水動力噪聲計算方法綜述

李環，劉聰尉，吳方良，陳燦

中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064

水動力噪聲計算方法綜述

李環，劉聰尉，吳方良，陳燦

中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064

準確量化評估水動力噪聲，對研制反潛水面艦船、安靜型潛艇和隱身魚雷等高性能航行體具有重要意義。由航行體型線變化、表面曲率不連續和各種擾動引起的三維非定常外流場是航行體水動力噪聲的源場。分述航行體表面湍流邊界層、空腔振蕩、空化和粗糙度誘發水動力噪聲的機理和研究進展。在分析水動力噪聲數值預報難點的基礎上，綜述流體動力噪聲計算方法研究進展。著重比較在航行體水動力噪聲工程預報方面有較好前景的3種方法：聲類比法、粘聲分離法和聲邊界條件法。

航行體；水動力噪聲；流噪聲；計算方法

網絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160317.1056.022.html期刊網址：www.ship-research.com

引用格式：李環，劉聰尉，吳方良，等.水動力噪聲計算方法綜述［J］.中國艦船研究，2016，11（2）：72-89.

LI Huan，LIU Congwei，WU Fangliang，et al.A review of the progress for computational methods of hydrodynamic

noise［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（2）：72-89.

0　引　言

水動力噪聲和氣動噪聲同屬于流體動力學噪聲。流體動力學噪聲是指由運動流體與固定邊界相互作用及流體內部湍流所引起的輻射噪聲，其主要機理是固體與流體的相對運動及流體自身的不規則運動，所激起的流體內部應力和壓力擾動在介質內的傳遞［1］。研究氣動噪聲的學科稱為氣動聲學。隨著現代計算技術和能力的發展，從降低飛行器噴氣噪聲到控制起落噪聲，不同時期所面臨的特定飛行器噪聲問題推進了氣動聲學的研究進展［2］，并催生出計算氣動聲學（ComputationalAero-Acoustic，CAA）理論、方法和技術［3］。同理，研究水流場中噪聲的產生、傳播、流聲耦合作用以及激勵邊界二次發聲等噪聲問題的學科稱為水動力聲學。

水動力聲學應用對象主要是水面及水下航行體，包括水面艦船、潛艇和魚雷等。艦艇［4］和魚雷［5］皆屬復雜的噪聲源分布體，其水下噪聲主要由機械噪聲、推進噪聲和水動力噪聲3部分組成。水動力噪聲由航行體結構受表面湍流脈動壓力激勵及突體、附體、空腔與湍流脈動壓力相互作用產生。若不涉及流動誘發的結構共振發聲，水動力噪聲也稱為流噪聲。當航行體達到一定航速時，航行體表面的邊界層還可能產生湍流和渦流的分離，進而可能在某些部位的表面產生空化現象，產生的空泡在破裂時能輻射出強烈的噪聲。水面艦船水動力噪聲的強度隨航速的增加而迅速增大，其輻射聲功率與航速的5～7次方成正比。航速增加1倍，水動力噪聲增加15～18 dB［6］。在較低航速下，水動力噪聲對水下航行體輻射噪聲的貢獻往往被機械噪聲和螺旋槳噪聲掩蓋，當航速大于10～12 kn時，水動力噪聲的影響就凸顯出來，并在水下輻射噪聲中占有較大比例，其影響不容忽視。并且隨著機械噪聲和螺旋槳噪聲的有效控制，水動力噪聲對航行體聲輻射的作用還將增加，可能成為主要噪聲源。

水動力噪聲研究涉及國防軍事，國外鮮有公開發表的水動力噪聲試驗和數值計算的文獻。國外潛艇先進國家陸續開發了一些面向工程應用的、比較成熟的水動力噪聲計算軟件。俄羅斯可計算航行器機械噪聲、螺旋槳噪聲和流噪聲，得到給定工況下水下噪聲總噪聲級和水下噪聲數理模型［7］；英國的船舶噪聲計算軟件（NDES）可估算船舶 結 構 噪 聲［8］；英 國 Frazer-Nast公 司 的FNV-Noise軟件可預報敷蓋消聲瓦的潛艇近場和遠場噪聲［9］；法國Metravib R.D.S公司的GAP軟件可計算直徑5 m的典型潛艇低、中頻噪聲［10］；德國土倫海軍Cer2dan DCN采用傳遞函數法預報裝艇設備產生的流噪聲［11］。此外，俄羅斯還擁有全套魚雷聲學設計指南和水下噪聲計算方法，并有著豐富的魚雷隱身設計經驗，早在20世紀60年代就已經成功運用于多型魚雷的設計制造中［5］。

在國內，一些相關研究院所和高校等［12-14］通過應用商業化通用軟件或引用俄羅斯技術對全附體潛艇等航行體的水動力性能及流噪聲、自噪聲特性進行了計算流體動力學（CFD）及相關試驗研究，在流場數值模擬、水動力噪聲生成及傳播機理等方面取得了一定的成果。目前流噪聲預報方法是以Lighthill聲類比為理論基礎。在計算內核上存在流場、聲場信息獲取不全、聲場和流場物理耦合作用機理解釋不清、計算精度不高等缺點，不能滿足高精度水動力噪聲考核和預報要求。此外，商業軟件的計算代碼不是開源的，一般使用者無法得知基于氣動聲學開發的流噪聲計算模塊是否針對氣動特性做了適應性的調整，求解過程中是否做了近似處理或引入了經驗參數等問題，制約了水動力噪聲的研究發展。

隨著水動力噪聲對航行體隱身性能影響日趨嚴重，開展航行體水動力噪聲性能評估和總體性能優化設計的需求日益迫切，需要分析水動力噪聲產生機理、傳播特性和流聲耦合等問題，研究適用于水流場，具有高精度量化結果的噪聲計算方法，為水動力噪聲聲學優化設計（譬如型線設計、附體布置、流水孔設計等）提供可靠的量化分析支撐，進而提出有效的水動力噪聲控制方法，實現改善航行體水動力和噪聲的目標。

1　水動力噪聲源

以潛艇為例分析航行體各水動力噪聲源的發聲機理和噪聲特性。

由于潛艇型線變化和表面曲率不連續，來流在潛艇殼外形成非定常流場。在潛艇艏部聲吶平臺區，艇艏層流邊界層轉捩為湍流邊界層，受到壓力梯度、擾動水平、壁面粗糙度等因素的強烈影響，湍流渦運動引起寬頻率范圍的壓力波動，形成流噪聲。湍流作用形成的流噪聲是主要的自噪聲源，在艏部平臺區，影響聲吶探測能力的最主要因素就是流噪聲。

