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摘要：
蒸汽在过冷水下喷注过程中，由于汽泡溃灭及喷注射流扰动会产生强烈的噪声.通过试验研究了不同结构的三喷头蒸汽水下喷注在不同的水温及蒸汽流量下的噪声规律.试验结果表明：三喷头喷注A声压级噪声主要受水温、蒸汽流量及喷头结构的影响，其中水温对喷注噪声的影响最大；喷注噪声随着蒸汽流量的增加而增大；在试验范围内，减小喷头的孔径或相对孔间距，可以减小喷注噪声.
关键词：
蒸汽喷注； 噪声； 试验； 三喷头
中图分类号： TB 53文献标志码： A
Experimental study on underwater noise from steam jet with triple ejectors
YUAN Jian， YUAN Yi chao， HE Ai ni， YUAN Li fen， WU Kai qi
（School of Energy and Power Engineering， University of Shanghai for Science and Technology， Shanghai 200093， China）
Abstract：
Intense noise is aroused by steam bubble collapsing and perturbation of steam jet flow during steam ejection under sub cooled water. In this paper， experiments were done to research the variation of underwater noise caused by steam jets with different structures of triple ejector and under different water temperatures and different steam fluxes. The results showed that the A weighted sound pressure of underwater jet noise is mainly affected by the water temperature， steam flux and ejector structure， among which the water temperature is the main influencing factor. Jet noise is increased as the steam flow is added. Under the experiment conditions， jet noise is reduced when the diameter or the relative pitch of the ejector nozzles is decreased.
Key words：
steam jet； noise； experiment； triple ejector
利用蒸汽直接加热给水的加热方式广泛应用于除氧器、给水加热器、蓄热器等动力设备中.蒸汽在水下喷注加热液体的过程中会产生较强的噪声和振动，对设备、环境等产生不良影响.一体化除氧器运行过程中，蒸汽经水下再沸腾装置射入水空间时，如果再沸腾装置在喷头结构及布置等方面设计不当，则会产生强烈的噪声并引起除氧器振动，对除氧器安全运行及运行环境造成严重影响.因此，研究蒸汽水下喷注噪声规律，并利用噪声本身的变化规律来控制噪声以减轻噪声带来的危害是非常有意义的.
1研究现状
上世纪50年代，Lighthill运用声学类比的方法推导出著名的V8定律[1].该定律成为研究湍流喷注噪声的重要基础.此后，各国学者在广泛的范围内，从低压到高压阻塞喷注、从亚音速到超音速、从以冷空气为喷注媒质到任何气体在不同温度下的喷注，对在空气中的气体喷注噪声的机理进行了大量研究，基本掌握了气体喷注噪声的辐射规律[2].马大猷等[3-5]对小孔喷注噪声、高压阻塞喷注的湍流噪声、脉动喷注噪声与稳态喷注噪声的关系等方面进行了研究，并根据研究成果开发出了小孔消声器.1990年代中期，马宪国等[6-8]对蒸汽和汽液两相流的水下喷注噪声进行了实验研究，定性分析了影响蒸汽水下喷注噪声的各种因素，发现水的过冷度对喷注噪声影响最为显著，实验成果为喷注噪声的进一步研究奠定了基础.何爱妮等[9]采用不同结构的喷头，在不同的水温和蒸汽流量下进行单喷头试验研究，研究结果表明，蒸汽水下喷注A声压级噪声主要受水温和蒸汽流量的影响，且水温为主要因素.
截至目前，对蒸汽水下喷注噪声所作的研究较少，已有的试验结果由于蒸汽流量范围较小、局限于单个喷头进行试验等原因，在工程应用上不能得到普遍适用.因此，有必要对蒸汽水下喷注噪声作更深入的研究.
2喷注噪声影响因素分析
流体声学中主要声辐射源类型包括：① 进入到流体中的非平稳质量流引起的脉动体积声源；② 施加在刚性界面上的非平稳力作用下的脉动力声源；③与流体动力运动本身有关的分量（对于液体，主要是与湍流运动有关的湍流声源）.因此，广义的Lighthill方程式的左边是一个波动方程的形式，右边则是能解释为声源的项，即
式中，PS为声压；c0为液体中的声速；q为单位体积内液体质量的脉动速率；f为作用在单位体积液体上的脉动外力；τij为液体应力张量.
