流体机械

项目	入口直径D₁	出口直径D₂	长度L
数值	100	80	102

项目	入口直径D₁	出口直径D₂	长度L
数值	100	80	102

位置	监测点A	监测点B	监测点C
总声压级	134.35	138.07	135.48

位置	监测点A	监测点B	监测点C
总声压级	134.35	138.07	135.48

变径管结构	监测点A	监测点B	监测点C
原结构	134.35	138.07	135.48
双曲线	124.44	125.84	124.32

变径管结构	监测点A	监测点B	监测点C
原结构	134.35	138.07	135.48
双曲线	124.44	125.84	124.32

变径管内流噪声特性及优化研究

谈明高 ¹ , 王昊晨 ¹ , 刘厚林 ¹ , 吴登昊 ² , 吴江海 ³ , 吴贤芳 ⁴

流体机械 | 应用技术 2025,53(6): 104-110

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流体机械 |应用技术 2025 , 53 (6) : 104 -110

变径管内流噪声特性及优化研究

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谈明高¹, 王昊晨¹, 刘厚林¹, 吴登昊², 吴江海³, 吴贤芳⁴

作者信息

¹江苏大学流体机械工程技术研究中心，江苏镇江 212013

²中国计量大学测试工程学院，杭州 310018

³中国船舶科学研究中心船舶振动噪声重点实验室，江苏无锡 214082

⁴江苏大学能源与动力工程学院，江苏镇江 212013

作者简介:

谈明高（1980），男，研究员，主要从事现代泵系统设计理论与方法研究，通信地址：212013江苏省镇江市京口区学府路301号江苏大学流体机械工程技术研究中心，E-mail：tmgwxf@ujs.edu.cn。

Research on the characteristics and optimization of flow noise in variable diameter pipes

Minggao TAN¹, Haochen WANG¹, Houlin LIU¹, Denghao WU², Jianghai WU³, Xianfang WU⁴

Affiliations

¹Research Center of Fluid Machinery Engineering and Technology，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China

²College of Metrology and Measurement，China Jiliang University，Hangzhou 310018，China

³National Key Laboratory on Ship Vibration and Noise，China Ship Scientific Research Center，Wuxi 214082，China

⁴School of Energy and Power Engineering，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China

出版时间: 2025-06-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.014

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摘要

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为探究变径管内流噪声特性，采用大涡模拟（LES）耦合Smagorinsky亚格子模型对变径管内流场进行非定常数值模拟，结合脉动压力分析管内声源强度分布，利用Lighthill声比拟理论提取声源，进而通过声学有限元方法计算变径管内声场，并通过试验对比验证数值计算方法的可靠性。以总声压级（OSPL）作为优化评判标准，采用双曲线结构对变径管进行结构优化。结果表明：该计算方法能有效预测管道内流噪声，与试验结果的相对误差在3%以内；变径管内的压力脉动强度峰值集中于进口与出口变径处，其脉动压力均方根（C_p_，RMS）最大值分别为0.086 3和0.083 1；变径处、出口及进口的总声压级依次为138.07 dB，135.48 dB，134.35 dB；双曲线结构显著降低了变径处的压力脉动及管内流动噪声，进口、变径处及出口的流噪声总声压级分别降低7.37%，8.85%和8.23%。研究为变径管的结构优化设计提供了理论参考。

关键词

变径管 / 内流噪声 / 脉动压力 / 双曲线优化结构 / 降噪优化 / 计算声学

Abstract

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To investigate the flow noise characteristics in reducer pipes，unsteady numerical simulations of the flow field were performed using large eddy simulation （LES） coupled with the Smagorinsky subgrid‑scale model.Fluctuating pressure analysis was employed to study the distribution of acoustic source intensity inside the pipes.Acoustic sources were extracted using the Lighthill acoustic analogy method，and the acoustic field in the reducer pipe was calculated via the acoustic finite element method.Experimental comparisons validated the reliability of the numerical approach.With overall sound pressure level （OSPL） as the optimization criterion，a hyperbolic structure was adopted to optimize the reducer pipe.Results show that this computational method effectively predicts flow‑induced noise in reducer pipes，with a relative error below 3% compared to experimental results.Peak pressure fluctuation intensity occurs at the inlet and outlet transition sections，with maximum fluctuating pressure root mean square （C_p_，RMS） values of 0.086 3 and 0.083 1，respectively.OSPL values at the transition section，outlet，and inlet are 138.07 dB，135.48 dB，134.35 dB，respectively.The hyperbolic structure significantly reduces pressure fluctuations at the transition section and internal flow noise，decreasing OSPL at the inlet，transition section，and outlet by 7.37%，8.85%，and 8.23%.This study provides theoretical references for structural optimization of reducer pipes.

