燃?xì)廨啓C(jī)燃料控制閥氣動(dòng)噪聲特性及降噪設(shè)計(jì)研究

朱志劼, 徐 前, 范雪飛, 韋雪陽, 陳富強(qiáng)

(1. 上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司,上海 200240;2. 北京化工大學(xué) 高端機(jī)械裝備健康監(jiān)控與自愈化北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100029)

燃?xì)廨啓C(jī)所需燃料經(jīng)加壓后進(jìn)入燃料控制閥進(jìn)入機(jī)組燃燒室,燃料控制閥在運(yùn)行過程中,響應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)的轉(zhuǎn)速控制系統(tǒng)信號(hào)以調(diào)節(jié)流向機(jī)組燃燒室的燃料壓力和流量[1]。由于閥芯的節(jié)流結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),天然氣介質(zhì)通過燃料控制閥后湍流程度增加,在閥芯周圍產(chǎn)生不穩(wěn)定流動(dòng),導(dǎo)致氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生[2]。氣動(dòng)噪聲造成較高的能量損耗[3]、危害人體健康且造成環(huán)境污染[4]。因此,研究燃料控制閥氣動(dòng)噪聲特性、提出相適應(yīng)降噪設(shè)計(jì)方法顯得尤為迫切。

近些年來,國(guó)內(nèi)外學(xué)者們對(duì)控制閥氣動(dòng)噪聲特性和降噪設(shè)計(jì)開展了許多研究。Janzen等[5]提出氣動(dòng)噪聲是由閥門內(nèi)腔上的渦流脫落造成,并基于試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。同年王煒哲等[6]采用基于FW-H方程的剪切流噪聲模型,求解了噪聲源分布、確定了喉口和閥腔流動(dòng)死區(qū)等位置是氣動(dòng)噪聲輻射源。蘇華山等[7]利用fluent結(jié)合動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)噪聲來源進(jìn)行研究,得出流量脈動(dòng)引發(fā)閥芯往復(fù)振動(dòng)是閥門噪聲的主要來源之一,并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。此后,劉翠偉等[8]總結(jié)了誘發(fā)閥門產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的方法,提出了一種通用的仿真計(jì)算分析方法和試驗(yàn)驗(yàn)證流程。2017年,肖飛[9]發(fā)現(xiàn)閥內(nèi)節(jié)流設(shè)計(jì)使流體形態(tài)由亞聲速流動(dòng)變成超聲速流動(dòng),增加湍流強(qiáng)度、誘發(fā)氣動(dòng)噪聲。2019年,陳富強(qiáng)等[10-11]揭示了減壓閥氣動(dòng)噪聲的渦旋發(fā)聲機(jī)理、識(shí)別了噪聲源并提出了降噪設(shè)計(jì)。研究發(fā)現(xiàn),對(duì)不穩(wěn)定湍流的有效抑制可有效實(shí)現(xiàn)降噪[12]。因此,為控制氣動(dòng)噪聲,學(xué)術(shù)界和工業(yè)界通常采用修改閥內(nèi)部節(jié)流結(jié)構(gòu)或增加降噪元件的方式以調(diào)控湍流強(qiáng)度、降低氣動(dòng)噪聲。對(duì)閥內(nèi)部結(jié)構(gòu)的改型主要包括改變閥芯和套筒的布孔方式和孔徑[13-14]、套筒間距[15]、修正底座結(jié)構(gòu)[16]、改變喉管曲率[17]、采用閥口錐面倒圓[18]等;增加降噪元件主要是添加節(jié)流多孔板[19],并基于惠更斯原理改變多孔板的孔徑、厚度、層數(shù)、形狀、錐角等因素來實(shí)現(xiàn)優(yōu)化降噪設(shè)計(jì)[20]。

1 氣動(dòng)噪聲計(jì)算方法

本研究聯(lián)合計(jì)算流體力學(xué)軟件和聲學(xué)軟件對(duì)燃料控制閥氣動(dòng)噪聲進(jìn)行聯(lián)合仿真計(jì)算,全面預(yù)測(cè)噪聲特性。首先基于雷諾時(shí)均模型求解控制閥穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)和流量特性;繼而以穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)為初始解,基于瞬時(shí)模擬求解瞬態(tài)解;然后導(dǎo)出時(shí)域壓力脈動(dòng),導(dǎo)入聲學(xué)計(jì)算軟件中轉(zhuǎn)換成等效聲源,采用快速傅里葉變換獲得頻域信息;最后建立聲傳播模型,進(jìn)行噪聲計(jì)算。