蒸汽水下喷注时，不存在刚性界面的非平稳力作用，因此，主要考虑由质量流及湍流引起的噪声.
蒸汽在过冷液中喷注时，经汽液相变和湍流等复杂的过程，被分割成大量的汽泡.由于汽液混合区内存在较高的温度梯度，汽泡迅速溃灭.在汽泡溃灭过程中，由于体积迅速变化，造成强烈的压力脉动，从而产生强烈的体积脉动噪声.此外，高速的蒸汽射入水中与周围低速的水发生湍流混合，使水的稳定状态受到破坏而引起很大的扰动，由此产生湍流噪声. 对于脉动体积声源，声压仅与流体的脉动质量有关，因此将式（1）简化后可推得[10]
式中，PSf为脉动体积声压；ρl为液体密度；r为汽泡中心至流场中任一点处的径向距离；t为时间；R为任意时刻汽泡半径.
对于水中一个孤立球形汽泡，根据汽液分界面上的热力学平衡条件，当汽泡稳定时有
pv-pl=2σR（3）
式中，pv为汽泡内蒸汽压力；pl为汽泡外液体压力；σ为汽液界面上的表面张力.
对于液体中任一自由汽泡，汽泡壁速度Ub为[10]
式中，p∞为无穷远处液体的压力，该处液体的速度和速度势均为零；p0为汽泡形成（脱离喷头瞬间）时汽泡内的蒸汽压力；R0为汽泡形成时的半径；γ为汽化潜热；ρv为汽泡内的蒸汽密度；k为蒸汽和水之间的传热系数；ΔT为蒸汽和水之间的温差.
汽泡壁速度反映了汽泡半径随时间的变化关系.
由式（2）可知：汽泡半径变化的快慢直接影响到声压的大小，汽泡形成时的半径及液体密度对声压的大小也有影响.喷头的结构参数（如孔径大小）对汽泡形成时的半径大小有较大的影响[8].式（3）和式（4）反映了汽泡半径的大小及半径变化与汽泡内外的蒸汽压力、汽泡的表面张力、蒸汽温度、蒸汽和周围液体之间的温差等因素之间的关系.因此，由质量流引起的体积脉动噪声源于汽泡破裂时产生的噪声，与蒸汽和周围液体之间的温差、周围液体的温度及喷头的结构等因素有关.
对于汽液湍流混合产生的声压，根据Lighthill的V8定律，有[10]
式中，PSt为湍流混合声压；K为常数；Uv为喷注蒸汽的速度；D为孔径.
从式（5）中可以看出，湍流噪声的声压与蒸汽的喷注速度、孔径等因素有关.
多孔喷注时，相对孔间距S/D（S为孔间距）对喷注A声压级噪声有较大的影响，其原因是经各小孔喷出的喷注射流逐渐扩展，最后汇合到一起，形成大的喷注射流，成为一个汇合声源，并且使得喷头开孔处周围的液体温度迅速升高[7].
3试验系统及试验内容
在实际应用中，除氧器等蒸汽加热设备多为多喷头喷注.由于受试验条件限制，考虑到喷头之间的喷注干扰作用，故选有代表性的三喷头进行试验.
试验系统如图1所示.试验是以一定压力的蒸汽在开式水箱内通过不同结构的三喷头喷注加热过冷水进行的.喷头间距固定，为600 mm.喷头与水面呈65°夹角，且喷头的开孔面朝向水面.水箱内初始水位为0.7 m.整个试验系统由蒸汽发生系统、过冷水系统、蒸汽水下喷注系统和数据采集系统等4个部分组成.
图1试验系统示意图
Fig.1
Schematic diagram of the experimental system
试验试件为开有多个小孔的喷头，共3种结构.喷头管径均为Φ 76×5 mm，开孔总面积相同，小孔布置方式均为错列布置.各喷头主要结构参数如表1所示.喷头结构如图2所示.
