管路附件對管路系統(tǒng)聲傳遞-輻射特性的影響

通海系統(tǒng)的離心泵產(chǎn)生的流噪聲沿管路傳遞,在通?？谙蛲廨椛?嚴重影響軍用船舶的靜音性能,是軍用船舶噪聲控制的重點

。通海系統(tǒng)離心泵組高速旋轉(zhuǎn),對泵頭內(nèi)部流體產(chǎn)生周期性作用力,流體在周期性作用力的作用下具備偶極子聲源屬性,向泵頭及泵組進出口管路發(fā)射水聲聲波,聲波的頻率以葉頻及其倍頻為主

。目前在我國的工程領(lǐng)域,從事噪聲控制的相關(guān)專業(yè)人員對通海系統(tǒng)泵組流噪聲沿管路傳遞的研究均基于平面波理論,進而發(fā)展了一整套的傳遞矩陣方法,并用于指導(dǎo)通海系統(tǒng)海水消聲器的研制

。

對通海系統(tǒng)輻射噪聲問題的研究主要集中在離心泵流噪聲仿真

、通海口活塞輻射

以及消聲器聲學(xué)特性

等。例如,Parrondo等提出了一種離心泵泵頭聲場簡化方法,分析了泵頭內(nèi)部聲場分布和頻率特性

;Sullivan構(gòu)建了一種計算開放管口的反射系數(shù)的方法,指出反射系數(shù)是頻率的函數(shù)

;Munjal采用試驗數(shù)據(jù)對該計算方法的相關(guān)系數(shù)進行了修正,提高了計算精度

;Ji等采用仿真的方法對某管路消聲器插入損失開展了評估

。

從目前的研究現(xiàn)狀來看,針對通海系統(tǒng)的管路流噪聲傳遞-輻射的研究較少,可能是因為軍用領(lǐng)域敏感性,學(xué)術(shù)領(lǐng)域?qū)υ搯栴}缺少關(guān)注,軍事工程領(lǐng)域又缺少學(xué)術(shù)研究的氛圍,導(dǎo)致我國該領(lǐng)域的噪聲控制問題的理論研究不夠,工程控制措施的針對性不強,控制效果不理想。

對于ESP課程的教學(xué)內(nèi)容，多數(shù)學(xué)生(75.2%)認為在注重語言訓(xùn)練的同時，要結(jié)合專業(yè)術(shù)語和專業(yè)知識內(nèi)容進行教學(xué)，以滿足各專業(yè)學(xué)生的個性需求。90.5%的學(xué)生認為ESP課程應(yīng)具有有別于EGP課程的教學(xué)目的、教學(xué)內(nèi)容和教學(xué)方法。對于ESP課程教師，66.7%的學(xué)生認為他們既要有英語水平，也應(yīng)具有一定的專業(yè)知識；對于教學(xué)用語，39.6%的學(xué)生認為應(yīng)用全英語授課，37.6%的學(xué)生認為應(yīng)運用英、漢語結(jié)合授課，3.6%的學(xué)生希望用全漢語授課，其他學(xué)生認為無所謂。

2.3 兩組免疫指標水平比較 復(fù)蘇前，兩組患者的IgG、IgM、IgA、CD4+、CD8+及CD4+/CD8+水平比較，差異無統(tǒng)計學(xué)意義（P均＞0.05）；干預(yù)后，與對照組相比，觀察組復(fù)蘇后 IgG、IgM、IgA、CD4+、CD8+及CD4+/CD8+水平出現(xiàn)顯著升高，差異有統(tǒng)計學(xué)意義（P均＜0.05），見表3。

本文針對某通海系統(tǒng),采用平面波假設(shè)

和單端口管口輻射的物理模型

,考慮管路及管路附件的彈性影響,建立了平直管路-管路附件-平直管路-帶無限大障板的開放管口的簡化的通海系統(tǒng)流噪聲傳遞-輻射的仿真模型,該模型的計算準確性經(jīng)理論估算公式

