軸對稱直噴管的水下射流噪聲特性數值模擬與實驗驗證

郉軍華，尚大晶，張成，苗天丞

1中國艦船研究設計中心船舶振動噪聲重點實驗室，湖北武漢430064 2哈爾濱工程大學水聲技術重點實驗室，黑龍江哈爾濱150001

軸對稱直噴管的水下射流噪聲特性數值模擬與實驗驗證

郉軍華1，尚大晶2，張成1，苗天丞1

1中國艦船研究設計中心船舶振動噪聲重點實驗室，湖北武漢430064 2哈爾濱工程大學水聲技術重點實驗室，黑龍江哈爾濱150001

［目的］為研究水下射流噪聲特性，［方法］應用Lighthill聲類比計算軸對稱直噴管的自由射流聲場特性，借助FLUENT仿真軟件并采用大渦模擬法計算該直噴管的水下射流流場，最后基于混響法進行實驗驗證。［結果］結果表明：穩態射流流場的核心區長度與流速無關，核心區長度約為噴管直徑的8倍；射流噪聲輻射功率與流速的8次冪成正比；不同流速下的射流噪聲功率譜在低頻段的差異較大，在高頻段的差異則顯著減小，且輻射噪聲能量主要集中在低頻段，但流速增加后射流噪聲的主要貢獻將向高頻段移動。［結論］在射流噪聲計算仿真方面，將大渦模擬法和Lighthill聲類比相結合是一種有效的分析手段。

軸對稱直噴管；射流噪聲；混響法

0 引 言

水下輻射噪聲主要由機械噪聲、螺旋槳噪聲及流噪聲構成。根據Lighthill推導的U8定律，隨著流體運動速度的增加，相應的輻射聲功率會迅速提高，流噪聲將變成主要的輻射噪聲源［1］。目前，水下射流噪聲機理的研究還停留在Lighthill聲模擬理論層面，缺乏完善的測量設施及測量方法，所以有必要進行深入研究。

在湍流數值模擬研究方面，覃文潔等［2］研究了近壁面網格尺寸對湍流計算的影響。Bensow等［3］采用大渦模擬法研究了2型潛艇的繞流流場，并對大渦模擬法的計算有效性進行了實驗驗證。

在射流噪聲研究方面，Stanley等［4］采用直接數值模擬研究了低雷諾數條件下平面射流渦的結構及演變過程，并通過實驗揭示了剪切層的形成和發展過程，得出射流流場結構中大尺度渦為各向異性，而小尺度渦則為各向同性。裴曦等［5］采用CFD技術結合Lighthill聲類比，發現共軸噴管的次級結構將導致剪切層內的大尺度渦減小，且共軸噴管的高頻段噪聲明顯低于單噴管。王春旭等［6］利用混響室方法開展了射流噪聲試驗研究，發現射流噪聲輻射功率隨著壓頭下降而降低，且向高頻段移動。王興等［7］等通過計算不同噴嘴的射流噪聲，發現收縮噴管的渦流強度高于環形噴管，并通過實驗驗證了噴管結構對噴管輻射噪聲的影響較大。Tam等［8］通過分析NASA蘭利研究中心的射流噪聲實驗室數據庫，發現噴管射流的頻譜結構具有相似性，該結論適用于超音速和亞音速射流，以及矩形射流和橢圓形射流。

目前，軸對稱直噴管的流場特性和聲場特性方面的研究較少。本文將針對軸對稱直噴管的射流噪聲特性開展數值計算和實驗驗證，總結水下射流的流場及聲場分布規律。

1 Lighthill聲類比

Lighthill微分方程是Lighthill聲類比理論的出發點，基于N-S方程和連續性方程推導的Lighthill微分方程可以將流場和聲場結合在一起，同時方程的非齊次項可以解釋為體聲源項。Lighthill微分方程的推導過程如下。

連續性方程：

式（1）和式（2）中：ρ為流體密度；t為時間；xi和 xj（i，j=1，2，3）為三維笛卡爾坐標系下的方向坐標；ui和uj為流體的速度分量；Pij為流體壓強。

對式（1）求時間的偏導數，得

對式（2）求散度，得

式（3）減式（4），得

式中，Tij為應力張量。

上述式中的物理量均為瞬時值，即脈動分量和穩態值之和。對每個物理量進行如下聲學假設：流體力學中的物理量ρ可以采用與時間無關的穩態數值 ρ0和脈動的聲學數值 ρ'之和來表示，即 ρ=ρ0+ρ'。

