潛艇無軸泵噴推進器水下輻射噪聲數值預報及分析

張明宇，林瑞霖，王永生，彭云龍

（海軍工程大學 動力工程學院，武漢430033）

0 引 言

隨著反潛能力的大幅度提升，潛艇對降噪隱身技術方面的要求日益迫切[1]。除了大力發展消聲材料和水聲對抗設備外還應充分考慮噪聲源的控制。推進器葉片的旋轉噪聲周期性強，低頻強線譜噪聲強度大、輻射距離遠且暴露在艇外直接向水中輻射噪聲，是水聲器材最易檢測到的主要聲源之一[2]。因此，研究推進器水下輻射噪聲的聲場特性對提高潛艇隱身性至關重要。潛艇對新型低噪聲推進器日益緊迫的需求和技術開發催生了泵噴推進器。泵噴推進器特別是無軸泵噴（即集成電機泵噴推進器）與7葉大側斜螺旋槳相比具有較低的水下輻射噪聲、更高的臨界航速和推進效率。早在2005年，何東林等人[3]便已通過CFD手段著手泵噴的設計與優化。目前，英國 Trafalgar級、Vanguard級、Astute級核潛艇，法國LeTriomphant級核潛艇、美國Seawolf級、Virginia級核潛艇等諸多潛艇已陸續采用泵噴推進器取代了7葉大側斜螺旋槳[3-4]。對潛艇而言，當潛深較大時，壓力較大使空泡噪聲得到有效的控制，相反無空泡噪聲卻不能因此而得到有效改善，因此這方面的研究具有相應的工程應用意義。

泵噴推進器在潛艇上的應用較為前沿，無軸泵噴的應用更為少見，因此對潛艇無軸泵噴推進器水下輻射噪聲的數值預報研究者較少，但在水泵噪聲預報方面的文獻相對較多，有很好的借鑒意義。2011年，袁壽其等人[5]基于“CFD（DES）+Lighthill”方法通過軟件SYSNOISE5.6應用直接邊界元法（DBEM）數值預報了離心泵誘導噪聲。同年，譚永學等人[6]也做了類似研究。王宏光等人[7]通過軟件Fluent和Virtual Lab在考慮泵殼振動和不考慮泵殼振動兩種情況下對軸流泵的噪聲特性進行了數值預報和對比。2013年，劉鑫等人[8]基于混合模擬方法，在考慮到流固耦合的基礎上研究了葉片周向后彎對軸流泵水力特性及安靜性的影響。同年，趙威等人[9]基于CFD大渦模擬和Lighthill聲比擬的混合方法預報了離心泵蝸殼內部湍流噪聲。2011年，劉敏等人[10]采用有限元法對泵噴推進器進行了特征點頻譜、聲場指向性分析，總結了導管長短對低、高頻噪聲的影響。2016年，付建等人[11]基于邊界元方法和點聲源理論對常規泵噴水下輻射噪聲進行了數值預報。

潛艇、蛙人運輸器等水下航行器航速較低，推進器轉速較小，可實現無空化運轉。牟介剛等人[12]指出無空化時泵噴負載噪聲為主要噪聲源，因此本文只對伴流場中泵噴推進器的負載噪聲進行數值預報。這同螺旋槳相似，無空化非均勻進流時，螺旋槳輻射噪聲主要為槳葉非定常負載所致的流場壓力脈動產生的偶極子噪聲（負載噪聲）。本文以某無軸泵噴推進器為對象，抽離其轉動部件和靜止部件單獨預報輻射聲場以衡量其各自的聲場特點及對總噪聲級貢獻量，并由各單部件復數疊加計算出泵噴整體寬帶聲壓級，與以泵噴整體為對象的計算結果進行了對比，吻合較好，對無軸泵噴的水下輻射聲場預報有一定的工程指導意義。

1 常規泵噴和無軸泵噴結構及工作原理

常規泵噴由原動機經過軸系驅動，主要由剖面為機翼形的環狀導管、轉子和定子三部分構成，轉子將水流由艇體側吸入向艇尾方向排出，定子用于整流，定子安裝角可使定子吸收轉子引起的水流預旋，提高推進效率。根據定子和轉子的前后相對位置泵噴又可分為定子前置式和定子后置式，定子前置式推進效率稍低但安靜性好，一般用于潛艇，如圖1所示。定子后置式效率稍高但噪聲稍大，一般用于魚雷。

無軸泵噴沒有常規泵噴的一系列驅動軸，通過電流帶動電機，其電機定子都鑲嵌在導管內，轉子和旋轉做功的葉片固定在一起，電機定子與轉子之間存在氣隙，電機定子線圈通電產生的交變磁場驅動永磁體而帶動轉子轉動，其簡圖如圖2所示。