驗證,計算結(jié)果準確。以此模型為基礎(chǔ),分析了典型管路附件,例如彎頭、變徑管、閥門、撓性接管、換熱器等對管路系統(tǒng)流噪聲傳遞-輻射特性的影響規(guī)律,給出了各附件對流噪聲控制的量化排名,指出該通海系統(tǒng)噪聲控制重點為進口管路。本文的研究能夠為我國軍用船舶通海系統(tǒng)噪聲控制提供理論支撐。

1 計算模型及驗證

1.1 管路流噪聲傳遞輻射計算模型

根據(jù)工程經(jīng)驗,通海系統(tǒng)管路流噪聲輻射主要是泵組進出口流噪聲激勵管路產(chǎn)生平面波,平面波沿管路流體介質(zhì)傳播,在管口產(chǎn)生輻射噪聲,1 kHz以上頻段的管路流噪聲對輻射噪聲影響不大

。受目前水聲傳感器的適用頻率范圍限制,10 Hz以下頻段水聽器的測量結(jié)果的數(shù)據(jù)有效性不夠,因此本文僅就10 Hz～1 kHz頻段管路總傳遞損失進行計算分析。

（4）為了保證其處理后混凝土的強度能達到設(shè)計要求，等達到齡期后采用回彈儀檢測其強度，若不符合要求，鑿除后采取其他補救措施重新處理。

(

+i

-

)

(

)=-

(

)

(1)

式中:

、

、

、

(

)分別是管路及管路附件彈性壁的剛度矩陣、阻尼矩陣、質(zhì)量矩陣、位移向量;

是角頻率;

是管路及管路附件彈性壁與內(nèi)部聲場的耦合矩陣;

(

)是耦合面上聲壓。

研究組患者16例,顯效16例,有效4例,無效0例,治療有效率為100%;較比對照組患者14例,顯效6例,有效6例,無效2例,療有效率85.71%;兩組治療效果比較有差異,P<0.05,有統(tǒng)計學(xué)意義。

對于管路及管路附件內(nèi)部和管口輻射的聲場,考慮彈性壁振動對聲場的影響,考慮泵組聲源對管路聲場的激勵,那么在頻率坐標下,通海系統(tǒng)管路及管路附件內(nèi)部聲場的控制方程如下

(

+i

-

)

(

)=

-

(

)

(2)

式中:

、

、

分別是管路及管路附件內(nèi)部聲場的剛度矩陣、阻尼矩陣、質(zhì)量矩陣;

(

)是管路及管路附件內(nèi)部和管口輻射聲場的聲壓;

(

)是耦合面上彈性壁的振動位移;

是管路聲學(xué)進口的簡化聲源。

當(dāng)代的粉彩沒骨花鳥畫注重表現(xiàn)的是大自然蓬勃的生命力，從而體現(xiàn)人們追求的真、善、美的精神。經(jīng)過長時間的創(chuàng)造與改變，當(dāng)代粉彩沒骨花鳥畫經(jīng)歷了漫長的成長過程。從構(gòu)圖方式，到設(shè)色技巧最后到審美造詣都取得了不小的進步。當(dāng)代沒骨粉彩花鳥瓷畫所體現(xiàn)的現(xiàn)代審美精神是自然生命精神與生態(tài)保護理念的結(jié)合，是傳統(tǒng)和諧精神與現(xiàn)代人文關(guān)懷思想的結(jié)合，而現(xiàn)代審美精神的存在是推動當(dāng)代沒骨粉彩花鳥瓷畫向前繼續(xù)發(fā)展的內(nèi)在動力。

(3)

1.2 管路流噪聲傳遞輻射特性評價方法

通海系統(tǒng)管路比較復(fù)雜,包含彎頭、閥門、撓性接管、換熱器等各種附件,由于其內(nèi)部流通截面的復(fù)雜多變,再疊加管口輻射抗反射波,在管路系統(tǒng)內(nèi)部形成駐波場,因此在通海管路系統(tǒng)任何一段管路或者附件均無法簡單地單獨進行評價。鑒于此,考慮到通海系統(tǒng)噪聲控制的最終目的在于管口聲輻射,而且對于特定的通海系統(tǒng)的泵組特性、管路長度、管路附件情況均為定值,本文采用泵組進出口處流噪聲(即管路模型進口的聲壓)、管口1 m處輻射噪聲作為輸入,采用總傳遞損失表征管路流噪聲傳遞輻射的特性?？倐鬟f損失

