拐角保證了節(jié)流口較大通徑，控制了出口流速，使得下游流體壓力脈動(dòng)降低了10 dB以上，說明迷宮流道符合低噪聲設(shè)計(jì)要求。綜上所示，數(shù)值計(jì)算結(jié)果說明了多級(jí)分流的迷宮流道型式具有低噪聲設(shè)計(jì)效果。

圖2 各模型場(chǎng)點(diǎn)脈動(dòng)壓力計(jì)算結(jié)果Fig.2 Pulsing pressure CFD results of field points of four numericalmodels

3 控制閥節(jié)流型式分析

3.1 不同節(jié)流型式控制閥模型

為進(jìn)一步計(jì)算分析實(shí)際閥門結(jié)構(gòu)形式下分割流體面積及采用迷宮拐角的低噪聲效果及設(shè)計(jì)參數(shù)影響規(guī)律，設(shè)計(jì)了如圖3所示的三種縫式、孔式和迷宮式節(jié)流閥套。三種閥套通流面積相同，迷宮式節(jié)流閥套每層每個(gè)小流道采用了4個(gè)拐角進(jìn)行降壓。下面對(duì)各型閥套水力性能以及與振動(dòng)噪聲相關(guān)的流動(dòng)特性進(jìn)行計(jì)算分析。

圖3 控制閥體及不同節(jié)流型式Fig.3 Control valve body and different throttle trims

3.2 三種閥套開度/阻力特性

控制閥基本水力特性由阻力系數(shù) ξ=ΔP/（ρU2/）

圖4 三種閥套開度/阻力特性Fig.4 Relationship of hydro-resistance coefficients and openings of different throttle trims

3.3 相同阻力情況下流場(chǎng)特性對(duì)比

由圖5可以看到，三種閥套相同阻力條件下開度并不相同。阻力系數(shù)情況一對(duì)應(yīng)縫式、孔式和迷宮式閥門開度分別為30.8%、30.8%和69.2%；阻力系數(shù)情況二對(duì)應(yīng)縫式、孔式和迷宮式閥門開度分別為38.5%、38.5%和84.6%；阻力系數(shù)情況三對(duì)應(yīng)縫式、孔式和迷宮式閥門開度分別為46.2%、46.2%和100%。相同阻力條件下閥門內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)各不相同，入流速度為3m/s時(shí)三種阻力調(diào)節(jié)下各閥門內(nèi)流場(chǎng)中速度、渦量、湍動(dòng)能等參數(shù)分布如下列圖5～7所示，其速度、渦量和湍動(dòng)能幅值列于表1。

圖5 三種閥套阻力情況一下流場(chǎng)特性對(duì)比Fig.5 Flow dynamic characteristics of different throttle trims under resistance condition 1

圖6 三種閥套阻力情況二下流場(chǎng)特性對(duì)比Fig.6 Flow dynamic characteristics of different throttle trims under resistance condition 2

圖7 三種閥套阻力情況三下流場(chǎng)特性對(duì)比Fig.7 Flow dynamic characteristics of different throttle trims under resistance condition 3

表1 三種閥套及三種阻力對(duì)應(yīng)開度下流動(dòng)特性Tab.1 Flow dynam ic characteristics of three trims under different resistance conditions

由以上圖表所示，在相同主管流動(dòng)速度下，壓降隨著閥門開度減小而增加，流動(dòng)不均勻變強(qiáng)，隨著高速區(qū)/低壓區(qū)增加、渦量和湍動(dòng)能強(qiáng)度增加，振動(dòng)噪聲水平將顯著提高；各相同阻力系數(shù)條件下，閥內(nèi)流動(dòng)速度、渦量強(qiáng)度和湍動(dòng)能強(qiáng)度皆按縫式、孔式和迷宮式閥套依次遞減。由于局部流速的降低使得空化不易發(fā)生，湍流結(jié)構(gòu)的減弱使得流場(chǎng)脈動(dòng)壓力較小，因此迷宮式閥套低噪聲性能最優(yōu)。

4 分層迷宮式控制閥數(shù)值分析

4.1 分層迷宮式控制閥設(shè)計(jì)模型

基于分流、多級(jí)、迷宮流道等低噪聲設(shè)計(jì)原理，完成了迷宮型式閥套的低噪聲節(jié)流閥設(shè)計(jì)。為實(shí)現(xiàn)全開低阻和小開度流量微調(diào)的流動(dòng)特性，設(shè)計(jì)了包含上層穿孔、中層多迷宮流道和下層少迷宮流道三部分重疊形成的流通結(jié)構(gòu)的閥套型式，如圖8所示。

