張生樂，賈曉丹，潘國雄，劉洋（武昌船舶重工集團有限公司，湖北 武漢 430060）

直通截止閥流場與噪聲數(shù)值分析

張生樂，賈曉丹，潘國雄，劉洋
（武昌船舶重工集團有限公司，湖北 武漢 430060）

針對直通截止閥引起的船舶管路系統(tǒng)流場和噪聲問題，采用流體力學軟件 Fluent 對實際使用的CB855A-DN80 直通截止閥流場和噪聲進行數(shù)值仿真計算。研究結(jié)果表明，流阻系數(shù)隨流體流速增大呈逐漸減小的趨勢，但數(shù)值變化不大。隨著流速增大，水動力噪聲聲壓級逐漸增大。

直通截止閥；流場；噪聲；流阻系數(shù)

0　引 言

因此，本文選取實際裝有 CB855A-DN80 直通截止閥的管路系統(tǒng)為研究對象，應用計算流體力學通用軟件 Fluent，采用大渦模擬算法進行流場與水動力噪聲分析，預報直通截止閥的流阻系數(shù)、管路系統(tǒng)的流場壓力、流場流速和水動力噪聲情況，旨在為保證CB855A-DN80 直通截止閥在艦船管路系統(tǒng)的順利應用奠定技術(shù)基礎(chǔ)。

1　有限元模型的建立

本文應用Fluent有限元軟件，建立的管路系統(tǒng)仿真計算模型如圖1所示。該管路系統(tǒng)包括管路與閥門 2部分，其中直通截止閥的型號為 CB855A-DN80，管路直徑 80mm，閥道入口前的管路長度取閥道入口直徑的5 倍，閥道出口后的管路長度取閥道出口直徑的10倍。采用四面體與六面體混合網(wǎng)格結(jié)構(gòu)類型進行網(wǎng)格化分。在邊界條件設(shè)置時，入口采用速度入口邊條，給定所要求的入口處速度值，出口采用 OUTFLOW 邊條；閥體與閥芯的壁面采用固壁邊界條件，同時在數(shù)值計算中采用壁面函數(shù)的近壁處理方法。流道內(nèi)流體溫度設(shè)定為 15 ℃，密度為 1 025.9kg/m3，物理粘度為1.188 3 × 10-6m2/s，流速分別設(shè)定為 0.97m/s，1.93m/s，3.09m/s。

圖1　計算模型Fig.1　Calculation model

2　流場分析

結(jié)合流場數(shù)值仿真計算，根據(jù)國家行業(yè)標準《通用閥門流量系數(shù)和流阻系數(shù)的試驗方法》（JB/T 5296-91）對各型閥門流阻系數(shù)計算公式（1）的規(guī)定，算出該管路系統(tǒng)的流阻系數(shù)：

式中：ΔP為水流經(jīng)閥門時的壓力降；ρ為流體密度；v為流體速度。

為更好地描述該管路系統(tǒng)的流場壓力和流速分布情況，從閥道出口位置開始，每隔 1 倍管徑距離，將右側(cè)管道內(nèi)流體依次劃分為 11個剖面，具體如圖2所示。

圖2　剖面位置Fig.2　Section place

為更好地描述流場壓力情況，引入壓力平均值、壓力均方根和無量綱壓力均方根的公式如下：

式中：ρ為流體密度，v為入口速度。

2.1流阻系數(shù)分析

采用氧彈燃燒法和艾士卡法對PVC中的不溶性Cl進行量化分析；NaCl中的可溶性Cl采用水萃取法量化測定。通過水萃取法[15]聯(lián)合氧彈燃燒法、水萃取法聯(lián)合艾士卡法區(qū)分廚余沼渣中的可溶性Cl和不溶性Cl，并分別測定其含量，從而間接測定廚余沼渣中的總Cl含量（可溶性Cl和不溶性Cl之和）。將上述幾種方法和XRF法所測出的總Cl含量分別與理論值進行對比，提出一種較為適用于城市固體廢棄物中Cl含量分析和測定的方法。

流阻系數(shù)是反映閥門對流場影響的重要指標，體現(xiàn)了閥門對管路系統(tǒng)造成的壓頭損失。直通式截止閥（CB855A-DN80）流阻系數(shù)計算結(jié)果見表1。

