CN109388893B - 一种三通和四通管路的噪声优化方法 - Google Patents

Abstract

本发明提出了一种三通和四通管路的噪声优化方法，属于管路噪声优化技术领域。所述优化方法利用FLUENT6.3作为求解器对原型、斜交型、圆弧形三通和四通管路以及三通和四通管路主管和支管相交处倒圆后的流体流动进行流场和声学计算，并对其计算结果进行分析获取噪声分布特性，然后根据噪声分布特性确定减小管路内流体噪声的三通和四通管路优化方案。

Description

一种三通和四通管路的噪声优化方法

技术领域

本发明涉及一种三通和四通管路的噪声优化方法，属于管路噪声优化技术领域。

背景技术

三通、四通是管路中的重要附件。流体流经三通、四通时水流变形、方向变化、速度重新分布，不仅由于质点间进行剧烈动量交换消耗大量的机械能而存在局部水力损失，用常规设计方法设计出来的三通、四通不仅流动阻力较大，而且容易引起管路系统的较高量级的振动与噪声，特别是在流速大且管路分支较多的复杂管路系统中，现有的管路系统设计中往往不考虑此类管路附件的流动噪声问题，或者仅从降低管路附件的流动损失角度出发进行优化。从应用上减振降噪的必要性出发，需要提出一种新的管路附件优化设计方法，以解决对振动噪声指标有较高要求的管路系统中该类附件的优化设计问题。

发明内容

本发明为了解决现有优化方法的无法适用于对减振降噪有较高要求的管路系统优化设计问题，提出了一种三通和四通管路的噪声优化方法，所采取的技术方案如下：

一种三通和四通管路的噪声优化方法，所述优化方法的具体过程包括：

步骤一：采用FLUENT6.3作为求解器，对原型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得原型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤二：根据所述原型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对原型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得原型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤三：根据原型三通和四通管路的噪声特性，每隔10°调整一次所述原型三通和四通管路中主管与支管间的夹角，形成斜交型三通和四通管路；

步骤四：采用FLUENT6.3作为求解器，对每次调整主管与支管间的夹角后所形成的斜交型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得斜交型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤五：根据所述斜交型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对斜交型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得斜交型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤六：采用FLUENT6.3作为求解器，对圆弧型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得圆弧型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤七：根据所述圆弧型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对圆弧型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤八：采用FLUENT6.3作为求解器分别对原型、斜交型和圆弧型的三通和四通管路主管和支管相交处倒圆后的流体流动进行流场和声学计算，获得主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果和合流计算结果；

步骤九：根据所述主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果和合流计算结果，对主管和支管相交处倒圆后的噪声情况进行分析，获得主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性；

步骤十：结合原型三通和四通管路的噪声分布特性、斜交型三通和四通管路的噪声分布特性、圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性以及管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性，确定减小管路内流体噪声的三通和四通管路优化方案，进而获得噪声优化的三通和四通管路。

进一步地，所述原型三通和四通管路的流场和声学计算过程包括：

步骤1：采用不可压流动的N-S方程对原型三通和四通管路内部流体流动的规律进行描述，并利用壁面函数法求解管路内部流场的N-S方程；

步骤2：利用雷诺平均Navier-Stokes方程结合宽频带噪声模型计算潜艇中的原型三通和四通管路在各种状态下的流噪声；

步骤3：利用宽频带噪声模型进行噪声水平计算；

步骤4：在原型三通和四通管路的噪声优化数值计算过程中，采用面积加权平均噪声水平来表征噪声源面上的噪声分贝水平，其中，面积加权平均噪声水平模型如下：

其中，

——面积加权平均噪声声强水平；A_i——噪声源面上的微元面积；∑A_i——噪声源面积；

——微元面积A_i上的噪声声强水平。

进一步地，所述原型三通为T型结构，所述原型四通为十字型结构，所述原型三通和四通的主管管径为250mm，支管管径为100mm～250mm。

进一步地，步骤二所述获得原型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

第一步：根据原型三通和四通管路的分流计算结果获得分流时的原型三通和四通的主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通分流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况；并通过分流时的所述主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通分流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况确定原型三通和四通管路的分流时管路噪声分布特性；

第二步：根据原型三通和四通管路的合流计算结果获得合流时的原型三通和四通的主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通合流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况；并通过合流时的所述主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通合流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况确定原型三通和四通管路的合流时管路噪声分布特性；

第三步：结合分流时管路噪声分布特性和合流时管路噪声分布特性获得原型三通和四通管路的流体噪声分布特性。

进一步地，步骤四所述斜交型三通和四通管路流场和声学计算过程中出口条件分别取流量入口和自由出流，其中，入口流速为5m/s，出口流量按三通和四通的下游管道截面积进行分配。

进一步地，步骤五所述获得斜交型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

第1步：采用FLUENT6.3作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为90°～50°的斜交型三通和四通管路进行分流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为90°～50°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果；