在潛艇中部上層建筑和圍殼區，邊界層分離流動和水流經過附體與主體表面構成的角區，產生復雜的三維分離流動和渦，尤其在附體根部，邊界層和壓力場相互作用，在前緣形成由上游向下游運動的“馬蹄渦”，與殼體表面的復雜分離流動引起的泄出渦一起向下游發展，進入推進器槳盤面或航行器尾流場，成為重要流噪聲源。另一方面，旋渦在突體表面產生湍流脈動壓力會直接產生噪聲，同時激勵殼壁振動并輻射噪聲。

此外，當水流自艇艏到達流水孔邊緣時，由于表面不連續，流動產生分離，沿流向橫跨開孔的內、外流之間，存在不穩定的剪切層波動，其振蕩產生的非定常流體脈動壓力和旋渦運動，直接導致流動噪聲，并直接激發結構噪聲。

圖1所示為潛艇水動力噪聲源發聲示意圖。以下重點分析湍流邊界層和空腔振蕩這2個航行體主要噪聲源，并簡述附體空化和粗糙度對噪聲的貢獻。

圖1　潛艇水動力噪聲源發聲示意圖Fig.1　Hydrodynamic noise sources of a submarine

1.1湍流邊界層噪聲

當艦船、潛艇或魚雷航行時，殼體邊界層由層流逐漸發展為高度復雜的三維非穩態、帶旋轉的不規則流動——湍流邊界層。湍流中隨機性和擬序結構運動的規律性，導致流體的各種物理參數（如速度、壓力和溫度等）隨時空近乎隨機變化。湍流物理參數的這種脈動，是誘發水動力噪聲的首要原因。對擬序結構加以抑制和破壞，能大幅降低噪聲［15］。

湍流的擬序結構是指流場中出現的條帶結構、各種大渦結構，及其他有組織的流條、流團等。充分發展湍流邊界層中的大渦結構包括展向大渦、發卡渦和流向渦，它們的相互作用、能量串級過程以及猝發過程的不斷進行，存在于大量隨機小渦的背景流場之中［16］。大尺度渦旋的尺度可與流場大小相比擬，取決于流動的邊界條件［17］；小尺度渦旋的尺度可能只有流場尺度的千分之一，主要取決于粘性力的影響。湍流擬序結構在統計意義上有規律，但并非完全確定性的結構，其對湍流流動的產生及由此產生的各種物理效應，及水動力噪聲起決定作用。Hardin［18］認為湍流邊界層的主要聲源是邊界層中流向渦和初期展向渦之間相互作用，導致二次失穩，形成馬蹄渦結構的這一過程。粘性底層的猝發現象可能是次要的二次聲源。湍流的另一個重要特點是流體內不同尺度渦旋的隨機運動引起流場中各物理量的脈動。大尺度渦的間歇現象和湍流邊界層緩沖區內擬周期性猝發現象是引起低頻脈動的原因［19-20］，而湍流邊界層中內部渦量轉移的小尺度渦運動［21］是引起高頻脈動的原因。

與湍流邊界層噪聲關系密切的是脈動壓力，包括邊界層內部的脈動壓力和湍流擬序結構對邊壁作用產生的脈動壁壓。脈動壁壓可視為由垂直于邊壁的脈動流速v′引起，主要來自靠近邊界層底層的擬序結構和猝發現象，也綜合反映了對湍流生成貢獻最大的緩沖區擬序結構的影響。Skudrzyk等［22］的研究給出了對湍流脈動壓力的定量描述。與一般噪聲不同，湍流邊界層脈動壓力同時在頻率域和波數域具有特定分布，其主要能量集中于高波數的遷移峰附近。梁在潮［23］通過陡槽試驗認為，對于平順壁面湍流，脈動壁壓主要是由低頻大尺度擬序結構引起。壁面有突變的湍流，突變處會誘發大尺度旋渦。大旋渦不完全規則的周期運動，加上小尺度渦體的隨機作用，使脈動壁壓振幅大、頻率低，頻率分布近似正態分布規律。

湍流邊界層脈動壓力不僅是聲吶平臺區的重要自噪聲源，還是壁面振動的激勵源。湍流邊界層噪聲主要由2部分組成，湍流邊界層直接輻射噪聲和湍流邊界層脈動壓力激勵結構振動產生的輻射噪聲。

湍流邊界層直接輻射噪聲的預報是將邊界層脈動壓力作為“力源”代入到聲類比方程預報相應的輻射噪聲。Lighthill［24］以噴氣飛機自由湍流噪聲為研究對象，改寫N-S方程，提出聲類比理論，將流體噪聲源分為單極子源、偶極子源和四極子源3種，分別對應擾動的質量、力和自由湍流噪聲，這在水動力聲學中也是適用的。

湍流邊界層脈動壓力激勵結構振動產生的噪聲涉及流體、結構和聲場的耦合作用。對湍流邊界層脈動壓力這一隨機過程進行統計描述的方法為對空間—時間數據，包括自相關函數和互相關函數進行傅里葉變換可得自功率譜密度和互功率譜密度。脈動壓力平方的均值是對湍流邊界層附近壓力脈動總能量的度量。壁面壓力點功率譜Φ（ω）模型是以自功率譜密度為基礎，將每點處能量按頻率分解，被用于估算平板頻率響應（ω為角速度），如Chase-Howe模型［25］、Goody模型［26］和Smol'yakov模型［27］就是基于低速不可壓縮流實驗數據提出的，與風洞實驗結果比較發現Goody模型更適合工程應用［28］。歸一化波數—頻率譜則是在互功率譜密度基礎上，將能量按波長分解（k為波數向量，kx，kz為波數分量）。通過大量的試驗測量擬合出來的經驗表達式，即歸一化波數—頻率譜模型，可用于模態分析以及分析壓力脈動對結構體的作用。首先確定湍流脈動壓力的波數—頻率譜，然后求解結構耦合振動，最后計算外部區域輻射聲場或內部區域自噪聲場。Corcos模型［29］是最經典的波數—頻率譜模型。后來研究者在Corcos模型基礎上加以改進，提出Chase［30］模型和Smol'yakov-Tkachenko［31］等模型并進行比較。Howe［25］在Chase模型的基礎上考慮了低馬赫數（Ma）條件下的平面粗糙度的影響。李福新等［32］將平板尺度及壁面剪切應力脈動對湍流壁壓脈動的影響計入到Chase的理論模型中，從而消除Chase模型中的奇異點，并對平板尺度及壁面剪切應力脈動所起的作用進行分析。Borisyuk等［33］以流線型的殼體模型為研究對象，計算不同湍流脈動壓力的作用下模型的振動與聲輻射情況，驗證了在低馬赫數湍流激勵作用下，Chase和Smol'yakov模型能準確預報分析結構振動和聲輻射。王春旭等［34］運用6種脈動壓力波數—頻率譜模型對槽道流邊界層脈動壓力自功率譜進行預報，并引入試驗結果進行對比，認為Corcos模型物理意義明確，但預報精度稍差；Chase模型表達式復雜，經驗性更強，預報精度較高，但物理意義不明晰。此外，能否易于在空間—時間域和波數—頻率域之間相互轉換，是波數—頻率譜模型應用于聲學分析的重要考察指標。Smol'ya?kov-Tkachenko模型不能直接進行傅里葉變換，Graham［31］對Chase模型進行歸一化所得的ChaseⅠ模型可以將波數—頻率譜轉換成互功率譜［28］，并通過與安靜風洞的實驗數據進行比較，發現ChaseⅠ模型更適合工程應用。

