蒸汽水下噴注噪聲的試驗研究

何愛妮， 袁益超， 袁利芬， 袁 建， 吳開奇

（上海理工大學 能源與動力工程學院，上海 200093）

利用蒸汽加熱給水的直接接觸式加熱方式由于具有其它換熱方式所不能比擬的優點而應用于生活及生產的許多方面，如企業、賓館、飯店等需要集中供熱的場所及除氧器、給水加熱器、蓄熱器等動力設備中.然而，蒸汽水下噴注加熱液體的過程中會產生振動及噪聲，損害設備，造成環境污染，如對于除氧器水箱內的再沸騰裝置，蒸汽噴射進入水空間時會產生振動及噪聲，引起除氧器振動，對除氧器安全運行造成影響.因此，研究蒸汽水下噴注噪聲的產生機理，利用噪聲的變化規律控制噪聲對減輕噪聲帶來的危害是有意義的.

噴注噪聲的研究源于20世紀50年代，Lighthill首先用聲學類比的方法推導出了著名的V8定律［1］，該定律成為研究及預測湍流噴注噪聲的重要基礎.之后各國學者在廣泛的范圍內，從低壓到高壓阻塞噴注、從亞音速到超音速、從以冷空氣為噴注媒質到任何氣體在不同溫度下的噴注，對在空氣中的氣體噴注噪聲的機理進行了大量研究，基本掌握了氣體噴注噪聲的輻射規律［2］，在小孔噴注噪聲、高壓阻塞噴注的湍流噪聲、脈動噴注噪聲與穩態噴注噪聲的關系等問題上［3－5］進行了研究，并根據研究成果開發出了小孔消聲器.90年代中期，馬憲國等人［6－8］對蒸汽水下噴注噪聲進行了試驗研究，定性地分析了影響蒸汽水下噴注噪聲的影響因素，其試驗結果為噴注噪聲的進一步研究奠定了基礎.浙江大學化工機械研究所的郝宗瑞等［9］通過試驗測試對水下排氣形成的兩相流態和排氣噪聲特性進行了研究，發現隨著排氣速率的增大，排氣形成的兩相流場由氣泡流態過渡到射流流態，射流狀態下的流動噪聲高于氣泡流態下的噪聲.

然而，到目前為止，對蒸汽水下噴注噪聲所作的研究并不多，已有的試驗由于蒸汽流量范圍不大（最大為9kg／h［8］）等原因，試驗結果有局限性，不能普遍運用，因此有必要對其作進一步研究.

1 噪聲源分析

從包含質量源、力源項的區域的流體力學的連續性方程和動量方程出發，通過聲學假設及某些運算后，可得到一個獨立的微分方程［10］，即廣義的Lighthill方程式，它的左邊是一個波動方程的形式，右邊則是能解釋為聲源的項.

式中，p為聲壓，Pa；c0為液體中的聲速，m／s；q為液體中單位體積內質量的脈動速率，kg／m3；f為作用在單位體積流體上的脈動外力，N；τij為流體應力張量，N／m.

式（1）給出了聲學中主要類型的聲輻射源，包括：

a.進入到流體中的非平穩質量流引起的脈動體積聲源；

b.施加在剛性界面上的非平穩力作用下的脈動力聲源；

c.與流體動力運動本身有關的分量，對于液體流，主要是與湍流運動有關的湍流聲源.

蒸汽水下噴注時，不存在剛性界面的非平穩力作用，因此，主要考慮由質量流及湍流引起的噪聲.

2 噴注噪聲的影響因素

蒸汽在過冷液中噴注時，大量的蒸汽經過汽液相變和湍流等復雜的過程，直接被分割成許許多多的汽泡.由于汽液混合層內存在較大的溫度梯度，所形成的汽泡會很快地塌縮破裂.在汽泡潰滅過程中，由于體積迅速變化，造成強烈的壓力脈動，從而產生強烈的體積脈動噪聲.此外，高速的蒸汽噴入水中與周圍低速水發生湍流混合，使水的穩定狀態受到破壞而發生很大的擾動，由此產生湍流噪聲.