表1喷头结构参数
Tab.1
Structural parameters of ejectors
图2喷头结构图
Fig.2
Ejector structure
试验过程中，采用HS6288B型A声压级计测量喷注A声压级噪声（A声压级噪声与人耳对噪声的主观感受近似一致）.蒸汽温度和水箱内水的温度分别采用精度为A级的PT100铂电阻和铜-康铜热电偶测量.采用精度为 0.2 级的CECY-160型电容式压力变送器（测量范围0～0.6 MPa）测量蒸汽压力.按蒸汽流量的大小，分别采用精度均为1级的YF105-AGSC2-CD型（测量范围0～500 m3·h-1）和YF110-AGSC2-CD型（测量范围500～1 662 m3·h-1）涡街流量计测量蒸汽流量.各仪表输出信号同时输入计算机，由数据采集程序实时采集并记录各项试验数据.
采用3种不同结构的喷头进行三喷头水下蒸汽喷注噪声试验，以研究水温、蒸汽流量、喷头结构对喷注噪声的影响.
4试验结果与分析
4.1水温对喷注A声压级噪声的影响
图3（见下页）为蒸汽流量Q不同时不同喷头的三喷头试验结果.从图中可以看出，随着水温升高，A声压级噪声先逐渐增加，达到最大值后又迅速下降，当水温接近饱和温度时喷注噪声明显低于水温较低（低于70～80℃）时的喷注噪声.
蒸汽流量一定时，在喷注起始阶段，由于蒸汽与过冷水之间温差大，汽泡半径变化速度快，因此产生的噪声声压高.同时由于凝结换热速度快，汽泡溃灭所需的时间短，产生的噪声频率也高[11]，而人耳对于高频率的声音不敏感.所以，水温较低时，虽然汽泡溃灭产生的噪声声压高，但高频噪声较多，而A声压级噪声较低.随着水温升高，汽泡溃灭产生的噪声声压开始降低，但此时噪声的频率也随之降低，因此A声压级噪声是上升的.水温继续升高，汽泡溃灭产生的A声压级噪声会达到一个最大值.随着水温进一步升高，汽泡溃灭产生的噪声声压和频率进一步降低，喷注噪声中的低频噪声比重增加，使得A声压级噪声下降.当水温接近饱和温度时，汽泡基本不再破裂，而是直接逸出水面，此时由汽泡溃灭引起的噪声很小.
图3蒸汽流量Q不同时三喷头噪声的变化规律
Fig.3
Variation of noise under different steam flux （indicated by Q） for triple ejector 对比文献[9]试验结果可知，单喷头与三喷头蒸汽水下喷注噪声随温度的变化规律相似，但在单个喷头蒸汽流量相同、加热相同容积的过冷水情况下，由于三喷头扰动效果更好，容器内温度较低的水更快地被卷入喷头附近，使得三喷头喷注噪声高于单喷头（约4～10 dB），说明蒸汽水下喷注噪声的大小受到喷头个数的影响.因此，三喷头喷注噪声试验能更好地反映实际应用情况.
4.2蒸汽流量对喷注A声压级噪声的影响
当喷头结构一定时，蒸汽流量的变化也就是喷注速度的变化.如图3所示，随着蒸汽流量增加，其喷注噪声是增大的.
蒸汽流量较小时，即喷注速度较低的情况下，由于速度剪切和湍流混合的作用不明显，产生的湍流噪声并不显著，此时噪声主要由汽泡体积变化所致，产生的声压级较小；随着蒸汽流量增加，即喷注速度增大时，湍流强度高，速度剪切和湍流混合的作用加强，同时汽泡体积变化产生的噪声也增加，因此声压级较高.
4.3喷头结构对喷注A声压级噪声的影响
图4和图5分别为相同蒸汽流量条件下，相同孔径、不同相对孔间距喷头和相同相对孔间距、不同孔径喷头的试验结果.