基于上述假設，考慮式（6）中的脈動量成分，所得的微分方程即為Lighthill方程

假設應力與應變的關系為線性，同時忽略環境量的變化，由式（7）得到流場與聲場的關系方程

2 數值計算

2.1 基于CFD的流場分析

本文擬借助FLUENT軟件，采用大渦模擬法（LES），建立縱截面尺寸為360 mm×600 mm的流體域以得到時均化的真實流場，其中噴嘴直徑為10 mm。入口邊界條件為速度入口，出口邊界條件為壓力出口，其余采用非滑移壁面邊界條件。在網格劃分階段對噴嘴及其附近區域的網格分塊進行加密。劃分的網格數為8.73×106，最大skewness系數為0.6，Aspect Ratio為30。具體流場網格劃分情況如圖1所示。

圖1 流體域網格模型Fig.1 Fluid domain model

圖2所示為噴管入口速度在v=5，10，15 m/s時的穩態流場速度云圖。圖2中時均化流場的結構較為明顯，紅色區域為射流核心區。核心區長度約為80 mm，即噴管直徑的8倍，該結果與文獻［9］相符。這表明在一定范圍內，射流核心區長度與噴嘴速度無關。

瞬態流場穩定后的數據可用于聲場計算，設時間步長為2×10-4s，選用Ensight格式，保存間隔為每一時間步保存一次。

2.2 聲場仿真結果與分析

計算域分為3部分：體聲源區、聲傳播區和無限元邊界，如圖3所示。體聲源區即為CFD計算的流場區域，聲傳播區和體聲源區均為水介質。

圖2 不同速度的穩態流場速度云圖Fig.2 Steady flow velocity contours at different velocities

圖3 聲場計算域示意圖Fig.3 Schematic diagram of sound field calculation

為保證聲波精度，需在一個波長尺度內至少填充6個網格，這將大輻增加聲場計算的計算量。同時，還將導致流場計算網格節點與聲場計算網格不匹配。為開展聲場計算，需將流場計算結果插值到體聲源區。

聲場計算的基本思路如圖4所示。

圖4 聲場計算流程圖Fig.4 Flow chart of sound field calculation

根據流場瞬態計算的時間步長和保存間隔，可知聲場計算所得的最大有效頻率為2.5 kHz，頻率分辨率為10 Hz。基于CFD流場的計算結果，噴管入口流速為15 m/s時不同頻率下的聲壓場云圖如圖5所示。

圖5 入口速度為15 m/s的聲壓場云圖Fig.5 The sound pressure contours of inlet velocity of 15 m/s

由圖5可知，流體域中的噪聲主要來自充分發展區，且隨著頻率的升高，聲壓級呈下降趨勢，同時聲壓場的指向性變差。這是由于射流流場結構中的大尺度渦為各向異性，而小尺度渦為各向同性所致。而大尺度渦與低頻噪聲的產生有關，小尺度渦則與高頻噪聲有關。

Lighthill利用量綱分析推導了著名的U8定律，即在噴注速度較低時湍流噴注噪聲輻射功率與噴注速度的8次冪成正比。圖6所示為v=5，10，15 m/s的輻射噪聲功率譜（0～2 kHz），可知隨著頻率升高，輻射噪聲功率譜呈現下降趨勢。隨著流速的增加，射流噪聲的主要貢獻向高頻移動，即大尺度渦的比例減少，小尺度渦的比例增加。圖6中，總輻射噪聲功率（OSWL）根據輻射功率譜計算所得，可知總輻射噪聲功率與流速成正比。

圖6 不同流速的輻射噪聲功率譜Fig.6 Radiated noise power spectrum at different velocities

圖7所示為總輻射噪聲功率與流速的關系曲線。由圖7可知，射流噪聲的總輻射噪聲功率數值計算結果與U8定律基本符合，即從理論上驗證了輻射噪聲功率計算方法的準確性。

圖7 總輻射噪聲功率的計算值與理論值對比Fig.7 Comparison between numerical results and theoretical values of OSWL

