船后喷水推进器水下辐射噪声源脉动流场的数值计算

付森宗，谢天宇

（1.海军装备部驻上海地区军事代表局，上海200120；2.海军驻无锡地区军事代表室，江苏 无锡 214082）

船后喷水推进器水下辐射噪声源脉动流场的数值计算

付森宗1，谢天宇2

（1.海军装备部驻上海地区军事代表局，上海200120；2.海军驻无锡地区军事代表室，江苏 无锡 214082）

为避免尺度效应对噪声性能的影响，文章研究探索了在实尺度条件下装船后喷水推进器噪声声源的数值计算方法。首先，基于分离涡模型对国外某喷水推进泵内部非定常流场进行了数值模拟，将计算得到的不同转速下泵的功率值与厂商提供数据进行对比，最大误差在2.0%以内，验证了数值计算方法的准确性和有效性。其次，完成了实尺度条件下某“船体+喷水推进泵+进水流道”系统带自由液面的非定常流场的数值计算。提取了实船条件下喷水推进器流道进口处的不均匀速度场，将其加载到单个喷水推进器数值计算模型的进口边界。进而，采用分离涡模型对该船后“喷水推进泵+进水流道”内部非定常流场脉动压力进行数值计算，分析了各个特征截面压力脉动的频域特性，为下一步准确计算喷水推进器噪声提供了有效的脉动流场信息。

喷水推进器；声源；压力脉动；非定常；实尺；数值模拟

0 引 言

喷水推进技术应用于高速高性能舰船已成为国外公认的发展趋势，应用范围正不断向大功率舰艇延伸[1-3]。随着人们对舰艇隐身性不断提出的新需求，喷水推进器的振动和水下辐射噪声控制已显得越来越重要。喷水推进器船的主要噪声源包括机械噪声和推进器内部流动诱导噪声等，随着机械噪声得到越来越有效的控制，对推进器流动诱导噪声的研究越来越受到重视[4]。泵内部流动诱导噪声主要由单极子声源、偶极子声源和四极子声源三部分组成，各个声源对噪声的影响程度有所不同[5]。若假设泵壳是刚性的，单极子声源噪声数值近似为零。四极子声源的辐射功率与偶极子源辐射功率之比与马赫数的平方成正比，本研究所用喷水推进泵内部流动马赫数远小于0.1，即四极子源噪声相对偶极子源噪声可忽略不计[6]。因此，喷水推进器内部流动诱导噪声主要由偶极子声源决定，其表示的是由物体表面压力脉动引起的声源。也就是说，准确地确定喷水推进泵内部流动诱导噪声声源的前提是准确地捕捉喷水推进泵内部壁面的脉动压力。

目前，对喷水推进器内部复杂的非稳定流场特性很难通过物理试验直接测量的方法获得，随着计算流体力学与计算声学的发展，三维非定常湍流分析方法和数值计算声学方法为揭示推进器内部复杂流动机理以及噪声特性提供了一种新的有效途径[7-9]。本研究主要探索如何采用数值计算方法准确地确定喷水推进器内部激起噪声声源的脉动流场，即准确地获得喷水推进器内部压力脉动特性。由于噪声不具有严格的相似性，不能通过简单的缩比模型来确定噪声特性，因此本研究均采用实尺对喷水推进器相关模型进行数值模拟。首先，基于分离涡（DES）方法对某喷水推进器非定常流场特性进行了计算，并根据厂商提供数据验证了该计算模型的准确性和有效性。然后，采用实尺模型对“船体+喷水推进泵+进水流道”系统的水动力性能进行了数值计算，以此包含了船体和喷水推进器的相互影响。进而，将实船条件下的喷水推进器进水流道进口处的进流条件加载到单个“喷水推进泵+进水流道”计算模型进行非定常流场脉动压力的数值计算，并分析了喷水推进器各个特征截面压力脉动的频域特征，为确定喷水推进器的噪声声源脉动流场的数值计算提供了一种有效的方法。

1 喷水推进泵性能的数值计算与验证

计算流体力学（CFD）是在流体控制方程下对流动的数值模拟，在非定常条件下，本研究应用不可压缩的三维连续方程和分离涡（DES）模型对该喷水推进泵水动力性能进行数值模拟。DES方法是近几年在国际上出现的一种新的数值模拟方法，其主要思想就是在湍流附面层内通过RASN模拟，在其他区域采用大涡模拟（LES）方法模拟脱体涡运动，它结合了常规的RANS方法和LES方法的优点，不但节约大量的计算时间，而且计算结果也较为准确[10-11]。