第2步：采用FLUENT6.3作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为50°～10°的斜交型三通和四通管路进行分流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为50°～10°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果；

第3步：利用90°～50°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果和50°～10°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果获得斜交型三通和四通管路的分流时噪声分布特性；

第4步：采用FLUENT6.3作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为30°～10°的斜交型三通和四通管路进行合流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为30°～10°的斜交型三通和四通管路的合流计算结果；

第5步：利用30°～10°的斜交型三通和四通管路的合流计算结果获得斜交型三通和四通管路的合流时噪声分布特性；

第6步：结合斜交型三通和四通管路的分流时噪声分布特性和合流时噪声分布特性获得所述斜交型三通和四通管路的噪声分布特性。

进一步地，步骤六所述圆弧型三通和四通管路流场和声学计算过程中出口条件分别取流量入口和自由出流，其中，入口流速为5m/s，出口流量按三通和四通的下游管道截面积进行分配。

进一步地，步骤七所述获得圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

Step1：利用几何关系模型获取圆弧半径，所述几何关系模型如下：

其中，θ为主管与支管圆弧过度角；R为圆弧半径，d为管路管径，当θ＝10°～30°时，R＝(32.9～3.73)d；

Step2：根据圆弧型三通和四通管路的分流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定圆弧型三通和四通管路的分流时管路噪声分布特性；

Step3：根据圆弧型三通和四通管路的合流计算结果获得合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定圆弧型三通和四通管路的合流时管路噪声分布特性；

Step4：结合圆弧型三通和四通管路的分流时噪声分布特性和合流时噪声分布特性获得所述圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性。

进一步地，步骤九所述获得主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性的过程包括：

步骤a：根据三通和四通管路的主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定分流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性；

步骤b：根据三通和四通管路的主管和支管相交处倒圆后的合流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定合流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性；

步骤c：根据所述分流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性以及合流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性，获得所述主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性。

本发明有益效果：

本发明提出的一种三通和四通管路的噪声优化方法，所述噪声优化方法能够对三通和四通管路附件的流场信息和声学特性进行分析，可以从减震降噪方面对三通和四通管路附件进行结构优化设计，使所设计的管路附件能够适应对振动噪声指标有较高要求的管路系统。

附图说明

图1为原型三通、四通计算域模型，其中，(a)为三通模型，(b)为四通模型。

图2为T型三通分流计算结果示意图(支管管径100mm)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图3为十字型四通分流计算结果示意图(支管管径100mm)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图4为T型三通分流时中间对称面湍流强度与噪声对比(支管管径100mm)，其中，(a)为湍流强度分布；(b)为噪声分布。

图5为T型三通合流计算结果示意图(支管管径250mm)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图6为十字型四通合流计算结果示意图(支管管径100mm)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图7为T型三通合流时中间对称面湍流强度与噪声对比(支管管径100mm)，其中，a)为湍流强度分布；(b)为噪声分布。

图8为斜交型三通分流计算结果示意图(1)(支管管径100mm，夹角70°)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图9为斜交型三通分流计算结果示意图(2)(支管管径100mm，夹角30°)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图10为三通分流时最大表面噪声曲线图。

图11为四通分流时最大表面噪声曲线图。

图12为支管管径100mm三通表面噪声40dB以上区域示意图，其中，(a)为夹角90°，噪声平均值45.8dB(b)为夹角60°，噪声平均值46.0dB；(c)为夹角30°，噪声平均值45.4dB。

图13为三通表面噪声40dB以上区域面积。

图14为四通表面噪声40dB以上区域面积。

图15为斜交型三通合流计算结果(支管管径250mm，夹角30°)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图16为斜交型四通合流计算结果(支管管径250mm，夹角30°)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图17为圆弧型三通分流计算结果示意图(1)(d＝100mm，R＝1d)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图18为圆弧型三通分流计算结果示意图(2)(d＝100mm，R＝5d)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图19为圆弧型三通分流时最大表面噪声曲线图。

图20为圆弧型四通分流时最大表面噪声曲线图。

图21为圆弧型三通表面噪声40dB以上区域示意图(支管管径100mm)，其中，(a)为过渡圆弧半径R＝1d，噪声平均值44.4dB示意图；(b)为过渡圆弧半径R＝3d，噪声平均值43.1dB示意图。

图22为圆弧型三通合流计算结果示意图(d＝250mm，R＝3d)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图23为圆弧型三通合流计算结果示意图(d＝100mm，R＝1d)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图24为T型三通倒圆后分流计算结果(支管管径100mm，圆角R100)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图25为T型三通倒圆后合流计算结果(支管管径100mm，圆角R100)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图26为30°斜交型三通倒圆后分流计算结果(支管管径100mm，圆角R20)，其中，(a)为主管、支管相交处流场；(b)为主管、支管相交处压力分布；(c)为表面噪声分布。

