唐虹云， 蔣偉康， 鐘振茂， 趙迎久

(1. 上海交通大學(xué) 振動(dòng)、沖擊、噪聲研究所，上海 200240； 2. 華電重工股份有限公司，北京 100077)

燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組余熱鍋爐低頻噪聲機(jī)理研究

唐虹云1， 蔣偉康1， 鐘振茂2， 趙迎久2

(1. 上海交通大學(xué) 振動(dòng)、沖擊、噪聲研究所，上海 200240； 2. 華電重工股份有限公司，北京 100077)

為研究燃?xì)廨啓C(jī)余熱鍋爐(HRSG)低頻噪聲的產(chǎn)生機(jī)理，采用大渦模擬(LES)結(jié)合FW-H積分方程法對(duì)爐內(nèi)換熱器管陣的非定常流場(chǎng)和聲場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了單個(gè)鰭片管、單個(gè)圓管以及圓管管陣的渦流噪聲特性，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比.結(jié)果表明：余熱鍋爐低頻噪聲主要源自換熱器管陣渦流噪聲；單根圓管的渦流噪聲具有明顯的低頻特征頻率，螺旋鰭片的存在降低了噪聲的特征頻率和總聲壓級(jí);管陣中管間流場(chǎng)的相互作用增強(qiáng)，其渦流噪聲是具有一定帶寬的窄帶噪聲.

余熱鍋爐； 氣動(dòng)噪聲； 大渦模擬； FW-H方程

隨著我國(guó)城市化進(jìn)程的加快和生活用電需求的增長(zhǎng)，以燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)為主的燃?xì)廨啓C(jī)電廠(chǎng)的建設(shè)地點(diǎn)越來(lái)越靠近居民區(qū)，在給人們的生活帶來(lái)便利的同時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)電廠(chǎng)的噪聲污染尤其是廠(chǎng)界低頻噪聲超標(biāo)成為亟待解決的問(wèn)題.燃?xì)廨啓C(jī)余熱鍋爐(HRSG)作為燃?xì)廨啓C(jī)電廠(chǎng)的主要設(shè)備之一，因其鍋爐本體聲輻射面積大且煙囪位置高而成為燃?xì)廨啓C(jī)電廠(chǎng)噪聲控制的重要對(duì)象.

燃?xì)廨啓C(jī)余熱鍋爐的爐內(nèi)聲場(chǎng)十分復(fù)雜，國(guó)內(nèi)外對(duì)該聲場(chǎng)產(chǎn)生機(jī)理的研究較少且結(jié)論并不一致.許志貴等[1]提出以燃?xì)廨啓C(jī)排氣噪聲為主的余熱鍋爐噪聲計(jì)算方法；Putnam[2]則通過(guò)案例分析，得出余熱鍋爐低頻噪聲由換熱器管陣渦流噪聲與聲腔模態(tài)耦合共振引起的結(jié)論.

筆者測(cè)量分析了某燃?xì)廨啓C(jī)電廠(chǎng)余熱鍋爐的廠(chǎng)界和機(jī)組各部件的輻射噪聲，發(fā)現(xiàn)影響廠(chǎng)界噪聲的主要成分是以63 Hz為中心的倍頻程帶.根據(jù)燃?xì)廨啓C(jī)排氣噪聲聲功率和鍋爐部件間傳聲損失，可以估算燃?xì)廨啓C(jī)排氣噪聲在鍋爐各部件處的聲壓級(jí).根據(jù)實(shí)測(cè)的爐墻輻射噪聲聲壓級(jí)和爐墻的隔聲量可以獲得對(duì)應(yīng)位置爐內(nèi)噪聲的間接測(cè)量聲壓級(jí)，在以63 Hz為中心的倍頻程帶上，鍋爐內(nèi)部噪聲間接測(cè)量聲壓級(jí)明顯高于燃?xì)廨啓C(jī)排氣噪聲的聲壓級(jí).由此可知，低頻噪聲源不是燃?xì)廨啓C(jī)排氣噪聲，初步判斷為鍋爐內(nèi)的換熱器管陣渦流噪聲.

