水下航行器水動力噪聲分離預報

王　康1，劉國慶1，王　強2，張詠鷗1，3，李　旭11華中科技大學船舶與海洋工程學院，湖北武漢430074 2中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064 3加州大學圣地亞哥分校機械與航空航天工程系，加利福尼亞州圣地亞哥92093-0411

水下航行器水動力噪聲分離預報

王康1，劉國慶1，王強2，張詠鷗1，3，李旭1
1華中科技大學船舶與海洋工程學院，湖北武漢430074 2中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064 3加州大學圣地亞哥分校機械與航空航天工程系，加利福尼亞州圣地亞哥92093-0411

近年來，水下航行器的聲隱蔽性受到廣泛關注，而有關其水動力噪聲的研究卻較少。將水動力噪聲分為殼體流噪聲、殼體流激振動噪聲、螺旋槳流噪聲和螺旋槳流激振動噪聲4類，采用大渦模擬（LES）結合Lighthill聲類比混合計算方法，對水下航行器的水動力噪聲進行分離預報。首先，采用已有文獻數據驗證該混合聲學計算方法的有效性。隨后，對水下航行器殼體和螺旋槳三維流場的流噪聲和流激振動噪聲進行數值模擬和分析。結果表明，4類噪聲均與速度呈非線性關系。在上游段，螺旋槳流激振動噪聲為主要噪聲；在下游段，殼體流噪聲所占比例最大。在低速時，由殼體激發的水動力噪聲是主要噪聲；隨著航速的增大，由螺旋槳激發的水動力噪聲占總噪聲的比例逐漸增加；總體水動力噪聲能量隨航速的增大而增大。

水下航行器；大渦模擬；Lighthill聲類比；水動力噪聲；流噪聲；流激振動噪聲

0　引言

水下航行器在海洋資源開發等方面起著日益顯著的重要作用，作為重要性能指標，水下航行器的聲學特性也逐漸為學者所關注，其中，機械噪聲和水動力噪聲成為水下航行器的致命弱點，可見，低噪聲設計至關重要。近年來，許多學者研究了水下航行器的機械噪聲并提出了很多有效的降噪方法。然而，有關水動力噪聲方面的研究卻涉及較少，并且關于水下航行器水動力噪聲的數值模擬對航行器的實際設計也有著十分重要的意義。

眾所周知，大渦模擬（LargeEddySimulation，LES）［1-2］可以較精確地預測湍流流動，并且對于大規模分離區域的計算，LES也比非穩雷諾平均法更精準。Shur等［3］以LES為基礎，在靜態和飛行狀態下對微型噴氣發動機的降噪進行了分析。Cavalieri等［4］利用LES探索了噴氣機噪聲來源的機理。Zhang等［5］采用LES和FW-H聲學類比法模擬了孔腔流動和流激噪聲，并將數值結果和CSSRC的實驗數據進行比較，證明數值預測方法是有效的。最近，有學者利用LES湍流模型來計算跨過擾流板的平均壓力以及作用在上面的波動拖曳阻力，數值模擬的結果與試驗值吻合較好。Mak等［6］利用LES湍流模型預測了擾流板輸送管的流噪聲。張允等［7］基于LES和Lighthill聲類比方法，對開孔潛艇流噪聲進行數值模擬，發現計算結果與試驗結果吻合良好，驗證了基于LES的流噪聲數值模擬方法可行。江文成［8］利用LES求解潛艇的繞流場，將得到的流場解與試驗值進行了的對比，驗證了流場計算的準確性。張詠鷗等［9］結合LES和Lighthill聲類比理論建立混合計算方法，對類閥空腔模型進行了數值模擬和驗證。通過與聲學試驗對比，證明該流激噪聲混合計算方法可行且計算結果可靠，可應用于水動力噪聲研究。