進一步的問題是：湍流邊界層中直接輻射和結構應激振動二次輻射哪一個噪聲源更為主要？學術界的爭論焦點主要在比較壁面剪應力脈動產生的偶極子聲源和湍流壁壓脈動產生的四極子聲源，從而確定湍流邊界層輻射噪聲的主要因素。Haddle和Skudrzyk［35］通過測量魚雷形金屬殼和實心木料浮體的輻射噪聲，認為所測得的聲級主要來自湍流邊界層內的直接輻射。Vrecchic和Wiley［36］認為湍流邊界層噪聲在高頻段主要是由于直接輻射產生，而湍流邊界層固體邊界的撓性振動常在低頻段占主要地位。Hardin［18］通過保留流體力學基本方程中的高階項，詳細討論了湍流邊界層的聲輻射機理，認為湍流壁壓脈動是湍流邊界層的主要聲源，邊界層聲源輻射效率隨著馬赫數增大而上升，效率遠小于自由噴流和剪切層，是因為順流增長緩慢和壁面的消除效應。李福新等［32］認為平板的壁面剪切應力脈動實際上可作為聲波的傳播項而不是湍流邊界層中的噪聲源項，它描述了平板壁面剪切流動對在平板壁面附近聲波傳播模式的改變，抑制而非強化湍流壁壓脈動的作用，即對聲波起吸收作用。進而認為，平板湍流邊界層的直接聲輻射為四極子聲輻射，而非偶極子聲輻射；平板湍流邊界層輻射聲壓譜的譜峰出現在中頻段，聲輻射的能量集中于平板表面粗糙度引起的湍流邊界層的聲輻射［37］。Pan等［38］用大渦模擬（LES）和Lighthill聲類比理論計算光滑的剛性平板上充分發展的湍流邊界層，結果表明：對于低馬赫數，偶極子源輻射噪聲的功率譜決定全場輻射噪聲的功率譜，即偶極子源在聲輻射場占主導地位，四極子的貢獻在一定程度上可以忽略。

可見，進一步研究湍流隨機性和擬序結構運動的規律性，明確其對水動力噪聲的決定機制，準確掌握湍流邊界層內部的脈動壓力特性和脈動壁壓特性，定量分析比較湍流邊界層直接輻射和結構應激振動二次輻射2種噪聲源，從而歸納湍流邊界層噪聲的輻射特性，是湍流邊界層噪聲的未來研究方向之一。

1.2空腔振蕩噪聲

空腔誘發的水動力噪聲主要體現在空腔自持振蕩發聲，主要產生自潛艇表面流水孔結構，這一類表面開口會破壞船體外形連續性，從而降低航行器的水動力性能、增大航行阻力［39］，并產生較強的水動力噪聲［40］。圖2所示為典型的空腔不可壓縮流振蕩過程。

研究空腔自持振蕩發聲條件和振蕩特征是降低空腔誘發水動力噪聲的基礎。Rockwell和Naudascher［41］依據流激振蕩的誘因，把空腔振蕩分成流體動力學相互作用、流聲共振相互作用和流體彈性相互作用3種形式。Gharib和Roshko［42］采用試驗手段研究開式空腔的水流激發振蕩問題，認為空腔振蕩可分為自維持振蕩模式（Self-sustained oscillation）和尾流 模式（Wake mode）。當腔長和來流邊界層動量損失厚度之比超過80后，自持振蕩為剪切層模式。當比值超過120后，為尾流模式，阻力會從0.01左右突然增大到0.3左右。很多研究表明，開腔不可壓流動中，來流層流邊界層會因為剪切層的不穩定性產生自持振蕩［43-46］。然而，當來流邊界層為湍流時，湍流邊界層誘發自持振蕩的條件尚不明確［44］。Pereira 和Sousa［47］發現湍流邊界層流經開腔后周期性振蕩的剪切層。Lin和Rockwell［48］也在水槽實驗中發現了自持振蕩，認為振蕩與大尺度渦結構有關。相比之下，Grace等［49］通過分析實驗所得湍流來流邊界層的速度和壓力數據，并沒有發現空腔發生自持振蕩的跡象。Chatellier等［50］在實驗中發現混合層自持振蕩，并理論分析了低馬赫數下湍流空腔流動的脈動行為。他們認為振蕩過程并不由相干結構周期性脫落控制，而是由自然不穩定混合層的對流波決定。然而，Ashcroft和Zhang［51］通過對瞬時脈動速度場的Galilean分解，發現大尺度渦結構的脫落。通過PIV方法發現了相干渦結構，但是嚴格意義上的渦結構并不總是出現，認為壓力譜中的小峰值是弱純音成分，但并未發現強烈的自持振蕩。

借助更強大的計算能力和分析手段，空腔振蕩研究的流場計算方法由基于雷諾平均N-S方程（RANS）逐步發展至直接數值模擬（DNS）［52］，LES［53］和分離渦模擬（DES）［54］等更高階方法。聲場計算方法則出現了由聲類比理論［54-55］向CAA方法［56］發展的趨勢。研究對象從簡單的空腔模型發展到更復雜的組合模型［55］。可見，就計算方法而言，空腔水動力噪聲與潛艇外流場水動力噪聲并無二致。對于空腔水動力振蕩條件、模式和幅值等研究還有待突破。

圖2　在來流U0=0.31 m/s時，渦量場周期T內演變圖［41］Fig.2　The evolution of vorticity field in a period of cavity oscillation computed with 2D LES，the medium is water，U0=0.31m/s

