錢衛(wèi)忠 張新玉

（1.海裝駐上海地區(qū)第八軍事代表室 上海200011；2.哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源工程學(xué)院 哈爾濱150001）

引 言

船舶舷側(cè)排氣是將排氣管路與排氣消聲器均安裝于艙室內(nèi)部，使用橫向布置的排氣管路替代傳統(tǒng)排氣管路，并將排氣出口布置于船舶舷側(cè)的一種新型排氣方法［1］。舷側(cè)排氣方法可降低在船舶運行時排氣管路對環(huán)境的直接熱輻射，在一定程度上提高了艦船的紅外隱身性能，但是安裝于艙室內(nèi)的排氣管路散發(fā)的熱量將會對其周圍設(shè)備或系統(tǒng)的正常運行造成影響［2］，因此采用冷卻水噴淋冷卻的方法可以在保證降低船舶對外紅外輻射的同時保護艙室內(nèi)部設(shè)備以及人員安全。對于噴淋冷卻式舷側(cè)排氣系統(tǒng)，由于噴水降溫后管路內(nèi)溫度急劇變化并且煙氣成分變化為氣液兩相介質(zhì)，勢必會影響整個系統(tǒng)的聲學(xué)性能。故本文將對冷卻水噴淋冷卻的舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)的聲學(xué)性能進行探究。

對于船舶動力裝置的排氣噪聲及煙氣溫度的研究，柳貢民［3］等通過數(shù)值計算及試驗探究了水噴淋冷卻對排氣消聲器性能的影響，其研究結(jié)果證明了該方法在降低排氣溫度的同時一定程度上降低了排氣噪聲。李國祥［4］等對消聲器進行CFD計算，分析了溫度對消聲器聲學(xué)的影響。黃其柏［5］推導(dǎo)出了均勻流下穿孔管消聲器在線性溫度梯度分布時的傳遞函數(shù)，并進行了試驗驗證。陳一偉［6］等針對高溫多相壓力脈動介質(zhì)下消聲器的聲學(xué)性能進行分析及試驗探究。

舷側(cè)排氣系統(tǒng)從控制紅外輻射和排氣噪聲兩個方面進行設(shè)計，沿?zé)煔饬鲃臃较蚱渲饕Y(jié)構(gòu)依此為主消聲器、橫向彎管、噴水管段與副消聲器。為使排氣出口排溫降得更低，將冷卻水噴淋裝置安裝于橫向彎管之后的副消聲器上游，并采取順流噴淋的方法以降低排氣阻力。采用主副消聲器可以在使排氣系統(tǒng)緊湊的同時，使用分級降噪的方法擴寬舷側(cè)消聲系統(tǒng)的消聲頻帶，其中主消聲器為阻抗復(fù)合結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)針對高頻噪聲有較好的消聲效果，副消聲器采用抗性結(jié)構(gòu)以抑制低頻排氣噪聲。

圖1 舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)

1 理論背景

1.1 噴水降溫機理

噴淋冷卻式舷側(cè)排氣系統(tǒng)降溫在數(shù)值模擬中為連續(xù)相介質(zhì)中離散相換熱蒸發(fā)的物理過程［7-10］。在CFD計算中，對于離散相。其顆粒類型通常分為三種：慣性顆粒、液滴、燃燒顆粒，如表1所示，不同顆粒類型具有不同的換熱特征。

表1 離散相計算中的顆粒類型及各自換熱特征

當(dāng)液滴顆粒溫度比蒸發(fā)溫度Tvap低時，可以采用液滴顆粒加熱或冷卻定律：

式中：Tp為顆粒溫度，K；mp，0為顆粒初始質(zhì)量，kg；fv，0為顆粒中的揮發(fā)份；mp為顆粒當(dāng)前質(zhì)量，kg。

對于此種情形，顆粒溫度 與顆粒表面的對流與輻射傳熱可用熱平衡方程來進行關(guān)聯(lián)：

式中：mp為顆粒質(zhì)量，kg；cp為顆粒比熱容；AP為顆粒表面積，m2；T∞為連續(xù)相當(dāng)?shù)販囟?，K；h為對流傳熱系數(shù)；εP為顆粒黑度（輻射率）；σ為斯蒂芬孫-玻爾茲曼常數(shù)；θR為輻射溫度，K。

將式（3）化簡，得：

引入變量αp，βp：

下一時刻液滴顆粒溫度通過對上式積分得到：

式中： 為積分時間步長。

液滴蒸發(fā)時，液相往氣相擴散與二者濃度相關(guān)：

式中：Ni為蒸汽的摩爾流率，kg·mol/m2·s；ki為傳質(zhì)系數(shù)，m/s；Ci，s為液滴表面的蒸汽濃度，kg·mol/m3；Ci，∞為氣相主流的蒸汽濃度，kg·mol/ m3。

