淹沒兩相射流過程噪聲特性數(shù)值模擬

蔡 朋，胡秋旭，李 偉，鄧 鵬，王 博，秦子明

（1.海裝駐武漢地區(qū)第三軍事代表室，武漢 430205；2.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，武漢 430205）

0 引言

水下排水和排氣的兩相射流過程在海洋、船舶、化工和水處理等領(lǐng)域非常普遍，船舶液艙水下吹除排水過程屬于淹沒兩相射流過程，特別是排水結(jié)束時(shí)，氣體噴射進(jìn)入海域，會(huì)產(chǎn)生很大的射流噪聲。這種噪聲可能會(huì)暴露目標(biāo)，干擾探測器聲納［1-4］。

船舶上包含各類液艙，部分液艙通過壓縮空氣進(jìn)行吹除排水，這類系統(tǒng)一般由壓縮空氣系統(tǒng)、液艙和通海管路等組成，系統(tǒng)原理示意如圖1所示。需要排水時(shí)，關(guān)閉液艙進(jìn)口管路的截止閥，開啟舷側(cè)截止止回閥和壓縮空氣管路截止閥，可以將液艙內(nèi)的水吹除到舷外，排水結(jié)束后，壓縮空氣從通海管路噴射，會(huì)產(chǎn)生較高的瞬態(tài)射流 噪聲。

圖1 液艙排水系統(tǒng)原理示意

目前，國內(nèi)外對(duì)流體射流數(shù)值模擬研究方面已經(jīng)較多，數(shù)值模擬方法作為探究流體射流特性的技術(shù)已比較成熟。Wang 等［5-6］通過大渦模擬方法模擬了高雷諾數(shù)下的低頻和部分高頻噪聲；郝宗睿等［7-8］研究了噴管直徑對(duì)噪聲的影響，認(rèn)為小口徑更有利于降低排氣噪聲；Stanley 等［9］計(jì)算了剪切層的形成和發(fā)展過程，說明射流結(jié)構(gòu)中的大尺度渦是各向異性的；Niklas 等［10］采用數(shù)值計(jì)算方法研究了高馬赫數(shù)氣體的射流噪聲與噴嘴的關(guān)系；Choi 等［11-12］主要針對(duì)水下單個(gè)氣泡或氣泡流的聲學(xué)特性開展了試驗(yàn)測試，分析了水下排氣噪聲產(chǎn)生的機(jī)理和影響因素；何愛妮等［13］采用不同結(jié)構(gòu)的配汽管，在不同的水溫和蒸汽流量進(jìn)行了試驗(yàn)研究，表明蒸汽流量與噪聲源量級(jí)并不完全呈線性關(guān)系；邢軍華等［14］研究了軸對(duì)稱直噴管的液體水下射流特性，表明射流噪聲功率與流速8 次冪成正比，射流噪聲能力主要集中在低頻段，隨著流速增加，射流噪聲向高頻移動(dòng)。

通過上述文獻(xiàn)的分析發(fā)現(xiàn)，研究流體射流噪聲的方法相對(duì)比較成熟，但多以空氣中的高速射流為研究對(duì)象，而對(duì)淹沒兩相射流的射流噪聲的研究方法則多以試驗(yàn)測試為主，開展射流狀態(tài)下的流場與聲場聯(lián)合計(jì)算模擬的研究相對(duì)較少。為研究在固定深度，不同供氣壓力工況下，液艙排水和排氣全過程的流場特征和射流噪聲特性，本文利用大渦模擬和FW-H 結(jié)合的方法對(duì)淹沒狀態(tài)液艙排水過程中，大管徑氣體射流流場和射流噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬探究，為探究控制艦船淹沒兩相射流噪聲強(qiáng)度的方法奠定基礎(chǔ)。

1 計(jì)算模型

本數(shù)值模擬借助FLUENT 軟件，采用大渦模擬（LES）計(jì)算液艙排水過程中氣體射流流場，并在流場基礎(chǔ)上用FW-H 方程計(jì)算射流噪聲。為便于建模、網(wǎng)格劃分及后續(xù)試驗(yàn)設(shè)計(jì)，液艙以一個(gè)圓柱形水罐代替，模擬液艙和流場域三維模型劃分如圖2（a）（b）所示，模擬液艙模型分為上方的進(jìn)氣管，中間的罐體，下方的噴射管，其中噴射管內(nèi)徑為50 mm，壁厚為3 mm 噴管直徑為 50 mm，長度為250 mm；流場域直徑為3 000 mm，長度2 000 mm。