甲烷(CH4)介質(zhì)在燃料控制閥中的流動(dòng)為可壓縮湍流,其數(shù)值計(jì)算應(yīng)滿足可壓縮氣體流動(dòng)控制方程組。

連續(xù)性方程為

(1)

式中:ρ為甲烷密度;ui為i方向甲烷速度。

動(dòng)量方程為

式中:p為甲烷靜壓強(qiáng);τij為應(yīng)力張量;Fi為i方向體積力;-ρuiuj為雷諾應(yīng)力。其中應(yīng)力張量τij表示為

(3)

式中,μ為動(dòng)力黏性系數(shù)。

能量方程為

(4)

式中:keff為有效熱導(dǎo)率;Jj為組分的擴(kuò)散流量;Sh為其他定義的體積熱源項(xiàng)。其中單位質(zhì)量流量所具有的能量E表示為

(5)

式中,h為甲烷氣體的比焓。

2 氣動(dòng)噪聲傳播模型

2.1 三維模型及邊界條件

首先建立燃料閥三維流道,并在出入口分別做延伸,保證流體在管道中充分發(fā)展,如圖1(a)所示,圖1(b)為燃料閥的1/2剖視圖。由于該燃料閥內(nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜,為生成高質(zhì)量網(wǎng)格,在不影響流場(chǎng)和聲場(chǎng)計(jì)算結(jié)果的前提下做出如下簡(jiǎn)化:封閉閥芯中間流道、封閉閥芯與縫隙處縫隙、對(duì)齊頂部凸臺(tái)、堵住閥芯底面。為了驗(yàn)證結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化對(duì)流場(chǎng)分布造成的影響,對(duì)比了簡(jiǎn)化前后燃料閥在90%開度時(shí)的平均壓力分布,如圖2所示。簡(jiǎn)化前后壓力分布趨勢(shì)并未發(fā)生變化,其中最大誤差僅為1.8%,發(fā)生在截面9(具體的截面劃分在3.1節(jié)有具體描述)。因此可以判定結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化不影響流場(chǎng)及聲場(chǎng)計(jì)算。

圖1 70%開度燃料控制閥三維模型Fig.1 Three dimensional model of 70% open fuel control valve

圖2 燃料控制閥簡(jiǎn)化前后平均壓力分布(開度為90%)Fig.2 Average pressure distribution before and after simplified fuel control valve(opening 90%)

將建立好的三維模型進(jìn)行高質(zhì)量網(wǎng)格劃分,導(dǎo)入FLUENT中進(jìn)行穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)流場(chǎng)計(jì)算。穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)的計(jì)算邊界條件描述如下:選擇基于密度基的求解器,開啟能量方程,選擇適用于復(fù)雜結(jié)構(gòu)的RNGk-ε湍流模型,選擇二階迎風(fēng)格式。以200℃甲烷(CH4)為工質(zhì),閥前總壓P1=2.65 MPa、閥后靜壓P2=1.011 MPa,介質(zhì)溫度T=473.15 K。以穩(wěn)態(tài)解為初場(chǎng),開啟瞬態(tài)模型,求解燃料控制閥氣動(dòng)噪聲計(jì)算所需的瞬態(tài)流場(chǎng)參數(shù)。

2.2 聲傳播模型

建立該燃料控制閥聲傳播模型,如圖3所示。所建立的聲傳播模型含燃料閥聲學(xué)網(wǎng)格、XY平面場(chǎng)點(diǎn)網(wǎng)格、XZ平面指向性網(wǎng)格、YZ平面指向性網(wǎng)格、監(jiān)測(cè)點(diǎn)、聲學(xué)包絡(luò)面AML網(wǎng)格。插入聲學(xué)邊界條件,定義分布式聲源。利用聲學(xué)軟件進(jìn)行聲學(xué)響應(yīng)計(jì)算,獲取聲學(xué)信息。

圖3 聲傳播模型Fig.3 Acoustic propagation model

3 結(jié)果與分析

3.1 燃料控制閥流場(chǎng)特性分析

隨著開度的增加,壓力梯度在閥芯處逐漸變大,如圖4(a)所示。這是因?yàn)殡S著開度的增大,閥芯節(jié)流面積隨之增大,甲烷熱力學(xué)過程發(fā)生變化,減壓能力隨之增加。但是,雖然在閥芯出口處基本達(dá)到減壓目標(biāo),在后部連接管路中壓力又有所回升,結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)出類似擴(kuò)壓器原理,因此建議增加節(jié)流孔板作進(jìn)一步減壓。