1.1 几何建模和网格划分

以KaMeWa公司的某喷水推进泵为研究对象，其由叶轮、导叶和喷口组成，如图1（a）所示。采用六面体结构化网格对计算域进行空间离散，图1（b）显示了该喷水推进泵叶片表面网格。

1.2 数值计算结果分析及验证

数值计算采用总压进口和静压出口的边界条件，基于稳态多参考系方法处理旋转叶轮区与静止导叶区的数据传递问题，叶轮的叶片和轮毂设为相对静止无滑移壁面条件，其它各壁面均设为绝对静止无滑移壁面条件。

图1 喷水推进泵几何及叶片表面网格Fig.1 Geometry model and surface mesh of waterjet pump

对该混流式喷水推进泵整个通道的网格无关性进行了分析，在设计转速下采用SST湍流模型对在不同网格数目时喷水推进泵的功率进行数值计算，并将计算结果与试验结果进行了对比，如图2所示。可以看出，该喷水推进泵整个通道的网格节点数在150万到240万之间时，泵的功率计算值变化幅度在千分之一以内，该喷水推进器无关性网格节点数量应该在150万左右，考虑到DES模拟方法对网格数目的要求，最终选取的叶轮和导叶的全通道网格节点数约240万。

将基于SST湍流模型的定常计算结果作为DES模型非定常计算的初始值，以提高非定常计算的收敛速度和稳定性。设非定常数值模拟过程中物理时间步长等于叶轮旋转周期的1/360，计算所用总时间取为叶轮旋转周期的4倍[3]。图3显示了该混流式喷水推进泵在各个转速下功率的定常和非定常计算结果，其中，基于SST湍流模型定常模拟计算了该混流泵7个转速下的流动特性，计算得到泵的功率值与厂商提供数据的最大误差为2.9%。基于DES方法计算了该泵5个转速下的非定常流动特性，计算稳定后将计算得到的不同时刻泵的功率值取平均，将该平均值与厂商提供数据进行比较，最大误差为2.0%。在整个计算转速下基于DES模型的非定常计算结果更接近实际的试验值，这也验证了基于DES方法的数值模型的准确性和有效性，为下一步准确分析喷水推进泵内部压力脉动特性奠定了基础。

图2 网格无关性分析Fig.2 Analysis of mesh independence of the pump

图3 喷水推进泵的功率特性曲线Fig.3 Power performance of waterjet pump

2 某喷水推进器不均匀进流场的计算

以四台喷水推进器推进的喷水推进船为研究对象，其舷侧的两台相同型号喷水推进器用于巡航工况，中间两台相同型号喷水推进器连同舷侧喷水推进器在高航速时使用，船体结构和推进器的布置沿船体纵中剖面对称分布。

2.1 数值计算模型

为消除尺度效应的影响，准确模拟喷水推进泵的实际不均匀进流，全面反映实船边界层对喷水推进泵进流特性和推进性能的真实影响，采用足尺1:1模型和VOF模拟方法来求取“船体+喷水推进泵+进水流道”系统的带自由液面的粘性流场。由于该计算模型沿船体纵中剖面呈镜像分布，作者只对纵中剖面一侧的流场进行建模与计算，以节省数值计算的时间。图4所示为 “船体+喷水推进泵+进水流道”系统的数值计算模型和边界条件设置。计算域总长取5倍船长，宽度为1.5倍船长，船底至计算域最下端长度取0.5倍船长。

图4 “船体+喷泵+进水流道”数值计算模型和边界条件Fig.4 Numerical model and boundary conditions of the‘hull+waterjet+inlet duct’

2.2 网格划分

“船体+喷水推进泵+进水流道”系统计算域采用全六面体结构化网格进行离散，总网格节点数约2 730万，船体外流场总网格节点数约2 010万，喷水推进器流场总网格节点数约720万。图5（a）为船艉板附件及进水流道网格分布图，图5（b）为喷水推进泵叶轮和导叶表面网格示意图。