2 管道內靜止偶極子聲場驗證

在采用CFD方法得到流場的脈動信息之后，通過聲類比理論模擬流體動力噪聲，聲類比理論最早由Lighthill提出，之后逐漸演變成應用最為廣泛的FW-H聲類比方程，本研究采用FW-H聲類比方程。聲學邊界元方法的基本思想是首先采用格林（Green）定理將聲學波動方程轉化為邊界積分方程，然后選擇適當的插值函數，利用邊界上一系列離散的單元將邊界積分方程轉化為代數方程組，在邊界條件已知的情況下可以得到邊界上任意單元節點的聲學量（聲壓、振動速度和聲強等）以及空間內任意一點的聲學量。推進器相對于遠場可看作點聲源，又因為研究只計算推進器的負載噪聲（偶極子噪聲），所以只需驗證偶極子點聲源的預報方法即可。下面基于邊界元法通過軟件Virtual Lab對管道內偶極子無限遠處衍射聲場進行了數值預報，研究分析了其聲指向性并與國外文獻[13-14]進行對比，驗證本文聲場預報方法的可信性。

聲源及邊界元網格設置如圖3所示，假設圓管厚度接近0，為剛性壁面，設圓管長度為L，令半徑為a且L=1.625a，在管道軸心線0.75L處設置靜止軸向振動的偶極子。

k=ω/c，T=2π/ω ?f=kc/2π，其中，k為波數，c為聲速，f為頻率。

研究以偶極子所在點為圓心，在管道軸向縱剖面處建立半徑為100a的圓形聲場代替無限遠處場，示意圖如圖4所示。為了方便與文獻結果進行比較，以遠場軸向場點的聲壓作為入射聲場聲壓pi，場內其它任一點輻射聲壓記為p，則遠場中任意一點的聲壓級表示為SPL=20log10（p/pi）。研究分別計算了kL=6.5和kL=16.6時所對應頻率的聲指向性，并對文獻值進行數據取點，對比情況如圖5所示。

從本文計算值與文獻值對比情況來看，二者完全吻合，證明了本文所采用的方法對偶極子聲源輻射聲場預報的可信性，為無軸泵噴推進器輻射噪聲（負載噪聲）預報做了很好的驗證。

3 無軸泵噴流場計算模型及數值計算

研究對無軸泵噴推進潛艇進行了粘性流場計算，整個計算域為2.5倍艇長（艇前0.5倍艇長，艇后1倍艇長），直徑為泵直徑的10倍。用四面體和六面體網格相結合的劃分方式進行網格劃分，船體周圍局部小區域用四面體網格劃分，艇長41 m，型寬5.5 m。艇體壁面第一層網格尺度為0.15 mm，外部區域用六面體網格劃分，整體計算區域網格節點數為1千萬，單元數2.6千萬，速度進口設置為考核航速4 kns，壓力出口總壓為0。轉速為35.75 r/min，瞬態計算時采用分離渦進行數值模擬，每旋轉1°迭代10步，時間步長為466.2 μs，計算收斂后取最后3600步（葉輪旋轉1周）的推進器壁面脈動壓力信息作為聲的激勵源輸出，其計算域設置簡圖如圖6所示。

y+為貼近過流壁面的第一層網格單元中心距壁面的無量綱距離，軟件幫助文件建議y+范圍在30-300之間，符合計算要求。流場數值模擬驗證詳見作者論文[15]，流場數值模擬結果可信。

4 水下輻射聲場計算

水下輻射噪聲預報需要從流場瞬態計算結果中提取脈動壓力信息作為聲源輸入信息，本文單獨計算轉動部件和靜止部件聲場時以相應部件作為聲源，泵體其它部件保存不變作為剛性散射壁面。如此可準確地預報單個部件在泵噴整體水下輻射噪聲中的貢獻，同時出于保密考慮，分析過程中設定某常數g對所有聲壓級進行了統一的無量綱化。

4.1 聲場設置及單部件劃分

對泵噴整體和各部件進行水下輻射噪聲預報時，統一以葉輪中心為圓心，在軸向縱剖面設置半徑為50 m的平面圓場，在圓場上每2°設置一個測點，總計180個測點。在葉頻及其倍頻處，描繪出所對應的聲場指向性以分析其聲輻射特點。由于艇具有對稱性且軸向縱剖面圓形聲場可以直接顯示軸向至徑向各個角度的50 m遠處的點聲壓級，所以軸向縱剖面聲場具有代表性，能夠反映無軸泵噴推進器水下輻射噪聲在泵噴50 m遠處各個點的聲壓級信息。對圓形聲場上的典型測點（軸向點、徑向點及與二者相隔45°的場點）在500 Hz以內進行聲譜分析，描繪聲壓級隨頻率變化情況。聲壓級定義公式為SPL=20log10（pr/p0）。 其中：pr為測點聲壓，p0為水下參考聲壓，等于10-6Pa。

