0 引　言

船舶在长时间航行后，航区海水密度变化等因素引起总体浮力变化时，通过浮力调整系统向水舱注、排水，实现均衡浮力变化的目的。在大潜深的运行工况下，浮力调整系统与舷外海洋环境直接相通，通常采用单级调节阀节流注水，由于调节阀大压差节流作用，系统管路内部紊流程度高，存在严重阀后气蚀现象，湍流噪声和气蚀噪声异常突出，迫切需要得到治理和改善。

针对通海系统注水节流噪声问题，国内外研究者开展了大量相关研究。杨元龙等^[1]设计六级偏心孔板用于船舶给水系统，管内涡流、气蚀得到较好抑制，规避了大压降诱发的剧烈振动和噪声。刘磊等^[2]对液控单向阀阀芯进行多级阶梯式结构优化设计，试验结果表明阶梯式多级节流结构具有较好的气蚀抑制效果。李海龙等^[3]根据多级节流理论设计了多节节流调节阀，通过与常规调节阀试验对比，验证了多级节流调节阀在振动噪声抑制方面的优势。目前针对多级节流的研究大多集中在节流孔板及阀芯多级节流设计上，基于系统配置角度的多个调节阀串联噪声控制相关研究却鲜见报端。

本文针对通海系统大压降节流噪声问题，拟从多级节流设计理论和系统特性出发，探究提出多级调节阀串联节流的降噪方案，分别采用流场数值模拟和噪声特性试验对比的方法，对降噪效果进行验证，为通海系统节流噪声治理提供参考思路。

1 系统低噪声优化设计方案

通海系统利用舷外与液舱内压力差实现自流注水，注水流量通过单级流量调节阀控制。本文选取典型大压降工况点进行研究，即：通海系统进口压力为1.8 MPa，出口压力为0，注水流量恒定为120 t/h。

在流量调节阀的节流作用下，海水介质通过流量调节阀时流速迅速增大，介质压力随之降低，当局部介质压力低于饱和蒸汽压力时，海水介质发生气蚀，系统由于空泡弥合及冲击等原因产生强烈的气蚀噪声^[4]。根据调节阀噪声估算理论，调节阀气蚀的发生与调节阀前后的压差密切相关。通过将多级流量调节阀串联可提高单级调节阀下游压力，减小单级阀门压差，抑制调节阀下游流体气蚀。

调节阀产生气蚀的条件为节流压差大于阻塞压差，即：

$ \Delta p > \Delta {p_s} 。$

(1)

式中：$ \Delta p $为调节阀节流压差，$ \Delta p = {p_1} - {p_2} $，$ {p_1} $为调节阀入口绝对压力，$ {p_2} $为调节阀出口绝对压力，MPa；$ \Delta {p_s} $为阻塞压差，计算式为：

$ \Delta {p_s} = F_L^2({p_1} - {F_F}{p_v})。$

(2)

式中：$ {F_L} $为压力恢复系数；$ {p_v} $为饱和蒸汽压力，MPa，30℃水温时，约为0.0041 MPa；$ {F_F} $为液体的临界压力比系数，计算式为：

$ F_F=0.96-0.28\left(\frac{p_v}{p_c}\right)^{0.5}。$

(3)

式中：$ {p_c} $为液体临界压力，取22.1 MPa；

为保证调节阀不发生气蚀，每级节流压降均小于阻塞压差。按照多级节流设计方法^[5-6]，每级调节阀的压降应按照几何级数递减原则，即：

$ \Delta p=\Delta p_1+\Delta p_2+\cdot\cdot\cdot + \Delta p\mathit{_{{n}}}。$

(4)

其中：$ \Delta {p_1} = 2{p_2} = \cdot \cdot \cdot = {2^{n - 1}}\Delta {p_n} $。

计算已知条件如下：调节阀入口处的绝对压力为1.901 MPa，出口处的绝对压力为0.101 MPa，压力恢复系数取值0.9。基于多级节流的设计原则和方法，对通海系统多级调节阀串联方案进行设计。多级节流方案计算结果如表1所示。