管陣渦流噪聲問(wèn)題可近似為圓柱繞流的氣動(dòng)噪聲問(wèn)題.國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)不同雷諾數(shù)下的單圓柱、串列雙圓柱和錯(cuò)排雙圓柱的漩渦脫落和輻射聲進(jìn)行了大量的研究[3-8]，結(jié)果表明漩渦脫落產(chǎn)生的脈動(dòng)力是發(fā)聲的主要原因，漩渦脫落頻率與流噪聲的峰值頻率十分吻合.由于換熱器管通常帶有螺旋鰭片，并非理想的圓管，目前的研究主要針對(duì)螺旋鰭片對(duì)換熱性能的影響，關(guān)于螺旋鰭片對(duì)渦流噪聲影響的研究卻非常少.筆者采用大渦模擬(LES)結(jié)合FW-H積分方程的方法對(duì)爐內(nèi)換熱器管陣的非定常流場(chǎng)和聲場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，通過(guò)研究單個(gè)鰭片管、單個(gè)圓管和圓管管陣的漩渦脫落發(fā)聲機(jī)理及其噪聲特性，獲取渦流噪聲的特征頻率，分析換熱器管陣渦流噪聲的影響因素，并結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，揭示余熱鍋爐低頻噪聲的主要聲源和產(chǎn)生機(jī)理.

1 換熱器管陣渦流噪聲模型的分析

1.1 工程模型簡(jiǎn)化

由于鍋爐內(nèi)存在流、熱、聲三者的耦合，且管陣本身是由帶螺旋翅片的鰭片管組成的，其幾何特征復(fù)雜，對(duì)工程對(duì)象進(jìn)行完整建模計(jì)算需要大量的資源，故對(duì)分析模型進(jìn)行如下簡(jiǎn)化：

(1) 根據(jù)煙氣組分，采用氣體狀態(tài)方程計(jì)算煙氣的物理特性，其各項(xiàng)數(shù)據(jù)與空氣的對(duì)應(yīng)數(shù)據(jù)相差不超過(guò)5%，因此計(jì)算中采用空氣代替煙氣；

(2) 假定鍋爐內(nèi)的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)是穩(wěn)定的，每個(gè)熱交換器管陣內(nèi)部的煙氣熱力學(xué)參數(shù)均勻不變；

(3) 將三維鰭片管管陣簡(jiǎn)化為二維圓管管陣，建模仿真流程如圖1所示；

(4) 由于爐內(nèi)不同部位管陣的設(shè)計(jì)參數(shù)和工質(zhì)參數(shù)不同，因此選取最有代表性的位于最底層、溫度最高且流速最快的高壓過(guò)熱器和位于最頂層、溫度最低且流速最慢的除氧蒸發(fā)器為研究對(duì)象，計(jì)算其特征頻率，進(jìn)而估算爐內(nèi)整體的噪聲特征頻率范圍.

圖1 三維鰭片管管陣簡(jiǎn)化為二維圓管管陣建模仿真流程圖

1.2 數(shù)值模擬

數(shù)值模擬采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)結(jié)合聲類(lèi)比的計(jì)算方法[9-11].該算法核心是流體動(dòng)力近場(chǎng)和聲學(xué)遠(yuǎn)場(chǎng)的計(jì)算，前者通過(guò)求解湍流脈動(dòng)為后者提供聲源信息，后者根據(jù)聲源信息計(jì)算遠(yuǎn)場(chǎng)聲學(xué)量.筆者采用大渦模擬和FW-H積分方程外推法求解流場(chǎng)和聲場(chǎng).

1.2.1 大渦模擬方法

大渦模擬方法運(yùn)用濾波函數(shù)對(duì)N-S方程進(jìn)行處理.

