船后噴水推進器水下輻射噪聲源脈動流場的數值計算

付森宗，謝天宇

（1.海軍裝備部駐上海地區軍事代表局，上海200120；2.海軍駐無錫地區軍事代表室，江蘇 無錫 214082）

船后噴水推進器水下輻射噪聲源脈動流場的數值計算

付森宗1，謝天宇2

（1.海軍裝備部駐上海地區軍事代表局，上海200120；2.海軍駐無錫地區軍事代表室，江蘇 無錫 214082）

為避免尺度效應對噪聲性能的影響，文章研究探索了在實尺度條件下裝船后噴水推進器噪聲聲源的數值計算方法。首先，基于分離渦模型對國外某噴水推進泵內部非定常流場進行了數值模擬，將計算得到的不同轉速下泵的功率值與廠商提供數據進行對比，最大誤差在2.0%以內，驗證了數值計算方法的準確性和有效性。其次，完成了實尺度條件下某“船體+噴水推進泵+進水流道”系統帶自由液面的非定常流場的數值計算。提取了實船條件下噴水推進器流道進口處的不均勻速度場，將其加載到單個噴水推進器數值計算模型的進口邊界。進而，采用分離渦模型對該船后“噴水推進泵+進水流道”內部非定常流場脈動壓力進行數值計算，分析了各個特征截面壓力脈動的頻域特性，為下一步準確計算噴水推進器噪聲提供了有效的脈動流場信息。

噴水推進器；聲源；壓力脈動；非定常；實尺；數值模擬

0 引 言

噴水推進技術應用于高速高性能艦船已成為國外公認的發展趨勢，應用范圍正不斷向大功率艦艇延伸[1-3]。隨著人們對艦艇隱身性不斷提出的新需求，噴水推進器的振動和水下輻射噪聲控制已顯得越來越重要。噴水推進器船的主要噪聲源包括機械噪聲和推進器內部流動誘導噪聲等，隨著機械噪聲得到越來越有效的控制，對推進器流動誘導噪聲的研究越來越受到重視[4]。泵內部流動誘導噪聲主要由單極子聲源、偶極子聲源和四極子聲源三部分組成，各個聲源對噪聲的影響程度有所不同[5]。若假設泵殼是剛性的，單極子聲源噪聲數值近似為零。四極子聲源的輻射功率與偶極子源輻射功率之比與馬赫數的平方成正比，本研究所用噴水推進泵內部流動馬赫數遠小于0.1，即四極子源噪聲相對偶極子源噪聲可忽略不計[6]。因此，噴水推進器內部流動誘導噪聲主要由偶極子聲源決定，其表示的是由物體表面壓力脈動引起的聲源。也就是說，準確地確定噴水推進泵內部流動誘導噪聲聲源的前提是準確地捕捉噴水推進泵內部壁面的脈動壓力。

目前，對噴水推進器內部復雜的非穩定流場特性很難通過物理試驗直接測量的方法獲得，隨著計算流體力學與計算聲學的發展，三維非定常湍流分析方法和數值計算聲學方法為揭示推進器內部復雜流動機理以及噪聲特性提供了一種新的有效途徑[7-9]。本研究主要探索如何采用數值計算方法準確地確定噴水推進器內部激起噪聲聲源的脈動流場，即準確地獲得噴水推進器內部壓力脈動特性。由于噪聲不具有嚴格的相似性，不能通過簡單的縮比模型來確定噪聲特性，因此本研究均采用實尺對噴水推進器相關模型進行數值模擬。首先，基于分離渦（DES）方法對某噴水推進器非定常流場特性進行了計算，并根據廠商提供數據驗證了該計算模型的準確性和有效性。然后，采用實尺模型對“船體+噴水推進泵+進水流道”系統的水動力性能進行了數值計算，以此包含了船體和噴水推進器的相互影響。進而，將實船條件下的噴水推進器進水流道進口處的進流條件加載到單個“噴水推進泵+進水流道”計算模型進行非定常流場脈動壓力的數值計算，并分析了噴水推進器各個特征截面壓力脈動的頻域特征，為確定噴水推進器的噪聲聲源脈動流場的數值計算提供了一種有效的方法。

1 噴水推進泵性能的數值計算與驗證

計算流體力學（CFD）是在流體控制方程下對流動的數值模擬，在非定常條件下，本研究應用不可壓縮的三維連續方程和分離渦（DES）模型對該噴水推進泵水動力性能進行數值模擬。DES方法是近幾年在國際上出現的一種新的數值模擬方法，其主要思想就是在湍流附面層內通過RASN模擬，在其他區域采用大渦模擬（LES）方法模擬脫體渦運動，它結合了常規的RANS方法和LES方法的優點，不但節約大量的計算時間，而且計算結果也較為準確[10-11]。

1.1 幾何建模和網格劃分

以KaMeWa公司的某噴水推進泵為研究對象，其由葉輪、導葉和噴口組成，如圖1（a）所示。采用六面體結構化網格對計算域進行空間離散，圖1（b）顯示了該噴水推進泵葉片表面網格。