本文將水動力噪聲分為流噪聲和流激振動噪聲2大類進行分析，利用LES和Lighthill聲類比法對水下航行器的水動力噪聲進行數值模擬和分離預報。在計算前，通過已有文獻對該方法進行驗證，并通過計算選取合適的外流域大小。隨后，分別對由殼體導致的湍流流動和由螺旋槳所致的湍流流場進行大渦模擬計算，并在此基礎上分別預報殼體流噪聲、殼體流激振動噪聲、螺旋槳流噪聲和螺旋槳流激振動噪聲。然后，分別探究這4類噪聲的空間輻射指向性及輻射聲能量特性等。最后，通過聲級計算的方法對4類噪聲進行合成計算，分析水下航行器總體水動力噪聲的聲壓分布特性和輻射聲能量特性，尤其是探討這4類噪聲對總體水動力噪聲的貢獻程度。

1　水動力噪聲分類及評價指標

1.1水下航行器水動力噪聲分類

水下航行器水動力噪聲主要包括流噪聲和流激振動噪聲，前者是指由于湍流脈動壓力所產生的噪聲，后者是指壁面上的脈動壓力激勵物面彈性結構引起振動而產生的振動輻射噪聲。

水下航行器主要包括航行器殼體、螺旋槳等結構，文中分別對這2部分結構導致的湍流流動引起的水動力噪聲進行了分離預報與分析。文中的航行器水動力噪聲分為殼體流噪聲、殼體流激振動噪聲、螺旋槳流噪聲和螺旋槳流激振動噪聲4類。為便于描述，現假設水下航行器總體水動力噪聲為A類噪聲，殼體流噪聲、殼體流激振動噪聲、螺旋槳流噪聲和螺旋槳流激振動噪聲分別為B類、C類、D類和E類噪聲。

1.2評價指標

在聲學分析中，常用聲壓級和聲功率級來評判聲學特性。聲壓級的計算公式如式（1）所示，聲功率級的計算公式如式（2）所示。

式中：p(f)為f頻率下的聲壓大小；p0為基準聲壓，在水中，p0=1×10-6Pa；w(f)為f頻率下的聲功率大小；w0為基準聲功率，w0=1×10-12W。

根據噪聲測量系統的指定帶寬聲壓級計算公式，假設計算中的頻率分辨率為Df，可以給出數值計算中頻率為[f0，f1]的聲壓總級的計算公式，如式（3）所示；聲功率總級的計算公式，如式（4）所示。

類似地，水下航行器總體水動力噪聲，即A類噪聲的聲壓總級LpA的計算公式如式（5）所示；聲功率總級LwA的計算公式如式（6）所示。

式中，LpB，LpC，LpD，LpE，LwB，LwC，LwD和LwE分別為B，C，D和E類噪聲的聲壓總級和聲功率總級。

2　模型及計算方法

2.1水下航行器殼體和螺旋槳幾何模型

本文研究的水下航行器殼體外形尺寸是在國外某航行器［10］的外形尺寸上進行簡化而得，其主要外形和參數如圖1所示，頭部采用圓頭線型［11］。水下航行器采用對轉大側斜螺旋槳，其前、后螺旋槳主要參數如表1所示，幾何草圖和三維模型圖如圖2所示。

圖1　水下航行器殼體外形簡化圖Fig.1 The reduced graph of the underwater vehicle hull

表1　對轉螺旋槳主要參數Tab.1 The main parameters of the contra-rotating propellers

圖2　水下航行器對轉螺旋槳幾何模型圖Fig.2 The geometricmodel figure of the contra-rotating propellers

2.2數值計算方法

對于流噪聲預報，利用CFX進行流場模擬，通過Actran中的ICFD模塊，將流體計算結果直接導入到Actran中求解流噪聲輻射問題，其求解流程如圖3所示。ICFD為Actran的流體激勵轉化模塊，首先將流體計算中的聲載荷信息通過積分算法整合到聲學網格上，得到聲學模型的時間歷程載荷，再利用其內部的傅立葉變換算法將時間歷程載荷轉化為頻譜載荷，最后利用Actran進行求解。