图27为斜交三通中间对称面湍流强度，其中，(a)为倒圆前示意图，(b)为倒圆后示意图。

图28为圆弧型三通主管、支管相交处结构示意图。

具体实施方式

下面结合具体实施例对本发明做进一步说明，但本发明不受实施例的限制。

实施例1：

一种三通和四通管路的噪声优化方法，所述优化方法的具体过程包括：

步骤一：采用FLUENT6.3作为求解器，对原型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得原型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤二：根据所述原型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对原型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得原型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤三：根据原型三通和四通管路的噪声特性，每隔10°调整一次所述原型三通和四通管路中主管与支管间的夹角，形成斜交型三通和四通管路；

步骤四：采用FLUENT6.3作为求解器，对每次调整主管与支管间的夹角后所形成的斜交型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得斜交型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤五：根据所述斜交型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对斜交型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得斜交型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤六：采用FLUENT6.3作为求解器，对圆弧型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得圆弧型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤七：根据所述圆弧型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对圆弧型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤八：采用FLUENT6.3作为求解器分别对原型、斜交型和圆弧型的三通和四通管路主管和支管相交处倒圆后的流体流动进行流场和声学计算，获得主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果和合流计算结果；

步骤九：根据所述主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果和合流计算结果，对主管和支管相交处倒圆后的噪声情况进行分析，获得主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性；

步骤十：结合原型三通和四通管路的噪声分布特性、斜交型三通和四通管路的噪声分布特性、圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性以及管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性，确定减小管路内流体噪声的三通和四通管路优化方案，进而获得噪声优化的三通和四通管路。

其中，所述原型三通和四通管路的流场和声学计算过程包括：

步骤1：采用不可压流动的N-S方程对原型三通和四通管路内部流体流动的规律进行描述，并利用壁面函数法求解管路内部流场的N-S方程；

步骤2：利用雷诺平均Navier-Stokes方程结合宽频带噪声模型计算潜艇中的原型三通和四通管路在各种状态下的流噪声；

步骤3：利用宽频带噪声模型进行噪声水平计算；

步骤4：在原型三通和四通管路的噪声优化数值计算过程中，采用面积加权平均噪声水平来表征噪声源面上的噪声分贝水平，其中，面积加权平均噪声水平模型如下：

其中，

——面积加权平均噪声声强水平；A_i——噪声源面上的微元面积；∑A_i——噪声源面积；

——微元面积A_i上的噪声声强水平。

所述原型三通为T型结构，所述原型四通为十字型结构，具体模型如图1所示，所述原型三通和四通的主管管径为250mm，支管管径为100mm～250mm。

步骤二所述获得原型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

第一步：根据原型三通和四通管路的分流计算结果获得分流时的原型三通和四通的主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通分流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况；并通过分流时的所述主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通分流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况确定原型三通和四通管路的分流时管路噪声分布特性；

第二步：根据原型三通和四通管路的合流计算结果获得合流时的原型三通和四通的主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通合流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况；并通过合流时的所述主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通合流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况确定原型三通和四通管路的合流时管路噪声分布特性；

第三步：结合分流时管路噪声分布特性和合流时管路噪声分布特性获得原型三通和四通管路的流体噪声分布特性。

其中，计算中采用FLUENT6.3作为求解器，边界条件等相关参数设置中选择Broadband Noise Source并将远场密度(Far-Field Density)修改成1000kg/m³，远场声速(Far-Field Sound Speed)修改成1500m/s，其它参数设置保持不变。原型三通和四通的主管管径为250mm，支管管径为100mm～250mm的分流时噪声计算结果如表1和表2所示：

表1不同支管管径T型三通分流时噪声计算结果

表2不同支管管径十字型四通分流时噪声计算结果

原型三通和四通的主管管径为250mm，支管管径为100mm～250mm的合流时噪声计算结果如表3和表4所示：

表3不同支管管径T型三通合流时噪声计算结果

表4不同支管管径十字型四通合流时噪声计算结果

所述原型三通和四通管路的噪声分布特性分析过程为：

针对分流计算结果：在管路相交处，流动中产生的涡流区和对管壁冲击区噪声较大。不同支管管径的三通的最大噪声均在54dB以上，四通的最大噪声在45dB以上(参见表1、2)。但是某些情况下流场中噪声最大幅值处所占面积很小，整个流场中大部分位置的噪声维持一个比较低的水平，单纯比较最大噪声并不能反映真实的噪声。根据声学理论，两个声压级相差10dB的声源所产生的总声压级，只比较高的声源高0.4～0.5dB，因此可以确定噪声级在最大噪声85％以上的区域是产生三通、四通噪声的主要声源。对于原型三通、四通可以采用40dB以上区域噪声的加权平均值来反映整个流场中的噪声水平。对比中间对称面的湍流强度和噪声分布，如图4所示，可以确定支管入口处湍流强度最强，而流噪声与湍流强度正相关，进一步说明改变管道结构以使流动趋于平稳，具有在很大程度上消减流动噪声的潜力。计算结果说明，改善三通、四通的声学特性，应当着眼于主管、支管交叉处的结构，通过改型使得流体质点能够以渐变的形式从主管中的运动过渡到支管中的运动，消除冲击和涡流，可以减小湍流强度，消减噪声。