1.2 數值計算結果分析及驗證

數值計算采用總壓進口和靜壓出口的邊界條件，基于穩態多參考系方法處理旋轉葉輪區與靜止導葉區的數據傳遞問題，葉輪的葉片和輪轂設為相對靜止無滑移壁面條件，其它各壁面均設為絕對靜止無滑移壁面條件。

圖1 噴水推進泵幾何及葉片表面網格Fig.1 Geometry model and surface mesh of waterjet pump

對該混流式噴水推進泵整個通道的網格無關性進行了分析，在設計轉速下采用SST湍流模型對在不同網格數目時噴水推進泵的功率進行數值計算，并將計算結果與試驗結果進行了對比，如圖2所示。可以看出，該噴水推進泵整個通道的網格節點數在150萬到240萬之間時，泵的功率計算值變化幅度在千分之一以內，該噴水推進器無關性網格節點數量應該在150萬左右，考慮到DES模擬方法對網格數目的要求，最終選取的葉輪和導葉的全通道網格節點數約240萬。

將基于SST湍流模型的定常計算結果作為DES模型非定常計算的初始值，以提高非定常計算的收斂速度和穩定性。設非定常數值模擬過程中物理時間步長等于葉輪旋轉周期的1/360，計算所用總時間取為葉輪旋轉周期的4倍[3]。圖3顯示了該混流式噴水推進泵在各個轉速下功率的定常和非定常計算結果，其中，基于SST湍流模型定常模擬計算了該混流泵7個轉速下的流動特性，計算得到泵的功率值與廠商提供數據的最大誤差為2.9%。基于DES方法計算了該泵5個轉速下的非定常流動特性，計算穩定后將計算得到的不同時刻泵的功率值取平均，將該平均值與廠商提供數據進行比較，最大誤差為2.0%。在整個計算轉速下基于DES模型的非定常計算結果更接近實際的試驗值，這也驗證了基于DES方法的數值模型的準確性和有效性，為下一步準確分析噴水推進泵內部壓力脈動特性奠定了基礎。

圖2 網格無關性分析Fig.2 Analysis of mesh independence of the pump

圖3 噴水推進泵的功率特性曲線Fig.3 Power performance of waterjet pump

2 某噴水推進器不均勻進流場的計算

以四臺噴水推進器推進的噴水推進船為研究對象，其舷側的兩臺相同型號噴水推進器用于巡航工況，中間兩臺相同型號噴水推進器連同舷側噴水推進器在高航速時使用，船體結構和推進器的布置沿船體縱中剖面對稱分布。

2.1 數值計算模型

為消除尺度效應的影響，準確模擬噴水推進泵的實際不均勻進流，全面反映實船邊界層對噴水推進泵進流特性和推進性能的真實影響，采用足尺1:1模型和VOF模擬方法來求取“船體+噴水推進泵+進水流道”系統的帶自由液面的粘性流場。由于該計算模型沿船體縱中剖面呈鏡像分布，作者只對縱中剖面一側的流場進行建模與計算，以節省數值計算的時間。圖4所示為 “船體+噴水推進泵+進水流道”系統的數值計算模型和邊界條件設置。計算域總長取5倍船長，寬度為1.5倍船長，船底至計算域最下端長度取0.5倍船長。

圖4 “船體+噴泵+進水流道”數值計算模型和邊界條件Fig.4 Numerical model and boundary conditions of the‘hull+waterjet+inlet duct’

2.2 網格劃分

“船體+噴水推進泵+進水流道”系統計算域采用全六面體結構化網格進行離散，總網格節點數約2 730萬，船體外流場總網格節點數約2 010萬，噴水推進器流場總網格節點數約720萬。圖5（a）為船艉板附件及進水流道網格分布圖，圖5（b）為噴水推進泵葉輪和導葉表面網格示意圖。

圖5 計算域各個部件表面網格Fig.5 Surface mesh of parts of the model

2.3 數值計算方法和計算結果分析

數值計算分兩步進行，第一步采用穩態計算來求取拖泵工況的“船體+噴水推進泵+進水流道”的全船流場。此時噴泵轉速設定為零，計算的時間步長適度加大，以加速模擬船體周圍的流場（包括興波運動)，直至整個計算域流場穩定。然后，以上一步拖泵工況的穩態流場為初始值，采用瞬態計算方法求取噴水推進泵開始轉動后的流場，以精確求取進水流道進水口附近、噴水推進泵內部以及噴口射流場的流動特性。在瞬態計算時噴水推進器轉速需要由小到大漸進地增加，直至舷側泵轉速增加到nd。值得說明的是噴水推進器每一次轉速增加后的瞬態計算需要以上一步計算的穩定流場為初始值，轉速增加過快或流場未穩定急加轉速都可能使得計算因為自由液面的劇烈變化而發散。本文研究的工況為該船的巡航工況，此時弦側泵的工作轉速為nd，中間兩泵處于鎖軸工況。圖6（a）顯示了巡航工況下船體自由液面分布圖，圖6（b）為船尾自由液面分布圖，圖7顯示了此時舷側泵內部流線圖。