Key words

reducer pipe / internal flow noise / fluctuating pressure / hyperbolic optimization structure / noise reduction optimization / computational acoustics

引用本文

谈明高, 王昊晨, 刘厚林, 吴登昊, 吴江海, 吴贤芳. 变径管内流噪声特性及优化研究. 流体机械, 2025 , 53 (6) : 104 -110 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.014

Minggao TAN, Haochen WANG, Houlin LIU, Denghao WU, Jianghai WU, Xianfang WU. Research on the characteristics and optimization of flow noise in variable diameter pipes[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (6) : 104 -110 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.014

正文

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0　引言

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变径管作为船舶压载水系统、冷却系统及消防系统的核心组件，其几何突变结构易诱发湍流、涡脱落及流动分离等复杂流态^［1-2］。此类流动不稳定性不仅会引发显著的压力脉动现象^［3-5］，还会产生宽频流动噪声^［6-7］，进而干扰设备正常运行、降低人员操作效能，甚至危及航行安全。因此，揭示变径管流场与声学的耦合机理，对船舶管路系统的优化设计及航行可靠性提升具有重要的工程价值。

管道声学理论源于LIGHTHILL^［8］提出的声比拟理论。徐嘉等^［9］采用数值模拟方法，通过分析流场压力脉动特性，对压缩机排气管道提出降噪改进方案；王献忠等^［10］基于大涡模拟（large eddy simulation，LES）湍流模型研究管路噪声特性，验证了该方法在管路流场模拟中的适用性；SANKAR等^［11］分析了管道声场的声压分布，以内部流动为激励源，研究了流动激励下的管道振动及噪声特性；CHEN等^［12］采用LES与声学扰动方程相结合的方法，准确预测了NASA串联圆柱体实验中的流动和噪声性能；MORI等^［13］运用LES结合边界元方法，分析了T型截面管道在风机激励下的噪声特性；赵威等^［14］通过LES/Lighthill方法计算变截面管道流噪声，获得了降噪效果显著的优化管截面，并通过试验验证了计算方法的合理性；李宁等^［15］采用LES/Lighthill对T型三通管进行噪声计算，研究表明流噪声主要受管路声学模态的影响。

上述关于管道噪声特性及形成机理的研究，大多基于数值模拟方法，通过分析管道内流体的流动特性，以揭示噪声特性及形成机理。在数值模拟方法中，基于大涡模拟（LES）与Lighthill声比拟理论结合的混合计算方法，因在管道计算中具有较高精度而被广泛采用。然而，现有研究对管道降噪结构的探讨较少，尤其缺乏针对变径管的降噪优化结构研究。因此，本文基于数值模拟与试验结合的方法，开展变径管内流噪声特性研究，并进一步探索降噪优化结构，以提升管路系统的整体声学性能。

1　变径管噪声特性模拟

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1.1　研究模型

变径管的结构参数如图1所示，表1示出DN100×DN80变径管的几何参数。

为使湍流充分发展，在模型入口和出口分别设置延长段，入口延长段长度为15D₁，出口延长段长度为15D₂。变径管流体计算域如图2所示。

1.2　网格划分及无关性验证

为减小数值耗散、提高计算精度，采用六面体网格对计算域进行离散。为满足近壁面流动解析要求，对近壁区网格进行加密：第一层网格高度设为0.001 7 mm，网格增长率为1.1，向管道内部推进。主流区采用均匀网格。变径管网格划分如图3所示。划分完成后，流体网格质量均在0.65以上。

采用5种不同网格规模的划分方案进行数值模拟，以变径处轴心静压为监测指标进行网格无关性验证。图4示出不同网格数下该位置的静压值。可以看出，当网格数增加至一定程度时，静压趋于稳定。综合考虑计算效率与精度，选用网格数为2 045 369的方案进行后续计算。

图5示出变径管的壁面y⁺分布。LES计算结果的y⁺分布表明，管道壁面处y⁺值均控制在1.0附近，验证了网格划分质量及第一层网格高度设置的合理性，充分满足LES壁面解析模拟的要求。