从图4可以看出，孔径相同时，相对孔间距小则喷注噪声低.蒸汽流量较小时，水温低于80℃时，相对孔间距较小者与相对孔间距较大者的喷注噪声相差较大，二者最大相差9.2 dB；随着蒸汽流量增加，即喷注速度增大，水温低于70℃时，相对孔间距较小者与相对孔间距较大者的喷注噪声相差较大，二者最大相差6.2 dB；继续增加蒸汽流量，水温低于70℃时，相对孔间距较小者与相对孔间距较大者的喷注噪声差值随着水温的降低而增大，二者最大相差约9 dB.此外，孔径的减小，使得蒸汽流量增加时，喷注噪声最大值对应的水温逐渐提高.
多个小孔同时喷注，相对孔间距小则各小孔喷注射流在喷口附近很快汇合成一个较大的喷注射流，使得靠近喷口处的水温迅速升高，由汽泡溃灭引起的噪声减小，故水温较低时相对间距小的喷注噪声要低于相对间距较大者的；随着水温的升高，溃灭噪声逐渐减小，此时以湍流噪声为主，故相对孔间距较小者与相对孔间距较大者的喷注噪声在水温高于70～80℃时相差较小.
图4相对孔间距对噪声的影响
Fig.4
Effect of S/D on noise
图5S/D相同时孔径对噪声的影响
Fig.5
Effect of orifice diameter on noise at constant S/D
从图5可以看出，相对孔间距相同时，小孔径喷注噪声低于大孔径喷注噪声.蒸汽流量较小时，小孔径和大孔径的喷注噪声最大值所对应的水温基本一致；水温为60～80℃时，两者喷注噪声相差较大，最大可达11.9 dB.随着蒸汽流量增加，小孔径和大孔径喷注噪声最大值对应的水温高于流量较小时；水温低于70℃时，小孔径与大孔径的喷注噪声相差较大，约3～4 dB.继续增加蒸汽流量，小孔径喷注噪声最大值在较高水温时出现；在水温低于70～80℃时，小孔径与大孔径的喷注噪声相差较大，最大可达6.3 dB.
喷头开孔面积相同条件下，孔径小则孔数多，相对孔间距相同，实质上孔间距也在减小，因此蒸汽与水之间的接触换热面积增大，相同流量下凝结换热速度更快，使得水温快速升高，蒸汽温度与水温的差值迅速减小，由汽泡破裂引起的溃灭噪声减小.
5结论
通过试验及结果分析，可以得出三喷头喷注A声压级噪声规律的结论如下：
（1） 不同结构的喷头在不同的蒸汽流量下，水温对喷注A声压级噪声的影响规律类似且明显.喷注A声压级噪声随着水温的升高是逐渐增加的，当水温升高到一定值时喷注A声压级噪声达到最大值，之后随着水温进一步升高，A声压级噪声则开始迅速下降，水温接近饱和温度时的A声压级噪声值最小.
（2） 蒸汽流量或者蒸汽流速对喷注噪声的影响比较明显.随着蒸汽流量增加，喷注A声压级噪声增大.
（3） 喷头孔径相同时，喷头相对孔间距越小则喷注A声压级噪声越小；相对孔间距相同情况下，喷头孔径越小则喷注A声压级噪声越小.
参考文献：
[1]LIGHTHILL M J.On sound generated aerodynami cally [J]. Proc Roy Soc，1952，A211（1107）：564-587.
[2]马大猷.湍流喷注噪声定律的发展[J].声学学报，1987，12（5）：321-328.
[3]马大猷，李沛滋，戴根华，等.小孔喷注噪声和小孔消声器[J].中国科学，1977（5）：445-455.
[4]马大猷，李沛滋，戴根华，等.高压阻塞喷注的湍流噪声[J].声学学报，1979，14（3）：176-181.
[5]丰乐平，马大猷.脉动喷注噪声与稳态喷注噪声的关系[J].声学学报，1990，15（5）：378-383.
[6]马宪国，赵在三，陈之航.疏水进入除氧器水箱喷注噪声的实验研究[J].华东工业大学学报，1997，19（2）：10-16.