圖6 噴水推進船自由液面分布圖Fig.6 Free surface distribution of the waterjet ship

圖7 舷側泵內部流線分布圖Fig.7 Streamline in the waterjet of broadside

3 某噴水推進器內部壓力脈動的計算

從2.3節計算得到的“船體+噴水推進泵+進水流道”系統的帶自由液面的非定常流場中提取流道進口處的速度場，并將其加載到單個“噴水推進泵+進水流道”模型（圖8），以此代替實船條件下的噴水推進器的進流條件。由于產生噪聲的脈動源流場計算必須對應為瞬態模擬，為同時兼顧對脈動量的模擬精度和計算耗時，選擇分離渦模型（DES）來模擬湍流流動。整個計算域采用全結構化六面體網格，為精確模擬噴水推進器內部流場的壓力脈動特性以及滿足該湍流模型對網格尺度的要求，取葉輪壁面第一層網格節點距離為10-5D（D為葉輪直徑），單個噴水推進泵及進水流道的總網格節點數約為1 080萬。因泵無空化噪聲主要對應為1kHz頻帶內的線譜及寬帶譜[5]，所以本研究的計算步長取為5×10-4，對應的噪聲有效分析頻率為1 kHz。

脈動壓力的頻譜分析不僅能夠驗證流場計算準確與否，也能夠間接驗證輻射聲場計算是否合理、可信。為清晰顯示該噴水推進器內部流動的壓力脈動特性，在計算模型的葉輪進口（截面1）、葉輪出口（截面2）和導葉出口（截面3）取三個特征截面，如圖4所示。在各個特征截面上設置了5個壓力監測點，沿徑向均勻布置。計算得到噴水推進器內流場各個監控點壓力脈動頻譜特征如圖10所示，BPF（Blade Passing Frequency）表示葉片通過頻率，P1-P5表示葉輪進口處5個監控點，P6-P10表示葉輪出口處5個監控點，P11-P15表示導葉出口處5個監控點，同一特征截面上監控點半徑值隨著序號值的增加而增加。可以看出，不同區域監控點頻譜變換后所得到的峰值信息并不完全一樣。在葉輪進口處和出口處截面，流場的壓力變化主要受葉輪旋轉作用的影響，其截面上各個監控點的壓力脈動均為葉頻及倍葉頻，并且隨著半徑值的增加，葉輪做功能力增強，壓力脈動幅值也變大。在導葉出口處截面各個監控點的壓力脈動也主要為葉頻及倍葉頻，但由于受到導葉整流作用以及噴口收縮作用的影響，該截面壓力脈動的幅值隨著半徑值的增加先是增加然后減小。

圖8 壓力監測點的布置Fig.8 Locations of pressure monitoring points

圖9 監測點的壓力脈動頻域圖Fig.9 Frequency domain of monitoring points

4 結 論

本文為避免尺度效應的影響和考慮船泵的相互作用，提出了一種簡單有效的計算船后噴水推進器內部脈動流場的數值計算方法。首先，以國外某型噴泵為研究對象，驗證了基于DES模型的噴泵非定常流場性能計算方法的準確性和有效性。在此基礎上，采用VOF方法基于DES模型對“船體+噴水推進泵+進水流道”系統實尺模型的非定常流場進行了數值計算，以消除尺度效應和如實地反映噴水推進器的實際不均勻進流。然后，將船后噴水推進器的不均勻進流成功地加載到了單個噴水推進器數值計算模型，以此來考慮實船條件下噴水推進器的不均勻進流。這樣一方面大大減少了計算的網格數量以及計算時間，另一方面可以將更大數目的網格加密到單個噴水推進器模型上，進而可以模擬噴水推進器內部更為精細的流場和壓力脈動特性，為下一步噪聲計算提供了更為準確的噪聲源。

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Calculating investigation on pulsing flow for underwater radiated noise of the waterjet

FU Sen-zong1,XIE Tian-yu2
(1.The Military Representative Office of the Naval Equipment Department,Shanghai 200120,China; 2.The Navy Military Agent’s Room in Wuxi District,Wuxi 214082,China)

An approach to calculate flow acoustic source of waterjet installed after hull was investigated, which can removes the scale effect and take into account the interaction between the waterjet and the hull. In order to validate the numerical model,the unsteady performance of a waterjet pump was calculated with DES(detached eddy simulation)method and hexagonal structure mesh,and the maximum error between the CFD results of the pump power at different pump rotating speed and the manufacturer’s data was 2.0%, which indicated that the numerical method was creditable.The full scale‘waterjet+hull’numerical model was established to study the interaction between the waterjet and the hull,and the non-uniform inlet flow of the waterjet after hull was imposed at the inlet of the single waterjet numerical model with DES method to calculate the pressure fluctuations in the waterjet and take into account the interaction between the waterjet and the hull.This paper gives a simple and effective method to calculate the unsteady flow in the waterjet after hull.

waterjet;acoustic source;pressure fluctuation;unsteady;full scale;CFD;DES

U664.34

：Adoi:10.3969/j.issn.1007-7294.2017.05.005

1007-7294（2017）05-0549-06

2017-01-07

國家自然科學基金資助項目（51309229）

付森宗（1960-），男，碩士；謝天宇（1987-），男，碩士。