模擬液艙和流場域單獨(dú)繪制，網(wǎng)格均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，模擬液艙進(jìn)氣管路和排出管路、流場域連接模擬液艙出口和射流影響輻射角區(qū)域的網(wǎng)格加密，模擬液艙筒體和流場域相對(duì)遠(yuǎn)場位置網(wǎng)格稍作稀疏處理，以確保計(jì)算過程收斂，并提高計(jì)算效率；并且通過Tiny，Coarse，Medium 和Fine 4 套網(wǎng)格在短時(shí)間尺度的試算，考慮網(wǎng)格無關(guān)性、計(jì)算效率和準(zhǔn)確性，本文選取了Medium 網(wǎng)格作為最終計(jì)算網(wǎng)格，模擬液艙和流場域的網(wǎng)格密度如圖2（c）（d）所示，最后在FLUENT 軟件中分別導(dǎo)入，用interface 進(jìn)行連接，模型參數(shù)見表1。

圖2 模擬液艙和流場域計(jì)算網(wǎng)格劃分

表1 網(wǎng)格模型參數(shù)

2 計(jì)算方法和邊界設(shè)置

計(jì)算模型上，選用VOF 多相流模型和LES湍流模型，以及FW-H 聲學(xué)模型；求解算法上，選用SIMPLEC 算法，壓力插值方案選用Body Force Weighted，選用Bounded Central Differencing 對(duì)動(dòng)量方程離散化，體積分?jǐn)?shù)運(yùn)用Compressive 方案，瞬態(tài)公式選用Bounded Second Order Implicit方案。聲模擬時(shí)，設(shè)置時(shí)間步長=5×10-5s，由奈奎斯特采樣定律可知，最高有效頻率可為10 000 Hz。

計(jì)算區(qū)域中，設(shè)置模擬液艙模型的進(jìn)氣管路為壓力進(jìn)口，背壓為排出管口處水壓力；設(shè)置流場域中的外界面為壓力出口，水溫度為常溫；設(shè)置流場域外界面為FW-H 積分面，并設(shè)置聲接收點(diǎn)。

在計(jì)算工況上，主要考慮船舶實(shí)際航行深度和后續(xù)試驗(yàn)設(shè)計(jì)兩方面的因素，一是吹除壓力一定時(shí)，船舶液艙排水口的實(shí)際深度越小，背壓越小，吹除排水過程越劇烈，射流噪聲也更難控制；二是考慮后續(xù)試驗(yàn)設(shè)計(jì)，在船舶航行深度范圍內(nèi)，選擇盡量小的背壓進(jìn)行計(jì)算，以降低對(duì)后續(xù)試驗(yàn)水池的要求。因此，設(shè)置模擬液艙模型的排水管口處背壓不變，為0.1 MPa；吹除壓力設(shè)置4 檔，分別為0.100，0.125，0.150，0.200 MPa。計(jì)算工況如表2 所示。

表2 計(jì)算工況

3 流場特性

模擬液艙吹除過程中，先進(jìn)行排水，此時(shí)，液艙內(nèi)液位持續(xù)較平穩(wěn)下降，水被壓至流場域中，形成穩(wěn)定排水狀態(tài)；當(dāng)液艙內(nèi)液位到達(dá)下部噴管位置時(shí)，氣體會(huì)瞬間排出，因排水過程阻力較大，排氣之前存在一定的“憋壓”，氣體瞬間排出時(shí)會(huì)具有更高的速度。流場域中，高速氣體隨噴管軸線方向噴射在流場域中形成“氣絲”現(xiàn)象，形成瞬間排氣狀態(tài)；之后，模擬液艙內(nèi)殘余水隨氣體持續(xù)排出，流場域中“氣絲”現(xiàn)象逐漸消失，噴射管口形成的氣泡團(tuán)在重力和表面張力的作用下上浮，并破碎成小氣泡，小氣泡之間也伴隨著聚并現(xiàn)象，最終形成穩(wěn)定排氣狀態(tài)。

圖3～5 示出了背壓為0.100 MPa 時(shí)各工況下穩(wěn)定排水、瞬間排氣、穩(wěn)態(tài)排氣狀態(tài)流場。

圖3 不同工況穩(wěn)定排水狀態(tài)流場示意

圖4 不同工況瞬間排氣狀態(tài)流場示意

圖5 不同工況穩(wěn)態(tài)排氣狀態(tài)流場示意

4 射流噪聲特性

4.1 總聲壓級(jí)