1.3水動力空化噪聲

水動力聲學中，空化是特別重要的噪聲源。空化的體積改變在本質上屬于非定常質量變化，因而可視作單極子噪聲源。水面艦艇推進器空化問題最為嚴重，通常從次聲頻到超聲頻的整個頻譜上都占優勢，而潛艇和魚雷處于深潛航行狀態時，空化現象并不突出，但一旦發生空化，就成為主要噪聲源。對于液體低壓區內生長的空化核，當其半徑大于臨界半徑時便會失穩而發生空化。在正壓區內空泡潰滅產生的高速射流會不斷沖擊使固壁面發生空蝕，同時輻射出強烈的空化噪聲，加大了結構物的振動。

流體動力空化產生途徑包括流體流動本身或物體在液體中運動相互作用2個方面。Ross［57］根據空化發生的位置把流體動力產生的空化分為以下6類：管路內部，如彎頭、閥門等處產生的水力空化；浸沒在流體中運動的三維物體表面產生的體空化；浸入在流體中相對流體運動的二維升力翼表面產生的空化；在線渦的渦核中產生的旋渦空化；三維物體尾流渦流中產生的尾流—湍流空化；射流的渦流中的射流空化。

當航行體航速夠高時，其表面的邊界層可能產生湍流和渦流的分離，進而在一些部位表面可能產生空化現象。對水下10～15 m深處航行的潛艇和魚雷等水下航行體，當其速度小于10 m/s時，基本不會發生體空化，而當速度大于40 m/s時，空化幾乎肯定會發生［58］，產生的空泡在破裂時會輻射強烈的噪聲。

國內外研究者對于空泡潰滅和空化噪聲輻射等問題進行了大量理論分析。Reyleigh［59］建立不可壓縮流中理想球形氣泡運動方程式，可以進行空泡潰滅研究，但不適用于空泡潰滅至很小半徑的情況。Plesset等［60-62］通過考慮更多實際因素，從不同角度修正Reyleigh方程。對于偏離球形不大的空泡，Benjiamin等［63-66］對空泡的非球形潰滅過程或運動過程分別作了理論方面的研究和數值計算。目前尚未建立完善的理論解決偏離球形很大的空泡運動。

對于固壁面附近的空泡潰滅形成的射流現象，目前還沒有解析結果，主要依據數值計算，包括有限差分法［67-68］、修正的MAC方法［66］、變分法［67］和邊界元法［69］，整體或分階段［70］分析空泡潰滅的過程。

為了直觀地顯示空泡潰滅的過程，實驗手段從電解泡、火花泡發展到激光方法產生空泡。目前激光方法能產生球對稱性更優良的空泡，保證試驗結果與數值解的可比性［71］。空泡潰滅噪聲周期比一般壓力傳感器響應時間短得多［72］，為克服這一困難，Vogel等［73］設計了一套光路用來測量空泡潰滅的實際時間，排除水聽器的響應時間影響，修正得到實際空化噪聲的值，與數值結果［74］相一致。戚定滿等［71］對空化噪聲試驗結果［75］進行整理，發現空化輻射的噪聲與泡中心到壁面的無量綱距離γ有關。詳細分析比較了不同γ情況下，空泡發聲過程和發射噪聲的大小。此外還發現實驗測量的噪聲聲壓級與測量的位置也有很大的關系，輻射噪聲具有強烈的各向異性。Sanada等［76］利用全息照相技術也發現了類似的現象。

1.4粗糙度

表面粗糙度影響來流湍流的畸變、湍流的微尺度運動、水動力壓力的輻射、表面渦的產生和脫落，從而極大地加強湍流邊界層噪聲。聲源噪聲機理具有很強的非線性耦合作用，難以相互分離。Howe［77］通過在壁面隨機分布剛性半球，考察剛性壁面湍流邊界層發聲的理論模型，基于經典理想流體繞射理論，忽略了壁面粘性應力，認為湍流邊界層粗糙度噪聲最初是由半球的湍流水動力近場（偽聲）誘發的。

這一近似適用于表面粗糙度雷諾數Reτ=ksuτ/ν＞10的情況，其中粗糙高度ks通過擬合均勻邊界層速度剖面的對數曲線得到。剛性半球突出于壁面，超過粘性底層，滿足表面水力粗糙度準則（Reτ＞5）。Howe進一步研究壁面粘性應力對繞射機制可能的影響。通過假設粗糙度單元充分小以至于完全包含于粘性底層（Reτ＜5），使平面滿足壁面粘性“無滑移”條件，發現在全頻率范圍內存在粗糙度噪聲，輻射噪聲由于粘性效應提高最多2～3 dB。然而，Howe繞射理論假設所有顯著的湍流壓力源都在粗糙度單元的上方，只適合粗糙度單元并未從穿透緩沖區的情況。并未考慮湍流與壁面相互作用時，尾流形成、渦的脫落等局部效應產生的新噪聲源。因此，粗糙度噪聲的遠場輻射頻譜可以表達成：關于光滑壁面水動力壓力脈動頻率波數譜PR（x，ω）的距離平均壁面平面R處控制面的無窮積分。

前文介紹了一系列光滑壁面波數頻率譜模型［27-30］，這些模型通過摩擦速度uτ、邊界層厚度δ和渦對流速率Uc等與PR（x，ω）建立聯系。對粗糙度適度的表面，可以同Howe［78］一樣假設粗糙表面同光滑壁面壓力譜特征的主要差異是通過uτ和δ表征。通過這一假設在遷移峰附近可得到很好的近似值［79］。因此在這種方法中，可用光滑壁面公式近似計算粗糙壁面波數頻率譜，而用uτ和δ的增大以彌補加強的表面阻力和湍流產生［21］。

積分通常基于在遷移峰附近有大幅峰值的壁面壓力譜，利用漸進逼近的方法［80-81］得到。Howe提出計算PR（x，ω）的經驗公式，可調系數取值通過Hersh［82］對管壁布置各種大小砂礫模擬不同粗糙度的試驗得到，但并沒有充足的數據確定所有的系數值，因此，目前尚不能得到PR（x，ω）的真實值。Liu［80］等先基于Howe［81］理論模型，對光滑壁面模型歸一化波數—頻率譜積分得到PR（x，ω），與利用波數空間直接數值積分的方法的結果以及實驗中光滑和粗糙平板的噪聲譜結果進行比較（圖3），驗證數值方法近似預測遠場輻射粗糙度噪聲的頻譜形狀和真實值，進而分析表面粗糙度對總體噪聲的貢獻。

圖3　粗糙度噪聲實驗值與預估值比較［81］Fig.3　Comparison between experimental and predicted roughness noise spectra

