基于流声耦合的调节阀空化噪声数值预测

郑忠良，陈修高，谭术洋，张希恒，贾建波

(1.中国人民解放军海军装备部，北京 100841；2.兰州理工大学石油化工学院，甘肃 兰州 730050；3.中国核动力研究设计院反应堆系统设计技术重点实验室，四川 成都 610041)

调节阀被广泛应用于石油化工等领域，其主要作用是不断通过调节开度来实现对介质流量、压力的控制，在某些特定工况下由于压力的急剧减小，很容易使阀门内某些位置的压力小于液体的饱和蒸气压而产生空化现象。空化通常会造成阀体材料的剥蚀、振动、噪声，甚至使阀门失效，缩短阀门使用寿命，所以如何准确有效地检测阀门的空化程度，是目前阀门安全检测的主要任务之一。随着近年来声学检测技术的发展，利用空化噪声信号对空化状态程度判别已经成为空化检测的一种手段[1]，所以对调节阀空化噪声进行分析预测是非常有必要的。

目前，研究者们已经对空化噪声进行了大量的研究。王勇等[2-4]通过实验和模拟的方法研究了离心泵不同空化状态下噪声特性的变化规律；周云龙等[5]利用流声耦合法对离心泵的空化噪声进行了数值模拟研究；文献[6-10]对螺旋桨的空化噪声进行了研究，并初步实现了利用声学方法判定空化状态；文献[11-12]利用数值模拟的方法研究了水翼的空化噪声，并用实验进行了验证且结果误差较小。在阀门空化噪声方面，Xin Fu等[13]研究了滑阀的空化噪声，指出空化噪声可以用作判定空化过程的良好标志；A. Osterman等[14]利用实验研究了液压提升阀中的空化噪声信号，并通过声信号确定空化和无空化状态。而对于利用数值分析方法研究阀门空化噪声却很少，陆亮[15]用理论和实验的方法对节流阀空化流动及其噪声进行了研究；杨国来等[16]利用CFD(Computational Fluid Dynamics)研究了调节阀内的空化位置，使用理论计算的方法研究了空化噪声的影响因素。实验方法有成本高、周期长、数据少的缺点[17]，并不能普遍适用各种阀门，而单纯使用CFD方法研究噪声的准确度不高[18]，理论方法也仅能计算某点上的噪声，不能研究整个辐射声场的特征。

本文利用CFD软件和LMS Virtual lab基于流声耦合方法对调节阀空化噪声进行了数值预测，目的是为通过声学信号定量检测调节阀空化程度提供帮助，同时也为工业阀门空化噪声预测研究提供一种新方法，对于工程应用具有重要意义。

1 流场计算

1.1 几何模型与网格划分

本文以典型轴流式调节阀为研究对象，使用SolidWorks2016建立三维管阀系统模型，并对模型作适当简化处理，管阀系统如图1所示。然后在ANSYS Workbench 提供的DM(Design Modeler)模块中反向建模，抽取阀内部流体流动区域，进行流场计算，流道如图2所示。

图1 三维管阀系统模型

图2 调节阀的流道及网格划分

利用ANSYS ICEM CFD对调节阀流道区域划分网格，网格采用六面体与四面体混合的网格划分技术，并对阀门内部网格进行局部加密处理，使y+≤30，网格划分结果如图2所示。图3为网格无关性检验，划分不同数量的网格，计算并比较阀门出口的平均质量流量。当网格数量增加至5.12×105以上后，阀门出口的平均质量流量基本保持稳定，所以网格数量选用5.12×105。

图3 网格无关性检验

1.2 数学模型

1.2.1 Navier-Stokes方程

在对稳态空化流场的数值模拟中，以求解Navier-Stokes方程为基础，方程如下:

(1)

1.2.2 空化模型

空化模型使用Zwart-Gerber-Belamri空化模型，它更能体现出空化核数量对空化行为的影响[19]，以及计算结果更加接近于实际值[4,20-21]。其控制方程如下：

当Pv≥P时，

(2)

当Pv

(3)