圖3　流噪聲預報流程圖Fig.3 The flow chart of the prediction for the flow-induced noise

對于流激振動噪聲預報，首先利用CFX計算得到三維瞬態流場信息，然后導出壁面上的脈動壓力。由于流場網格比結構網格精細，故需將流場壁面處的脈動壓力插值到結構網格。本文使用了一套自主編寫的插值程序：第1步，在CFX-POST中利用CCL命令導出壁面上的壓力文件；第2步，在ANSYS中通過節點查找得到流場壁面網格節點與結構壁面網格節點的插值的映射表；第3步，利用Matlab完成流場壁面網格節點上的壓力信息插值至結構網格節點的計算過程；第4步，根據第3步獲得的載荷文件，加載至結構進行振動響應計算。最后，將振動響應作為噪聲源，在Actran中求解振動聲輻射問題，其求解流程圖如圖4所示。

圖4　流激振動噪聲預報流程圖Fig.4 The flow chart of the prediction for the noise from the flow-induced vibration

2.3流場計算模型

水下航行器主要包括航行器殼體、螺旋槳等結構，本文將由這2部分結構引起的水動力噪聲分為4類，進行了分離預報與分析。計算殼體導致的噪聲時，不考慮螺旋槳的影響；而螺旋槳的流場計算則基于殼體流場計算結果，以殼體流場速度分布作為螺旋槳流場計算的入口邊界條件。水下航行器水動力噪聲預報是基于外流場信息的，因此外流場的準確模擬至關重要。由于水下航行器整體上為圓柱形，故外流域也采用圓柱形流域，如圖5和圖6所示，其中D1為殼體外流域徑向直徑，L1為殼體外流域上游段長度，L2為殼體外流域下游段長度，D2為螺旋槳外流域徑向直徑，L3為螺旋槳外流域上游段長度，L4為螺旋槳外流域下游段長度。在螺旋槳流場計算中，為了只針對性地分離螺旋槳產生的水動力噪聲，計算模型中不包括航行器頭部以及翼板，而從航行器平直段開始，并以航行器尾端結束，且進口處采用殼體流場計算結果為速度邊界條件。航行器螺旋槳外流域包括靜止域和2個繞槳軸旋轉的旋轉域，即遠離螺旋槳的區域為靜止域，前槳附近的區域為右旋轉域，后槳附近的區域為左旋轉域。通過外流域截斷計算驗證，D1=3D，L2=L4=2L的外流域是滿足流噪聲預報精度的。由于流激振動噪聲主要與壁面脈動壓力有關，外流域的大小對其影響不大，因此沒有必要研究外流域截斷對流激振動噪聲的影響。

三維流場采用CFX計算，計算模型及邊界設置如圖7～圖9所示。其中，圖8展示了螺旋槳外流域的計算網格，外流域包括靜止域和2個繞槳軸旋轉的旋轉域，由于螺旋槳結構復雜，對旋轉域采用四面體網格劃分，對靜止域采用六面體網格劃分。對流場計算模型的邊界條件設置如下：圓柱形外流域曲面定義為滑移面，殼體外及螺旋槳表面定義為無滑移面，進口邊界為速度邊界條件，出口邊界為壓力邊界條件（0 Pa）。其中，對于殼體流場，進口速度如表2所示航速；對于螺旋槳流場，進口速度采用殼體流場穩態計算結果對應位置處的速度分布（如圖9給出的是航速為15 kn下該位置處的速度分布云圖），旋轉域和靜止域之間由轉子/定子交界面連接。湍流模擬采用LES，其中亞格子應力模型采用LESWALE，對流項采用中心差分格式進行逼近，計算時間步長為5×10-4s，前、后槳轉速如表2所示。根據進速系數J的計算公式：J=VA/(nD)計算可得，如此設置時，各工況下螺旋槳的進速系數J基本相同。鑒于缺少模型自航狀態下的數據，本文通過保證進速系數相等來作為不同工況航速和螺旋槳轉速的選擇標準。待計算穩定后（大致10 000步以上）結果均保存1 000步，以便進行流場瞬態分析及流噪聲、流激振動噪聲的模擬預報。由于是基于步長為5×10-4s的連續1 000步流場信息來預報流噪聲和流激振動噪聲，所以根據采樣頻率及采樣定理，轉換得到的流場信息頻域分辨率為2Hz，帶寬為1 000 Hz，由此預報得到的噪聲精度為2 Hz，最高頻率為1 000 Hz。