针对合流计算结果：由于流线不能突然转折，三通、四通合流时支管中的流体进入主管后总会在直角转折处形成回流，造成实际过流面积减小，导致流速加快、压力降低，并且形成向下游传播的双螺旋流动。支流、主流间的相互冲击、挤压，使质点间产生摩擦、碰撞，湍流强度增强。与分流时类似最大噪声一般出现在相交处下游的涡流区。对T型三通、十字型四通进行合流时的流场和声学特性计算后发现，最大表面噪声随支管管径的增大而升高(参见表3、4)。形成这种现象的原因是由于支管管径增大后，合流后管路内的流量增大，湍流强度增强，湍流脉动造成的噪声相应增强。另外流量较大时流体动能大，支流对主流造成了更大的冲击，产生更剧烈的振动。进一步分析中间对称面上的湍流强度和噪声分布，可见管路交汇处的涡流区湍流强度最大，是最重要的噪声源，也再次验证了流噪声与湍流强度的正相关性。原型三通、四通合流时的计算结果与实际相符，说明了改变管道结构，从而消除冲击和涡流，使流动趋于平稳，是消减三通、四通处流体噪声的重要手段。

综合原型三通、四通分流与合流时的数值计算结构，得到原型三通和四通管路的分流时管路噪声分布特性为：(1)最大噪声出现在管路的相交处的涡流区及流体对管壁的冲击区；(2)原型三通、四通分流时最大噪声一般在54dB以上，加权平均噪声水平在44dB左右；(3)原型三通、四通合流时最大噪声随支管管径增大而增大，一般在53dB以上，加权平均噪声水平在47dB左右，略高于分流的情况。

步骤四所述斜交型三通和四通管路流场和声学计算过程中出口条件分别取流量入口和自由出流，其中，入口流速为5m/s，出口流量按三通和四通的下游管道截面积进行分配。

步骤五所述获得斜交型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

第1步：采用FLUENT6.3作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为90°～50°的斜交型三通和四通管路进行分流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为90°～50°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果；

第2步：采用FLUENT6.3作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为50°～10°的斜交型三通和四通管路进行分流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为50°～10°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果；

第3步：利用90°～50°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果和50°～10°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果获得斜交型三通和四通管路的分流时噪声分布特性；

第4步：采用FLUENT6.3作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为30°～10°的斜交型三通和四通管路进行合流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为30°～10°的斜交型三通和四通管路的合流计算结果；

第5步：利用30°～10°的斜交型三通和四通管路的合流计算结果获得斜交型三通和四通管路的合流时噪声分布特性；

第6步：结合斜交型三通和四通管路的分流时噪声分布特性和合流时噪声分布特性获得所述斜交型三通和四通管路的噪声分布特性。

所述斜交型三通和四通管路的噪声分布特性分析过程为：

针对分流计算结果：在主管与支管间夹角较大的情况下(90°～50°)，计算结果显示，分流时支管入口处仍有明显涡流，实际过流面积减小、流速加快、压力降低、湍动能变大，噪声分布与原型类似，噪声大小保持在比较高的水平。而当主管与支管间夹角较小时(50°～10°)，在支管与主管相交处形成锐缘(在支管管径较大时尤为明显)，起到分水的效果，且流线转折不大，流线基本沿管道方向分布，流动状况得到改善，不存在湍流强度明显激增区域，噪声相应得到消减。图8和图9分别为大夹角和小夹角时三通的流动情况，四通的流动与之类似。

图10和图11为最大表面噪声随夹角变化的曲线。对比改变夹角后的三通、四通最大表面噪声级可以发现，主管与支管夹角在90°到50°之间时，最大表面噪声级较之T型三通并未减小，某些结构甚至比原型增加了10dB左右；而夹角在40°以下时，表面噪声大小下降到50dB以下，夹角为10～30°时最大表面噪声一般在40dB以下，可以认为对系统总噪声无影响。由于噪声值不随夹角减小而单调变化，因此为了消减三通、四通中的流致噪声，不能只简单的改变管路间夹角，在实际管路布置中，也需要在连接不同管路时注意避开会造成较大流致噪声的角度区间。除了关心最大表面噪声值以外，还应注意角度噪声的平均值。如图10和图11所示，三通、四通最大表面噪声在50～60dB左右，故可以认为表面噪声在40dB以上的区域为三通、四通中噪声的主要声源。图14和图15给出了不同夹角的三通40dB以上噪声的分布范围，并计算了表面噪声的加权平均值。计算结果显示不同结构三通、四通的加权平均噪声变化很小，90°与10°斜交型的差别也不超过2dB，变化规律较难掌握。因此对于斜交型三通、四通，课题研究中主要通过比较声源区，即表面噪声40dB以上区域面积来平均整体噪声水平。主要声源位于主管与支管的相交处，分别对应涡流区和对管壁冲击较大的区域，参见图12。支管夹角较小时，最大表面噪声处于很低的水平，噪声40dB以上区域逐渐消失。40dB以上噪声分布面积随夹角变化的变化规律如图13和图14所示。虽然最大表面噪声不随夹角减小单调下将，但较大噪声的分布范围减小的趋势较为明显。