由表1可知，直通式截止閥（CB855A-DN80）的流阻系數(shù)隨流體流速的增大呈逐漸減小的趨勢，但數(shù)值變化不大。當流速為 0.97m/s 時，閥門的流阻系數(shù)為最大值 5.2。

表1　流阻系數(shù)Tab.1 Flow resistance coefficient

2.2流場壓力分析

當流場流速分別為 0.97m/s，1.93m/s，3.09m/s時，整個管路系統(tǒng)的流場壓力分布情況如圖3所示。由圖3可知，在這 3 種流速下，流體壓力的分布趨勢相同。對于流向閥門的流體壓力來說，由于流體流速恒定，因此遠離閥道入口處的流場壓力比較穩(wěn)定。閥道入口彎管段的流場壓力梯度較大，其中彎管上部的流體壓力較小，而彎管下部的流體壓力較大，這是由于閥門入口段的彎管結(jié)構(gòu)阻礙了流體的流動方向，使得流體在流道內(nèi)產(chǎn)生紊流引起的。閥芯四周的流場壓力較小，而閥道出口段的流場壓力最小。這是由于閥芯阻礙了流體的流動，使得流體在負壓的作用下流體壓力變小。

圖3　不同流速下流場壓力分布云圖Fig.3　Flow field pressure distribution in different velocity

為進一步掌握閥道出口右側(cè)的管內(nèi)流場壓力分布情況，圖4顯示了各剖面位置的流場壓力分布情況。從圖4可以看出，閥道出口附近的流場壓力波動較大，隨著距閥道出口距離的增大，同一剖面的流場壓力逐漸趨于平穩(wěn)。

通過提取各剖面的流場壓力數(shù)據(jù)，并繪制壓力均方根、無量綱壓力均方根與流場剖面位置（0-10D）的關(guān)系曲線如圖5和圖6所示。

圖4　不同剖面的壓力分布云圖Fig.4　Pressure distribution in different sections

圖5　壓力均方根的變化趨勢Fig.5　The changing current of pressure RMS

圖6　無量綱壓力均方根變化趨勢Fig.6　The changing current of dimensionless pressure RMS

由圖5可知，從整體上來說，當流速分別為 v=0.97m/s，v=1.93m/s，v=3.09m/s 時，3 條壓力均方根曲線的變化，均呈現(xiàn)逐漸下降的趨勢。在管路出口段 0～5D 區(qū)間范圍內(nèi)，流場壓力均方根變化梯度較大，尤其是流速 V=0.97m/s 時的流場壓力均方根變化梯度最大。在管路出口段 7～10D 區(qū)間范圍內(nèi)，流場壓力均方根變化趨于平穩(wěn)，且 3 條壓力均方根曲線幾乎重合在一起。

由圖6可知，從整體上來說，當流速分別為 v=0.97m/s，v=1.93m/s，v=3.09m/s 時，3 條無量綱壓力均方根曲線的變化趨勢相同，均呈現(xiàn)逐漸下降的趨勢。在管路出口段 4～10D 區(qū)間范圍內(nèi)，流體的無量綱壓力均方根數(shù)值相接近，3 條曲線幾乎重合在一起。

2.3流速分析

整個管路系統(tǒng)的流體流速分布如圖7所示。由圖7可知，靠近閥芯左下角有一個明顯的小漩渦，而在閥芯四周（圖7中閥芯左側(cè)位置）有一個大漩渦。閥門進口段的流體流速方向一致，而靠近圓弧上壁的流速略為偏大。在閥芯右下角出口附近，由于流道截面積突然變小，使得流體的流速迅速變大。閥門出口段的流體由兩部分構(gòu)成，一部分來源于閥門入口段的流體，另一部分來源于閥芯四周的流體，兩者的流向均是從兩側(cè)逐漸向中心合龍。

圖7　流速分布云圖Fig.7　Flow velocity distribution

3　水動力噪聲聲壓級分析

當流速分別為 v=0.97m/s，v=1.93m/s，v=3.09m/s時，整個管路系統(tǒng)的水動力噪聲聲壓級如表2所示。由表2可知，隨著流體流速的增大，整個管路系統(tǒng)的水動力噪聲聲壓級逐漸增大。