(1)

(2)

式中：上標(biāo)“-”表示大尺度分量；u為流速；ui、uj分別為流體在xi、xj方向上的分量；p為壓強(qiáng)；ρ為流體密度；v為流體動(dòng)力黏度.

(3)

有多種模型可以模擬亞格子尺度雷諾應(yīng)力，此處采用Smargorinsky模型.

(4)

(5)

(6)

將小于網(wǎng)格尺度的漩渦從流場(chǎng)中過(guò)濾，只計(jì)算大渦，小渦的解則由亞格子模型模擬.此方法比直接數(shù)值模擬(DNS)效率更高，消耗系統(tǒng)資源更少，比雷諾平均(RANS) 方法更精確.

1.2.2 FW-H積分方程

FW-H積分方程由Lighthill方程推導(dǎo)得出，在氣動(dòng)聲學(xué)領(lǐng)域具有重要意義.

(7)

式中：c0為聲速；ρ0和p0分別為聲學(xué)計(jì)算參考密度和壓強(qiáng)；v為垂直于積分面的流體速度；V為積分面移動(dòng)速度；σ(f)為Dirac函數(shù)；τij為剪切應(yīng)力；H(f)為Heaviside函數(shù)；Tij為L(zhǎng)ighthill應(yīng)力張量.

方程右端的3項(xiàng)分別對(duì)應(yīng)單極子、偶極子和四極子聲源.該計(jì)算方法在本例中用于固定邊界、低馬赫數(shù)流動(dòng)的計(jì)算條件，可忽略單極子和四極子聲源的作用，重點(diǎn)考慮偶極子聲源.

1.3 分析模型與邊界條件

對(duì)管徑d=40 mm的單根換熱器圓管建立10d×20d×2.5d的三維計(jì)算域和10d×20d的二維計(jì)算域，圓管距入口端、出口端和邊壁的長(zhǎng)度分別為5d、15d和5d.三維模型中，入口采用速度邊界條件，出口采用自由流邊界條件，徑向兩側(cè)和軸向兩端均采用周期性邊界條件，圓管表面采用無(wú)滑移壁面邊界條件.鰭片管的有限元模型如圖2(a)所示，翅片寬度為1 mm，翅片高度為15 mm，管徑、管長(zhǎng)、計(jì)算域尺寸和邊界條件與單根圓管的三維模型一致.根據(jù)廠(chǎng)方提供的換熱器管陣信息，取12×64原始管陣的局部陣列12×10作為分析對(duì)象(沿流動(dòng)方向共12橫排，每排10根換熱器管)，建立管徑d均為40 mm的管陣二維模型.管陣為等邊三角形錯(cuò)排式，管間距為2.1d，計(jì)算域?yàn)?5d×200d，流動(dòng)方向和邊界條件與單根圓管二維模型一致，有限元模型如圖2(b)所示.為了準(zhǔn)確捕捉邊界層流動(dòng)信息，所有模型的近壁面第一層網(wǎng)格高度均為5×10-3d，保證壁面y+在1的量級(jí).

1.4 分析工況

對(duì)鰭片管三維模型、圓管三維模型和圓管二維模型，采用高壓過(guò)熱器處和除氧蒸發(fā)器處2種煙氣的熱力學(xué)參數(shù)，并在5 m/s、10 m/s、15 m/s、20 m/s和25 m/s 5種流速下分別進(jìn)行仿真計(jì)算.所選擇的仿真流速涵蓋了絕大多數(shù)種類(lèi)余熱鍋爐的主要工況，其爐內(nèi)煙氣流速遠(yuǎn)低于常規(guī)電站鍋爐.

(a) 鰭片管有限元模型

(b) 管陣有限元模型

根據(jù)電廠(chǎng)實(shí)測(cè)煙氣流速進(jìn)行仿真計(jì)算.煙氣參數(shù)見(jiàn)表1.瞬態(tài)計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為0.000 5 s，時(shí)間步數(shù)為4 000，噪聲分析頻率為1 000 Hz，頻率分辨率為0.5 Hz.