图5 计算域各个部件表面网格Fig.5 Surface mesh of parts of the model

2.3 数值计算方法和计算结果分析

数值计算分两步进行，第一步采用稳态计算来求取拖泵工况的“船体+喷水推进泵+进水流道”的全船流场。此时喷泵转速设定为零，计算的时间步长适度加大，以加速模拟船体周围的流场（包括兴波运动)，直至整个计算域流场稳定。然后，以上一步拖泵工况的稳态流场为初始值，采用瞬态计算方法求取喷水推进泵开始转动后的流场，以精确求取进水流道进水口附近、喷水推进泵内部以及喷口射流场的流动特性。在瞬态计算时喷水推进器转速需要由小到大渐进地增加，直至舷侧泵转速增加到nd。值得说明的是喷水推进器每一次转速增加后的瞬态计算需要以上一步计算的稳定流场为初始值，转速增加过快或流场未稳定急加转速都可能使得计算因为自由液面的剧烈变化而发散。本文研究的工况为该船的巡航工况，此时弦侧泵的工作转速为nd，中间两泵处于锁轴工况。图6（a）显示了巡航工况下船体自由液面分布图，图6（b）为船尾自由液面分布图，图7显示了此时舷侧泵内部流线图。

图6 喷水推进船自由液面分布图Fig.6 Free surface distribution of the waterjet ship

图7 舷侧泵内部流线分布图Fig.7 Streamline in the waterjet of broadside

3 某喷水推进器内部压力脉动的计算

从2.3节计算得到的“船体+喷水推进泵+进水流道”系统的带自由液面的非定常流场中提取流道进口处的速度场，并将其加载到单个“喷水推进泵+进水流道”模型（图8），以此代替实船条件下的喷水推进器的进流条件。由于产生噪声的脉动源流场计算必须对应为瞬态模拟，为同时兼顾对脉动量的模拟精度和计算耗时，选择分离涡模型（DES）来模拟湍流流动。整个计算域采用全结构化六面体网格，为精确模拟喷水推进器内部流场的压力脉动特性以及满足该湍流模型对网格尺度的要求，取叶轮壁面第一层网格节点距离为10-5D（D为叶轮直径），单个喷水推进泵及进水流道的总网格节点数约为1 080万。因泵无空化噪声主要对应为1kHz频带内的线谱及宽带谱[5]，所以本研究的计算步长取为5×10-4，对应的噪声有效分析频率为1 kHz。

脉动压力的频谱分析不仅能够验证流场计算准确与否，也能够间接验证辐射声场计算是否合理、可信。为清晰显示该喷水推进器内部流动的压力脉动特性，在计算模型的叶轮进口（截面1）、叶轮出口（截面2）和导叶出口（截面3）取三个特征截面，如图4所示。在各个特征截面上设置了5个压力监测点，沿径向均匀布置。计算得到喷水推进器内流场各个监控点压力脉动频谱特征如图10所示，BPF（Blade Passing Frequency）表示叶片通过频率，P1-P5表示叶轮进口处5个监控点，P6-P10表示叶轮出口处5个监控点，P11-P15表示导叶出口处5个监控点，同一特征截面上监控点半径值随着序号值的增加而增加。可以看出，不同区域监控点频谱变换后所得到的峰值信息并不完全一样。在叶轮进口处和出口处截面，流场的压力变化主要受叶轮旋转作用的影响，其截面上各个监控点的压力脉动均为叶频及倍叶频，并且随着半径值的增加，叶轮做功能力增强，压力脉动幅值也变大。在导叶出口处截面各个监控点的压力脉动也主要为叶频及倍叶频，但由于受到导叶整流作用以及喷口收缩作用的影响，该截面压力脉动的幅值随着半径值的增加先是增加然后减小。

图8 压力监测点的布置Fig.8 Locations of pressure monitoring points

图9 监测点的压力脉动频域图Fig.9 Frequency domain of monitoring points

4 结 论

本文为避免尺度效应的影响和考虑船泵的相互作用，提出了一种简单有效的计算船后喷水推进器内部脉动流场的数值计算方法。首先，以国外某型喷泵为研究对象，验证了基于DES模型的喷泵非定常流场性能计算方法的准确性和有效性。在此基础上，采用VOF方法基于DES模型对“船体+喷水推进泵+进水流道”系统实尺模型的非定常流场进行了数值计算，以消除尺度效应和如实地反映喷水推进器的实际不均匀进流。然后，将船后喷水推进器的不均匀进流成功地加载到了单个喷水推进器数值计算模型，以此来考虑实船条件下喷水推进器的不均匀进流。这样一方面大大减少了计算的网格数量以及计算时间，另一方面可以将更大数目的网格加密到单个喷水推进器模型上，进而可以模拟喷水推进器内部更为精细的流场和压力脉动特性，为下一步噪声计算提供了更为准确的噪声源。

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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

国家自然科学基金资助项目（51309229）

付森宗（1960-），男，硕士；谢天宇（1987-），男，硕士。