1.3　计算方法及边界条件设置

1.3.1　流场计算

稳态计算采用RANS方法结合标准k-ε^［16-17］湍流模型，稳态流场结果作为初始场加载至瞬态计算。稳态求解采用二阶离散格式，计算步数设为1 000，收敛判据为均方根残差（RMS）低于10^-5。

瞬态计算采用LES模拟，亚格子模型选用Smagorinsky模型^［18-19］。时间步长Δt=5×10^-5 s，总模拟时间为5 s。

计算域入口为入口延长段截面，施加速度入口边界条件，流速为5 m/s；计算域出口为出口延长段截面，设定压力出口边界条件，静压为101 325 Pa（1 atm），壁面采用无滑移边界条件。

1.3.2　声场计算

提取流场计算最后1 s内所有时间步的压力与速度数据，作为声学计算的输入源。基于Lighthill声比拟理论，将流场数据转换为湍流等效声源项；通过傅里叶变换将时域声源映射至频域。建立声学有限元模型，求解Helmholtz波动方程计算管内流致噪声。变径管声学监测点分布如图6所示。

1.4　声学评价方式

1.4.1　脉动压力强度

为定量表征脉动压力强度分布，采用脉动压力系数均方根C_p_，RMS作为评价指标。选取中间截面进行分析，其计算公式如下：

C p, R M S = 2 ∑ i = 1 N P i' - P ¯' 2 ρ u 2

（1）

式中，P′为每个网格节点上的瞬态静压，Pa；

P ¯'

为每个节点均压，，Pa；N为采样时间段内的总时间步数。

1.4.2　声压级

水声分析中，直接采用声压绝对值衡量噪声强度较为不便。通常将声压按对数关系转换为声压级（sound pressure level，SPL），其计算公式如下：

L p = 10 l g p 2 p 02 = 20 l g p p 0

（2）

式中，

p

为声压的有效值，Pa；

p 0

为参考声压，水中标准参考声压

p 0

=10^-6 Pa。

为评估整个分析频段的噪声总强度，采用总声压级（overall sound pressure level，OSPL）作为评价指标，其定义为：

L p, t o t a l = 10 l g ∆ f ∑ f = f m i n f m a x 10 0.1 L p f

（3）

式中，

f m a x

，

f m i n

分别为所取频率范围的最大频率和最小频率，Hz；Δf为频率分辨率，Hz；

L p (f)

为频率点

f

处的频带声压级，dB。

1.5　数值计算方法验证

为验证数值模拟方法的可靠性，设计并搭建了变径管流噪声试验台。采用RASH-20型水听器与高频数据采集仪，对监测点B的流致噪声信号进行同步采集。试验台测试段结构如图7所示。图8示出入口流速为5 m/s时监测点B处的声压级频谱数值模拟与试验结果。对比结果表明，两者频谱分布规律高度一致：声压级总体上随频率增加而递减，100 Hz以下频段存在显著峰值，中高频区呈现典型的宽频特性。数值计算总声压级

L p, t o t a l

为138.07 dB，试验测试结果为140.24 dB。数值模拟值略低于试验值，相对偏差在3%以内，验证了数值计算方法的可靠性。

2　结果分析

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2.1　压力脉动特性

图9示出变径管中间截面的脉动压力分布。可以看出，脉动压力高值区集中于进口与出口变径处。进口变径处的最大C_p_，RMS值为0.086 3，出口变径处为0.083 1。该现象源于变径处的流体动力学特性，流速梯度和流向的急剧变化诱发强涡流及流动分离，显著增强了湍流强度，导致局部压力剧烈脉动。

2.2　内流噪声特性

图10示出变径管各监测点的声压级频谱及1/3倍频程曲线。可以看出，各点声压级随频率增加呈总体递减趋势，且100 Hz以下频段声压级显著较高，噪声能量主要集中于低频段，证实变径管内流致噪声属低频噪声。进一步观察发现，监测点B的低频声压级明显高于其他测点。此现象归因于变径区流场突变引发的流-声耦合机制：流速梯度与压力脉动的强非线性作用显著增强了湍流动能输运，导致低频流致噪声能量聚集。中高频区则呈现普适性宽频特性，表明该频段声学响应主要由湍流边界层涡脱落主导，符合经典的声涡相互作用规律。

1/3倍频程谱清晰表征了噪声能量的频带分布及贡献度。结果表明，各监测点在100 Hz 以下频段的声压级普遍较高，证实流噪声能量主要源于低频区；尤为显著的是，所有测点在20 Hz处均呈现主导峰值，且20 Hz以下频段声压级整体维持高位，表明该频段是流噪声的核心能量来源。在20 Hz以下频段内，监测点B（变径处）的声压级最高，监测点C（出口）次之，监测点A（进口）相对最低。这反映了变径处低频噪声强度最大，出口区域次之，进口区域最小。