對于湍流邊界層粗糙度噪聲，利用實驗數據對現有的頻率波數譜模型進行修正，建立合理的預測模型是下一步研究的方向。數值試驗技術將會成為湍流邊界層脈動壓力頻率—波數譜模型研究的新途徑［83］。

研究表明，當航行體高速運動時，表面粗糙度噪聲在高頻水動力噪聲中占重要地位。由表面粗糙度引起的噪聲包括：1）增加層流邊界層中的擾動渦和擾動效率，從而引起轉捩區和湍流區產生的附加流噪聲；2）由于湍流邊界層中近壁面壓力脈動增大，結構應激二次聲輻射的增強；3）由于邊界層壓力脈動增大，吸附水中空泡核引起的空泡噪聲；4）粗糙體突出湍流邊界層粘性底層而產生的直接輻射的渦旋噪聲［84-86］。

由于考慮粗糙度，壁面狀態更加復雜，其對近壁面流動影響的物理模型復雜性也隨之增加：流動雷諾數、邊界層排擠厚度、航行體的線型，轉捩點位置等流體力學參數和固體表面特性均同直接輻射及殼體振動聲輻射有關［87］。研究有效改變以上參數來實現噪聲控制是分析水動力噪聲中粗糙度影響的發展方向之一。

1.5小結

綜上所述，當航行體航行時，外殼全部或部分暴露在流體中，物面邊界層會由層流發展為湍流。湍流邊界層內擬序結構運動規律決定了隨機的速度擾動，并產生隨機的脈動壓力。而突體、附體、空腔也會引起航行體外流場湍流形成，產生較強脈動壓力。航行體航速過高時，還會產生劇烈的空化噪聲。隨機脈動壓力和空化潰破過程一方面直接產生輻射噪聲，另一方面激勵物面彈性結構振動并產生輻射噪聲。按照聲類比理論，水中流入的質量或熱量不均勻時產生單極子聲源，如圓柱振動非定常排開流體、空泡噪聲和湍流邊界層中粘性底層的湍流猝發的隨機脈沖沖擊壁面發聲等；流體中有障礙物存在時，流體與壁面產生不穩定的反作用力時產生偶極子聲源，如螺旋槳的旋轉聲、隨機渦發聲、圓柱表面交替渦脫落產生正負壓力脈沖等；水中沒有質量或熱量介入，也沒有障礙物存在，唯有粘滯應力作用而發聲時屬于四極子聲源，如噴流湍流噪聲、脫落渦產生的湍流應力等。

2　水動力噪聲數值計算方法

研究水動力噪聲時，整個流場劃分為聲近場和聲遠場2個部分：聲近場包括聲源區域，即流場區域，描述聲的非線性產生過程，不僅包含有純的聲能量源，聲與流動的相互作用（聲的散射、輸運、衰減等）過程也都包含其中；另一部分描述聲的線性傳播過程，稱為聲遠場，為聲的傳播區域。近場、遠場劃分如圖4所示。

圖4　混合CAA技術的近場遠場劃分示意圖［87］Fig.4　Domain decomposition for hybrid CAA-techniques

2.1水動力噪聲數值預報難點

可壓縮N-S方程描述了所有水動力聲學現象：水動力噪聲產生、水動力場和聲脈動場間的相互作用以及聲波傳播。不同于計算流場平均量的常規CFD技術，水動力噪聲數值預報面臨以下很多新的挑戰：

1）噪聲頻帶寬。分辨率決定能識別的所有聲波中最小波長或最高頻率。一個波長內至少需要10個網格節點模擬。

2）水動力/聲能量不對等。聲場包含能量遠小于流場。水動力速度脈動大小的均方根量級一般為1 m/s，聲場速度脈動在80 dB時為5×10-4m/s；聲場運動的幅度遠小于湍流場運動幅度。以上不對等現象在低馬赫數下更為明顯，因為壓力脈動是由偶極子和四極子產生，分別是馬赫數的3次和4次冪。要確保數值誤差遠小于聲波幅度，否則聲場解會被計算產生的噪聲毀壞。水動力噪聲計算必須有高階準確性。

3）截然不同的長度尺度。流動噪聲問題中涉及的流場長度尺度涵蓋了從最小的Kolmogorov微尺度lη到最大渦的尺度L。聲學問題尺度是波長λ，常常遠大于lη。為了精確模擬噪聲產生機理，源域網格尺寸遠小于單純模擬聲學傳播時的網格。在離源域很遠處，CFD進行流動仿真通常可使用尺寸較大的網格，但出于聲學模擬的需要，需要減小網格尺寸。另一方面，計算時間步長受限于最小網格尺寸，收斂條件CFL數大于臨界值時出現數值不穩定。因此有限差分格式的CFL數必須越高越好。

4）傳輸特性。聲波各向同性，無色散、無耗散，以聲速傳播；而熵波和渦波是高色散、高耗散、高方向性的，它們以和流動相同的速度沿時均流方向傳播。聲波出現在整個計算域，一直到遠離聲源的地方。數值技術中的聲波與物理實際波的特性（振幅、波長、頻率、傳播速度）稍有區別。這個區別就是所謂的耗散和色散誤差。由于很多CFD程序是色散、各向異性的，甚至是高耗散的，這種人工色散和耗散適用于求解水動力脈動，但對于聲波衰減卻是不適用的。為了保證數值準確性在全計算域一致，水動力噪聲計算技術的數值耗散和色散要小。Tam和Webb［88］的色散關系保持（DRP）方法將有助于解決這個問題。

5）邊界條件。計算域是有限尺寸的，而大量氣動/水動聲應用是發生在無邊界域內（即自由場），所以需要在計算域的人工邊界上加上邊界條件。CFD應用中，對于流體動力脈動量而言，可以接受一定程度上較為粗糙的近似，而且也能獲得較為滿意的結果。但是聲脈動量幅值很小，發生在邊界上的虛假數值反射和其是一個量級，這樣計算的流體動力噪聲在應用中是不能接受的。所以要采用無反射邊界條件［89］，使得流體動力脈動和聲脈動在離開計算域時的反射達到最小。

6）非線性。非定常流動產生水動力噪聲是一個非線性、非穩態的復雜過程，其控制方程為依賴時間的可壓縮N-S方程。在分析噪聲產生機理時需要考慮非線性，而在聲波傳播中不需要嚴格考慮非線性。目前的湍流模擬，包括RANS，非定常RANS和LES等方法，數值解都過濾掉了具有小空間尺度和高頻率的脈動。目前尚未系統分析這種過濾對解的影響。

