水下航行体孔群流激噪声试验研究

刘继明，潘 治，章君强，李新汶

(武汉第二船舶设计研究所，湖北 武汉 430205)

0 引 言

水动力噪声是水下航行体的主要噪声源，而其表面开孔及孔腔是产生水动力噪声重要对象之一，流体在流经开孔时会与孔内的流体相互干扰产生流体振荡，从而诱发噪声，并且腔内及开孔附近的流动干扰会增强孔后的湍流脉动压力，使其激励开孔结构产生的振动辐射噪声增强。当剪切振荡与空腔声模态耦合共振时，将产生很强的线谱噪声。

国外从20世纪50年代起就开始对空腔流动进行研究，Rossiter[1]提出空腔振荡的流声共振反馈模型，并给出了预估振荡频率的半经验公式。国内对空腔流动研究起步相对较晚，在20世纪90年代，何祚镛等[2-6]对开孔流动激励及空腔流激振荡发声等进行了系列实验及数值研究，罗柏华等[7]也开展了相关理论及实验研究。近几年来，水下航行体孔腔噪声日渐突出，国内许多学者继续投入了大量精力开展相关研究。袁国清[8]以水下航行器流水孔和腔体结构为研究对象，采用理论、数值及实验相结合，对水下开孔腔绕流自持振荡、直接声、二次声、水动力共振和水弹性共振发声等机理进行了较为详尽的研究。俞孟萨等[9]归纳梳理了国内外对腔口剪切振荡及其与空腔声场耦合共振和声辐射机理及基本特征的研究现状，概述了空腔及腔口流动和声辐射控制的主要途径和方法，并提出了流激空腔噪声研究的主要问题。李环等[10]对空腔振荡噪声计算方法等进行了归纳总结。高岩等[11]研究了弹性腔对空腔模态频率的影响，并在循环水槽中开展了开口振荡频率测试研究。张翰钦等[12]对水下开孔结构流激振荡特性进行了自浮模型试验及数值分析，并对Rossiter经验公式进行了修正。但这些研究大多集中在单个开孔及空腔的流动激励及噪声特性，对目前水下航行体较为青睐的孔群，其流动激励及流激噪声鲜有研究，在工程设计中缺乏指导依据。

本文借助自航模试验平台，开展了孔群主要参数如开孔形式、尺寸等对流激噪声影响的试验研究，获得了孔群流动激励特性，对比分析了孔群开孔形式、尺寸等对流激噪声的影响程度，可为孔群流动激励优化设计提供指导意义。

1 试验说明

1.1 试验平台

为了研究不同孔群形式对流激噪声的影响，借助无人自航模型，如图1所示。在其突出腔体侧面通过换装不同孔群方案模型，开展流激噪声试验。在自主研发的控制系统下，该自航模型的速度、姿态、深度等控制效果良好，可较好满足开孔流激噪声试验的定速、直航、定深等相关要求。

图1 自航模型示意图Fig. 1 Diagram of the self-navigation model

1.2 试验方案

试验共设计了3种孔群试验方案，如图2所示。方案1为长圆孔孔群，单个长圆孔尺寸为100 mm（宽）×200 mm（长），总共8个，按照4列分布；方案2为圆孔孔群，单个圆孔直径为120 mm，总共14个，按照4列分布；方案3相对方案2，单个圆孔直径减小为60 mm，总共51个，按照10列分布。方案1～方案3的开孔总面积、开孔板厚、模型材料等均一致，通过对比试验，研究孔群的单个开孔形式、尺寸等对流激噪声影响，并与无孔状态进行对比，分析孔群对流激噪声的影响程度。

图2 不同孔群试验方案及模型Fig. 2 Different experiment schemes and models of the hole groups

在湖试条件下，借助自航模型进行表1中各个工况脉动压力及自噪声测量，分别开展无孔方案、方案1～方案3在来流速度为5.14 m/s工况下的流激噪声试验。

表1 试验工况Tab. 1 Experiment Conditions

脉动压力传感器及自噪声水听器安装位置如图3所示。脉动压力测试共4个测点，采用WM106B50微型脉动压力传感器测量脉动压力，脉动压力传感器安装时，测压表面与开孔板表面齐平。在自航模型突出腔体内部布置1个自噪声测点，采用BK8103水听器测量自噪声。

图3 传感器布置图Fig. 3 Layout of sensors

2 试验分析

2.1 孔群与无孔状态流激噪声对比

图4 给出了孔群方案1各个脉动压力测点的频谱对比。可以看出，测点3#、测点4#脉动压力频谱基本相似，而测点1#、测点2#脉动压力基本相似，表明孔群在垂直于来流方向的各个单孔之间流动干扰较小。测点3#、测点4#脉动压力明显大于测点1#、测点2#脉动压力，孔群方案1脉动压力分布数值结果也体现了同样的规律（见图5），即明孔群前部开孔区域脉动压力比后部开孔区域明显大得多。