的定義如下

=

-

(4)

式中:

是通海系統(tǒng)聲場進口聲壓級;

是管口1 m處的輻射聲壓級。

1.3 算例驗證

對于管路附件的考慮,通過網(wǎng)格組裝實現(xiàn),將直管網(wǎng)格對應(yīng)附件安裝部位的直管段替換為相應(yīng)的管路附件。例如,DN200鋼管+截止止回閥的系統(tǒng)模型網(wǎng)格如圖5所示。由于直管段的網(wǎng)格與截止止回閥的網(wǎng)格是分別劃分的,在兩者的交界面上網(wǎng)格節(jié)點并不一一對應(yīng),本文采用耦合面的插值算法,確保直管網(wǎng)格與截止止回閥網(wǎng)格在計算過程中聲壓的傳遞。

本文對上述計算結(jié)果作進一步的處理,采用管路進口端聲壓級與輻射管口1 m處的聲壓級的差值作為管路聲傳遞輻射的總傳遞損失。采用本文模型計算得到5.0 m長DN75鋼管的臨界頻率為151.1 Hz,與經(jīng)驗公式結(jié)果偏差約為0.73%,計算得到的DN75鋼管總傳遞損失曲線如圖1所示,與經(jīng)驗公式結(jié)果最大偏差約為3.5%?？梢?本文的計算模型是準確的。

2 通海系統(tǒng)流噪聲傳遞輻射特性計算

2.1 管路系統(tǒng)組成及參數(shù)

以某民用船舶通海系統(tǒng)為例,其進出口管路全部為DN200標準鋼管,長度約為5.5 m,采用本文的計算模型對該通海系統(tǒng)進行簡化,建立本文的計算對象,DN200鋼管管路系統(tǒng)簡化模型如圖2所示。

考慮彈性效應(yīng),在聲源激勵下通海系統(tǒng)管路的聲振耦合控制方程可以采用下式來表示

在上述直管管口輻射模型的基礎(chǔ)上,再考慮系統(tǒng)進出口管路附件,例如泵組進出口的撓性接管、閥門、彎頭、變徑管、出口管路上的換熱器等,通過直管與直管+管路附件的管口輻射對比分析管路附件對管路系統(tǒng)聲傳遞輻射特性的影響。

2.2 離散模型及邊界條件

為了方便對通海系統(tǒng)管路及管路附件壁面彈性和內(nèi)部流通介質(zhì)之間的聲學(xué)耦合效應(yīng)建模,本文采用有限元方法構(gòu)建結(jié)構(gòu)部分和流體聲場部分的動力學(xué)方程,采用Actran計算聲學(xué)軟件進行計算。

二是要注重導(dǎo)向性。所謂導(dǎo)向性，就是將名師評選的條件和標準作為方向標、指揮棒，使每一個有志于成為名師的教師明確努力的方向。從加強教師隊伍建設(shè)這個意義上講，名師的評選既重在結(jié)果，同時也重在過程。從遴選指標體系各要素及其權(quán)重中，可以看出名師評選的導(dǎo)向性。

根據(jù)聲學(xué)仿真計算基本原則,管路、局部輻射區(qū)域的有限單元尺寸小于1 kHz聲波波長的1/6,彈性管壁按照1 kHz薄壁彎曲波波長1/6確定管壁殼單元大小,經(jīng)計算,網(wǎng)格尺度不大于0.03 m,局部輻射區(qū)域以外的無限大區(qū)域采用無限元模擬,插值階數(shù)不低于5。對直管管口輻射模型的計算域劃分網(wǎng)格單元,共得到六面體單元32 814個,網(wǎng)格最小角大于45°,網(wǎng)格質(zhì)量很好;共有四邊形單元6 026個,網(wǎng)格最小角大于45°,網(wǎng)格質(zhì)量很好。DN200鋼管管路系統(tǒng)簡化模型的網(wǎng)格如圖3所示。