[7]马宪国，陈之航，赵在三.动力设备中蒸汽喷注噪声的研究[J].动力工程，1998，18（2）：60-64.
[8]马宪国，胡兴.蒸汽水下喷注噪声的实验研究[J].热能动力工程，2000，15（90）：627-629.
[9]何爱妮，袁益超，袁利芬，等.蒸汽水下喷注噪声的试验研究[J].上海理工大学学报，2012，34（5）：476-480.
[10]胡兴，马宪国.蒸汽水下喷注噪声的产生机理和辐射规律的研究[J].上海理工大学学报，2000，22（1）：5-8.
[11]罗斯 D.水下噪声原理[M].北京：海洋出版社，1983.
收稿日期： 2012-11-28
作者简介：
袁健（1987-），男（汉），硕士研究生，ourbone110@126.com
蒸汽在过冷水下喷注过程中，由于汽泡溃灭及喷注射流扰动会产生强烈的噪声.通过试验研究了不同结构的三喷头蒸汽水下喷注在不同的水温及蒸汽流量下的噪声规律.试验结果表明：三喷头喷注A声压级噪声主要受水温、蒸汽流量及喷头结构的影响，其中水温对喷注噪声的影响最大；喷注噪声随着蒸汽流量的增加而增大；在试验范围内，减小喷头的孔径或相对孔间距，可以减小喷注噪声.
关键词：
蒸汽喷注； 噪声； 试验； 三喷头
中图分类号： TB 53文献标志码： A
Experimental study on underwater noise from steam jet with triple ejectors
YUAN Jian， YUAN Yi chao， HE Ai ni， YUAN Li fen， WU Kai qi
（School of Energy and Power Engineering， University of Shanghai for Science and Technology， Shanghai 200093， China）
Abstract：
Intense noise is aroused by steam bubble collapsing and perturbation of steam jet flow during steam ejection under sub cooled water. In this paper， experiments were done to research the variation of underwater noise caused by steam jets with different structures of triple ejector and under different water temperatures and different steam fluxes. The results showed that the A weighted sound pressure of underwater jet noise is mainly affected by the water temperature， steam flux and ejector structure， among which the water temperature is the main influencing factor. Jet noise is increased as the steam flow is added. Under the experiment conditions， jet noise is reduced when the diameter or the relative pitch of the ejector nozzles is decreased.
Key words：
steam jet； noise； experiment； triple ejector
利用蒸汽直接加热给水的加热方式广泛应用于除氧器、给水加热器、蓄热器等动力设备中.蒸汽在水下喷注加热液体的过程中会产生较强的噪声和振动，对设备、环境等产生不良影响.一体化除氧器运行过程中，蒸汽经水下再沸腾装置射入水空间时，如果再沸腾装置在喷头结构及布置等方面设计不当，则会产生强烈的噪声并引起除氧器振动，对除氧器安全运行及运行环境造成严重影响.因此，研究蒸汽水下喷注噪声规律，并利用噪声本身的变化规律来控制噪声以减轻噪声带来的危害是非常有意义的.
1研究现状
上世纪50年代，Lighthill运用声学类比的方法推导出著名的V8定律[1].该定律成为研究湍流喷注噪声的重要基础.此后，各国学者在广泛的范围内，从低压到高压阻塞喷注、从亚音速到超音速、从以冷空气为喷注媒质到任何气体在不同温度下的喷注，对在空气中的气体喷注噪声的机理进行了大量研究，基本掌握了气体喷注噪声的辐射规律[2].马大猷等[3-5]对小孔喷注噪声、高压阻塞喷注的湍流噪声、脉动喷注噪声与稳态喷注噪声的关系等方面进行了研究，并根据研究成果开发出了小孔消声器.1990年代中期，马宪国等[6-8]对蒸汽和汽液两相流的水下喷注噪声进行了实验研究，定性分析了影响蒸汽水下喷注噪声的各种因素，发现水的过冷度对喷注噪声影响最为显著，实验成果为喷注噪声的进一步研究奠定了基础.何爱妮等[9]采用不同结构的喷头，在不同的水温和蒸汽流量下进行单喷头试验研究，研究结果表明，蒸汽水下喷注A声压级噪声主要受水温和蒸汽流量的影响，且水温为主要因素.