表1 煙氣熱力學(xué)參數(shù)

2 渦流噪聲機(jī)理與影響因素

2.1 鰭片管與圓管仿真結(jié)果的對(duì)比

圖3給出了高壓過(guò)熱器處煙氣參數(shù)下鰭片管和圓管模型的截面渦量云圖.由圖3可見(jiàn)，管壁均存在明顯的漩渦脫落現(xiàn)象.圖4給出了高壓過(guò)熱器處煙氣參數(shù)下三維圓管在不同流速下的聲壓級(jí).由圖4可知，漩渦脫落產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲存在明顯的低頻特征頻率.

(a) 鰭片管模型截面渦量分布

(b) 圓管三維模型截面渦量分布

(c) 圓管二維模型截面渦量分布

Fig.3 Vorticity distribution in middle section of different models at high pressure superheater area for flow velocity of 10 m/s

進(jìn)一步比較鰭片管和圓管在不同煙氣參數(shù)和不同流速下的噪聲特征頻率和量級(jí).圖5給出了2種煙氣參數(shù)下鰭片管和圓管的特征頻率隨流速的變化.由圖5可以看出，鰭片管和圓管的特征頻率均與流速呈良好的線(xiàn)性關(guān)系，煙氣參數(shù)的差別對(duì)其影響甚微；單一圓管的三維模型和二維模型在計(jì)算特征頻率時(shí)具有高度的一致性，為三維管陣簡(jiǎn)化為二維管陣提供了依據(jù)；螺旋鰭片的存在使氣動(dòng)噪聲的特征頻率移向低頻.

圖4 高壓過(guò)熱器處煙氣參數(shù)下圓管三維模型在不同流速下的聲壓級(jí)

Fig.4 Sound pressure level of the 3D tube model at high pressure superheater area for different flow velocities

圖5 不同煙氣參數(shù)下鰭片管和圓管的特征頻率隨流速的變化

Fig.5 Variation of characteristic frequency of finned-tube and single tube with flow velocity for different flue gas parameters

進(jìn)一步分析螺旋鰭片的移頻效應(yīng).圓管特征頻率f的定義[12]為

(8)

式中：Sr為斯特勞哈爾數(shù).已有研究結(jié)果表明，當(dāng)雷諾數(shù)Re為1×103～1×105時(shí)，Sr可近似作為常數(shù)，故理論上可認(rèn)為當(dāng)管徑d一定時(shí)，特征頻率與流速呈線(xiàn)性關(guān)系，仿真煙氣的Re為2 500～12 500，滿(mǎn)足理論假設(shè)，且圓管和鰭片管的數(shù)值模擬結(jié)果也與這一結(jié)論吻合，故在余熱鍋爐正常工作的煙氣流速范圍內(nèi)可將移頻效應(yīng)看做螺旋鰭片帶來(lái)的等效直徑的影響.各流速下的等效直徑如圖6所示.由圖6可知，隨著流速的變化，等效直徑在1.27d左右變化，偏差在2%以?xún)?nèi)，具有較好的一致性，從工程應(yīng)用的角度，可將各流速下圓管特征頻率按等效直徑折算得到對(duì)應(yīng)鰭片管的特征頻率，為鰭片管管陣簡(jiǎn)化為圓管管陣提供依據(jù).不同規(guī)格的螺旋鰭片受幾何形狀和尺寸的影響而具有不同的等效直徑，筆者側(cè)重于提供等效直徑移頻這一工程應(yīng)用方法，并不對(duì)其他影響因素進(jìn)行詳細(xì)探討.