表2示出不同出口直径变径管各监测点的内流噪声总声压级。可以看出，变径处（监测点B）的总声压级最高，为138.07 dB；出口（监测点C）次之，为135.48 dB；进口（监测点A）最低，为134.35 dB。具体而言，监测点B的总声压级较监测点A和C分别高2.76%和1.79%；监测点C的总声压级较监测点A高0.84%。

3　结构优化及对比分析

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为降低变径管的流致噪声，提出采用双曲线结构优化变径处几何构型。该结构通过平滑过渡有效抑制了流体分离和涡脱落，显著改善变径区流场稳定性，从而抑制压力脉动并降低噪声辐射^［20-22］。

3.1　优化结构

将变径处的直线过渡结构替换为双曲线型线，在保证变径管结构参数不变的约束下，建立双曲线优化模型，优化结构如图11所示。由于几何边界条件固定且双曲线由标准方程唯一确定，该优化模型具有数学唯一性，其表达式为：

x 2 a 2 - y 2 b 2 = 1

（4）

其中，a=40，b=136。

双曲线优化模型的结构如图12所示。通过数值计算系统分析双曲线型线对变径管流噪声的影响机制，验证其在降噪优化中的有效性。

3.2　优化结构脉动压力分析

图13示出优化后变径管中间截面的脉动压力分布。从图可见，脉动压力高值区主要集中于进口变径处。对比图9中原结构分布可明确观察到：出口变径处的高脉动区已显著弱化，其最大C_p_，RMS值由0.083 1降低至0.009 7，降幅达88%；进口变径处的最大C_p_，RMS由0.086 3降低至0.071 7，降幅为17%。

3.3　内流噪声特性分析

图14示出双曲线优化结构与原结构的内流噪声频谱及1/3倍频程谱。

从图可以看出，双曲线优化结构显著降低了各监测点的低频声压级。该频段噪声主要由大尺度涡脱落和压力脉动主导；双曲线型线通过平滑流场梯度，弱化了变径处的流动突变，有效提升流场均匀性，降低湍流强度及涡脱落能量，从而抑制低频噪声。然而，高频段降噪效果有限且特征频率未发生偏移〔见图14（a）〕。此现象源于高频噪声特性：其能量主要来自边界层湍流和微小分离流动，对宏观几何优化敏感度低；同时，高频特征频率由流体-结构耦合系统的固有模态决定，双曲线优化未改变结构刚度或边界条件，故模态频率保持不变。

由图14（b）可知，双曲线优化结构在100 Hz以下频段声压级显著降低，尤其在10~100 Hz区间降噪效果更为显著。各监测点在20 Hz处的主导峰值普遍降低约15 dB，充分表明该结构有效抑制了低频大尺度湍流相关的噪声能量。然而，高频区声压级降幅有限，这与高频噪声主要源于边界层湍流及微小分离流动的特性相关，此类声源对宏观几何优化敏感度较低。

表3示出优化前后各监测点的流致噪声总声压级。结果表明，双曲线优化结构显著降低了所有监测点的总声压级，且各点间声压级差异明显缩小。具体而言，相比原结构，优化结构在监测点A（进口）、B（变径处）、C（出口）的总声压级分别降低7.37%，8.85%和8.23%。

4　结论

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（1）变径区为压力脉动强度峰值区域；双曲线优化结构可以有效降低变径管变径处的压力脉动强度。

（2）变径管内流致噪声呈现显著低频特性；变径处的总声压级最大，出口次之，进口总声压级最小。

（3）双曲线结构可有效抑制低频噪声并削弱其能量；优化后监测点A（进口）、B（变径处）、C（出口）的总声压级分别降低7.37%，8.85%和8.23%。

参考文献

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文献

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2025年第53卷第6期

101

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.014

接收时间：2024-12-13
首发时间：2026-10-20
出版时间：2025-06-30

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收稿日期：2024-12-13
修回日期：2025-04-23

基金

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¹江苏大学流体机械工程技术研究中心，江苏镇江 212013

²中国计量大学测试工程学院，杭州 310018

³中国船舶科学研究中心船舶振动噪声重点实验室，江苏无锡 214082

⁴江苏大学能源与动力工程学院，江苏镇江 212013

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2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

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