圖5　水下航行器殼體外流域圖Fig.5 The graph of the external flow domain of the hull

圖6　水下航行器對轉螺旋槳外流域圖Fig.6 The external flow domain of the propellers

圖7　水下航行器殼體外流場計算模型及邊界Fig.7 The calculationmodeland boundary of the external flow field of the hull

圖8　水下航行器螺旋槳外流場計算網格剖面圖Fig.8 The sectional view of the calculation mesh of the external flow field of the propellers

圖9　水下航行器螺旋槳外流場計算模型及邊界Fig.9 The calculationmodel and boundary of the external flow field of the propellers

表2　計算航速以及對應的前后槳轉速Tab.2 The calculation velocity and the corresponding rotating velocitiesof the frontand rear propellers

2.4聲場計算模型

流噪聲數值模擬計算模型及邊界條件如圖10所示，計算域由2部分組成：聲源域（深色區域）和傳播域（淺色區域）。計算中，將傳播域對應的有限元網格外表面作為無限元基面，殼體表面默認為隔聲面，噪聲不向航行器內腔傳播，而只向“遠場”傳播。

圖10　流噪聲聲學計算模型設置示意圖Fig.10 The modelof the acoustics of the flow-induced noise

流激振動噪聲計算模型及邊界條件如圖11所示，計算域只有傳播域（淺色區域），殼體表面設置為邊界聲源面，且為隔聲面，其他設置與流噪聲預報相同。

將流場網格信息插值到聲場網格時，要求流場和聲場的幾何結構在空間中的位置信息一致，其中徑向插值階數為8。而航行器螺旋槳三維流場信息模擬計算中有旋轉域，即螺旋槳等幾何結構的空間位置信息隨時間變化，導致旋轉域中的流場信息無法插值到聲場網格作為聲源信息。因此，對于D類噪聲的預報，聲源域只包含靜止域；對E類噪聲的預報，激勵源只包含靜止域中的殼體壁面脈動壓力，這些處理方案可能導致螺旋槳噪聲預報結果與實際相比偏小。

圖11　流激振動噪聲計算模型設置示意圖Fig.11 The modelof the acoustics of the noise of flow-induced vibration

3　預報方法驗證

本文流噪聲的預報是應用LES方法對三維流場進行瞬態數值模擬，然后基于Lighthill廣義方程對全流場的物理量進行積分而獲得遠場聲壓。本文在前期研究［12-13］的基礎上，對研究數據較豐富的“大青花魚”簡化潛艇模型進行三維流場及流噪聲預報，并與孟堃宇［14］研究的數據進行對比分析，以此探討Actran預報流噪聲的準確性，得到不同預報方法下x方向和z方向聲壓總級變化特性對比（圖12），其中，模型總長l=3.2m，型寬b=0.4m。在這幾種預報方法下，流噪聲的輻射特性基本一致，但由于艇體近場為聲源區，近場的聲壓都存在著一定的差別，而當與艇體距離不斷增大時，由3種預報方法得到聲壓總級基本趨于一致，其中Actran與Sysnoise的計算結果在艇體遠處具有更好的吻合度。因此，本文采用Actran預報流噪聲的輻射特性是可行的。

圖12　不同預報方法下x方向和z方向聲壓總級變化特性對比Fig.12 The comparison of the totalsound pressure levels in x-axisand z-axis directions with different methods

4　結果和分析

4.1模態分析

流激振動噪聲涉及流場、結構、聲場之間的相互耦合，實際上，難以完整地模擬出三者之間的影響規律，由于本文的研究均在低馬赫數狀態，因此，為簡化研究模型，對于流激振動噪聲的預報采用單向耦合方法進行，如圖4所示。在計算三維動態流場時，將航行器殼體當做剛體處理，不考慮結構振動對流場的影響，也忽略聲場對流場的反饋作用，由此得到殼體壁面上的脈動壓力信息。