圖4 不同開度對(duì)稱面流場(chǎng)分布(2%、50%、100%開度)Fig.4 Flow field distribution on symmetric planes with different opening degrees(2%、50%、100%)

從圖4(b)中的速度云圖可以看出,隨著開度的增加,速度增加梯度在閥芯處逐漸變大,特別是50%開度后,出口管路平均速度顯著增加,與減壓梯度相對(duì)應(yīng)。

為了更好的捕捉燃料閥的流動(dòng)特性,,在流域中設(shè)置了13個(gè)垂直于流動(dòng)方向的監(jiān)測(cè)平面。如圖5所示所有監(jiān)測(cè)平面的具體空間分布。入口延長(zhǎng)段以間隔100 mm均布了6個(gè)監(jiān)測(cè)平面,監(jiān)測(cè)平面7位于20 mm處。出口延長(zhǎng)段以和入口段相同的間隔均布了6個(gè)監(jiān)測(cè)平面。

圖5 流域中監(jiān)測(cè)平面的空間分布Fig.5 Spatial distribution of monitoring planes in the flow domain

圖6(a)定量分析了平均壓力沿著不同橫截面的變化情況?？梢钥闯?隨著開度增加,閥芯處減壓梯度隨之增大,與云圖分布相對(duì)應(yīng)。但是出口管路壓力有所回彈,未完全達(dá)到預(yù)期目標(biāo),因此建議在出口管路增加節(jié)流孔板做進(jìn)一步減壓。

圖6 不同截面流場(chǎng)分布Fig.6 Flow field distribution in different sections

圖6(b)定量分析了平均速度沿著不同橫截面的變化情況?？梢钥闯?隨著開度增加,速度絕對(duì)值在全流域范圍內(nèi)(入口腔、閥芯腔、出口腔)都在變大。且閥芯處增速梯度隨之增大,與速度云圖分布相對(duì)應(yīng)。較大的增速梯度對(duì)應(yīng)較大的湍流耗散、能耗,且易誘發(fā)噪聲和振動(dòng)發(fā)生。

3.2 燃料控制閥氣動(dòng)噪聲特性分析

3.2.1 聲壓分布

氣動(dòng)噪聲按頻譜特性可分為低頻、中頻和高頻噪聲,其最高聲壓級(jí)對(duì)應(yīng)頻率分布依次為20～200 Hz、200～2 000 Hz以及大于2 000 Hz。求解得到燃料控制閥在2%開度時(shí)的低頻噪聲平均值為152 dB、中頻噪聲平均值為143 dB、高頻噪聲平均值為149 dB,詳細(xì)分布如圖7(a)所示。上述求解均為近場(chǎng)噪聲。

求解得到燃料控制閥在70%開度時(shí)的低頻噪聲平均值為165 dB、中頻噪聲平均值為185 dB、高頻噪聲平均值為181 dB,詳細(xì)分布如圖7(b)所示。初步判定,隨著燃料控制閥開度的增加,氣動(dòng)噪聲頻譜特性在全頻范圍內(nèi)均隨之增加。

3.2.2 頻譜指向性

燃料控制閥在開度2%的頻譜指向性時(shí)如圖8(a)所示,隨著低頻、中頻、高頻氣動(dòng)噪聲依次發(fā)生,噪聲在XY方向的輻射范圍隨著增加,且輻射形狀由規(guī)則圓形逐漸演變成葫蘆形。說明開度增大后,由XY向均勻輻射演變成非均勻輻射。且在低頻噪聲段,聲壓平均值為82.2 dB;在中頻段聲壓平均值為85.4 dB;在高頻段聲壓平均值為91.1 dB。上述求解均為遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲。

圖8 XY方向頻譜指向性(100 Hz、2 000 Hz、5 000 Hz)Fig.8 Spectral directivity in the XY direction (100 Hz,2 000 Hz,5 000 Hz)