图4 方案1各个测点脉动压力频谱对比Fig. 4 Comparison of fluctuating pressure spectrum at each measuring point of Scheme 1

图5 方案1脉动压力分布云图数值结果Fig. 5 Numerical results of fluctuating pressure distribution nephogram of Scheme 1

图6 给出了2个方案的自噪声线谱对比。可以看出：孔群方案1主要导致10～50 Hz频率范围内噪声增大，且存在17.5 Hz，48.5 Hz特征线谱。

图6 方案1与无孔状态自噪声线谱对比Fig. 6 Comparison of self-noise line spectrum between Scheme 1 and non-hole state

分析孔群方案1各个测点脉动压力，发现3#和4#测点（单列长圆孔后方）的脉动压力存在17.5 Hz特征线谱（见图7），结合经验公式估算方法，估算100 mm×200 mm长圆孔在来流速度5.14 m/s下孔口自持振荡频率约为18.5 Hz，试验结果与之较为吻合。自噪声中17.5 Hz特征谱应为孔口自持振荡流动激励所致。

图7 方案1与无孔状态脉动压力线谱对比Fig. 7 Comparison of fluctuating pressure line spectrum between Scheme 1 and non-hole state

2.2 孔群单孔形式对流激噪声影响分析

图8 给出了孔群方案1（长圆孔100 mm×200 mm）和孔群方案2（圆孔Ø120 mm）在来流速度5.14 m/s下自噪声线谱对比。可以看出：相对孔群方案1，孔群方案2自噪声有一定程度降低；孔群方案2存在15 Hz低频线谱，相对孔群方案1幅值降低约2 dB，在其他频率段无明显特征线谱。

图8 方案1与方案2自噪声线谱对比Fig. 8 Comparison of self-noise line spectrum between Scheme 1 and Scheme 2

分析孔群方案2在来流速度5.14 m/s下各个测点脉动压力，发现3#和4#测点的脉动压力存在特征线谱，频率为15 Hz（见图9），结合经验公式估算方法，估算圆孔Ø120 mm在航速10 kn下孔口自持振荡频率约为16 Hz，试验结果与之较为吻合。孔群方案2出现的自噪声低频特征线谱也是由孔口自持振荡流动激励所致。

图9 方案1与方案2脉动压力线谱对比Fig. 9 Comparison of fluctuating pressure line spectrum between Scheme 1 and Scheme 2

根据试验结果分析，表明在相同开孔面积下，相比于长圆孔100 mm×200 mm，圆孔Ø120 mm在一定程度上可以改善孔群自持振荡流动激励，进而抑制流激噪声。

2.3 孔群单孔尺寸对流激噪声影响分析

图10 给出了孔群方案2（圆孔Ø120 mm）和孔群方案3（圆孔Ø60 mm）在来流速度5.14 m/s下自噪声线谱对比。相比孔群方案2，孔群方案3自噪声在10～30 Hz频带内降低了2～12 dB，低频线谱已不明显。分析孔群方案3在来流速度5.14 m/s下各个测点脉动压力，发现各个测点的脉动压力均不存在明显特征线谱（见图11）。

图10 方案2与方案3自噪声线谱对比Fig. 10 Comparison of self-noise line spectrum between Scheme 2 and Scheme 3

图11 方案2与方案3脉动压力线谱对比Fig. 11 Comparison of fluctuating pressure line spectrum between Scheme 2 and Scheme 3

根据试验结果分析，表明在相同开孔面积下，相比于圆孔Ø120 mm的孔群，圆孔Ø60 mm的孔群可较大的改善孔口流动激励。通过2个方案的3#和4#测点脉动压力对比，表明单孔较小尺寸的孔群流动激励明显优于单孔较大尺寸的孔群，其可较好地抑制孔口的振荡激励线谱。

3 结 语

在湖试条件下，借助自航模型平台，开展了孔群不同开孔形式、开孔尺寸等对流动激励和流激噪声的影响研究。根据模型试验结果分析，归纳得出以下几点结论：

1）孔群主要导致低频段流动激励恶化，从而导致流激噪声比无孔方案大得多；孔群方案在孔口区域流动激励存在低频特征线谱。

2）在相同开孔面积下，相对于长圆孔群，圆孔群可抑制孔口低频线谱流动激励，且孔群单孔尺寸越小，流动激励抑制效果越好，其线谱特征越不明显。

3）自航模湖上试验获得的孔口流动激励特性与经验估算结果较为吻合。