截至目前，对蒸汽水下喷注噪声所作的研究较少，已有的试验结果由于蒸汽流量范围较小、局限于单个喷头进行试验等原因，在工程应用上不能得到普遍适用.因此，有必要对蒸汽水下喷注噪声作更深入的研究.
2喷注噪声影响因素分析
流体声学中主要声辐射源类型包括：① 进入到流体中的非平稳质量流引起的脉动体积声源；② 施加在刚性界面上的非平稳力作用下的脉动力声源；③与流体动力运动本身有关的分量（对于液体，主要是与湍流运动有关的湍流声源）.因此，广义的Lighthill方程式的左边是一个波动方程的形式，右边则是能解释为声源的项，即
式中，PS为声压；c0为液体中的声速；q为单位体积内液体质量的脉动速率；f为作用在单位体积液体上的脉动外力；τij为液体应力张量.
蒸汽水下喷注时，不存在刚性界面的非平稳力作用，因此，主要考虑由质量流及湍流引起的噪声.
蒸汽在过冷液中喷注时，经汽液相变和湍流等复杂的过程，被分割成大量的汽泡.由于汽液混合区内存在较高的温度梯度，汽泡迅速溃灭.在汽泡溃灭过程中，由于体积迅速变化，造成强烈的压力脉动，从而产生强烈的体积脉动噪声.此外，高速的蒸汽射入水中与周围低速的水发生湍流混合，使水的稳定状态受到破坏而引起很大的扰动，由此产生湍流噪声. 对于脉动体积声源，声压仅与流体的脉动质量有关，因此将式（1）简化后可推得[10]
式中，PSf为脉动体积声压；ρl为液体密度；r为汽泡中心至流场中任一点处的径向距离；t为时间；R为任意时刻汽泡半径.
对于水中一个孤立球形汽泡，根据汽液分界面上的热力学平衡条件，当汽泡稳定时有
pv-pl=2σR（3）
式中，pv为汽泡内蒸汽压力；pl为汽泡外液体压力；σ为汽液界面上的表面张力.
对于液体中任一自由汽泡，汽泡壁速度Ub为[10]
式中，p∞为无穷远处液体的压力，该处液体的速度和速度势均为零；p0为汽泡形成（脱离喷头瞬间）时汽泡内的蒸汽压力；R0为汽泡形成时的半径；γ为汽化潜热；ρv为汽泡内的蒸汽密度；k为蒸汽和水之间的传热系数；ΔT为蒸汽和水之间的温差.
汽泡壁速度反映了汽泡半径随时间的变化关系.
由式（2）可知：汽泡半径变化的快慢直接影响到声压的大小，汽泡形成时的半径及液体密度对声压的大小也有影响.喷头的结构参数（如孔径大小）对汽泡形成时的半径大小有较大的影响[8].式（3）和式（4）反映了汽泡半径的大小及半径变化与汽泡内外的蒸汽压力、汽泡的表面张力、蒸汽温度、蒸汽和周围液体之间的温差等因素之间的关系.因此，由质量流引起的体积脉动噪声源于汽泡破裂时产生的噪声，与蒸汽和周围液体之间的温差、周围液体的温度及喷头的结构等因素有关.
对于汽液湍流混合产生的声压，根据Lighthill的V8定律，有[10]
式中，PSt为湍流混合声压；K为常数；Uv为喷注蒸汽的速度；D为孔径.
从式（5）中可以看出，湍流噪声的声压与蒸汽的喷注速度、孔径等因素有关.
多孔喷注时，相对孔间距S/D（S为孔间距）对喷注A声压级噪声有较大的影响，其原因是经各小孔喷出的喷注射流逐渐扩展，最后汇合到一起，形成大的喷注射流，成为一个汇合声源，并且使得喷头开孔处周围的液体温度迅速升高[7].