计算结果表明，单级节流和二级节流阀门都会产生严重气蚀，宜采用三级节流方案。即通海系统注水流量由3台串联的流量调节阀共同调节，如图1所示。

2 可行性二维验证

通过采用三级节流可抑制调节阀后流体气蚀，减小海水介质冲击和脉动，达到降低湍流噪声的目的。为快速验证三级节流低噪声优化方案的可行性，本节建立结构简单的二维网格模型进行对比计算。由于调节阀流道结构复杂，采用节流孔替代调节阀作为系统阻力元件。根据表1计算结果，三级节流压降逐级减小，调节阀开度逐级增大，模型中以孔径逐级增大的方式模拟调节阀开度逐级增大。采用二维大涡模拟模型监测节流孔后的流场脉动压力，通过监测点脉动压力对比，分析评价三级节流优化方案的降噪效果。

二维验证网格模型如图2所示。Model-1为单级节流网格模型，主流直径为100 mm，节流孔径为29.5 mm，孔长为100 mm。Model-2为三级节流网格模型，主流直径为100 mm，第一级至第三级节流孔径依次为35 、37.5 、43 mm，三级节流孔的孔长均为100 mm。Model-1和Model-2均通过数值试验确定节流孔径几何尺寸，确保模型出口流速相同且均为4.244 m/s，模拟流量120 t/h的实际设计工况。进出口均设为压力边界条件，其中进口设为相对压力1.8 MPa，出口设为相对压力0。在系统入口处设置3个监测点P₁～P₃记录管内脉动压力。

图3为运用二维CFD计算得到的Model-1和Model-2各监测点的脉动压力幅值。由Model-1和Model-2计算结果对比可知，在相同工况下，三级节流3个测点P₁～P₃脉动压力幅值均较单级节流减小15 dB以上。由此可知，采用三级调节阀串联的节流注水低噪声优化方案具有可行性。优化方案的具体降噪效果将由流场计算及噪声特性试验进一步予以验证。

3 改进前后流场对比计算分析 3.1 网格划分及边界条件

通海系统单级节流和三级节流的网格模型如图4所示。经过数值试验，在本文研究的典型工况下，优化前单级节流阀门开度为38°，优化后三级阀门的开度分别为40°、50°、60°。为兼顾计算效率和准确度，网格划分采用结构化与非结构化相结合的混合网格方案，对壁面处的边界层网格适当加密处理。优化前后的网格模型均经过多次网格调整后壁面$ y_{\max }^ + \approx 5 $，同时经过网格无关性验证，计算残差曲线收敛良好，满足计算精度要求。优化前的网格总数为236万，优化后的网格总数为424万。

根据本文选取的典型工况点，进出口均设为压力边界，进口边界设为压力1.8 MPa，出口边界设为压力0，参考压力为1个标准大气压。水介质属于粘性流体，在管壁以及阀芯内壁处，速度的边界条件满足无滑移条件，即固壁上的速度$ U = 0 $，壁面粗糙度厚度设为0.05 mm。管内流体性质如下：温度为室温298 K，密度ρ=1025 kg/m³，运动粘性系数v=1.0×10⁻⁶ m²/s。

3.2 优化前后流场对比计算分析

图5为通海系统三级节流和单级节流压力分布云图。对比可以看出，采用三级节流方案后，从入流到出流沿轴向压力逐级降低，阀门前后压差减小，且一级节流阀至三级节流阀压降依次变小。一级～三级节流阀后均出现局部压力降低，系统内最低压力为−0.097 MPa，略高于饱和蒸汽压力，系统未出现气蚀现象。三级节流系统内未发生空化的主要原因是后级阀门对上级阀门形成压力阻塞作用，使流体介质流速降低平稳降压，抑制低压区域形成。