航行器殼體結構如圖1所示，忽略殼體加筋等結構，將殼體簡化為均勻板厚，材質取為鋼，材料屬性如表3所示。在結構振動計算中，殼體采用殼單元shell 63，翼板采用體單元solid 45，總單元數為5 171個，總節點數為5 482個。本文是在頻域上加載脈動壓力進行諧響應分析而得到振動響應信息，因此對航行器結構均可以采用自由邊界約束，結構阻尼設為0.002。

表3　鋼的材料屬性Tab.3 Properties of steel

模態分析用于分析結構的振動特性，即確定結構的固有頻率和振型是諧響應分析等動力學分析的基礎，本文基于諧響應分析來研究流激振動響應，故有必要先對殼體結構進行模態分析。將殼體厚度t取為10mm，在自由邊界約束狀態下，計算航行器殼體結構的固有頻率。經計算可知，在10～1 000 Hz范圍內，殼體結構共有15階模態，其中包括整體模態和局部模態，航行器殼體結構的固有頻率將在后文中進行說明（表4）。

表4　 C類噪聲聲功率級峰值頻率與共振固有頻率Tab.4 Peak frequency of sound power leveland resonance natural frequency of noise C

4.2聲功率級頻譜特性分析

提取無限元基面上的聲功率數據，得到水下航行器4類噪聲聲功率級頻譜曲線（圖13）。對于4類噪聲，聲功率級均隨航速的增大而增大。對于B類和D類噪聲，聲功率級主要集中在低頻范圍，隨頻率的增大而減小，當頻率超出該頻段后，聲功率級很小且在某一定值左右波動。各航速下，B類噪聲聲功率級出現了1個峰值，而D類噪聲聲功率級則出現了2個峰值。

分析可知，B類噪聲聲功率級峰值是由殼體流場的脈動壓力峰值所致，而D類噪聲聲功率級峰值與螺旋槳葉片通過頻率有關，第1個峰值頻率接近螺旋槳的2階葉片通過頻率，第2個峰值接近螺旋槳（尤其是前槳）的10階葉頻通過頻率。峰值頻率均隨航速的增大而增大。對于C類和E類噪聲，聲功率級并非主要集中在低頻段，而是在整個頻段內出現了若干個峰值點，這些峰值是由壓力脈動引起結構發生共振所致。但E類噪聲的峰值不是特別明顯，其峰值量級與聲功率級頻譜自身的波動量級相差不大，即螺旋槳流場中殼體壁面上的壓力脈動未導致航行器結構的明顯共振，即共振對E類噪聲能量不會有太大的貢獻。

表4給出了C類噪聲聲功率級峰值頻率與結構固有頻率的對比。不難發現，除第1個峰值外，其他峰值均是由于結構發生共振所引起，而第2個峰值頻率與B類噪聲的峰值頻率相同，由此可以說明第1個峰值是由殼體流場中壁面脈動壓力峰值所致。

表5給出了C類噪聲聲功率級峰值。在6，12 kn航速下，第1個峰值頻率處的聲功率級基本上要高于其他所有峰值，而在9 kn航速下以700Hz處最大，15 kn航速下318 Hz處的聲功率級與第1個峰值基本相同。由此可以得出結論：航速為6，12 kn時，由流場自身的壓力脈動峰值引起的流激噪聲能量是C類噪聲的主要來源；航速為9 kn時，結構共振引起的流激振動噪聲能量是C類噪聲的主要來源；航速為15 kn時，兩者均是C類噪聲的主要來源。

圖13　水下航行器4類噪聲聲功率級頻譜曲線Fig.13 Spectrum curves of sound power levelof the four kinds of noises

4.3聲壓云圖分析

在水下航行器水動力噪聲預報中，取z=0的xy聲學場平面處的云圖，該云圖區域大小為20 m×20m，中心點坐標為（0.5L，0，0），以便從全局上認識主要噪聲源分布、輻射指向性等規律。這里只以航速為15 kn時為例，圖14～圖15給出了B類和C類噪聲的聲壓級云圖。