對(duì)水下淹沒射流過程所得聲模擬結(jié)果進(jìn)行處理，可得到不同工況輻射聲源級(jí)輻射噪聲值，見 表3。

表3 射流噪聲模擬結(jié)果

4.2 噪聲頻譜分析

對(duì)不同吹除壓力的穩(wěn)定排水射流噪聲與排氣射流噪聲頻譜圖進(jìn)行比較。

圖6 示出穩(wěn)態(tài)排水過程射流噪聲頻譜中，0～200 Hz 低頻段存在高峰值，而在全頻段，3，6， 9 kHz 左右均出現(xiàn)了高峰值，且不同吹除壓力下，此高峰值幅值相差不大，初步認(rèn)為是數(shù)值模擬中出現(xiàn)的干擾；而吹除壓力增大，0～200 Hz 部分的峰值顯著變大，此頻段噪聲主要由排水管口所形成激勵(lì)產(chǎn)生。

圖6 穩(wěn)定排水射流噪聲頻譜

圖7 示出穩(wěn)態(tài)排氣過程射流噪聲頻譜中，呈現(xiàn)“寬頻帶”、“低頻”特征，且頻率主要集中在3 000 Hz 以內(nèi)。0～500 Hz 頻段存在高峰值區(qū)，1 000 Hz 左右頻段有高峰值區(qū)。對(duì)比排水噪聲頻譜，可認(rèn)為 1 000 Hz 左右頻段噪聲由氣泡噪聲產(chǎn)生，包括氣泡體積振動(dòng)和氣泡破碎、合并以及之間相互作用；而0～500 Hz 頻段的噪聲是氣泡在管口脫落產(chǎn)生，由排氣頻譜圖中也可看出，吹除壓力增大，0～500 Hz 頻段峰值區(qū)逐漸向頻率軸正向移動(dòng)，是因?yàn)闅怏w速度增大，氣泡脫落管口的頻率逐漸增大。

圖7 穩(wěn)定排氣輻射噪聲頻譜圖

4.3 噪聲源特性理論分析

根據(jù)Lighthill 建立的噴注噪聲理論，淹沒射流過程中，排水過程的聲源以湍流噪聲的四級(jí)子聲源為主；排氣過程的聲源以流場內(nèi)的氣泡體積響應(yīng)產(chǎn)生的單極子聲源和氣泡振動(dòng)產(chǎn)生的偶極子聲源為主。其中，單級(jí)子源的聲功率正比于流功率和馬赫數(shù)；偶極子源的聲功率正比于流功率馬赫數(shù)的3 次方；四級(jí)子源的聲功率與流功率、馬赫數(shù)的5 次方成正比。流功率量值是對(duì)流動(dòng)能或流功率的一個(gè)度量，馬赫數(shù)項(xiàng)可被解釋為效率因子，水下兩相射流過程中，流速遠(yuǎn)小于水下聲速，即馬赫數(shù)遠(yuǎn)小于1。這種解釋表明，單極子，偶極子和四級(jí)子在流功率轉(zhuǎn)化為噪聲時(shí)效率逐漸降低，效率的增長率逐漸增大。因此，隨著流速一個(gè)相對(duì)小的增加，本來可以忽略的排氣噪聲源可能突然就變成了一個(gè)很重要的聲源。

由上分析也可知，輻射聲功率主要受流速影響，而流速主要由壓差決定，壓差越大，流速越高，故射流噪聲越大，這解釋了射流噪聲模擬計(jì)算的結(jié)果。

由前面對(duì)單極子源、偶極子源、四極子源聲輻射效率比較可以知道：淹沒兩相射流過程中，流場內(nèi)的氣泡體積響應(yīng)產(chǎn)生的單極子輻射和氣泡振動(dòng)產(chǎn)生的偶極子輻射是主要的噪聲源，排水過程的湍流噪聲作為四極子聲源相對(duì)較弱。

5 結(jié)論

（1）建立的模擬液艙排水過程流場仿真模型模擬了淹沒兩相射流過程，并分析了模擬液艙和噴射管口位置的流場變化，為淹沒射流流場壓力變化提供了直觀結(jié)果。

（2）對(duì)吹除壓差變化條件下，噴射管口淹沒射流狀態(tài)的噪聲量級(jí)進(jìn)行數(shù)值模擬表明，射流噪聲大小主要受吹除壓差影響。關(guān)于其影響因素和所屬噪聲源特類型的分析，可為提出針對(duì)性的減振措施提供方向。

（3）數(shù)值模擬結(jié)果均表明，淹沒兩相射流過程中，模擬液艙排空后，形成的高壓氣體直接噴射進(jìn)流場域的射流噪聲量級(jí)顯著上升。排氣射流噪聲呈現(xiàn)寬頻帶，低頻特征，其由氣泡在管口脫落和氣泡在流場力作用下氣泡體積振動(dòng)及氣泡之間相互作用產(chǎn)生，是淹沒兩相射流過程的主要噪聲源，排水過程的湍流噪聲對(duì)淹沒兩相射流過程噪聲貢獻(xiàn)相對(duì)較小。