圖6 不同流速下鰭片管的等效直徑

圖7給出了2種煙氣參數(shù)下鰭片管和圓管的噪聲總聲壓級(jí)隨流速的變化.由圖7可知，噪聲總聲壓級(jí)與流速呈正相關(guān)，同時(shí)煙氣參數(shù)的差別對(duì)其有明顯影響，低溫氣體總聲壓級(jí)高出高溫氣體3～7 dB.由于二維模型在計(jì)算時(shí)存在聲相關(guān)長(zhǎng)度(Sound Correlation Length)的選擇問(wèn)題，因此單一圓管的三維模型和二維模型在計(jì)算噪聲聲壓級(jí)時(shí)存在較大差別，該參數(shù)決定了聲源的模擬尺度，進(jìn)而決定了噪聲量級(jí)，但工程計(jì)算中無(wú)法預(yù)知該參數(shù)的精確值，故二維模型在計(jì)算噪聲量級(jí)時(shí)僅具備相對(duì)參考價(jià)值.螺旋鰭片的存在降低了氣動(dòng)噪聲的總聲壓級(jí)，鰭片管與圓管總聲壓級(jí)相差10～12 dB.

圖7 不同煙氣參數(shù)下鰭片管和圓管的噪聲總聲壓級(jí)隨流速的變化

Fig.7 Variation of total sound pressure level of finned-tube and single tube with flow velocity for different flue gas parameters

2.2 管陣渦流噪聲仿真計(jì)算結(jié)果及分析

圖8給出了高壓過(guò)熱器處煙氣參數(shù)下管陣的截面渦量云圖.由圖8可知，管陣間存在明顯的漩渦脫落現(xiàn)象，但管間漩渦的產(chǎn)生和脫落規(guī)律與單管有區(qū)別：最接近入口的底層管子形成規(guī)律的尾渦，左右交替脫落；順著流向，越靠后的管子，其漩渦脫落越復(fù)雜，普遍存在前端管子漩渦脫落附著在后端管子上，經(jīng)過(guò)湍流發(fā)展后再次脫落的現(xiàn)象.

圖8 高壓過(guò)熱器處煙氣參數(shù)下管陣模型的截面渦量分布

Fig.8 Vorticity distribution in middle section of tube array for high pressure superheater area

進(jìn)一步研究管陣的噪聲特性.沿流向取出各橫排的換熱器管進(jìn)行聲學(xué)計(jì)算.圖9以管陣第1排和第12排為例給出其噪聲頻譜.由圖9可知，各橫排換熱器管的噪聲均存在低頻特征頻率，且順著流向，橫向管排的特征頻率逐漸由95.9 Hz過(guò)渡到97.9 Hz，后排換熱器管在特征頻率附近(5 Hz的窄帶頻段)還存在多個(gè)次峰(與主峰峰值相差不到3 dB)，即單一特征頻率鈍化為94.9～97.9 Hz的特征頻段，這一現(xiàn)象是由管間流場(chǎng)的相互作用引起的，周邊換熱器管漩渦脫落附著導(dǎo)致的脈動(dòng)力波動(dòng)，渦量云圖特征明顯.對(duì)比各橫排的噪聲量級(jí)可知，第1排雖然特征頻率明顯，但總聲壓級(jí)低于后排10 dB以上，這是因?yàn)楹笈殴荜嚨耐牧鲝?qiáng)度明顯增強(qiáng)，可見(jiàn)管陣間看似不規(guī)律的漩渦脫落在窄帶特征頻段處加強(qiáng)了氣動(dòng)噪聲.

(a) 第1排換熱管的聲壓級(jí)

(b) 第12排換熱管的聲壓級(jí)

Fig.9 Sound pressure level of tube array at different horizontals for high pressure superheater area

除氧蒸發(fā)器管陣的計(jì)算結(jié)果也有類(lèi)似規(guī)律，但由于該管陣處的氣體流速只有高壓過(guò)熱器管陣處的1/2，其噪聲量級(jí)相差15 dB以上，對(duì)爐內(nèi)低頻噪聲貢獻(xiàn)量少，在此不再贅述.