對于脈動體積聲源，僅與流體的脈動質量有關，因此將式（1）簡化后可推得［11］式中，ρ0為周圍液體的密度，kg／m3；r為汽泡中心至流場中任一點處的徑向距離，m；R為汽泡半徑，m.

對于水中一個孤立球形汽泡，根據汽液分界面上的熱力學平衡條件，當汽泡穩定時有

式中，pv為汽泡內壓力，Pa；pl為汽泡外液體壓力，Pa；σ為汽液界面上的表面張力，N／m.

又對于液體中任一自由汽泡，有汽泡壁速度［11］U為

式中，p∞為無窮遠處液體的壓力，Pa；p0為初始時刻汽泡內的蒸汽壓力，Pa；R0為汽泡初始半徑，m；

σ＝σ（T）為汽液界面上的表面張力，N／m；γ為蒸汽的汽化潛熱，J／kg；ρ為液體的密度，kg／m3；ρv為汽泡內的蒸汽密度，kg／m3；k為蒸汽和水之間的傳熱系數，W／（m2·K）；ΔT為蒸汽和水之間的溫差，K.

汽泡壁速度反映的即是汽泡半徑隨時間的變化.

從式（2）可以看出，汽泡半徑變化的快慢直接影響到聲壓的大小，汽泡的初始半徑及液體密度對聲壓的大小也有影響.從式（3）及式（4）可以看出，汽泡半徑的大小及半徑變化與汽泡內外的蒸汽壓力、汽泡的表面張力、蒸汽溫度、蒸汽和周圍液體之間的溫差等因素有關.汽泡內的蒸汽壓力變化復雜，難以直接測量得到，汽泡的表面張力與汽泡周圍液體的溫度有關.因此，由質量流引起的體積脈動噪聲源于汽泡破裂時產生的噪聲，與蒸汽和周圍液體之間的溫差、周圍液體的溫度等因素有關.

對于湍流產生的聲波有［10］

式中，u為流體的平穩速度，m／s；u′i（t′）為流體的脈動速度，m／s；∫Vu′i（t′）dV為流體脈動速度的體積分.

從式（5）中可以看出，湍流噪聲的聲壓與流體的速度有關.

3 試驗系統

經過上述對聲源及其影響因素的分析，可以得出蒸汽水下噴注時，汽泡生長、破裂過程引起的壓力脈動和由速度剪切引起的湍流噪聲是噪聲的來源，水溫、蒸汽流量等在一定程度上對噴注噪聲有影響.由此，設計建立了相應的試驗系統裝置，其主要目的是對3種不同結構的蒸汽配汽管（噴頭）進行單噴頭的噪聲對比試驗，研究水溫、蒸汽流量及噴頭結構對噪聲的影響規律.

3.1 試驗系統介紹

試驗是以一定壓力的蒸汽在敞口水箱內通過不同結構的配汽管噴注加熱過冷水進行的.如圖1所示，整個試驗系統由4個部分組成：蒸汽發生系統、過冷水系統、蒸汽水下噴注系統和數據采集系統.

3.2 試驗試件

試驗試件為開有多個小孔的配汽管，共3種結構.配汽管管徑均為φ76×5，各配汽管開孔情況如表1所示，開孔總面積相同.以3號試件結構為例，試件結構如圖2所示.