燃料控制閥在開度70%的頻譜指向性如圖8(b)所示,隨著低頻、中頻、高頻氣動(dòng)噪聲依次發(fā)生,噪聲在XY方向的輻射范圍先減小后增加,且輻射形狀同樣由規(guī)則圓形逐漸演變成葫蘆形。在低頻噪聲段,聲壓平均值為78.2 dB;在中頻段聲壓平均值為108.3 dB;在高頻段聲壓平均值為123.9 dB。且隨著開度增加,在全頻范圍內(nèi),燃料控制閥XY向遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲隨之增加。

開度的變化導(dǎo)致閥芯處的壓力梯度及湍流強(qiáng)度發(fā)生變化,導(dǎo)致壁面處的壓力分布有所差別。而壁面壓力是氣動(dòng)噪聲的主要來源。因此,隨著開度變化,噪聲頻譜指向性不論是在輻射范圍、還是不同頻段的分布都隨之發(fā)生改變。

3.2.3 監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓曲線

燃料控制閥2%開度時(shí)的出口監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓曲線如圖9所示。其中,點(diǎn)1距離出口最近,在出口50 mm處;點(diǎn)9距離出口最遠(yuǎn),在出口850 mm處。計(jì)算發(fā)現(xiàn)在全頻范圍內(nèi),最大聲壓值發(fā)生在中頻頻譜處。且對(duì)于點(diǎn)1、點(diǎn)5和點(diǎn)9,中頻最大聲壓值分別為136 dB、117 dB和110.2 dB。因此,燃料閥氣動(dòng)噪聲沿著出口衰減。

圖9 出口監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓曲線(開度2%)Fig.9 Outlet monitoring point sound pressure curve (opening 2%)

燃料控制閥70%開度時(shí)的出口監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓曲線如圖10所示。計(jì)算發(fā)現(xiàn)在全頻范圍內(nèi),最大聲壓值同樣發(fā)生在中頻頻譜處。且對(duì)于點(diǎn)1、點(diǎn)5和點(diǎn)9,中頻最大聲壓值分別為172 dB、153 dB和147 dB。因此,對(duì)于大開度,燃料閥氣動(dòng)噪聲也沿著出口衰減。且相比于小開度,出口監(jiān)測(cè)聲壓值明顯增大。

圖10 出口監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓曲線(開度70%)Fig.10 Outlet monitoring point sound pressure curve (opening 70%)

3.3 燃料控制閥降噪設(shè)計(jì)研究

3.3.1 降噪模型設(shè)計(jì)

基于多孔消音理論,開展燃料控制閥降噪設(shè)計(jì)。在湍流擾動(dòng)最強(qiáng)的閥芯下游20 mm處布置多孔消音節(jié)流孔板如圖11所示。添加一個(gè)多孔板,相當(dāng)于添加了一個(gè)壓力調(diào)節(jié)部件,在出入口壓力不變的情況下可以降低閥芯處的壓降,并將最大壓降區(qū)域集中到了多孔板處如圖12所示。另一方面,甲烷氣體在經(jīng)過多孔板的時(shí),經(jīng)過多孔板的分流作用,形成許多小的射流,這些小射流引發(fā)的噪聲相互作用,最后融合成一個(gè)低速大射流的噪聲,相較于之前的高速氣流,可以有效地降低噪聲。

圖11 燃料控制閥三維模型Fig.11 Three-dimensional model of fuel control valve

圖12 燃料控制閥平均壓力分布Fig.12 Average pressure distribution of fuel control valve

3.3.2 聲壓分布

如圖13(a)平面場(chǎng)點(diǎn)不同頻率聲壓云圖所示,求解得到原型燃料控制閥在70%開度時(shí)的低頻噪聲平均值為95.7 dB、中頻噪聲平均值為127 dB、高頻噪聲平均值為134.5 dB。上述求解均為近場(chǎng)噪聲。

圖13 平面場(chǎng)點(diǎn)不同頻率聲壓云圖(開度70%): 100 Hz、1 100 Hz、4 100 HzFig.13 Sound pressure nephogram of different frequencies at plane field points (opening 70%) : 100 Hz, 1 100 Hz, 4 100 Hz

如圖13(b)平面場(chǎng)點(diǎn)不同頻率聲壓云圖所示,求解得到帶降噪設(shè)計(jì)的燃料控制閥在70%開度時(shí)的低頻噪聲平均值為75.4 dB、中頻噪聲平均值為88.6 dB、高頻噪聲平均值為117 dB?？梢耘卸?多孔消音節(jié)流設(shè)計(jì),使得燃料控制閥氣動(dòng)噪聲頻譜特性在全頻范圍內(nèi)隨之削減。