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

根據(jù)前文論述的螺旋鰭片的移頻效應(yīng)，高壓過(guò)熱器圓管管陣的特征頻段94.9～97.9 Hz經(jīng)移頻可得鰭片管管陣的特征頻段73.6～76.1 Hz，與試驗(yàn)測(cè)得的噪聲頻譜特征頻段74～78 Hz高度吻合.

圖10給出了數(shù)值模擬得到的管陣渦流噪聲與試驗(yàn)測(cè)試得到的爐內(nèi)再生噪聲(即鍋爐內(nèi)部噪聲間接測(cè)量值減去燃?xì)廨啓C(jī)排氣噪聲)的對(duì)比結(jié)果.由圖10可知，二者在倍頻程譜趨勢(shì)上高度吻合，均存在63 Hz的峰值特征頻段，可進(jìn)一步證明爐內(nèi)低頻噪聲主要由管陣渦流噪聲引起.因數(shù)值模擬的二維特性，仿真得到的管陣渦流噪聲的絕對(duì)量級(jí)與試驗(yàn)結(jié)果不具備可比性.

圖10 渦流噪聲仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

Fig.10 Comparison of vortex noise between simulation results and experimental measurements

3 結(jié) 論

(1) 余熱鍋爐低頻噪聲主要源自換熱器管管陣渦流噪聲.煙氣流過(guò)密排管陣時(shí)，在鰭片管表面形成規(guī)律的漩渦脫落，漩渦脫落導(dǎo)致的脈動(dòng)力以偶極子源的方式產(chǎn)生明顯的低頻噪聲.

(2) 單根圓管的噪聲具有明顯的特征頻率，螺旋鰭片的存在降低了噪聲的特征頻率和總聲壓級(jí).

(3) 由于管間流場(chǎng)的干涉，管陣中單管渦流噪聲是具有單一頻率的簡(jiǎn)諧聲波，但管陣渦流噪聲是具有一定帶寬的窄帶噪聲.

(4) 優(yōu)化換熱管陣的設(shè)計(jì)，降低渦流噪聲可以減弱噪聲源；也可以在余熱鍋爐集中排煙段采取消聲降噪措施，以減少渦流噪聲從煙囪的排放.

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Research on Formation Mechanism of Low Frequency Noise in a Heat Recovery Steam Generator

TANGHongyun1，JIANGWeikang1，ZHONGZhenmao2,ZHAOYingjiu2

(1. Institute of Vibration, Shock and Noise, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China; 2. Huadian Heavy Industries Co., Ltd., Beijing 100077, China)

To investigate the formation mechanism of low frequency noise in a heat recovery steam generator (HRSG), numerical simulation was carried out to analyze the non-stationary flow field and aero-acoustic noise in the heat exchanger tube array using large eddy simulation (LES) method combined with Ffowcs Williams-Hawkings (FW-H) equation. Features of vortex noise were studied respectively for sing tube, finned-tube and tube array, and the results were compared with that of actual measurements. Results show that the low frequency noise of HRSG mainly comes from the vortex shedding in the heat exchanger tube array. The vortex noise of single tube has obvious characteristic frequency, and the spiral fin reduces both the characteristic frequency and total sound level of finned tube. For tube arrays, the vortex noise is of the narrowband type with a certain bandwidth, due to enhanced interaction of flow fields between the tubes.

heat recovery steam generator; aerodynamic noise; large eddy simulation; FW-H equation

1674-7607(2014)12-0978-07

TK229，TB533

A

470.30

2014-03-03

2014-04-02

唐虹云(1989-)，男，重慶人，碩士研究生，研究方向?yàn)椋毫黧w噪聲. 蔣偉康(通信作者)，男，教授，博士，電話(huà)(Tel.)：021-34206332-820;E-mail：wkjiang@sjtu.edu.cn.