圖8 分層迷宮式控制閥Fig.8 Layered labyrinth control valve

4.2 計(jì)算網(wǎng)格模型

為分析控制閥內(nèi)精細(xì)流動(dòng)特性，對(duì)計(jì)算網(wǎng)格模型進(jìn)行了以下考慮。計(jì)算區(qū)域分為閥體、入流腔體、出流、入流、入流延長(zhǎng)段和出流延長(zhǎng)段六部分組成，各部分網(wǎng)格分別包含600萬混合四面體六面體網(wǎng)格、128萬混合四面體六面體網(wǎng)格、88萬六面體網(wǎng)格、67萬六面體網(wǎng)格、43萬六面體網(wǎng)格、43萬六面體網(wǎng)格和49萬六面體網(wǎng)格。整體網(wǎng)格模型包括1 018萬四面體與六面體混合網(wǎng)格。為保證邊界層求解精度，邊界層網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)劃達(dá)到y(tǒng)+≈1；為保證計(jì)算精度并控制計(jì)算代價(jià)，閥內(nèi)大部分區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格并對(duì)閥體各部分計(jì)算域連接處進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化。橫截面網(wǎng)格及閥套附近加密網(wǎng)格如圖9所示。邊界條件設(shè)置入流流量為100 m3/h，自然出流。

4.3 流場(chǎng)特性分析

計(jì)算確定了此控制閥全開時(shí)流量系數(shù)Cv=0.026和阻力系數(shù)ξ=17.6。橫截面湍動(dòng)能分布與渦量分布如圖10所示。從湍動(dòng)能分布可看出，閥門入流遠(yuǎn)端湍動(dòng)能遠(yuǎn)小于出流遠(yuǎn)端，而閥套腔體及閥套出流區(qū)域?yàn)橥膭?dòng)能集中區(qū)域。從渦量分布可看出，渦量集中于閥套附近，閥套流道的高流速不可避免地產(chǎn)生了高渦量。

圖9 整體網(wǎng)格模型Fig.9 Total CFDmesh of control valve

圖10 橫截面湍流特性Fig.10 Turbulent characteristics on cross section of valve

圖11 橫截面流動(dòng)特性Fig.11 Flow dynamic characteristics on cross section of valve

計(jì)算得到的閥門不同截面上壓力和流速分布如圖11～13所示。由壓力分布圖可以看出，從入流到閥套腔體內(nèi)產(chǎn)生了一定壓降，這是由于不光順的入流形成的，但主要的壓降仍然在閥套通流面積前后形成。閥套面向出口處產(chǎn)生低壓區(qū)域，但其范圍和程度并不大，這也說明了低噪聲閥套在平穩(wěn)降壓，抑制低壓區(qū)域形成，避免空化發(fā)生的有效性；后續(xù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)應(yīng)集中在進(jìn)一步減小此低壓區(qū)域的大小和負(fù)壓強(qiáng)度。

由速度矢量分布圖可以看出，此閥門的入流和出流處幾何特征直接影響入流和出流區(qū)域的流速分布。在入流邊角處由于突起的存在，流動(dòng)在這里轉(zhuǎn)向并突然加速，在閥套腔體內(nèi)形成了大的漩渦結(jié)構(gòu)；彎曲出流處，流動(dòng)塞積，流場(chǎng)分布很不均勻，形成了上部的高速區(qū)，并伴隨著豐富的湍流結(jié)構(gòu)，根據(jù)渦聲理論，此出流區(qū)域出現(xiàn)的漩渦是閥門主要流噪聲聲源；由于閥套的三部分設(shè)計(jì)，上部穿孔面積大且阻力相對(duì)于中下部迷宮流道大，因此流速高，其出口直接沖刷閥體，形成了主要振動(dòng)噪聲源；后續(xù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)應(yīng)為控制閥套腔體內(nèi)大漩渦的形成，出流湍流集中區(qū)域的消渦處理、均勻閥套出流速度等三個(gè)方面。

圖12 水平截面壓力分布Fig.12 Pressure contours on horizontal sections of valve

圖13 水平截面流速分布Fig.13 Velocity contours on horizontal sections of valve

圖14為閥套橫截面腔體背面和腔體出口方向節(jié)流流道內(nèi)流速分布，盤片數(shù)目由上向下計(jì)數(shù)。由圖14各圖對(duì)比可知，閥套腔體出口方向流速明顯高于腔體背面方向流速，上層穿孔盤面流速約為中層和下層迷宮盤面流速的兩倍；上層穿孔盤片由于通流面積較大并且阻力較小，流速遠(yuǎn)高于中部和下部迷宮盤面流道流速。中層迷宮閥套與下次迷宮閥套由于在中間拐角處聯(lián)通，實(shí)現(xiàn)了阻力匹配的效果，因此流動(dòng)速度幾乎相當(dāng)，這是比較理想的狀態(tài)，進(jìn)一步的優(yōu)化設(shè)計(jì)也可延續(xù)這一方式。