對于B類噪聲，存在某一頻率值，低于該頻率時噪聲源分布在整個流場，高于該頻率時噪聲源主要分布在航行器頭部及尾部翼板處，尤其是翼板處。尾流低頻噪聲源與翼板處噪聲源向空間輻射時，在翼板附近尾流段（距翼板約2L范圍內）會相互干涉疊加而形成較低或較高的聲壓區。由于噪聲源分布不同，聲輻射云圖也相應不同，在低于該頻率時沒有明顯的橫向對稱特性，而高于該頻率時顯示出明顯的橫向對稱特性。B類噪聲聲壓級隨偏離航行器距離的增大而減小，且橫向聲壓級要高于軸向也即首尾部分。

對于C類噪聲，聲壓級分布關于縱軸有著明顯的對稱性，其隨偏離航行器距離的增大而減小，且橫向聲壓級要高于軸向也即首尾部分。由共振引起的聲壓級峰值頻率下的噪聲源分布與結構的振型有關，即噪聲源的分布部位和模態分析中有著較大位移響應的部位是一致的。該規律對流激振動噪聲試驗研究中傳感器的布點非常具有指導意義，試驗前，只需對結構進行模態分析得到位移響應分布圖，就可知道流激振動噪聲源可能的分布部位。對于這些部位，應該在試驗中進行合理的傳感器布點。

表5　不同航速下C類噪聲聲功率級峰值Tab.5 Peaks of sound power level of noise C in different velocities

圖14　 B類噪聲xy平面聲壓級云圖（u=15 kn）Fig.14 Sound pressure level contours of noise B in xy plane（u=15 kn）

圖15　 C類噪聲xy平面聲壓級云圖（u=15 kn）Fig.15 Sound pressure level contours of noise C in xy plane（u=15 kn）

4.4噪聲能量分析

在水下航行器水動力噪聲預報中設置一些水聽器，以便認識聲場中各點的聲壓大小以及聲壓分布狀態。x方向上均勻設置了15個水聽器（圖16），水聽器與航行器縱軸（x軸）之間距離均為4D，相鄰水聽器之間的距離為0.5L。

圖16　水下航行器水動力噪聲預報中x方向水聽器位置示意圖Fig.16 The schematic diagram of the hydrophones in x-axis direction in noise prediction

根據式（3）計算各航速下的4類噪聲在x方向水聽器處的聲壓總級，然后按照式（5）進行合成處理，獲得A類噪聲在x方向的聲壓總級，繪制各類噪聲聲壓總級在x方向上的變化規律圖（圖17）。

由圖17可知，B類和D類噪聲的聲壓總級均在X9處最大，C類在X8處最大，而E類噪聲在X7處最大，這說明B類和D類兩類噪聲的主要聲源位于水下航行器尾部，C類位于航行器中部，而E類則位于水下航行器前半部分。總體水動力噪聲即A類噪聲的聲壓總級在X9處最大。

從圖17可以看出，C類和E類噪聲聲壓總級在水下航行器上游段和下游段的分布基本相似，均是隨著與水下航行器距離的增大而減小，減小幅度也隨之減小。B類和D類噪聲聲壓總級在上游段隨著與水下航行器距離的增大而減小，減小幅度也隨之減小；但在下游段，只有航速為6 kn時，聲壓總級是隨著與水下航行器距離的增大而減小，而其他航速下，聲壓總級并不隨著水下航行器的距離增大而減小。這可能是由于：隨著航速的增大，由航行器尾流擾動導致的部分尾流低頻噪聲源，與水下航行器翼板或螺旋槳附近流場導致的低頻噪聲源向空間輻射時相互干涉疊加而形成了較低或較高的聲壓區。A類噪聲在下游段主要由B類噪聲主導。

圖17　水下航行器水動力噪聲聲壓總級在x方向上的變化規律Fig.17 Changing figures of total sound pressure levels of differentnoises in x-axis direction

根據式（4）計算各航速下4類噪聲的聲功率總級，然后按照式（6）進行合成處理，獲得A類噪聲的聲功率總級，最后計算各類噪聲在A類噪聲聲功率總級中所占的百分比，并繪制各類噪聲聲功率總級與航速的關系曲線（圖18）。由圖可知，所有噪聲能量均與速度呈非線性關系，且隨著速度的增加而增大。

圖18　水下航行器水動力噪聲聲功率總級與航速的關系Fig.18 Relation curves of total sound power levels of different noises and differentvelocities