以上分析的預報難點是氣動聲學和水動力聲學共同面臨的。同時，水動力聲學又有不同于氣動聲學之處，尤其是水的可壓縮性極弱，水動力聲學的馬赫數極低。因此，有必要借鑒氣動聲學計算理論，發展適用于水流場的噪聲計算預報方法。噪聲預測方法層級如圖5所示。

圖5　噪聲預測方法層級圖［90］Fig.5　A hierarchy of noise prediction methods

水動力噪聲計算方法可分為直接計算方法和混合計算方法。

2.2直接計算方法

直接計算方法的目標是同時計算非定常流動及其產生的噪聲。

DNS，即用N-S方程直接求解流動和聲音產生，是最精確的方法。該方法的優點是不受流動狀態（如低馬赫數、高雷諾數）或是聲源性質（如緊致聲源）等條件的限制，就能計算聲音的產生和傳播。特別適合模擬寬頻帶的湍流噪聲。利用DNS模擬湍流的流場和聲場是一個雙重挑戰。一方面，因為需要模擬流動的所有尺度，但當前的高性能計算機只能處理低雷諾數、形狀簡單的外流場。另一方面，由于聲擾動一般不及水動力擾動的千分之一，故難以區分出頻帶中的壓力脈動（偽聲）成分。由于DNS需要巨大的計算資源，特別是當流動處于低馬赫數時，計算區域受到極大限制，很難在較長距離上計算聲場。因此，在計算能力突飛猛進之前，DNS只適用于較高馬赫數條件下的氣動聲研究。作為驗證和發展非定常流動和噪聲產生模型的標準檢查程序，DNS研究正逐漸從理論模型（如旋轉渦對［91］）的研究，發展到全流域的直接計算，包括超/亞音速噴流［92-93］、湍流渦環［94］、亞音速空腔流［52］和帶噴嘴的超音速剪切層［95］等。Garrec等［96］在高雷諾數流動下運用多尺度網格和多時間步長對機翼后緣進了直接噪聲計算。

與DNS相比，LES較好地平衡了計算成本和收益［97］。使用LES方法需要注意亞格子模型的準確性同離散誤差密切相關，兩者對流噪聲計算都有很大影響。因此要求高精度、低色散、低耗散的數值格式和高精度、小耗散的亞格子模型。要確保網格有足夠的分辨率，識別所有頻率的聲波。

近場用DNS或LES求解流場后，可以在遠場建立合適的網格，采用簡化的控制方程，如線性化歐拉方程或波動方程計算聲場。在流場和聲場重疊區域的要求網格使用高質量的插值格式，控制方程要確保遠場近場網格信息的準確穩定的傳輸［98］。這類在遠場和近場邊界上進行數據傳遞的計算方法可稱為聲邊界條件方法［99］。使用聲邊界條件的主要優勢是，當邊界變量僅包含聲脈動時，這種方法可以看做是LES在這個區域的聲學延續，不出現噪聲源。如果流動區域計算是精確的，可以認為這種耦合方法給出了最精確的結果。

2.3混合計算方法

不同于直接計算方法，混合計算方法并不在求解流場的同時，一次性捕獲輻射聲場，而是在預報流場后，通過另一種不同于流場的計算方法，重新計算獲取聲場結果。

2.3.1湍流模型/聲類比

聲類比方程由N-S方程導出，方程右端代表等效聲源，按照單極子、偶極子、四極子等方式在理想介質中進行輻射。等效聲源是先驗、預先可知的；方程是聲學波動方程，控制表示聲音在理想介質中的傳播過程。適當選取湍流模型，求解非定常流場后，可用來計算等效聲源，再運用古典聲學求解聲學波動方程，就能預報聲場。求解過程中，流場和聲場是解耦的。

最經典的聲類比理論是Lighthill［24］在1952年提出的，適用于自由空間假設下靜止流體中自由湍流發聲問題。Proudman［100］將它用于計算低馬赫數和高雷諾數流動下，衰減的各向同性湍流的聲輻射。Curle［101］研究了壁面邊界條件的影響，提出壁面邊界層的脈動壓力將產生偶極子源的聲輻射，利用基爾霍夫方法求解聲遠場。隨后，Ffowcs-Williams和Hawkings［102］考慮運動固體邊界的影響，得到一個較為普遍的結果，即Ffowcs Williams Hawkings（FW-H）方程。目前聲類比方法可以預測在流動的流體介質中，具有任意運動狀態的物體表面湍流邊界層的噪聲輻射聲功率。研究者正致力于聲類比理論的一般化［103］，或是探究更詳盡、恰當的源項表達式［104-105］。

聲類比理論在水動力噪聲預報方面的優勢，在于對低馬赫數可以忽略壓縮性對聲音產生的影響，故而近場源域的計算采用不可壓縮流的控制方程。因而國內很多學者都使用聲類比理論預報潛艇水動力噪聲。劉明靜等［106］通過對SUBOFF潛艇模型計算，驗證繞艇體三維粘性流場計算方法的正確性。在此基礎上結合FW-H公式，計算潛艇艏部聲吶流噪聲聲壓級，得到不同的艏部聲吶結構形式在艏端的不同部位處對壓力場和流噪聲場的影響規律。楊瓊方等［107］采用LES/BEM混合方法預測拖曳和自航狀態下SUBOFF模型渦量場和流噪聲場特性，研究附體和艇艉槳對渦量場和流噪聲等效聲中心的影響。江文成等［108］運用無緊致聲源假定的邊界元法和基于緊致聲源假設的FW-H方程考察水滴型潛艇的流噪聲，并與大型循環水槽中測得的試驗值進行了比較。吳秋云等［109］采用LES/Lighthill混合方法研究了凸體和空腔組合模型的噪聲特性。陳力［110］設計了適用于聲學模擬的運動邊界的銳化界面浸沒邊界格式，并采用混合LBM/K-FWH方法模擬旋轉橢圓柱的噪聲輻射。黃勝等［111］采用LES/FWH混合方法模擬艇槳一體的非定常流場和流噪聲聲場，分析了螺旋槳水動力系數脈動的周期性和艇體的聲學指向性。蔣濤等［112］利用LES/Curle混合方法計算潛艇流噪聲。張詠鷗等［113］采用商業軟件ACTRAN基于有限元/無限元求解Lighthill聲類比方方程，研究類閥空腔模型的流噪聲。馬瑞賢［114］采用弱耦合流固耦合算法和LES方法計算柔性舵非定常繞流場，進一步求解FWH方程計算其遠場聲輻射。