圖15為閥套上、中、下三部分盤片水平面自沿腔體出口到沿腔體背面方向各節(jié)流流道內(nèi)流速分布情況，流道數(shù)目由閥套腔體出口向閥套腔體背面方向計(jì)數(shù)。對(duì)比圖15各子圖可知，流速自閥套腔體出口方向到腔體背面方向流速逐漸減小，出口方向流量約為背面方向流速的兩倍，較高的局部流速必然增加水動(dòng)力噪聲源強(qiáng)度；而沿閥體不均勻的流速分布將產(chǎn)生不均勻的流體激勵(lì)，預(yù)計(jì)閥體結(jié)構(gòu)三方向的集中流體激勵(lì)力與力矩增大，下一步優(yōu)化目標(biāo)應(yīng)為均勻閥套出流速度。

圖15 閥套腔體背面及出口流道流速分布Fig.15 Flow velocity distribution on cross sections of trims

5 結(jié) 論

本文提出了控制閥水力及聲學(xué)設(shè)計(jì)方法，采用計(jì)算流體方法進(jìn)行了低噪聲控制閥原理分析與迷宮式低噪聲設(shè)計(jì)原理驗(yàn)證；基于低噪聲設(shè)計(jì)原理進(jìn)行了分層迷宮式控制閥設(shè)計(jì)與內(nèi)流場(chǎng)流動(dòng)特性分析，為進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)打下基礎(chǔ)。得到的具體結(jié)論為：

（1）基于二維模型數(shù)值模型計(jì)算驗(yàn)證了分流、多級(jí)和迷宮拐角的控制閥低噪聲設(shè)計(jì)原理；基于三維模型數(shù)值模型計(jì)算分析了不同閥套在不同開度下流動(dòng)特性，結(jié)果表明不同閥套形式開度/阻力性能關(guān)系不同，在相同阻力性能下迷宮式閥套噪聲性能優(yōu)于縫式和孔式，進(jìn)一步驗(yàn)證了低噪聲設(shè)計(jì)原理。

（2）為實(shí)現(xiàn)全開低阻和小開度流量微調(diào)的流動(dòng)特性，兼顧低噪聲設(shè)計(jì)原理設(shè)計(jì)了包含上層穿孔、中層多迷宮流道和下層少迷宮流道三部分重疊形成的閥套流通結(jié)構(gòu)的分層迷宮式控制閥。

（3）分層迷宮式控制閥由于入流和出流不光順的結(jié)構(gòu)特征，分別在閥套腔體和閥套沿出流方向出口處形成大尺度漩渦結(jié)構(gòu)，將形成額外噪聲源強(qiáng)度；后續(xù)應(yīng)考慮導(dǎo)流消渦設(shè)計(jì)。

（4）分層迷宮式控制閥閥套上部穿孔結(jié)構(gòu)、中部多流道迷宮結(jié)構(gòu)和下部少流道迷宮結(jié)構(gòu)沿上下和環(huán)向流動(dòng)速度不均勻，使得閥套出流產(chǎn)生高速區(qū)域及低壓區(qū)域，對(duì)于空化及振動(dòng)噪聲的產(chǎn)生都是不利的；后續(xù)應(yīng)考慮設(shè)計(jì)出口速度更為均勻的閥套結(jié)構(gòu)。

參 考 文 獻(xiàn)：

[1]陸培文.調(diào)節(jié)閥使用技術(shù)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2006.

[2]Reethoff G.Turbulence-generated noise in pipe flow[J].Annual review:Fluid Mechanics,1980,10:333-367.

[3]BlakeW K.Mechanics of flow induced sound and vibration[M].Volume IIComplex Flow-structure Interaction.Academic press,Orlando,Florida,USA,1986.

[4]Fuchs H V.Generation and control of noise in water supply installations:Part1:Fundamental aspects[J].Appl.Acoustics, 1983,16:325-346.

[5]Fuchs H V.Generation and control of noise in water supply installations:Part 2:Sound sourcemechanisms[J].Appl.A-coustics,1993,38:59-85.