3 水下射流噪聲測量實驗

噴管射流噪聲的測量實驗在9 m×3 m×1.8 m的混響水箱中進行，采用混響法［10］進行測量，聲源級為

式中：〈Lp〉為混響控制區內的平均聲壓級；10×lgR為混響場測量結果的修正量。

其中，

式中：V為混響水箱內容積；S為混響水箱內壁面積；c0為水中聲速；混響水箱的混響時間T60=200 ms。

因此，只要測量出混響場的平均聲壓級并加以修正即可得到聲源的聲源級。

3.1 實驗概況

實驗采用的射流裝置由重力式水洞上水箱供水，采用鋼絲軟管引水至混響水箱，如圖8所示。在混響水箱的靜水區布置了4個標準水聽器，采用空間平均技術測量10 mm口徑直噴管在不同速度下的射流噪聲信號。

圖8 實驗裝置示意圖Fig.8 Schematic diagram of device connection

3.2 實驗結果

通過出水口閥門調節出水流速，分別測量不同流速下的射流噪聲聲壓信號，實驗結果如圖9所示。

圖9 不同流速下射流噪聲聲源級Fig.9 The results of flow noise source level at different velocities

通過對比射流噪聲輻射特性的實驗測量值與理論值（圖10），可知二者基本一致，這說明了采用混響法測量射流噪聲的有效性。

圖10 總聲源級的實驗值與理論值對比Fig.10 Comparison between experimental results and theoretical values of sound source level

4 結論

針對水下射流噪聲問題，采用大渦模擬法和Lighthill聲類比結合的方式對射流流場和聲場進行了數值模擬和實驗驗證。通過研究，得到如下結論：

1）穩態射流流場的核心區長度與流速無關，核心區長度約為噴管直徑的8倍。

2）射流噪聲輻射功率符合U8定律，即輻射功率與流速8次冪成正比。

3）不同流速下，輻射噪聲功率譜在低頻段的差異較大，而在高頻段的差異則顯著減小。輻射噪聲能量主要集中在低頻段，隨著流速的增加，射流噪聲的主要貢獻向高頻移動，即大尺度渦的比例減少，小尺度渦的比例增加。

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Numerical simulation and experimental validation of characteristics of jet noise from submerged axisymmetric nozzle

XING Junhua1，SHANG Dajing2，ZHANG Cheng1，MIAO Tiancheng1
1 National Key Laboratory on Ship Vibration and Noise，China Ship Development and Design Center，Wuhan 430064，China
2 Acoustic Science and Technology Laboratory，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China

［Objectives］In order to study the underwater jet noise characteristics，［Methods］the Lighthill acoustic analogy is carried out to compute the underwater free jet flow sound field characteristic of axisymmetric nozzle，with applying of FLUENT simulation software and large eddy simulation，the real flow field of submerged axisymmetric nozzle is simulated，and the jet noise is measured by the reverberation method.［Results］The results show that the core length of steady flow field is independent of flow rate，and the length is about 8 times the diameter of the nozzle.The radiation power of jet noise is proportional to the velocity of eight times.The power spectrum of jet noise is different with the flow velocity in the low frequency.In the high frequency，the difference is significantly reduced.The radiated noise energy is mainly concentrated in the low frequency.With the increase of flow velocity，the main contribution of jet noise moves to high frequency.［Conclusions］In terms of computing simulation of jet noise，the large eddy simulation and Lighthill acoustic analogy combined analysis is an effective means.

axisymmetric nozzle；jet noise；reverberation method

U661.1；TB561

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2017.06.008

http://kns.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20171128.1119.036.html期刊網址：www.ship-research.com

郉軍華，尚大晶，張成，等.軸對稱直噴管的水下射流噪聲特性數值模擬與實驗驗證［J］.中國艦船研究，2017，12（6）：49-53.

XING J H，SHANG D J，ZHANG C，et al.Numerical simulation and experimental validation of characteristics of jet noise from submerged axisymmetric nozzle［J］.Chinese Journal of Ship Research，2017，12（6）：49-53.

2017-04-02 < class="emphasis_bold"> 網絡出版時間：

時間：2017-11-28 11:19

邢軍華（通信作者），男，1982年生，碩士，高級工程師。研究方向：船舶減振降噪。

E-mail：xjh0315@163.com

尚大晶，男，1968年生，副教授。研究方向：混響法水聲測試。E-mail：shangdajing@hrbeu.edu.cn