图6为三级节流和单级节流湍动能分布云图。可见，通海系统流量调节阀处湍动能比管道内湍动能高，主要原因是调节阀处通流面积减小，流体流速增大，阀门处的流体速率梯度较大。三级节流系统沿流向从一级节流阀到三级节流阀湍动能逐渐减小，原因是沿流向3台流量调节阀开度依次增大，且调节阀压差成比例减小。一方面开度增大使调节阀与管道夹角减小，避免流体突然转向，减小了海水介质在系统内流动的不均匀性，另一方面调节阀前后压差的减小使得流体加速度减小，流体速率梯度自然随之减小。采用三级节流方案后，系统内湍动能最大值由182.8 J/kg降至114.5 J/kg，系统流动相对更稳定，湍流噪声得到有效抑制。

三级节流与单级节流流场特性计算结果如表2所示。由表可知：1）三级节流通过逐级降压消除了阀后流体空化，抑制了空化噪声；2）三级节流每一级的阀门阻力系数较单级阀门低，阀门开度逐级增大，流体通过阀门时流速降低，湍动能减小，注水系统的湍流噪声会相应减小。

4 降噪效果对比试验 4.1 系统试验原理

通海系统流场数值计算结果从流体动力学的角度，间接证明了三级节流具有良好的气蚀和湍流噪声抑制效果，直接降噪效果则必须通过对比试验进行验证。在本文选取的典型大压降工况下，测量管内流噪声对优化前后的噪声性能进行对比，评价三级节流优化方案降噪效果。

试验系统原理如图7所示。假海用于模拟进口压力并提供注水水源，水流通过注水管道由单级或三级调节阀调节流量后注入浮力调整水舱。为保证对比试验的有效性，流噪声测点布置的位置在距通海注水系统进口第1台阀门进口法兰1 m处。采用B&K公司的8103型水听器监测管内流噪声，测量范围选择10 Hz～10 kHz。

4.2 试验结果分析

相同试验工况下三级节流方案和单级节流方案在同一监测点处流噪声频谱曲线对比如图8所示。可知，3台流量调节阀串联的节流方案与单级阀门节流方案在监测点处流噪声频谱曲线变化规律大体相同，即遵循声压级随频率增大快速降低并在小范围内波动的规律。另外可见，无论是单级节流还是三级节流，测点在监测频率范围内均无明显特征线谱，该特征与系统管道内湍流无序的流动特性相符。

整体来看，单级节流和三级节流方案测点流噪声声压级幅值在低频范围内基本相当，中高频范围内三级节流声压级幅值整体比单级节流低，表明采用三级节流方案后，通海系统内的大尺度涡等低频噪声源强度无明显降低，而三级节流则主要抑制了系统内小尺度涡等高频噪声源。主要原因是采用三级节流后，在相同阻力系数下，三级节流的阀门开度均比单级节流阀门开度小，阀门开启角度造成的流体通过阀芯内孔后突然转向的流动现象被抑制，而流体大角度转向形成的射流，正是阀芯与管道壁面间产生小尺度涡的主要诱因。

对单级节流方案和三级节流方案监测点声压级测量值进行总结归纳如表3所示。试验测得采用三级节流方案时测点处流噪声总声压级为206.0 dB，采用单级节流方案时总声压级为211.6 dB，三级节流的降噪优化方案使通海系统在注水工况下，系统进口处的流噪声降低5.6 dB。经噪声特性试验对比验证，三级节流降噪方案对流噪声的抑制效果显著，对通海系统噪声治理具有重要借鉴意义。

5 结　语

针对通海系统大压降工况下节流噪声突出的问题，从多级节流设计理论出发，提出了3台流量调节阀串联节流的优化设计方案。通过优化前后系统流场数值计算和噪声性能对比试验，得出以下结论：

1）采用三级节流方案后，系统内压力逐级平稳降低，在后级调节阀的压力阻塞下，因大压降节流产生的阀后气蚀现象消失。

2）相对于单级节流，三级节流阀门开度逐级增大，有效缓解流体突然转向等问题，系统内湍流强度降低，湍流噪声得到抑制。

3）经过优化前后系统噪声性能试验对比，采用三级节流方案后系统流噪声降低5.6 dB，降噪效果显著，对于通海系统噪声治理具有重要借鉴意义。