式中:Pv为饱和蒸汽压；αnuc为空化汽相成核处体积分数；αv为蒸汽相体积分数；Re为蒸发相生成率；RB为空泡半径；Rc为凝结相生成率；Fvap为汽化校正系数；Fcond为凝结校正系数。

1.3 计算方法与边界条件

由于本文采用的是流声耦合法，需要通过流场计算得到激励信息，再利用得到的流场激励信息进行声场计算。

稳态计算中使用Mixture混合模型和RNGk-ε湍流模型，压力项、密度、动量、湍动能的离散采用二阶迎风格式[22]。瞬态流场计算以稳态计算结果为初值，使用LES大涡模拟，时间步长设置为5×10-5s，采样频率为20 kHz，根据采样定律，最大分析频率可达到10 kHz。

1.4 计算结果与分析

分别选取调节阀的空化和无空化工况，对结果进行分析，图4为调节阀中间面节流处流场计算结果。

图4 流场计算结果图

图4(a)和(b)分别为有空化和无空化工况下液相体积分数分布云图。由图4(a)可以得到空化区域主要发生在阀门节流入口处，而在接下来的流道拐角处汽相区域达到最大。图4(c)为阀门空化工况节流处压力云图。由于在截流入口处流通面积突然减小，流体流动速度急剧增大，同时流体流动的方向发生改变而产生边界层分离，在这个部位出现负压区，使得调节阀内流体通过此处时低于液体饱和蒸气压而产生空化。而在无空化工况时，如图4(d)所示，节流处的压力明显高于液体饱和蒸气压，不会产生空化现象。

2 声场计算

2.1 声类比理论方程

在完成瞬态声源信息提取计算后，需要将流场和声场两个物理场联系起来，利用声类比理论通过流场声源信息计算流致噪声，其方程如下：

(4)

2.2 声场计算网格模型

声场计算使用边界元法，声学网格与结构网格划分如图5所示，结构与声学网格为四面体类型，声学网格即为结构网格的外壁面。在划分声学网格时，网格大小要一致。

图5 声学与结构网格划分

为了计算调节阀外部辐射声场，还需要设置场点网格[23]。场点网格设置结果如图6所示，场点网格为两个互相垂直的平面[24]，网格类型为正方形。

图6 场点网格与监测点设置

根据最新标准《IEC 60534-8-2-2015 工业过程控制阀，第8-2部分噪声的考虑：通过控制阀的流体产生的噪声的实验室测量》中关于监测点设置的规定，设置4个监测点A、B、C、D，如图6所示，与阀门出口距离为1 m，且与管道壁面距离为1 m。

2.3 结构模态计算与结果分析

模态是结构材料和约束的综合结果反映[25]，计算调节阀外部辐射声场要利用流场信息激励管阀系统内壁，通过管阀系统的结构材料和约束最后得到外部噪声，所以需要先计算管阀系统的结构模态。设置管阀系统结构材料属性：杨氏模量为1.75×1011N/m2，泊松比为0.3，密度为7 800 kg/m3。根据调节阀的实际使用工况，对调节阀的管阀系统根据实际工况条件添加约束，进口管段1固定，出口管段2简支，如图5所示。

表1为调节阀管阀系统的前四阶固有频率，其中一阶固有振动频率为41.52 Hz。图7为调节阀管阀系统的前四阶模态振型图，由模态振型图可知一、二阶模态振型主要表现为阀门流道方向振动，三阶模态振型主要表现为阀门沿垂直于流道方向振动，四阶模态振型主要表现为管阀摆动和扭转振动组合。

表1 前四阶管阀系统固有频率

图7 管阀系统的四阶模态振型图

2.4 声学响应计算与结果分析

外部辐射声场流体域为空气，将声学网格的流体材料设置为空气，密度为1.225 kg/m3，声速为340 m/s。将流场激励信息通过快速傅里叶变换(FFT，Fast Fourier Transformation)转移至结构网格上，并将时域数据转化为频域，最后进行声学响应计算，得到外部声场分布特征以及声压级频率响应函数。