[6]Prek M.Scaling law of hydrodynamic noise generation for a simple fluid valvemodel[J].Journal of Vibration and Acoustics,2000,122:330-331.

[7]Prek M.Flow-induced noise generation in a simple fluid valvemodel[J].Noise Control Eng.J,2004,52(1):5-12.

[8]Baumann H D.A unifyingmethod for sizing throttling valves under laminar or transitional flow conditions[J].Journal of Fluids Engineering,1992,115:166-168.

[9]Baumann H D,Kiesbauer J.A method to estimate hydrodynamic noise produced in valves by submerged turbulent and cavitating water jets[J].Noise Control Eng.J,2004,52(2):49-55.

[10]Testud P,Moussou P,Hirschberg A,Aureganc Y.Noise generated by cavitating single-hole and multi-hole orifices in a water pipe[J].Journal of Fluids and Structures,2007,23:163-189.

[11]Mao Qing,Zhang Jinghui,Luo Yushan,Wang Haijun,Duan Quan.Experimental studies of orifice-induced wall pressure fluctuations and pipe vibration[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping,2006,83:505-511.

[12]Mao Qing.Zhang Jinghui.Orifice-induced wall pressure fluctuations and pipe vibrations:Theory and modeling of fluid excitations[J].Flow Turbulence Combustion,2007,79:25-40.

[13]Guillermo Palau-Salvador,Pablo Gonzalez-Altozano,Jaime Arviza-Valverde.Three-dimensionalmodeling and geometrical influence on the hydraulic performance of a control valve[J].Journal of Fluids Engineering,2008,130(1):151-163.

[14]石 娟,姚 征,馬明軒.調(diào)節(jié)閥內(nèi)三維流動(dòng)與肩閉過程的數(shù)值模擬及分析[J].上海理工大學(xué)學(xué)報(bào),2005,27(6): 500-502. Shi Juan,Yao Zheng,Ma Mingxuan.Simulation and analysis on three dimensional inner flow and opening states of control valves[J].Journal of University of Shanghai Science and Technology,2005,27(6):500-502.

[15]Emerson Process Management.Control Valve Handbook[M].Fourth edition.Marshalltown,Iowa,USA,2005.

[16]薛承文,韓群業(yè),于宏或,童鏡樹.角式迷宮截止閥的研制與應(yīng)用[J].石油機(jī)械,2008,36(1):1-6. Xue Chengwen,Han Qunye,et al.Design and application of corner labyrinth valve[J].China Petroleum Machinery,2008, 36(1):1-6.

[17]張毅雄,毛 慶,向文元,畢勤成,王 偉.多級(jí)節(jié)流孔板在核級(jí)管道中的應(yīng)用[J].核動(dòng)力工程,2009,30(4):71-73. Mao Yixiong,Mao Qing,Xiang Wenyuan,et al.Application ofmultiple throttle holes in nucleus pipelines[J].Nuclear Powered Engineering,2009,30(4):71-73.

Low noise design principle and numerical analysis on labyrinth control valves

HE Tao1,2,WANG Qiu-bo1,2,WANG Suo-quan1,2,WU You-sheng1,2
(1.National Key Laboratory on Ship Vibration&Noise,China Ship Scientific Research Center,Wuxi214082,China; 2.Jiangsu Key Laboratory of Green Ship Technology,Wuxi214082,China)

Control valves are used in cooling systems to adjust pump working condition and balance flow volume rates for cooling users.Cooling systems are always running during the sail time and control valves vibration under fluid dynamic excitation and cause boat noise radiation.Therefore,the low noise control valves should be designed to control boat noise radiation.In this paper,the hydraulic and acoustic design methods are constituted.Low noise design principles of control valves such as dividing,multilevel,labyrinth turning are analyzed and verified based on CFD method.The layered labyrinth control valve is designed and analyzed numerically.The analysis results indicate that outflow of trim is uneven and local high speed and low pressure region exists,large eddies forming in valve body cavity and trim outflow regions aremajor noise sources.

control valve;computational fluid dynamics;noise;design principle

U664.5

：Adoi:10.3969/j.issn.1007-7294.2017.02.001

2016-11-05

江蘇省自然科學(xué)基金—青年基金資助項(xiàng)目（BK2012096）；工信部—第七代超深水鉆井平臺(tái)（船）創(chuàng)新專項(xiàng)；工信部—深水半潛式支持平臺(tái)研發(fā)專項(xiàng)

何 濤（1983-），男，高級(jí)工程師；王秋波（1987-），男，工程師。

1007-7294（2017）02-0127-11