隨著液滴蒸發(fā)，液滴消耗的質(zhì)量為：

式中：Mw，i為不同流體成分的摩爾質(zhì)量，kg/mol；mp為液滴質(zhì)量，kg；AP為液滴表面積，m2。

離散相蒸發(fā)過程的熱平衡方程式為：

式中：cp為液滴定壓比熱；TP為液滴溫度，K；h為對流傳熱系數(shù)；T∞為連續(xù)相溫度為蒸發(fā)速率，kg/s；hfg為汽化潛熱，KJ/kg；εP為顆粒黑度；σ為斯蒂芬斯·玻爾茲曼常數(shù)；θR為輻射溫度，K。

1.2 消聲系統(tǒng)傳遞損失的計算

舷側(cè)排氣系統(tǒng)聲學(xué)性能是通過Virtual Lab中聲學(xué)有限元模塊進行數(shù)值求解的。管道消聲系統(tǒng)中聲傳播的控制方程為亥姆霍茲方程：

式中：k=ω/c為波數(shù)；c為聲速，m/s；ω為角頻率，rad/s。

對于亥姆霍茲方程，使用Galerkin加權(quán)殘差法進行求解，首先將消聲系統(tǒng)聲學(xué)計算域進行離散，得到離散之后的聲學(xué)控制方程：

式中：［P］和［M］為離散聲學(xué)單元的剛度矩陣與慣性矩陣；｛p｝為各節(jié)點聲壓矢量；j為虛部單位；ρ為聲學(xué)計算域流體的密度，kg/m3；｛F｝為各節(jié)點上受迫力向量。系統(tǒng)各節(jié)點的聲壓可對方程（12）進行求解得到。

管道消聲系統(tǒng)的傳遞損失（TL）被定義為系統(tǒng)出口為無反射端時，系統(tǒng)進口處入射聲功率級與出口處透射聲功率的級差值，即：

式中：Wi為進口聲功率，W；Wt為出口聲功率，W。

傳遞損失為管道消聲系統(tǒng)的自身特性，即其值與聲源負載及出口聲阻抗無關(guān)。系統(tǒng)傳遞損失（TL）可通過單位聲功率級疊加方法計算得到。在數(shù)值模擬計算中，將消聲系統(tǒng)進口面定義為質(zhì)點振速邊界，定義出口為阻抗邊界，因此消聲系統(tǒng)入口單元m的入射聲壓和出口單元n的輻射聲壓可以表示為：式中：與分別為進出口單元的聲壓，Pa。將式（14）與（15）代入式（13）得：

式中：Am和An分別是進出口的截面積，m2；和分別是聲壓和的共軛復(fù)數(shù)。

2 舷側(cè)排氣系統(tǒng)溫度場數(shù)值模擬

2.1 計算模型

對于舷側(cè)排氣系統(tǒng)噴水降溫過程的數(shù)值模擬是使用Fluent中的Realizablek-ε模型與DPM模型完成的。

舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)計算模型如圖2所示。在副消聲器上游1.5的截面出設(shè)置了6個冷卻水噴射點。由于舷側(cè)排氣系統(tǒng)噴水降溫段位于主消聲器與彎管下游、副消聲器上游位置，因此噴水降溫之后，主消聲器及彎管內(nèi)部介質(zhì)仍以高溫?zé)煔鉃橹?，而氣液兩相介質(zhì)存在于噴水段之后的副消聲器段。

圖2 數(shù)值計算模型

由于噴水降溫過程中氣液兩相介質(zhì)對于主消聲器的影響可以忽略，因此將主消聲器內(nèi)吸聲材料與聲學(xué)域間設(shè)置為剛性壁面，即不考慮吸聲材料隨流場的變化。

本文按照冷卻水流量變化設(shè)計了4個工況，以探究舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)在不同冷卻效果下聲學(xué)變化規(guī)律。噴水流量，溫度及煙氣參數(shù)如表2所示。

表2 冷卻水與煙氣參數(shù)

2.2 噴水降溫后CFD計算結(jié)果

舷側(cè)排氣系統(tǒng)在不同冷卻水流量下通過數(shù)值計算得到的溫度分布如圖3所示?？梢?，當(dāng)整個舷側(cè)排氣系統(tǒng)未進行排氣冷卻時，計算域內(nèi)溫度較為均勻且變化不大，最高溫度為773 K，最低溫度為772 K；當(dāng)冷卻水噴淋至消聲系統(tǒng)后，從溫度分布云圖可以明顯看出溫度的變化，整個系統(tǒng)溫度梯度非常明顯，噴水流量分別為1.2 kg/s、1.8 kg/s、2.4 kg/s時，排氣出口煙氣溫度分別降至342 K、341 K、340 K。盡管不同噴水流量下出口溫度差別不大，但是通過云圖對比可以明顯看出：隨著噴水流量的增加，噴水段后溫度變化段更短，即溫度下降更快。

圖3 舷側(cè)排氣系統(tǒng)CFD計算結(jié)果

由于舷側(cè)排氣系統(tǒng)內(nèi)劇烈的溫度變化，勢必會對整個系統(tǒng)的聲學(xué)性能產(chǎn)生影響，因此，利用CFD計算得到的結(jié)果，探究噴水降溫前后及不同噴水流量情況下消聲系統(tǒng)的聲學(xué)性能。