泵噴轉動部件即轉子，這里為方便區分結構和單獨觀察葉輪輻射聲場，將葉輪和葉頂處環狀部分（以后稱環狀轉子）抽離出來單獨計算聲場，環狀轉子為沒有環狀內壁只包含環狀外壁和兩端面的殼體，葉輪為包含輪轂、葉片和與環狀轉子相連的內壁部分，具體處理如圖8所示，靜止部件由導管、導葉和輪轂組成，如圖9所示。

4.2 環狀轉子聲場指向性及測點分析

研究取流場網格（.cgns文件）作為聲場網格，滿足流場輸出聲壓信息的1：1傳遞并進行快速傅里葉變換轉化為頻域聲壓，作為聲源計算其500 Hz內的場點聲壓級并進行分析。在1BPF（1倍葉頻）、2BPF、3BPF、4BPF對應頻率進行聲場指向性分析和典型測點的聲壓級頻譜分析，其中環狀轉子的聲指向性及其對比如圖10所示。

由聲指向性分析可得，在1-4倍葉頻處聲壓級最大值基本均在徑向點（圖中90°處點）位置，最小值基本均在軸向點（0°處），這與環狀轉子的形狀相符（參考圖8）。環狀轉子為沒有內壁只有外壁和兩端面的殼體，環狀外壁的寬度（軸向尺寸）約為兩端面厚度（徑向尺寸）的6倍，因此徑向聲輻射面（環狀外壁面積）大于軸向聲輻射面（環狀殼體兩端面面積），這是徑向聲壓級較大的主要原因。另外，圓形聲場上監測點在1倍葉頻處聲壓級大于其它倍葉頻處聲壓級（并不是各階頻率都是如此，僅限于低頻），這與旋轉機械葉輪噪聲預報相符[16]。在500 Hz以內，取徑向測點1、軸向測點3和二者之間45°點處測點，分析比較其聲譜信息如圖11所示。

可以看出，在低頻300 Hz以內聲壓級較高，總體上徑向測點聲壓級最高，45°點與之相差不大，軸向測點聲壓級明顯低于二者；隨頻率升高聲壓級總體趨勢降低，高頻處三者聲壓級波動范圍相近。研究表明環狀轉子在軸向噪聲貢獻量最小，徑向貢獻量最大。

4.3 葉輪聲場指向性及測點分析

同環狀轉子分析方法完全相同，對葉輪進行聲場指向性分析和測點聲譜分析，預報其單獨作用時水下輻射聲場及在泵噴總體噪聲中的貢獻。葉輪在1BPF、2BPF、3BPF和4BPF處聲指向性特征及四者的對比如圖12所示。

從圖12可以看出，葉輪聲指向性與環狀轉子聲指向性不同，呈水平"8"字形分布，軸向聲壓級最大，徑向聲壓級最小，這是葉輪轉子軸向聲輻射面積較大所致；同環狀轉子相似，葉輪在1BPF處對應聲壓級明顯高于2-4BPF聲壓級。葉輪軸向測點聲壓級與環狀轉子徑向測點聲壓級在1BPF處基本相等（葉輪軸向監測點聲壓級略小），在2-4倍葉頻處明顯小于環狀轉子徑向測點聲壓級。從流體脈動特性分析，這是因為泵脈動幅值沿輪緣至輪轂逐漸變小，環狀轉子整體分布在輪緣位置，脈動幅值一直很大。同時，環狀轉子聲源面與泵殼內壁的環狀氣隙內流體紊亂，計入葉輪的環狀轉子內壁則不存在狹小氣隙，壓力脈動幅值相對較小。因此，雖然葉輪軸向聲輻射面積略大于環狀轉子徑向聲輻射面積，環狀轉子仍表現出較高的聲壓級。取葉輪典型測點進行聲譜分析如圖13所示。

由測點聲譜圖可見，在低頻（100Hz以內）時受葉輪影響為主，軸向測點聲壓級明顯高于徑向；隨頻率升高計入葉輪的環狀轉子內壁面的作用得到表現，徑向測點聲壓級高于軸向；最終三者波動范圍基本相等，聲壓級總體趨勢下降，45°測點處聲壓級略小于軸向測點且二者總體趨勢基本保持一致。

4.4 靜止部件聲場指向性及測點分析

出于以下三點目的計算靜止部件噪聲：（1）獲得轉動部件與靜止部件相互作用而使靜止部件在各階葉頻處呈現的聲場特性。（2）分析靜止部件在泵噴噪聲總量中的貢獻。（3）便于由靜止部件和轉動部件推導出泵噴整體聲場指向性并與以泵噴整體為對象所得計算結果進行對比。因此，本文采用與轉動部件同樣的分析方法對靜止部件進行聲場分析。靜止部件1-4倍葉頻處聲指向性及其對比如圖14所示。