表2　不同流速的水動力噪聲聲壓級數(shù)據(jù)Tab.2 The hydrodynamic noise sound pressure level in different flow velocity

圖8顯示了整個管路系統(tǒng)的水動力噪聲聲壓級分布情況。由圖8可知，當流速分別為 v=0.97m/s，v=1.93m/s，v=3.09m/s 時，整個管路系統(tǒng)的水動力噪聲聲壓級分布趨勢相同，即閥門內(nèi)的水動力噪聲聲壓級分布情況復雜，且水動力噪聲聲壓級數(shù)值較大，這是由于閥門內(nèi)流體壓力和速度變化較大，且閥芯四周存在渦流現(xiàn)象造成的?？梢娭蓖ń刂归y引起的流體噪聲是整個管路系統(tǒng)的主要噪聲，因此，消除直通截止閥引起的流體噪聲是管路系統(tǒng)降噪的重點。

圖8　水動力噪聲聲壓級分布圖Fig.8　The hydrodynamic noise sound pressure level distribution

4　結(jié) 語

1）直通式截止閥的流阻系數(shù)隨流體流速的增大呈逐漸減小的趨勢，但數(shù)值變化不大。

2）在閥芯右下角出口附近，由于流道截面積突然變小，使得流體的流速迅速變大。

3）隨著流體流速的增大，水動力噪聲聲壓級逐漸增大。

［1］袁新明，賀治國，毛根海.用RNG k-ε紊流模型對截止閥三維紊流流動的數(shù)值模擬［J］.流體機械，2006，34（2）：34-38.YUAN Xin-ming，HE Zhi-guo，MAO Gen-hai.Numerical simulation of a turbulence flow in the cut-off valve by RNG k-ε turbulence model［J］.Fluid Machinery，2006，34（2）：34-38.

［2］張玉祥，楊柳.截止閥的建模與仿真實現(xiàn)［J］.流體機械，2007，35（12）：29-31.ZHANG Yu-xiang，YANG Liu.Modeling and simulation implementation of stop valve［J］.Fluid Machinery，2007，35（12）：29-31.

［3］楊源泉.閥門設(shè)計手冊［M］.北京.機械工業(yè)出版社，2000.

［4］陸培文.實用閥門設(shè)計手冊［M］.北京.機械工業(yè)出版社，2007.

［5］袁新明，毛根海，張土喬.閥門流道流場的數(shù)值模擬及阻力特性研究［J］.水力發(fā)電學報，1999（4）：60-66.

［6］張少凱，蔡敬標，方志剛.艦船通用閥門"三漏"防治之我見［J］.艦船科學技術(shù)，2001，23（5）：57-61.

［7］崔銘超，唐科范，劉樺.基于CFD技術(shù)的閥門內(nèi)流道優(yōu)化［J］.水動力學研究與進展，2010，25（4）：438-445.CUI Ming-chao，TANG Ke-fan，LIU-Hua.Optimization of the valve internal flow channel based on CFD approach［J］.Chinese Journal of Hydrodynamics，2010，25（4）：438-445.

Numerical analysis on flow field and noise of straight though cut-off valve

ZHANG Sheng-le，JIA Xiao-dan，PAN Guo-xiong，LIU Yang
（Wuchang Shipbuilding Industry Group CO.，Ltd，Wuhan 430060，China）

in view of the characteristics of flow field and noise，created by straight though cut-off valve of ship pipeline system，the numerical simulation of the flow field and noise of common CB855A-DN80 straight though cut-off valve were accomplished with fluid dynamics software Fluent.The results showed that flow resistance coefficient decreased gradually with the increase of flow velocity，but the change in value was not big.As the flow velocity increased，the hydrodynamic noise sound pressure level increased gradually.

straight though cut-off valve；flow field；noise；flow resistance coefficient

U 664.5

A

1672-7619（2016）07-0113-04

10.3404/j.issn.1672-7619.2016.07.025

2015-12-22；

2016-03-22

張生樂（1983-），男，工程師，主要從事船舶管路系統(tǒng)振動與噪聲控制研究。