3试验系统及试验内容
在实际应用中，除氧器等蒸汽加热设备多为多喷头喷注.由于受试验条件限制，考虑到喷头之间的喷注干扰作用，故选有代表性的三喷头进行试验.
试验系统如图1所示.试验是以一定压力的蒸汽在开式水箱内通过不同结构的三喷头喷注加热过冷水进行的.喷头间距固定，为600 mm.喷头与水面呈65°夹角，且喷头的开孔面朝向水面.水箱内初始水位为0.7 m.整个试验系统由蒸汽发生系统、过冷水系统、蒸汽水下喷注系统和数据采集系统等4个部分组成.
图1试验系统示意图
Fig.1
Schematic diagram of the experimental system
试验试件为开有多个小孔的喷头，共3种结构.喷头管径均为Φ 76×5 mm，开孔总面积相同，小孔布置方式均为错列布置.各喷头主要结构参数如表1所示.喷头结构如图2所示.
表1喷头结构参数
Tab.1
Structural parameters of ejectors
图2喷头结构图
Fig.2
Ejector structure
试验过程中，采用HS6288B型A声压级计测量喷注A声压级噪声（A声压级噪声与人耳对噪声的主观感受近似一致）.蒸汽温度和水箱内水的温度分别采用精度为A级的PT100铂电阻和铜-康铜热电偶测量.采用精度为 0.2 级的CECY-160型电容式压力变送器（测量范围0～0.6 MPa）测量蒸汽压力.按蒸汽流量的大小，分别采用精度均为1级的YF105-AGSC2-CD型（测量范围0～500 m3·h-1）和YF110-AGSC2-CD型（测量范围500～1 662 m3·h-1）涡街流量计测量蒸汽流量.各仪表输出信号同时输入计算机，由数据采集程序实时采集并记录各项试验数据.
采用3种不同结构的喷头进行三喷头水下蒸汽喷注噪声试验，以研究水温、蒸汽流量、喷头结构对喷注噪声的影响.
4试验结果与分析
4.1水温对喷注A声压级噪声的影响
图3（见下页）为蒸汽流量Q不同时不同喷头的三喷头试验结果.从图中可以看出，随着水温升高，A声压级噪声先逐渐增加，达到最大值后又迅速下降，当水温接近饱和温度时喷注噪声明显低于水温较低（低于70～80℃）时的喷注噪声.
蒸汽流量一定时，在喷注起始阶段，由于蒸汽与过冷水之间温差大，汽泡半径变化速度快，因此产生的噪声声压高.同时由于凝结换热速度快，汽泡溃灭所需的时间短，产生的噪声频率也高[11]，而人耳对于高频率的声音不敏感.所以，水温较低时，虽然汽泡溃灭产生的噪声声压高，但高频噪声较多，而A声压级噪声较低.随着水温升高，汽泡溃灭产生的噪声声压开始降低，但此时噪声的频率也随之降低，因此A声压级噪声是上升的.水温继续升高，汽泡溃灭产生的A声压级噪声会达到一个最大值.随着水温进一步升高，汽泡溃灭产生的噪声声压和频率进一步降低，喷注噪声中的低频噪声比重增加，使得A声压级噪声下降.当水温接近饱和温度时，汽泡基本不再破裂，而是直接逸出水面，此时由汽泡溃灭引起的噪声很小.
图3蒸汽流量Q不同时三喷头噪声的变化规律
Fig.3
Variation of noise under different steam flux （indicated by Q） for triple ejector 对比文献[9]试验结果可知，单喷头与三喷头蒸汽水下喷注噪声随温度的变化规律相似，但在单个喷头蒸汽流量相同、加热相同容积的过冷水情况下，由于三喷头扰动效果更好，容器内温度较低的水更快地被卷入喷头附近，使得三喷头喷注噪声高于单喷头（约4～10 dB），说明蒸汽水下喷注噪声的大小受到喷头个数的影响.因此，三喷头喷注噪声试验能更好地反映实际应用情况.
4.2蒸汽流量对喷注A声压级噪声的影响
当喷头结构一定时，蒸汽流量的变化也就是喷注速度的变化.如图3所示，随着蒸汽流量增加，其喷注噪声是增大的.