首先從葉頻、倍葉頻聲壓級來看，靜止部件總體小于轉動部件，在徑向比環狀轉子的一半還要小，在軸向更小。這是由于靜止部件的導管和導葉只起到整流作用，它們的表面壓力脈動特性沒有轉動部件劇烈。另外，同環狀轉子相似，由靜止部件結構可以看出徑向聲輻射面大于軸向聲輻射面，這也是徑向聲壓級較大的原因。由于潛艇泵噴為導葉前置式泵噴，安靜性好，導葉與葉輪葉片的相互作用不如導葉后置式劇烈，導葉上壓力脈動相對較小，因此軸向聲輻射相對較弱。取與轉動部件相同的3個典型測點進行聲譜分析，如圖15所示。

可以看出，對靜止部件來說，頻率較低（100 Hz以內）時，徑向聲壓級明顯大于軸向聲壓級，45°點處聲壓級略低于徑向聲壓級，且在500 Hz以內45°點處聲壓級的總體趨勢與徑向點保持相近。與轉動部件聲場輻射特性相同，頻率較高時三個方向聲壓級波動范圍相同且總體趨勢相近。

4.5 500 Hz以內寬帶聲壓級

本節采用同單個部件相同的方法，從瞬態計算結果文件中取出泵噴整體的脈動壓力信息數據作為聲源對泵噴進行了整體式水下輻射聲場預報，同時也將泵噴各單部件水下輻射聲場貢獻量進行疊加與泵噴整體式水下輻射聲場計算結果進行了寬帶聲壓級（500 Hz以內）對比，吻合較好，如圖16-17所示。

從各單部件推導出的結果與泵整體式計算結果來看，二者吻合性存在一定差異（各點誤差均在0.5g以內，g為常數）但整體趨勢相同，最大值均在徑向,最小值均在軸向。存在差異的主要原因是計算單部件聲場時，只有聲源網格采用流網格進行數據信息的1：1傳遞，其它作為散射壁面的部件所采用網格是在軟件Hypermesh中另外生成的網格，相對粗糙，這里以整體式計算值為準。

5 結 論

本文對無軸泵噴水下輻射聲場進行了預報分析，著重分析了單部件聲指向性和其典型測點聲譜：

（1）對單部件而言，轉動部件的環狀轉子聲場指向性顯示：徑向聲輻射強度大于軸向，呈“8”字形分布；圓形聲場上監測點在1倍葉頻處聲壓級大于2-4倍葉頻處聲壓級（并不是各階頻率都是如此，僅限于低頻）；300 Hz以內聲壓級較高，總體上徑向測點聲壓級最高，45°點與之相差不大，軸向測點聲壓級則明顯低于二者；隨頻率升高聲壓級總體趨勢降低，三者波動范圍相近。研究表明環狀轉子在軸向噪聲貢獻量最小，徑向貢獻量最大。

（2）對葉輪而言：葉輪聲指向性與環狀轉子聲指向性基本相反，軸向聲壓級最大，徑向最小，這是葉輪轉子軸向聲輻射面積較大所致；同環狀轉子相似，葉輪在1BPF處對應聲壓級明顯高于2-4BPF聲壓級。在低頻（100 Hz以內）時受葉輪影響為主，軸向測點聲壓級明顯高于徑向，隨頻率升高計入葉輪的環狀轉子內壁面的貢獻得到表現，徑向測點聲壓級高于軸向；最終三者波動范圍基本相等，聲壓級總體趨勢下降，45°測點處聲壓級略小于軸向測點且二者總體趨勢基本保持一致。

（3）靜止部件聲場分布特征與環狀轉子基本相同，但聲壓級明顯小于轉動部件。靜止部件典型測點聲譜顯示，頻率較低（100 Hz以內）時，徑向聲壓級明顯大于軸向聲壓級，45°點處聲壓級略低于徑向聲壓級且在500 Hz以內的總體趨勢與徑向點保持相近；與轉動部件聲輻射特性相同，頻率較高時三個方向聲壓級波動范圍相同且總體趨勢相近。

采用同樣方法對無軸泵進行了整體聲場預報，結果顯示：由泵噴各單部件水下輻射聲場貢獻量進行綜合推導所得的寬帶聲壓級（500 Hz以內）與以泵噴整體為對象所得計算結果吻合較好。最大值均在徑向，組合值為11.4g dB，整體計算值為11.1g dB；最小值均在軸向，組合值為0.96g dB，整體計算值為0.99g dB。存在差異的主要原因是計算單部件聲場時，只有聲源網格采用流網格進行數據信息的1：1傳遞，其它作為散射壁面的部件所采用網格是在軟件Hypermesh中另外生成的網格，相對粗糙，這里以整體式計算值為準。