综上所述，改变夹角确实可以将较大噪声的分布区域局限在支管根部的一个小面积内，但夹角在50～60°左右时会使最大噪声提高。导致这一现象的原因可能是T型三通、十字型四通有效出流面积较小，流动受到约束；支管倾斜到一定角度时，虽然支管入口流速稍有下降，但由于有效出流面积增大，雷诺数升高，即湍流强度反而增大，而湍流强度和噪声正相关，所以最大噪声也有所提高。

针对合流计算结果：根据T型三通、四通的计算结果，合流时最大表面噪声随支管管径的增大而单调升高。结合斜交型三通、四通分流时的计算结果可以推测，大夹角情况合流时的涡流等不利于降噪的流动状态无法避免，为实现降噪需采用小夹角的斜交型三通、四通。因此课题研究中主要针对支管管径为250mm的三通、四通进行了改型，并对小夹角(30°～10°)的斜交型结构进行了流场和声学计算。图15和图16为夹角30°时的计算结果示意图。改型前后计算得到的最大表面噪声如表5、6所示。与T型三通、十字型四通相比，斜交型三通、四通合流时在管路相交处运动过渡更为平稳，冲击不显著，噪声得到明显消减。合流时的最大噪声分布在合流后的管段内，这是由于计算时各支管入口速度均取5m/s，合流后的流速为2～3倍的入口流速，湍流强度大。夹角较小斜交型三通、四通合流时的最大噪声在40dB左右，噪声最大值、加权平均值均随夹角减小而减小。由于三通噪声最大值小于40dB，说明相交处的涡流、冲击已得到有效控制，对于管路噪声的影响可以忽略，因此未计算其噪声加权平均值。事实上，计算中合流后的流速已远远超过课题要求给出的最大流速，在实际流速下的流动噪声应小于计算值。

表5支管管径250mm三通合流噪声计算结果

表6支管管径250mm四通合流噪声计算结果

根据斜交型三通、四通的计算结果，可以得到以下结论：(1)小夹角(夹角在40°以下)的斜交型三通、四通可以极大地消减噪声，改善流动状态；(2)斜交型三通、四通的夹角大于50°时，降噪效果不明显，在夹角为50～60°之间时最大表面噪声反而有所增加；(3)斜交型三通、四通不能直接实现流体流动的90°转折，还需附加弯管等管路附件，使用时应注意空间布置。

步骤六所述圆弧型三通和四通管路流场和声学计算过程中出口条件分别取流量入口和自由出流，其中，入口流速为5m/s，出口流量按三通和四通的下游管道截面积进行分配。

步骤七所述获得圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

Step1：利用几何关系模型获取圆弧半径，所述几何关系模型如下：

其中，θ为主管与支管圆弧过度角；R为圆弧半径，d为管路管径，当θ＝10°～30°时，R＝(32.9～3.73)d，具体如图28所示；

Step2：根据圆弧型三通和四通管路的分流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定圆弧型三通和四通管路的分流时管路噪声分布特性；

Step3：根据圆弧型三通和四通管路的合流计算结果获得合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定圆弧型三通和四通管路的合流时管路噪声分布特性；

Step4：结合圆弧型三通和四通管路的分流时噪声分布特性和合流时噪声分布特性获得所述圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性。

所述圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性分析过程为：

针对分流计算结果：圆弧型三通、四通内部流场与相应夹角的斜交型三通、四通类似，与T型三通、四通相比流场得到极大改善，流体沿管道方向流动，旋涡、冲击等不良流态得到消除，在过渡圆弧半径较大时压力梯度不大，说明局部流动损失减小，流动噪声随过渡圆弧的增大而增大，部分计算结果示意图参见图17和图18。唯一比较明显的差异是在圆弧半径较小时(R＝1d，对应θ＝60°)，与相应斜交型结构相比，虽然两者压力分布都出现了剧烈的变化，但圆弧型的支管入口未出现明显涡流和冲击，局部损失更小，进一步说明圆弧型三通、四通斜交型相比，流体在相交处流动更为平缓。圆弧型三通、四通的最大表面噪声随着圆弧半径的增大而下降(如图19和图20)。R＝1d圆弧型三通、四通最大表面噪声比原型降低了约5dB，当R>3d时最大噪声水平已经低至40dB左右，与T型三通、四通相比降低了约10dB，再继续增大圆弧半径R，最大表面噪声不显著下降。噪声加权平均值及40dB以上噪声分布面积均明显减小，参见图22。实际管路系统中，泵、阀门等处的流体流动所致噪声一般都在60dB以上，将三通、四通处噪声降低至40dB左右后，可以认为已经不会因三通、四通的噪声而增大整体管路系统的噪声。实际应用中，若要求空间结构比较紧凑，可采用R＝1d圆弧型三通、四通；而在空间布置允许的条件下，可以选择使用R＝3d或相近的圆弧型三通、四通进一步降低噪声。