聲類比方法主要是建立了聲源和遠場之間的關系，在其線性模型中，反射、衍射以及一些非線性因素不被考慮，其主要用于預測聲場遠場。其共同存在的問題是都假定采用自由空間的格林函數描述聲場，基于緊致聲源和低馬赫數等假設。緊致聲源假設要求聲源尺寸遠小于聲波波長，然而在不少場合該假定并不成立，二者尺寸是相當的。在這種情況下，可以將聲學類比與邊界元法（BEM）［115］、有限元分析方法（FEM）［116-117］結合求解，這為考慮聲波傳播中流固耦合的影響提供了可能。曾文德等［118］運用CFD和BEM相結合的方法，預報SUBOFF全附體潛艇流噪聲，得到特征點的總聲級和潛艇聲場指向性分布規律，其計算模擬結果符合一般的聲學規律。

2.3.2RANS隨機噪聲產生模型

水動力噪聲的計算時間主要花費在聲源域的計算上。RANS方法由于缺少瞬時流場信息，單獨使用不足以預測噪聲。基于一系列隨機傅里葉模式之和，重構時空隨機湍流速度場，能提供聲源項的統計描述［119］，這類模型稱為隨機噪聲產生模型（Stochastic Noise Generation and Radiation，SNGR）。聯合采用隨機噪聲產生模型［120-124］的聲學計算方法，只需定常流場即可，計算量小，目前已用于混合噪聲［125］、射流噪聲［126］和汽車雨刮側視鏡流噪聲［127-128］等實際問題，缺點是需要構造與實際問題相適應的湍流擾動量時空分布的模型，湍流模型選取直接影響計算結果，方法的通用性有待檢驗。陳榮錢［129］比較了2種混合方法：基于RANS/SNGR和聲波傳播方程的耦合方法以及基于LES和聲波傳播方程的耦合方法。

2.3.3離散渦方法/聲類比

另一種求解非定常流動的策略是渦方法［130-131］，其本質是求解非定常無粘的動力學模型，因而用于模擬粘性流動時成本大幅降低。準確性取決于渦離散的尺度。一旦計算模型經過更多詳盡計算、試驗結果的驗證，就能提供一個有效的仿真工具，研究幾何參數對流動和噪聲的影響。渦方法求解非定常流動后，將流場數據提交至聲類比求解器，即可求解噪聲。

二維流動問題中，采用的是有限尺寸的渦斑和點渦。可以聯合不可壓縮勢流方法求解特定形狀體動力學問題。Guo［132-133］利用勢流保角變換、渦斑數值解和二維FW-H方程計算翼型的前緣和后緣流動分離及其產生的噪聲。Howe［134-135］基于渦方法的非定常流動模型預報后緣傳播反射噪聲問題。這些方法能對與輻射噪聲有關的設計變量進行快速評估。Guo的計算結果與實驗數據吻合較好，但是，噪聲預報的準確性僅限于簡化的二維流動模型。使用渦方法模擬三維流動，仍面臨著很大的挑戰，需要用到渦絲、三維渦斑和渦管。渦絲表示流動的無粘不變量（如環量），如若發生扭曲，有必要重新參數化和光順。三維渦斑和渦管也受到嚴格的限制，保持渦量自由發散，同時維持無粘不變量恒定。如果渦方法能進一步考慮固體邊界的影響，有可能成為研究噪聲產生過程的有效方法。

2.3.4粘聲分離法

這類方法與聲類比不同，噪聲產生過程的控制方程是不可壓縮N-S方程，而計算輻射噪聲時則使用簡化后的可壓縮N-S方程。Hardin和Pope［136］提出粘聲分離方法預報低馬赫數流動產生的噪聲。該方法首先計算近場不可壓縮流場由于壓強變化所引起的密度變化，稱為水動力密度修正。水動力密度修正對時間的導數控制等熵壓強（密度）脈動和速度脈動。聲音傳播通過擾動下可壓縮非粘性方程的數值解獲得。同聲類比理論相比，分步的優勢是可直接獲得聲源強度，并說明了聲音輻射和散射的原因。粘聲分離方法被應用于計算二維空腔的聲音產生［137］，以及一對旋轉的渦產生的聲輻射［138-139］。Shen和S?rensen［140］進一步研究方程，通過稍微改變變量的基本分解形式來修正公式，并依此計算球體在等熵流中的脈動和不等熵的圓柱繞流問題［141］。Slimon等［142］基于馬赫數對可壓縮N-S方程進行展開，忽略關于馬赫數的二階及更高階項得到相似形式的聲場控制方程。Ewert等［143］采用分離源項的方法，將速度（勢）分為3種：時均速度、無散有旋擾動速度和無旋聲學擾動速度；由聲學擾動和時均速度決定第1種速度勢，反映能量變化的第2種速度勢和由有旋速度和應力張量決定的第3種速度勢。進而推導了一系列帶源項的線性聲擾動方程，源項由可壓或不可壓流動決定。對于低馬赫數流動，建立了第3種速度勢和不可壓壓強脈動的關系。Zheng等［144］采用旋轉雙渦算例和無粘渦同有限長彈性邊界的耦合作用算例，基于粘聲分離方法計算，將結果與解析解作比較，良好的吻合性證實了其適用于流固聲耦合問題。Schmitt和Pitsch［145］基于粘聲分離法，推導了低馬赫數下，變密度化學反應流動的聲場控制方程。

2.3.5帶源項的線性化歐拉方程

由于聲類比方程左邊的波動方程對于聲波的反射、衍射以及一些非線性因素不予考慮，只能用于預測聲場遠場。將N-S方程的流動變量分解成時均量和脈動量，并忽略粘性和高階項得到線性化歐拉方程（LEE）。類似聲類比理論重寫N-S方程，但用LEE來描述聲波在非均勻時均流動中的近場傳播［146］。其中右端源項是聲源區模擬的計算結果，分別表示是連續方程、動量方程和能量方程的聲源。它們也許包含非定常質量、力和能量源，還有氣（水）動聲源，以及可以根據時間依賴源域結果計算的非線性和熱粘性相互作用現象。時均流變量可以通過計算對總的傳播區域的RANS方程輕松獲得。對于低馬赫數和等熵應用，僅在動量方程中采用源項［67］，且和Lighthill提出的源項是相同的。李坤［147］采用無網格方法求解LEE研究管道聲模態傳播特性和管道聲學元件的聲學性能。