圖1 試驗系統圖Fig.1 Schematic of experimental system

表1 試驗試件結構參數Tab.1 Structural parameters of ejectors

3.3 試驗儀器

a.溫度測量

蒸汽溫度由精度為A級的PT100鉑電阻測量，水溫由均勻布置在水箱內的銅－康銅熱電偶測量.

b.壓力測量

圖2 試驗試件結構圖Fig.2 Structural schematic of ejector

蒸汽壓力由精度為0.2級的CECY－160型壓力變送器及EJA430壓力變送器測量，進水箱前的噴注蒸汽壓力由精度為0.2級的1151電容式壓力變送器測量.

c.流量測量

蒸汽流量分別由精度為1級的YF105－AGSC2－CD及 YF110－AGSC2－CD 渦街流量計測量，蒸汽流量在0～500m3／h范圍內時由YF105型測量，流量在500～1 662m3／h范圍內時由 YF110型測量.

d.噪聲測量

噪聲由HS6288B聲級計測量.

e.數據采集

壓力變送器、渦街流量計、電動調節閥輸出等信號由ADAM4118型模擬輸入模塊采集，鉑電阻信號及熱電偶信號分別由ADAM4015T型6路熱電阻模塊及ADAM4018型8路熱電偶模塊采集，所有采集信號同時輸入計算機，由數據采集程序實時采集并記錄各項試驗數據.電動調節閥輸入信號經由ADAM4024模擬輸出模塊從計算機輸入.

4 結果與分析

通過試驗發現，蒸汽水下噴注時形成的噪聲由兩部分組成：一是高溫蒸汽在接觸到低溫水時由于凝結而引起的噪聲；二是高速蒸汽噴射時由于湍流產生的噪聲，且以前者為主.

4.1 水溫對噴注A聲級噪聲的影響

試驗發現，對于一定的配汽管結構和一定的蒸汽流量，隨著水溫的升高，A聲級噪聲先逐漸增加，達到最大值后又逐漸減小，當水溫接近飽和溫度時噴注噪聲明顯低于噴注起始噪聲.

對于一定的噴注蒸汽流量，水溫較低時，蒸汽溫度與過冷水溫度之差大，汽泡半徑的變化速度快，產生的噪聲的聲壓高，同時由于凝結換熱速度快，汽泡破裂所需的時間短，產生的噪聲的頻率高［11］，而人耳對于高頻率的聲音不敏感.所以，水溫低時，雖然汽泡產生的噪聲聲壓高，但噴注時高頻成份較多，使A聲級噪聲較低.隨著水溫的升高，汽泡破裂產生的噪聲聲壓降低，同時，噪聲的頻率降低，相應的A聲級噪聲上升.當水溫進一步升高，汽泡破裂產生的A聲級噪聲會達到一個最大值.隨后，水溫進一步升高，汽泡破裂產生的噪聲聲壓和頻率進一步降低，噴注噪聲中的低頻成份比重增加，使得A聲級噪聲下降.當水溫接近飽和溫度時，汽泡基本不再破裂，而是逸出水面，此時由汽泡破裂引起的噪聲很小，基本為零.在不同的試驗條件下如不同的蒸汽流量、不同的配汽管結構，所得到的試驗結果如圖3～5所示.

圖3 1號試件不同蒸汽流量下噪聲的變化規律Fig.3 Variation of noise under different steam flux of No.1ejector

圖4 2號試件不同蒸汽流量下噪聲的變化規律Fig.4 Variation of noise under different steam flux of No.2ejector

從圖3～5中可以看出，不同蒸汽流量的情況下，噪聲隨水溫變化規律基本相同，即隨著水溫升高，A聲級噪聲先逐漸增加到達最大值后，隨著水溫的進一步升高A聲級噪聲迅速降低.

馬憲國等［6］也曾通過試驗得到相同的結果，其試驗中噴口最小孔徑為4mm，最大孔徑為8mm.本試驗中噴口最小孔徑為5mm，最大孔徑為10mm，由試驗結果可得，隨著配汽管開孔孔徑的變化，水溫對A聲級噪聲的影響規律也基本不變.

4.2 蒸汽流量對噴注A聲級噪聲的影響

圖5 3號試件不同蒸汽流量下噪聲的變化規律Fig.5 Variation of noise under different steam flux of No.3ejector

對于同一種結構的配汽管，蒸汽流量的變化也反映了流速的變化.水溫較低時，隨著蒸汽流量增加，其噴注噪聲也增加，當流量增加到某個臨界值后，流量的變化對噪聲的影響較小.水溫較高時，隨著蒸汽流量增加，噴注噪聲增加，如圖3～5所示.