2.1.1 整合優(yōu)勢養(yǎng)老資源 在養(yǎng)老資源方面，農(nóng)村地區(qū)許多敬老院設(shè)施不達標，無法開展居家養(yǎng)老服務(wù)，但受“先期投入大，回報周期長”的影響，社會組織注入的積極性不高，因此，應(yīng)加強政府資金扶持，加快推進敬老院轉(zhuǎn)型升級，為農(nóng)村居家養(yǎng)老服務(wù)的發(fā)展提供一定的機構(gòu)支持；與此同時，結(jié)合當(dāng)?shù)貙嶋H，加強社區(qū)街道的組織引導(dǎo)，將各種形式的老年協(xié)會、社團等組織資源利用起來，依托一定的專業(yè)服務(wù)，利用長期閑置的支部活動室等硬件設(shè)施資源，積極開展居家養(yǎng)老服務(wù)。

直管10 Hz～1 kHz的總傳遞損失為76.3 dB,網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果如圖4所示,可見本文采用32 814個網(wǎng)格是合適的。

直管模型的左端端口與泵組的進出口相連,右端端口為通?？?由一個半球區(qū)域包圍,用于模擬通?？诟浇妮椛渎晥?。為了便于計算該泵組進出口流噪聲到系統(tǒng)通?？诘穆晫W(xué)總傳遞損失,本文在左端端口施加聲壓邊界、對彈性鋼管采用彈性殼單元模擬、無限大障板采用振速邊界,管口附近輻射聲場的外表面采用階數(shù)為5的無限元模型,用于建立無限大輻射聲場的邊界條件。

對于管路及管路附件的彈性壁面,只考慮管路內(nèi)部聲場對管壁的聲壓激勵,不考慮管路水動力激勵以及泵組振動的影響,那么在頻率坐標下,通海系統(tǒng)結(jié)構(gòu)部分的聲振控制方程如下

管口輻射的理論公式與實測數(shù)據(jù)存在一定的偏差,文獻[23]根據(jù)實測數(shù)據(jù),對管口輻射理論公式的聲學(xué)反射系數(shù)提出修正,得到一個描述管口輻射的經(jīng)驗公式,該經(jīng)驗公式的計算結(jié)果更加貼近實測值。采用文獻[23]的經(jīng)驗公式,估算了5.0 m長DN75規(guī)格鋼管的臨界頻率以下頻段,即10～150 Hz的管口輻射噪聲。經(jīng)分析發(fā)現(xiàn),所謂的臨界頻率實際上是管路長度對應(yīng)半波長的聲波頻率

。

2.3 管路附件對傳遞輻射特性的影響分析

截止止回閥是管路系統(tǒng)常用的一種閥門,截止止回閥的內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖6所示,藍色部分為閥內(nèi)部隔斷板,綠色部分為閥芯。

在隔斷板中間有一個DN200的流通孔,閥芯旋入該流通孔可以起到流體介質(zhì)的截止作用。在船舶行業(yè),通常認為閥門全開之后,由于10 Hz～1 kHz頻段的水聲波長在15 m以上,閥門內(nèi)部結(jié)構(gòu)尺度較小,對聲傳播無影響,往往在分析中忽略截止止回閥的內(nèi)部隔斷板。本文對帶內(nèi)隔板、無內(nèi)隔板的模型均進行了分析,便于對比內(nèi)隔板的影響。

截止止回閥對總傳遞損失的影響如圖7所示?？梢?截止止回閥可以對總傳遞損失曲線具備調(diào)頻、調(diào)幅的作用,總傳遞損失曲線基本上得到整體抬升,對系統(tǒng)管口輻射噪聲控制效果提升,其中帶內(nèi)隔板的影響非常顯著,比無內(nèi)隔板的閥門的總傳遞損失普遍提高了約20 dB,即可以降低管口輻射噪聲20 dB。