3.3.3 頻譜指向性

如圖14(a)所示,求解得到原型燃料控制閥在開度70%時(shí),隨著低頻、中頻、高頻氣動(dòng)噪聲依次發(fā)生,噪聲在XY方向的輻射范圍隨之增加。且XY向多為非均勻輻射。在低頻噪聲段,最大聲壓平均值為81.5 dB;在中頻段最大聲壓平均值為127.7 dB;在高頻段最大聲壓平均值為137.7 dB。上述求解均為遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲。

圖14 XY方向頻譜指向性(開度70%): 100 Hz、1 100 Hz、4 100 HzFig.14 XY direction spectrum directivity (opening 70%): 100 Hz, 1 100 Hz, 4 100 Hz

如圖14(b)所示,求解得到帶降噪設(shè)計(jì)的燃料控制閥在開度70%時(shí),隨著低頻、中頻、高頻氣動(dòng)噪聲依次發(fā)生,噪聲在XY方向的輻射范圍與原型燃料控制閥輻射范圍相當(dāng)。但是,在低頻噪聲段,其最大聲壓平均值為63.1 dB;在中頻段最大聲壓平均值為87.2 dB;在高頻段最大聲壓平均值為123 dB?？梢园l(fā)現(xiàn),多孔消音節(jié)流孔板的設(shè)計(jì),使得全頻范圍內(nèi),燃料控制閥XY向遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲得到有效抑制。

3.3.4 聲功率曲線

如圖15所示,在求解得到原型和帶降噪設(shè)計(jì)的燃料控制閥在全頻范圍內(nèi)的聲功率曲線中。發(fā)現(xiàn)多孔消音節(jié)流設(shè)計(jì)成功降低了最大聲功率,且使變化曲線趨于平緩?？梢缘贸鼋Y(jié)論,多孔消音節(jié)流設(shè)計(jì)可有效降低燃料控制閥的遠(yuǎn)場(chǎng)及近場(chǎng)噪聲。

圖15 全頻范圍聲功率曲線Fig.15 Full frequency range sound power curve

多孔板對(duì)于不同的頻段的噪聲降噪效果并不相同,分別對(duì)添加多孔板前后的燃料閥的低、中和高頻區(qū)間的聲功率求平均,如圖16所示?？梢缘贸鼋Y(jié)論,對(duì)于中頻噪聲,多孔板有很好的降噪的效果,占總降噪效果的51.1%,對(duì)于低頻和高頻噪聲,多孔板的降噪能力接近,各為24%左右。

圖16 分頻段聲功率分布圖Fig.16 Divided frequency band sound power distribution map

4 結(jié) 論

(1)隨著開度的增加,閥芯節(jié)流面積隨之增大,甲烷熱力學(xué)過程發(fā)生變化,壓力梯度、溫度梯度、湍流耗散等流場(chǎng)參數(shù)隨之變大;在全頻范圍內(nèi),燃料控制閥YZ方向氣動(dòng)聲壓值要大于XY方向聲壓,因此YZ向氣動(dòng)噪聲更為劇烈;燃料控制閥的全方位氣動(dòng)噪聲特性呈現(xiàn)出以中高頻為主導(dǎo)的連續(xù)寬頻特性,且燃料閥氣動(dòng)噪聲沿著出口衰減。

(2)對(duì)于原型燃料控制閥,減壓梯度集中在閥芯處;對(duì)于帶降噪設(shè)計(jì)的燃料控制閥,減壓梯度集中在多孔節(jié)流孔板處。說明布置節(jié)流孔板后,其代替閥芯成為最重要的節(jié)流部件,同時(shí)將湍流擾動(dòng)由閥芯轉(zhuǎn)移到多孔節(jié)流孔板處。

(3)求解得到原型燃料控制閥在70%開度時(shí)的低頻噪聲平均值為95.7 dB、中頻噪聲平均值為127 dB、高頻噪聲平均值為134.5 dB。上述求解均為近場(chǎng)噪聲;求解得到帶降噪設(shè)計(jì)的燃料控制閥在70%開度時(shí)低頻噪聲平均值為75.4 dB、中頻噪聲平均值為88.6 dB、高頻噪聲平均值為117 dB?？梢耘卸?多孔消音節(jié)流設(shè)計(jì),使得燃料控制閥氣動(dòng)噪聲頻譜特性在全頻范圍內(nèi)隨之削減。