對于大多數應用，源域內的湍流量比聲變量幅度大幾個量級，并沒有將脈動量分離為聲脈動量和湍流脈動部分。后一個氣動脈動量可以認為是從流場計算中獲得的，因此對于LEE不是未知的，只需要求解聲脈動部分。對于這種分解，所有包含湍流脈動量的項可以看做源項，而包含聲脈動量的部分留在左邊［148］。如果要消除偽聲的作用，可以認為聲變量是無旋的，湍流脈動是有旋的，進而使用氣動/聲分裂技術［149］。

2.3.6渦聲理論

Powell等［150-152］對于流體發聲的內部機理、聲波與湍流的相互作用等基礎問題進行了研究，認為渦的運動、產生和破裂是產生流噪聲的原因，可僅將流變量的有旋部分看做聲源，建立了渦聲理論，將流體輻射噪聲與渦量的大小聯系起來，在低雷諾數等熵流動下較好預測了二維或三維緊致旋渦聲源噪聲。渦聲理論在揭示湍流邊界層流動噪聲產生的物理本質方面提供了理論基礎。對等熵低馬赫數流，渦聲方程［135］為：

式中：B=p/ρ+v2/2為流體總焓；ω為流動渦矢量，ω=▽×v；v為速度矢量。

式（1）左邊的微分表達式描述了聲波在非均勻流體中的傳播過程，右邊表示渦聲源，控制方程中將聲音產生項和傳播項分列等式兩邊的形式和聲類比是類似的。對于等熵低速流動，渦聲源的物理意義為渦線在速度場中的拉伸變形所產生的聲。換言之，渦聲理論認為氣動（水動力）噪聲來源于渦的拉伸和破裂。對于定常無旋流動，總焓為常數，表明流場中無聲波產生。

可見，渦聲理論將流動輻射噪聲與渦量的大小聯系起來，已知流場的渦量大小、變化和運動情況，即可分析得到輻射噪聲。Howe等［153-157］又進一步用渦聲理論研究了渦環、鈍物后渦區、軸向流中渦系等渦系模型的聲輻射問題。歐陽華等［158］應用基于CFD的渦脫落噪聲預測模型預測風機氣動噪聲，結果與實驗吻合較好。

2.4小結

以上綜述基本涵蓋了所有流體動力聲學計算方法，所述方法包括流聲耦合計算和解耦計算，第一節中介紹的頻率—波數譜模型預報壁面振動噪聲屬于半經驗、半理論方法。在考察航行體水動力噪聲時，應當同時考慮邊界層直接輻射和艇殼受激二次發聲。合適的水動力噪聲計算方法應當準確計算聲源場脈動量以及聲源項，用高階聲場控制方程估計遠場聲輻射，并能精準提取流固耦合發聲的激勵源，計算結構振動聲輻射。未來水動力噪聲計算的目標應當是考慮流固雙向耦合和進一步考察流固聲耦合的綜合效應。

就目前的計算機計算能力和計算方法的實用性而言，可應用于水動力聲學的方法，尤其是在航行體水動力噪聲工程預報上有較好前景的是聲類比法、粘聲分離法和聲邊界條件法這3種方法，其比較如表1所示。

將計算氣動聲學方法轉化為水動力噪聲計算方法，首先應該探索各種計算方法的可行性和精確性，通過量化結果衡量算法的有效性，在水介質中實現粘聲分離方法計算是對聲類比、聲邊界條件法的補充，以便進行相互印證和比較。其次，通過比較可以看到，綜合考察流固聲耦合作用的聲邊界條件方法是目前計算水動力噪聲最全面的方法。然而對于三維、大尺度、復雜工況下的工程實際問題，粘聲分離方法在流場計算量方面有顯著優勢；又因為能夠綜合考慮流體發聲，聲音的輻射、散射，單向流聲耦合作用，與聲類比方法相比，粘聲分離法更加精確。最后，在利用聲傳播控制方程計算聲場方面，粘聲分離方法與聲邊界條件方法有共通之處，實現粘聲分離方法可為聲邊界條件方法提供幫助，具有借鑒意義。

表1　聲類比法、粘聲分離法和聲邊界條件法比較Tab.1 Comparison of three computational methods of hydrodynamic noise

3　結　語

對于水動力噪聲問題，LES湍流模型與FW-H聲學模型組合能夠一定程度上模擬流場及噪聲輻射，但存在有流場、聲場信息獲取不全、聲場和流場物理耦合作用機理解釋不清、計算精度不高等缺點，尚不能滿足潛艇水動力噪聲精準預報的發展要求。目前，航行體水動力噪聲方面有許多突出問題亟待解決，如噪聲機理研究有待深入、數值計算方法的工程應用化、航行體水動力噪聲源識別及其對聲輻射場貢獻量、高性能反潛水面艦船、“安靜型”潛艇和“隱身”魚雷的聲學設計和總體性能優化等。應當在已有的機理研究基礎上，建立合理的多物理場耦合模型，消化吸收先進的聲場算法理論，開展適用于水動力聲場傳播特性的計算方法研究，開發水動力噪聲估算軟件，為航行體總體優化設計和水動力噪聲研究提供有力的技術支撐，追趕國外先進技術，縮短國內外研究差距。

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A review of the progress for computational methods of hydrodynamic noise

LI Huan，LIU Congwei，WU Fangliang，CHEN Can
China Ship Development and Design Center，Wuhan 430064，China

It is of great importance to accurately evaluate submarine's hydrodynamic noise in order to de?velop anti-submarine surface warships，stealthy submarines and torpedoes as well as to optimize their hy?drodynamic and acoustic performance.Specifically，the three dimensional unsteady flow field over the vehi?cle is usually caused by the changes of profile，discontinuity of surface curvature，and various perturba?tions.In this paper，the research progress of the vehicle's hydrodynamic noise induced by the turbulent boundary layer on the surface，cavity oscillations，cavitation，and roughness are introduced，respectively. By analyzing the difficulties in the numerical prediction of hydrodynamic noise，different computational methods of flow induced noise are summarized.A comparison is finally made among three methods in par?ticular，all of which are potential schemes that can be applied in predicting vehicle's hydrodynamic noise.

underwater vehicle；hydrodynamic noise；flow noise；computational method

U661.1

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.02.011

2015-05-19網絡出版時間：2016-3-17 10:56

國家自然科學基金資助項目（U1430236，51479041，51279038）

李環，男，1983年生，碩士，工程師。研究方向：艦船總體設計與性能研究。E-mail：lidehuan11@163.com

劉聰尉（通信作者），男，1990年生，碩士，助理工程師。研究方向：艦船性能及水動力噪聲。

E-mail：lcw_csic@163.com

吳方良，男，1975年生，博士，高級工程師。研究方向：艦船總體研究與設計。

E-mail：wflcjh@163.com