针对合流计算结果：与斜交型三通、四通计算类似，由于支管管径增大时合流时流体噪声随之增大，所以课题研究中主要针对支管管径为250mm的圆弧型三通、四通进行了改型和数值计算。与斜交型合流时情况类似，在圆弧型三通、四通的合流情况下，支流流动方向与主流一致，消除了汇流时流动整理过程中出现的涡流，削弱了湍流强度，如图23和图24所示。与支管管径250mm的原型型三通、四通相比，最大表面噪声均降低了15dB以上，三通降至40dB以下，四通也在40dB左右，对系统整体噪声影响可以忽略，实现了降噪目标。因此，不用进一步研究噪声的加权平均值。最大表面噪声数据参见表7、8。根据噪声分布图像，最大表面噪声出现在合流后的主管段，产生这一现象的原因与斜交型一致。流体流经弯管时，流线将发生弯曲，使流体质点受离心力作用压向外壁面，致使外侧压强升高，流速减小，在流过弧顶后才逐渐降低直到弯管终止。与此对应的内侧将出现压强降低随后升高的现象。这从图20至图22中的压力分布图上可以明显的看到。另外由于粘性作用使管壁附近的液流速度低于内部，速度之差将造成中心与外侧离心力的不同。在这些因素的影响下，弯管区域容易出现旋涡区和二次流动。

所述圆弧型三通、四通圆弧段的流场来看，即使是流速很大的合流情形下，也只是支管内外侧流体流速略有差异，未出现宏观上可见的旋涡和二次流，而且消除了原型90°相交的结构中可能持续到下游很远的双螺旋流动，因此采用圆弧型三通、四通对减小合流时的局部损失也有帮助。

表7支管管径250mm圆弧型三通合流噪声计算结果

表8支管管径250mm圆弧型四通合流噪声计算结果

通过圆弧型三通、四通的计算，可以得到以下一些结论：(1)圆弧型三通、四通相交处流场得到良好改善，流动噪声较小；(2)噪声随过渡圆弧半径增大而增大，R＝1d(过渡圆弧半径为一倍支管管径)的圆弧型三通、四通噪声较原型降低了约5dB，R＝3d及以上的噪声较原型下降10dB以上，但再增加圆弧半径噪声下降不大；(3)由于管路布置还受到空间尺寸的限制，并考虑到管路中其它部位噪声等级，实际工作中使用R＝3d(300～750mm)或更小的圆弧型三通、四通即可。

步骤九所述获得主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性的过程包括：

步骤a：根据三通和四通管路的主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定分流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性；

步骤b：根据三通和四通管路的主管和支管相交处倒圆后的合流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定合流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性；

步骤c：根据所述分流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性以及合流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性，获得所述主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性。

主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性分析过程为：

对于T型三通，在相交处倒圆后(取圆角半径为一倍支管直径)，三通、四通分流时由于支管入口面积增大，由原来的突缩管口变成了渐缩管口，消除了涡流区，极大改善了流动状态，最大表面噪声降低到50dB左右，40dB以上区域噪声加权平均值为44dB左右，降噪效果接近圆弧半径为一倍支管管径的圆弧型三通、四通。但与圆弧型相比，倒圆的T型三通流体在管路相交处对支管管壁的冲击并未消除，压力梯度较大，分流后支管内仍存在轻微的螺旋形运动，由此可以预测其局部损失更大些。合流时倒圆角型三通噪声约为40dB，与圆弧型三通相当，但与由于相交处支管开口更大，对流体的导向效果稍差，流体汇合后主管中的回流和双螺旋流动现象未完全消除，局部损失也更大些。

对小夹角的斜交型三通相交处作倒圆处理后的计算结果参见图26。计算结果显示最大表面噪声为58.4dB，与未倒圆的斜交型三通相比反而提高了约7dB，40dB以上噪声的加权平均值也增大了约1.5dB。其它支管管径的小夹角三通、四通倒圆角后，计算得到的流动噪声均有所增大。进一步比较倒圆和未倒圆三通流场中间对称面的湍流强度(如图27所示)，发现倒圆后小夹角锐缘变得平缓，起不到分水作用，支管夹角内侧相交区流体对管壁冲击比较大，湍流强度大幅升高，增大了噪声。圆弧型三通倒圆后的计算结果类似。所以对于斜交型、圆弧型的三通、四通，不需要在相交处倒圆。