各類噪聲在A類噪聲聲功率總級中的百分比如圖19所示，可以看出，4類噪聲在不同航速下對A類噪聲的貢獻程度均不一樣。航速為6 kn時，B類噪聲為主要部分，約占33%，其他3類所占比例相差不大；航速為9 kn時，C類噪聲為主要部分，約占44%，其他3類所占比例相差不大；航速為12和15 kn時，E類噪聲均為主要部分，其次是D類噪聲。由此分析可知：低航速時，航行器殼體及附體引起的水動力噪聲為主要部分；隨著航速的增大，螺旋槳引起的水動力噪聲將明顯強于航行器殼體及附體引起的水動力噪聲，而成為航行器水動力噪聲的主要貢獻者。

圖19　4類噪聲聲功率總級百分比條形圖Fig.19 Percentage bar chart of the total sound power levels of four kinds of noises

5　結論

本文采用基于大渦模擬（LES）和Lighthill聲類比的混合聲學計算方法對水下航行器水動力噪聲進行了分離預報。通過數值計算得到航行器殼體和螺旋槳流場特性，并分別預報出了殼體流噪聲、殼體流激振動噪聲、螺旋槳流噪聲和螺旋槳流激振動噪聲，最后從總體上對水下航行器水動力噪聲的聲壓分布特性以及輻射聲能量特性進行分析，可以得到如下結論：

1）殼體流噪聲、殼體流激振動噪聲、螺旋槳流噪聲、螺旋槳流激振動噪聲這4類噪聲分布在橫向關于航行器都有著很好的對稱性，在距離航行器殼體表面同等距離下，橫向聲能量高于軸向，即首尾部分，并隨著偏離航行器表面距離的增大而減小。

2）殼體流噪聲的主要能量分布在機翼周圍，而其他種類的噪聲主要靠近水下航行器中段、螺旋槳和水下航行器的前半部分。

3）在上游段，螺旋槳流激振動噪聲強于其他3類噪聲，總體水動力噪聲分布規律主要受螺旋槳流激振動噪聲影響；而在下游段，殼體流噪聲最強，總體水動力噪聲主要受殼體流噪聲影響。

4）低速時，由殼體激發的水動力噪聲為主要噪聲。隨著航速的增加，由螺旋槳激發的水動力噪聲會越來越大，并逐漸在總噪聲中占較大比例。4類噪聲能量均與速度呈非線性關系。

［1］XIA H，TUCKER P G，EASTWOOD S.Large-eddy simulations of chevron jet flows with noise predictions ［J］.International Journal of Heat and Fluid Flow，2009，30（6）：1067-1079.

［2］BAILLY C，BOGEY C，GLOERFELT X.Some useful hybrid approaches for predicting aerodynamic noise ［J］.Comptes Rendus Mécanique，2005，333（9）：666-675.

［3］SHUR M L，SPALART P R，STRELETS M K. LES-based evaluation of a microjet noise reduction concept in static and flight conditions［J］.Journal of Sound and Vibration，2011，330（17）：4083-4097.

[4]CAVALIERIA V，DAVILLER G，COMTE PA，etal.Using large eddy simulation to explore sound-source mechanisms in jets［J］.Journal of Sound and Vibration，2011，330（17）：4098-4113.

［5］ZHANG N，SHEN H C，YAO H Z.Numerical simulation of cavity flow induced noise by LES and FW-H acoustic analogy［J］.Journal of Hydrodynamics（Ser. B），2010，22（Supp 1）：242-247.

［6］MAK C M，WANG X，AIZ T.Prediction of flow noise from in-duct spoilers using computational fluid dynamics［J］.Applied Acoustics，2014，76：386-390.

［7］張允，傅慧萍，繆國平.基于大渦模擬的開孔潛體流噪聲數值模擬［J］.上海交通大學學報，2011，45 （12）：1868-1873. ZHANG Yun，FU Huiping，MIAO Guoping. LES-based numerical simulation of flow noise for submerged body with cavities［J］.Journal of Shanghai Jiaotong University，2011，45（12）：1868-1873.