3 舷側(cè)排氣系統(tǒng)聲學(xué)性能數(shù)值模擬

3.1 流場到聲場的映射

對冷卻水噴淋式舷側(cè)排氣系統(tǒng)聲學(xué)性能進行計算時，首先需要建立CFD計算結(jié)果與聲學(xué)計算之間的映射，其主要原理為：當(dāng)CFD計算得到舷側(cè)排氣系統(tǒng)收斂之后，溫度與密度等不再隨時間而發(fā)生改變，消聲系統(tǒng)內(nèi)部的介質(zhì)參數(shù)可以認(rèn)為是定值，則將此時的計算結(jié)果作為聲學(xué)有限元求解的邊界條件。

圖4為CFD計算數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)移至聲學(xué)有限元計算網(wǎng)格的示意圖。該圖中黑色實心的節(jié)點為聲學(xué)網(wǎng)格節(jié)點，白色為CFD計算網(wǎng)格節(jié)點。目標(biāo)聲學(xué)網(wǎng)格節(jié)點的值由源節(jié)點的值確定，其公式為：

式中：N為源節(jié)點數(shù)；Ttarget為聲學(xué)節(jié)點的值；di為半徑，m；Ti為CFD計算節(jié)點上的參數(shù)值。

3.2 舷側(cè)排氣系統(tǒng)聲學(xué)計算結(jié)果

圖4 數(shù)據(jù)映射示意圖

將舷側(cè)排氣系統(tǒng)各噴水流量下CFD求解結(jié)果映射至聲學(xué)有限元網(wǎng)格，在其求解基礎(chǔ)上計算整個排氣消聲系統(tǒng)的傳遞損失（TL）。冷卻水噴淋式舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)在典型頻率下聲壓分布如圖5與下頁圖6所示。

圖5 典型頻率500 Hz下舷側(cè)排氣系統(tǒng)聲壓分布

圖6 典型頻率4 000 Hz下舷側(cè)排氣系統(tǒng)聲壓分布

通過不同噴水流量下舷側(cè)排氣系統(tǒng)在典型頻率500 Hz時聲壓級分布可以得到，在較低頻下消聲系統(tǒng)內(nèi)聲傳播形式為平面波。消聲系統(tǒng)進出口聲壓之差明顯、降噪效果良好，尤其是副消聲器段具有較強消聲效果，聲壓衰減較快。對于副消聲器，首先是因為其結(jié)構(gòu)為對于低頻噪聲具有良好消聲效果的抗式設(shè)計；此外，由于副消聲器位于噴水段之后，降溫冷卻之后聲速明顯降低，其噪聲波長也會隨之減小，因此在消聲器尺寸不變的情況下增加了消聲量。

舷側(cè)排氣系統(tǒng)在高頻率下聲壓分布圖中可以明顯看出聲傳播形式不再是簡單的平面波。由于主消聲器為阻抗復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計，因此其內(nèi)部的吸聲材料對高頻噪聲有著良好的降低效果。從圖6聲壓分布云圖可以得到，主消聲器段對于4 000 Hz的高頻排氣噪聲有著良好的削減效果，并且效果明顯優(yōu)于副消聲器段。

通過主副消聲器分級降噪的形式可以使整個舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)有更寬的消聲頻帶。下頁圖7展示了不同冷卻水流量下舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)的傳遞損失。

圖7 舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)傳遞損失

通過不同冷卻水流量下舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)傳遞損失對比可以得出噴水降溫后提高了消聲系統(tǒng)對于低頻噪聲的削減效果；此外，隨著冷卻水流量的增加，傳遞損失曲線向低頻移動，在舷側(cè)排氣系統(tǒng)冷卻水流量為0 kg/s時，舷側(cè)排氣系統(tǒng)傳遞損失峰值對于最低頻率為320 Hz，隨著噴水量的增加，依此減小為220 Hz、180 Hz、170 Hz。

3 結(jié) 語

本文探究了冷卻水噴淋冷卻對舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)聲學(xué)性能的影響及系統(tǒng)在不同冷卻水流量下傳遞損失變化規(guī)律。首先通過CFD方法計算了舷側(cè)排氣系統(tǒng)不同噴水量下的溫度分布，然后將計算結(jié)果映射到聲學(xué)數(shù)值計算，作為聲學(xué)有限元方法求解消聲系統(tǒng)傳遞損失的邊界條件，得到不同噴水量下舷側(cè)排氣系統(tǒng)聲學(xué)計算結(jié)果。通過傳遞損失曲線對比得出噴水冷卻在一定程度上提高了消聲系統(tǒng)低頻段聲學(xué)性能，并且隨著冷卻水流量的增加，噴水段后溫度下降速度更快且傳遞損失曲線向低頻方向移動，隨著舷側(cè)排氣消聲系統(tǒng)低頻性能的改善，其結(jié)構(gòu)可以設(shè)計成體積更小更緊湊，為之后排氣系統(tǒng)設(shè)計提供參考。