(3) 在排水管壁試樣面積大小、水力梯度一致的情況下，與殘積礫質(zhì)黏性土相比，殘積砂質(zhì)黏性土的單位體積含土量增長了20%～36%，殘積粉質(zhì)黏性土的單位體積含土量增長了43%～73%，排水管壁試樣單位體積含土量隨著土體中黏粒含量的增大而增大，且增大幅度較其他兩種變量大。

參考行業(yè)內(nèi)標準測試方法,在閥進出口接無限長直管,計算其傳遞損失。截止止回閥傳遞損失的對比如圖8所示。

截止止回閥安裝在系統(tǒng)內(nèi)部的條件下,對聲傳播的傳遞損失與標準測試條件下的插入損失存在很大的偏差,最大接近30 dB。管路附件測試的插入損失不能直接用于系統(tǒng)的聲學(xué)評估。

對于民用船舶通海系統(tǒng),管路附件對10 Hz～1 kHz頻段總傳遞損失的影響見表1,可見總傳遞損失提升最大的是換熱器,高達94.9 dB;其次是撓性接管的33 dB、截止止回閥的28.5 dB,相比之下,濾器、變徑管、彎頭的影響較小,蝶閥的影響可以忽略。各個管路附件對總傳遞損失曲線的影響如圖9所示。

通海系統(tǒng)出口管路往往安裝有換熱器、撓性接管、截止止回閥等管路附件,進口管路往往安裝濾器、撓性接管、蝶閥等管路附件,從聲傳遞的角度來看,出口管路對泵組流噪聲的控制效果遠高于進口管路,通海系統(tǒng)噪聲控制應(yīng)以進口管路噪聲控制為主。

3 結(jié) 論

本文采用總傳遞損失表征通海系統(tǒng)泵組流噪聲沿管路流體介質(zhì)傳遞-輻射的聲學(xué)特性,通過單端口的管路管口輻射模型,計算了典型管路附件對該聲學(xué)特性的影響,發(fā)現(xiàn)管路附件對總傳遞損失有不同程度的提高,換熱器可以提高94.9 dB,撓性接管提高33 dB、截止止回閥提高28.5 dB,相比之下,濾器、變徑管、彎頭的提高效果小于10 dB,蝶閥僅提高1.5 dB。

:

[1] 方超, 蔡標華, 馬士虎, 等. 基于BEM/FEM的船舶注水系統(tǒng)管路噪聲分離預(yù)報 [J]. 噪聲與振動控制, 2018, 38(5): 89-93.

FANG Chao, CAI Biaohua, MA Shihu, et al. Noise separation prediction of water injection pipeline systems of warships based on BEM/FEM [J]. Noise and Vibration Control, 2018, 38(5): 89-93.

[2] 劉厚林, 丁劍, 王勇, 等. 基于大渦模擬的離心泵水動力噪聲數(shù)值模擬 [J]. 機械工程學(xué)報, 2013, 49(18): 177-183.

LIU Houlin, DING Jian, WANG Yong, et al. Numerical simulation of hydrodynamic noise in centrifugal pump based on LES [J]. Journal of Mechanical Engineering, 2013, 49(18): 177-183.

[3] 季振林. 消聲器聲學(xué)理論與設(shè)計 [M]. 北京: 科學(xué)出版社, 2015: 33-45.

[4] DONG R, CHU S, KATZ J. Effect of modification to tongue and impeller geometry on unsteady flow, pressure fluctuations, and noise in a centrifugal pump [J]. Journal of Turbomachinery, 1997, 119(3): 506-515.

[5] CHU S, DONG R, KATZ J. Relationship between unsteady flow, pressure fluctuations, and noise in a centrifugal pump: part A Use of PDV data to compute the pressure field [J]. Journal of Fluids Engineering, 1995, 117(1): 24-29.

[6] SI Qiaorui, ALI A, YUAN Jianping, et al. Flow-induced noises in a centrifugal pump: a review [J]. Science of Advanced Materials, 2019, 11(7): 909-924.

[7] CHU S, DONG R, KATZ J. Relationship between unsteady flow, pressure fluctuations, and noise in a centrifugal pump: part B Effects of blade-tongue interactions [J]. Journal of Fluids Engineering, 1995, 117(1): 30-35.