［8］江文成.潛艇流噪聲與流固耦合作用下流激噪聲的數值模擬［D］.上海：上海交通大學，2013.

［9］張詠鷗，張濤，劉繼明，等.基于Lighthill聲類比的流激噪聲三維計算及驗證［J］.艦船科學技術，2014，36（9）：55-59，64. ZHANG Yongou，ZHANG Tao，LIU Jiming，et al. Three dimensional simulation and validation of the flow-induced noise based on lighthill's acoustic analogy theory［J］.Ship Science and Technology，2014，36 （9）：55-59，64.

［10］李陳葉.美國MK46魚雷［J］.現代艦船，1999（1）：35-37.

［11］呂世金，苗金林，張曉偉.水下高速航行體艏部水動力自噪聲預報方法及低噪聲線型設計［J］.水動力學研究與進展（A輯），2012，27（3）：303-310. LV Shijin，MIAO Jinlin，ZHANG Xiaowei.Prediction method of hydrodynamic self-noise and design of low noise bow profile for underwater high speed vehicle［J］.Journal of Hydrodynamics（Ser.A），2012，27 （3）：303-310.

［12］LIU JM，ZHANG T，ZHANG Y O.Numerical study on flow-induced noise for a steam stop-valve using large eddy simulation［J］.Journal of Marine Science and Application，2013，12（3）：351-360.

［13］ZHANGYO，ZHANG T，OUYANG H，etal.Flow-induced noise analysis for 3D trash rack based on LES/ Lighthill hybrid method［J］.Applied Acoustics，2014，79：141-152.

［14］孟堃宇.基于大渦模擬的潛艇脈動壓力與流噪聲性能數值計算［D］.上海：上海交通大學，2011.

［責任編輯：喻菁］

Separating prediction of the hydrodynamic noise of an underwater vehicle

WANG Kang1，LIU Guoqing1，WANGQiang2，ZHANG Yongou1，3，LIXu11 Schoolof Naval Architecture and Ocean Engineering，Huazhong University of Science and Technology，
Wuhan 430074，China
2China Ship Development and Design Center，Wuhan 430064，China 3 Department of Mechanicaland Aerospace Engineering，University of California San Diego，
California 92093-0411，USA

In recent years，acoustic stealthiness，being one of the most important parameters to evaluate underwater vehicles'operational performance，has received widespread attention.However，the hydrodynamic noise of underwater vehicles has seldom been studied.In this paper，hydrodynamic noise is classified into four categories：the flow-induced noise of the shell，the noise of flow excited-vibration of the shell，the flow induced-noise of the propeller，and the noise of flow excited-vibration of the propeller，all of which are predicted by using the Large Eddy Simulation（LES）and the Lighthill'sacoustic analogy method.Firstly，the effectiveness of these hybrid acoustic simulation methods is verified with present research results.Then，the simulation of four noise types is conducted，where the analysis is made respectively by sound power level，sound pressure level contours，and total sound pressure levels.It is seen that the relations between the four types and the relevant speed are all non-linear.Specifically，the major noise in the upstream is that from the flow-induced vibration of propellers，while the major noise in the downstream is the flow-induced noise of shells.Furthermore，the hydrodynamic noise induced by the shell is the major noise at low speed，and the hydrodynamic noise induced by the propellers gradually increases with the increase of speed.

underwater vehicle；Large Eddy Simulation（LES）；Lighthill's acoustic analogy；hydrodynamic noise；flow-induced noise；noise from the flow-induced vibration

U661.39

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2015.04.005

2014-11-04網絡出版時間：2015-7-28 17:25:13

國家留學基金委資助項目（201406160032）；華中科技大學國防自主創新研究基金資助項目（01-18-140019）

王康，男，1989年生，碩士生。研究方向：流激噪聲，結構強度分析。E-mail：274504943@qq.com劉國慶（通信作者），女，1991年生，碩士生。研究方向：流激噪聲，船舶與海洋工程結構物設計制造。E-mail：liugq_2010@163.com張詠鷗，男，1989年生，博士生。研究方向：流激噪聲，氣泡聲學。E-mail：zhangyo1989@gmail.com