图8为有空化工况4个监测点处的声压级频率响应曲线。从图中可以看出，各监测点数值计算结果虽然在具体数值上有点差异，但整体趋势基本一致，这也符合标准中监测点设置的基本原理。从图中可以得出声压级在低频60、160和260 Hz时具有3个明显的峰值点，在中频820和1700 Hz时有两个峰值点，这些峰值点是调节阀空化噪声的主要组成部分。

图8 声压级频率响应曲线

图9是调节阀管阀系统在不同峰值点频率下的声压级分布云图。从图中可得，声压级是沿调节阀管阀系统呈现对称分布的，此现象符合噪声辐射实际规律。计算4个监测点处的总声压级，如表2所示，总声压级在89.39 dB上下范围内波动。

图9 声压级分布云图 表2 监测点处总声压级

监测点ABCD总声压级/dB88.7889.7389.9289.13

图10为监测点A空化和无空化工况的声压级频率响应曲线。由图可以看出，空化工况的噪声峰值点明显多于无空化工况，在20～200 Hz范围内，两者的变化略有差异，但整体趋势基本一致，峰值点的频率相同，噪声数值上也相差不大。当频率大于200 Hz后，空化工况时出现的峰值点较多，而无空化工况曲线整体变化趋势较稳定。考虑到空化过程中伴随着气泡的产生与溃灭，在空化过程中气泡溃灭会释放能量，产生较大的压力脉动，这是产生峰值的一个重要原因。由此可见，多峰值点是空化工况的一个典型特征，且峰值点频率较为固定。

图10 有空化和无空化工况声压级频率响应曲线

2.5 理论预测方法与结果

根据最新标准《IEC60534-8-4-2015工业过程控制阀，第8-4部分噪声的考虑：液体动力流产生噪声的预测》中关于调节阀内有空化流的噪声计算方法如下[26]。

空化流状态下频率为fi的内部声压级为

(5)

频率为fi时的传播损失为

TL(fi)=TLfr+ΔTL(fi)

(6)

频率为fi时外部1 m处的声压级为

(7)

外部1 m处总声压级为

(8)

式中：Lpi(fi)为fi频率下的内部声压级；Lpi为内部声压级；ηturb和ηcav分别是紊流和空化流状态下的声效系数；Fturb(fi)和Fcav(fi)分别为紊流和空化流状态下频率分布函数；TLfr为环形频率最小传播损失；ΔTL(fi)为修正fi的传播损失；Di和ts分别为下游管道内径和管道壁厚；ΔLA(fi)为“A”权重因子。

利用以上理论预测方法，计算距离阀门出口为1 m，且距离管道壁面为1 m处有空化流和无空化流的总声压级，如表3所示。图11为理论预测和数值计算结果对比图。

表3 理论计算总声压级

图11 理论预测与数值计算结果对比图

计算通过理论预测得到的结果与数值计算结果相对误差，空化工况下为7.1%，无空化工况下为4.6%，证明了数值计算的准确可行性。从图11中可以看出，数值计算结果大于理论预测计算结果。由于在数值计算时对模型进行了简化处理，对结构材料和结构约束的定义不完备，造成数值计算具体结果与实际情况存在误差，后期可以通过具体化模型、细致化定义减小误差。

3 结论

1)本文介绍了基于流声耦合的阀门空化噪声数值计算方法的具体流程，并运用此方法计算了一种轴流式调节阀空化和无空化工况时的噪声，通过对计算结果中监测点处频谱特征和声压级分布云图的分析，结果符合实际规律。

2)当频率大于200 Hz时，空化工况的峰值点较多且频率较为固定，主要出现在低频260 Hz、中频820和1 700 Hz附近。而无空化工况时响应曲线较为平稳，可用无空化工况时的声压级频率响应为基准，通过声学检测技术监测特定频率下峰值声压级，来判断阀门是否产生空化。

3)将数值计算得到的监测点处总声压级与理论预测计算得到的总声压级进行对比，结果显示两者之间相对误差较小，证明了数值计算的准确可行性。