这种倒圆角形式的三通、四通最大的优点是存在对称性。在斜交型与圆弧型三通、四通中，一般不允许流体从主管与支管夹角较小的一侧流入支管或反之，否则会使流动状态恶化，大大增加局部水力损失，噪声增大。而由于相交处倒圆不破坏T型三通和十字型四通本身具有的对称性，就不存在这种限制。因此在主管路内流动方向变换比较频繁的场合，仍需要使用这种倒圆型三通以实现噪声的消减。

根据以上计算结果，可以得到以下结论：(1)对T型三通、十字型四通相交处作倒圆处理后，流动状态得到改善，与原型相比，当倒圆半径为一倍支管直径时的流动噪声降低了约5dB；(2)小夹角的斜交型三通、四通相交处倒圆角后流动噪声增大了约7dB，因此该种结构不适用于斜交型和圆弧型三通、四通；(3)由于倒圆角并不破坏原型三通、四通所具有的对称性，在流动方向变换频繁的管路中应使用这种结构的三通、四通，以保证不同流向的流动具有大致相同的声学特性。

本发明对管路中的三通、四通流场进行了数值计算，在原型基础上进行改型，得到了各种不同结构三通、四通的流场信息和声学特性。改型后三通、四通噪声得到了有效消减。根据数值计算结果，可以得到三通、四通中噪声的变化有以下特征：

(1)T型三通和十字型四通分流时表面噪声在42～61dB之间，噪声变化与支管管径的变化联系不强。合流时表面噪声在50～78dB之间，且随支管管径增大而增大；

(2)通过减小斜交型三通、四通主管与支管的夹角大小，可以将主要噪声源局限在主管与支管相交处的小区域内，噪声分布面积逐步减小，但夹角在50～60°之间时最大表面噪声达到最高，比原型高5～10dB。夹角小于40°时，三通、四通流态得到显著改善，噪声比原型降低了10dB以上；

(3)圆弧型三通、四通内的流动过渡较为平缓，噪声随圆弧半径R的增大而减小。当过渡圆弧半径R为一倍支管管径d时，噪声较原型下降了约5dB，当R＝2～3d时，噪声较原型下降了10～15dB，降噪效果更为明显，再增大R对降低整体噪声帮助不大。由于管路布置还受到空间尺寸的限制，且三通、四通不是管路中的主要声源，实际应用中可取圆弧型三通、四通的过渡圆弧半径R＝1～3d，以改善流态，有效地实现降噪；

(4)在圆弧型三通的弯管中，即使是流速为课题所要求的上限5m/s，不同过渡圆弧半径的圆弧段也未出现宏观上可见的旋涡和二次流，只是支管内外侧流体流速略有差异，流动产生的噪声均在40dB以下，对整体噪声的影响可以忽略。因此可以认为课题所研究的管路中，弯管不是噪声源，不需进一步改型；

(5)在原型三通、四通主管与支管相交处加倒圆角结构可以降低噪声。圆角半径为一倍支管管径时，分流噪声降低约5dB，合流噪声降低约10dB。该结构不适用于小夹角的斜交型及圆弧型三通、四通。由于具有对称性，带倒圆角的三通、四通适用于管路流动方向变换频繁的场合。

虽然本发明已以较佳的实施例公开如上，但其并非用以限定本发明，任何熟悉此技术的人，在不脱离本发明的精神和范围内，都可以做各种改动和修饰，因此本发明的保护范围应该以权利要求书所界定的为准。

Claims (5)

1.一种三通和四通管路的噪声优化方法，其特征在于，所述优化方法的具体过程包括：

步骤一：采用FLUENT作为求解器，对原型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得原型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤二：根据所述原型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对原型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得原型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤三：根据原型三通和四通管路的噪声特性，每隔10°调整一次所述原型三通和四通管路中主管与支管间的夹角，形成斜交型三通和四通管路；

步骤四：采用FLUENT作为求解器，对每次调整主管与支管间的夹角后所形成的斜交型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得斜交型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤五：根据所述斜交型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对斜交型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得斜交型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤六：采用FLUENT作为求解器，对圆弧型三通和四通管路进行流场和声学计算，获得圆弧型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果；

步骤七：根据所述圆弧型三通和四通管路的分流计算结果和合流计算结果，对圆弧型三通和四通管路中的噪声情况进行分析，获得圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤八：采用FLUENT作为求解器分别对原型、斜交型和圆弧型的三通和四通管路主管和支管相交处倒圆后的流体流动进行流场和声学计算，获得主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果和合流计算结果；

步骤九：根据所述主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果和合流计算结果，对主管和支管相交处倒圆后的噪声情况进行分析，获得主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性；