蒸汽流量较小时，即喷注速度较低的情况下，由于速度剪切和湍流混合的作用不明显，产生的湍流噪声并不显著，此时噪声主要由汽泡体积变化所致，产生的声压级较小；随着蒸汽流量增加，即喷注速度增大时，湍流强度高，速度剪切和湍流混合的作用加强，同时汽泡体积变化产生的噪声也增加，因此声压级较高.
4.3喷头结构对喷注A声压级噪声的影响
图4和图5分别为相同蒸汽流量条件下，相同孔径、不同相对孔间距喷头和相同相对孔间距、不同孔径喷头的试验结果.
从图4可以看出，孔径相同时，相对孔间距小则喷注噪声低.蒸汽流量较小时，水温低于80℃时，相对孔间距较小者与相对孔间距较大者的喷注噪声相差较大，二者最大相差9.2 dB；随着蒸汽流量增加，即喷注速度增大，水温低于70℃时，相对孔间距较小者与相对孔间距较大者的喷注噪声相差较大，二者最大相差6.2 dB；继续增加蒸汽流量，水温低于70℃时，相对孔间距较小者与相对孔间距较大者的喷注噪声差值随着水温的降低而增大，二者最大相差约9 dB.此外，孔径的减小，使得蒸汽流量增加时，喷注噪声最大值对应的水温逐渐提高.
多个小孔同时喷注，相对孔间距小则各小孔喷注射流在喷口附近很快汇合成一个较大的喷注射流，使得靠近喷口处的水温迅速升高，由汽泡溃灭引起的噪声减小，故水温较低时相对间距小的喷注噪声要低于相对间距较大者的；随着水温的升高，溃灭噪声逐渐减小，此时以湍流噪声为主，故相对孔间距较小者与相对孔间距较大者的喷注噪声在水温高于70～80℃时相差较小.
图4相对孔间距对噪声的影响
Fig.4
Effect of S/D on noise
图5S/D相同时孔径对噪声的影响
Fig.5
Effect of orifice diameter on noise at constant S/D
从图5可以看出，相对孔间距相同时，小孔径喷注噪声低于大孔径喷注噪声.蒸汽流量较小时，小孔径和大孔径的喷注噪声最大值所对应的水温基本一致；水温为60～80℃时，两者喷注噪声相差较大，最大可达11.9 dB.随着蒸汽流量增加，小孔径和大孔径喷注噪声最大值对应的水温高于流量较小时；水温低于70℃时，小孔径与大孔径的喷注噪声相差较大，约3～4 dB.继续增加蒸汽流量，小孔径喷注噪声最大值在较高水温时出现；在水温低于70～80℃时，小孔径与大孔径的喷注噪声相差较大，最大可达6.3 dB.
喷头开孔面积相同条件下，孔径小则孔数多，相对孔间距相同，实质上孔间距也在减小，因此蒸汽与水之间的接触换热面积增大，相同流量下凝结换热速度更快，使得水温快速升高，蒸汽温度与水温的差值迅速减小，由汽泡破裂引起的溃灭噪声减小.
5结论
通过试验及结果分析，可以得出三喷头喷注A声压级噪声规律的结论如下：
（1） 不同结构的喷头在不同的蒸汽流量下，水温对喷注A声压级噪声的影响规律类似且明显.喷注A声压级噪声随着水温的升高是逐渐增加的，当水温升高到一定值时喷注A声压级噪声达到最大值，之后随着水温进一步升高，A声压级噪声则开始迅速下降，水温接近饱和温度时的A声压级噪声值最小.
（2） 蒸汽流量或者蒸汽流速对喷注噪声的影响比较明显.随着蒸汽流量增加，喷注A声压级噪声增大.
（3） 喷头孔径相同时，喷头相对孔间距越小则喷注A声压级噪声越小；相对孔间距相同情况下，喷头孔径越小则喷注A声压级噪声越小.
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收稿日期： 2012-11-28
作者简介：
袁健（1987-），男（汉），硕士研究生，ourbone110@126.com