在蒸汽噴注的過程中，汽泡體積變化引起的脈動噪聲和湍流噪聲是共同作用的.

蒸汽流量小于臨界流量時，流量小，速度剪切和湍流混合的作用不明顯，產生的湍流噪聲并不顯著，此時的噪聲主要是由汽泡體積變化產生的，噪聲源單一，產生的聲壓級小.

蒸汽流量增加，蒸汽流速大，湍流強度高，速度剪切和湍流混合的作用增加，同時存在汽泡體積變化產生的噪聲，使得聲壓級有所增加.

當蒸汽流量進一步增加，大于某一臨界值后，水溫低，蒸汽與周圍水間的溫差大，汽液兩相之間的傳熱和相變占主導，汽泡體積變化引起的脈動噪聲為主要聲源，湍流噪聲為次要聲源，因此蒸汽流量的變化對聲壓級的影響小；水溫升高，蒸汽與周圍水間的溫差小，汽泡體積變化緩慢，湍流噪聲作用明顯，此時，蒸汽流量大，聲壓級大.

以1號試件為例，部分試驗數據如表2所示.從表2看出，不同水溫的情況下，流量增幅相同時其噪聲值增加的幅度不同，由此可見，蒸汽流量和A聲級噪聲間并不完全呈線性關系.

表2 1號試件部分試驗數據Tab.2 Part of experimental data of No.1ejector

4.3 孔徑對噴注A聲級噪聲的影響

根據小孔消聲器的原理，孔徑大小對噪聲是有影響的.小孔間距對噪聲也有影響，但其影響效果受到孔徑大小的影響，因此，蒸汽流量相同時，在孔間距比（即兩個小孔中心距／孔徑）基本不變的情況下，對比各試件的試驗結果可得到孔徑對噪聲的影響，如圖6、圖7（見下頁）所示.

小流量時，從圖6可以看出，在低溫區，同一水溫下最大噪聲值與最小噪聲值相比，最大相差約9%；在高溫區，同一水溫下最大噪聲值與最小噪聲值相比，最大相差21%.大流量時，從圖7可以看出，在低溫區，同一水溫下最大噪聲值與最小噪聲值相比，最大相差4.2%；在高溫區，同一水溫下最大噪聲值與最小噪聲值相比最大相差3.1%.

圖6 Q＝0.7t／h時孔徑對噪聲的影響Fig.6 Effect of the nozzle diameter on the noise when Q’s equal to 0.7t／h

從試驗結果可得，孔徑對噪聲有影響.在小流量時，孔徑對噪聲的影響較大，在大流量時，孔徑對噪聲的影響較小.此外，孔徑大小改變噴注A聲級噪聲曲線的形狀和最大聲壓級出現的位置.

圖7 Q＝1.5t／h時孔徑對噪聲的影響Fig.7 Effect of the nozzle diameter on the noise when Q’s equal to 1.5t／h

5 結 論

a.蒸汽水下噴注時，主要的噴注聲源為汽泡破裂引起的噪聲及湍流噪聲，且以前者為主.

b.蒸汽流量不同、配汽孔孔徑不同時，水溫對噴注A聲級噪聲的影響規律基本相同，即隨著水溫的升高，A聲級噪聲逐漸增加，當水溫升高到某一程度后，A聲級噪聲達到最大值，之后隨著水溫進一步升高，A聲級噪聲開始迅速下降.

c.噴注A聲級噪聲和蒸汽流量間并不完全存在線性關系.水溫較低時，隨著蒸汽流量增加，其噴注噪聲也增加，當流量增加到某個臨界值后，流量的變化對噪聲的影響小.水溫較高時，隨著蒸汽流量增加，噴注噪聲增加.

d.當蒸汽流量小時，孔徑對噪聲的影響較大；當蒸汽流量大時，孔徑對噪聲的影響較小.

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