[8] WANG Yuqin, DING Zewen. Influence of blade number on flow-induced noise of centrifugal pump based on CFD/CA [J]. Vacuum, 2020, 172: 109058.

[9] GAO Ming, DONG Peixin, LEI Shenghui, et al. Computational study of the noise radiation in a centrifugal pump when flow rate changes [J]. Energies, 2017, 10(2): 221.

[10]TANG X M, TOKS?Z M N, CHENG C H. Elastic wave radiation and diffraction of a piston source [J]. The Journal of the Acoustical Society of America, 1990, 87(5): 1894-1902.

[11]DOUGLAS MAST T, YU Feng. Simplified expansions for radiation from a baffled circular piston [J]. The Journal of the Acoustical Society of America, 2005, 118(6): 3457-3464.

[12]LAPIN A D. Radiation impedance of a piston in a waveguide [J]. Acoustical Physics, 2000, 46(3): 367-369.

[13]CHOY Y S, HUANG Lixi. Experimental studies of a drumlike silencer [J]. The Journal of the Acoustical Society of America, 2002, 112(5): 2026-2035.

[14]HUANG Lixi. Modal analysis of a drumlike silencer [J]. The Journal of the Acoustical Society of America, 2002, 112(5): 2014-2025.

[15]YU Xiang, TONG Yuhui, PAN Jie, et al. Sub-chamber optimization for silencer design [J]. Journal of Sound and Vibration, 2015, 351: 57-67.

[16]CHOY Y S, HUANG Lixi. Effect of flow on the drumlike silencer [J]. The Journal of the Acoustical Society of America, 2005, 118(5): 3077-3085.

[17]PARRONDO J, PéREZ J, BARRIO R, et al. A simple acoustic model to characterize the internal low frequency sound field in centrifugal pumps [J]. Applied Acoustics, 2011, 72(1): 59-64.

[18]SULLIVAN J W. A method for modeling perforated tube muffler components: I Theory [J]. The Journal of the Acoustical Society of America, 1979, 66(3): 772-778.

[19]MUNJAL M L. Analysis of a flush-tube three-pass perforated element muffler by means of transfer matrices [J]. International Journal of Acoustics and Vibration, 1997, 2(2): 63-68.

[20]JI Zhenlin, FAN Yiliang. MAP: a simulative program for acoustic prediction and analysis of duct muffling systems [C]//Proceedings of the SAE 2015 Noise and Vibration Conference and Exhibition. Warrendale, PA, USA: SAE, 2015: 2015-01-2317.

[21]EASWARAN V, MUNJAL M L. Plane wave analysis of conical and exponential pipes with incompressible mean flow [J]. Journal of Sound and Vibration, 1992, 152(1): 73-93.

[22]RZENTKOWSKI G, ZBROJA S. Experimental characterization of centrifugal pumps as an acoustic source at the blade-passing frequency [J]. Journal of Fluids and Structures, 2000, 14(4): 529-558.

[23]SELAMET A, EASWARAN V. Modified Herschel-Quincke tube: attenuation and resonance for n-duct configuration [J]. The Journal of the Acoustical Society of America, 1997, 102(1): 164-169.

[24]孫玉東, 鐘榮, 王鎖泉, 等. 基于雙端口聲源特性測試方法的離心泵水動力噪聲試驗研究 [J]. 船舶力學(xué), 2016, 20(S1): 198-205.

SUN Yudong, ZHONG Rong, WANG Suoquan, et al. Experimental research on hydrodynamic noise of centrifugal pumps based on two-port source characteristic test method [J]. Journal of Ship Mechanics, 2016, 20(S1): 198-205.

[25]何祚鏞. 水下噪聲及其控制技術(shù)進展和展望 [J]. 應(yīng)用聲學(xué), 2002, 21(1): 26-34.

HE Zuoyong. Review of some aspects of underwater noise including its control techniques and Its prospect [J]. Applied Acoustics, 2002, 21(1): 26-34.