步骤十：结合原型三通和四通管路的噪声分布特性、斜交型三通和四通管路的噪声分布特性、圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性以及管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性，确定减小管路内流体噪声的三通和四通管路优化方案，进而获得噪声优化的三通和四通管路；

所述原型三通和四通管路的流场和声学计算过程包括：

步骤1：采用不可压流动的N-S方程对原型三通和四通管路内部流体流动的规律进行描述，并利用壁面函数法求解管路内部流场的N-S方程；

步骤2：利用雷诺平均Navier-Stokes方程结合宽频带噪声模型计算潜艇中的原型三通和四通管路在各种状态下的流噪声；

步骤3：利用宽频带噪声模型进行噪声水平计算；

步骤4：在原型三通和四通管路的噪声优化数值计算过程中，采用面积加权平均噪声水平来表征噪声源面上的噪声分贝水平，其中，面积加权平均噪声水平模型如下：

其中，

——面积加权平均噪声声强水平；

A_i——噪声源面上的微元面积；

∑A_i——噪声源面积；

——微元面积A_i上的噪声声强水平；

步骤二所述获得原型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

第一步：根据原型三通和四通管路的分流计算结果获得分流时的原型三通和四通的主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通分流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况；并通过分流时的所述主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通分流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况确定原型三通和四通管路的分流时管路噪声分布特性；

第二步：根据原型三通和四通管路的合流计算结果获得合流时的原型三通和四通的主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通合流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况；并通过合流时的所述主管和支管相交处流场情况、主管和支管相交处压力分布情况、表面噪声分布情况以及三通合流时中间对称面湍流强度与噪声对比情况确定原型三通和四通管路的合流时管路噪声分布特性；

第三步：结合分流时管路噪声分布特性和合流时管路噪声分布特性获得原型三通和四通管路的流体噪声分布特性；

步骤五所述获得斜交型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

第1步：采用FLUENT作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为90°～50°的斜交型三通和四通管路进行分流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为90°～50°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果；

第2步：采用FLUENT作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为50°～10°的斜交型三通和四通管路进行分流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为50°～10°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果；

第3步：利用90°～50°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果和50°～10°的斜交型三通和四通管路的分流计算结果获得斜交型三通和四通管路的分流时噪声分布特性；

第4步：采用FLUENT作为求解器，每隔10°对主管与支管夹角为30°～10°的斜交型三通和四通管路进行合流时的流场和声学计算，得到主管与支管夹角为30°～10°的斜交型三通和四通管路的合流计算结果；

第5步：利用30°～10°的斜交型三通和四通管路的合流计算结果获得斜交型三通和四通管路的合流时噪声分布特性；

第6步：结合斜交型三通和四通管路的分流时噪声分布特性和合流时噪声分布特性获得所述斜交型三通和四通管路的噪声分布特性；

步骤七所述获得圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性的过程包括：

Step1：利用几何关系模型获取圆弧半径，所述几何关系模型如下：

其中，θ为主管与支管圆弧过度角；R为圆弧半径，d为管路管径，当θ＝10°～30°时，R＝(32.9～3.73)d；

Step2：根据圆弧型三通和四通管路的分流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定圆弧型三通和四通管路的分流时管路噪声分布特性；

Step3：根据圆弧型三通和四通管路的合流计算结果获得合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定圆弧型三通和四通管路的合流时管路噪声分布特性；

Step4：结合圆弧型三通和四通管路的分流时噪声分布特性和合流时噪声分布特性获得所述圆弧型三通和四通管路的噪声分布特性。

2.根据权利要求1所述噪声优化方法，其特征在于，所述原型三通为T型结构，所述原型四通为十字型结构，所述原型三通和四通的主管管径为250mm，支管管径为100mm～250mm。

3.根据权利要求1所述噪声优化方法，其特征在于，步骤四所述斜交型三通和四通管路流场和声学计算过程中出口条件分别取流量入口和自由出流，其中，入口流速为5m/s，出口流量按三通和四通的下游管道截面积进行分配。

4.根据权利要求1所述噪声优化方法，其特征在于，步骤六所述圆弧型三通和四通管路流场和声学计算过程中出口条件分别取流量入口和自由出流，其中，入口流速为5m/s，出口流量按三通和四通的下游管道截面积进行分配。

5.根据权利要求1所述噪声优化方法，其特征在于，步骤九所述获得主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性的过程包括：

步骤a：根据三通和四通管路的主管和支管相交处倒圆后的分流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定分流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性；

步骤b：根据三通和四通管路的主管和支管相交处倒圆后的合流计算结果获得分流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，通过所述合流时主管和支管相交处流场、相交处压力分布和表面噪声分布情况，确定合流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性；

步骤c：根据所述分流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性以及合流时主管和支管相交处倒圆后的管路噪声分布特性，获得所述主管和支管相交处倒圆后的噪声分布特性。

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