水下航行体降噪艉翼填角的数值模拟与试验研究

李孟捷，王梦璇，王 力，刘志华

（1.宜昌测试技术研究所，湖北宜昌443003；2.海军工程大学舰船工程系，武汉430033）

水下航行体降噪艉翼填角的数值模拟与试验研究

李孟捷1，王梦璇1，王 力1，刘志华2

（1.宜昌测试技术研究所，湖北宜昌443003；2.海军工程大学舰船工程系，武汉430033）

为降低水下航行体噪声，研究了艉翼填角的降噪效果。分析了水下航行体艉翼接合部马蹄涡影响螺旋桨伴流场的特征，认为马蹄涡对水下航行体噪声产生了不利影响。针对某无人水下航行体（UUV）设计了一种艉翼填角，运用CFD方法对该艉翼填角优化螺旋桨伴流场的效果进行了数值模拟，结果显示伴流场轴向速度的周向不均匀度系数下降35%-62%。将艉翼填角应用于该UUV，开展航行辐射噪声测量试验，结果显示艉翼填角使UUV航行噪声总声源级降低3.4 dB，尤其对低频噪声抑制较好。

水下航行体；马蹄涡；降噪；艉翼填角；CFD；噪声测量

0 引 言

水下航行体最大的军事价值源于其具有隐蔽航行能力，静音性能是衡量其总体性能先进程度的重要指标。因此，研制低噪声水下航行体是各国海军追求的目标。对于航行体水下辐射噪声而言，螺旋桨噪声和动力系统产生的机械噪声是两种最重要的噪声来源[1]，降低螺旋桨噪声以及螺旋桨激振力诱发的机械结构噪声就显得尤为重要。

由于水下航行体附体及操纵面对其绕流场的干扰，位于艉部的螺旋桨工作的伴流场是十分不均匀的。螺旋桨在这种不均匀的伴流场中作周期性的旋转运动，桨叶与水流发生着复杂的、非定常的力学相互作用，这种相互作用同时造成了桨叶和水介质的受力变化，引起了结构振动、漩涡发放、空泡产生与溃灭等一系列发声效应。因此，如何削弱这种相互作用的脉动峰值成为了降低螺旋桨激励噪声的关键。除了针对螺旋桨采取措施（增大侧斜、增加叶数等）使其适应这种不均匀工作流场外，改善螺旋桨的工作环境，降低螺旋桨伴流场的周向不均匀程度无疑也是一种行之有效的手段。

水下航行体主/附体接合部位的流场是一个强三维非定常流动，往往伴有一个或多个马蹄涡的形成和发展，复杂的分离流动结构及向下游的发展，使接合部流动成为影响螺旋桨伴流场不均匀程度的重要源泉[2]。近三十年来，人们研究了水下航行体主艇体与附体接合部位形成的马蹄涡对艉部伴流场不均匀度的影响，提出了一些抑制马蹄涡的艉流控制方法和装置，以提高水下航行体的静音性能。

1985年，Kubendran研究表明减小附体迎流段端部直径可减弱其下游马蹄涡的强度。1989年，Davenport和Dewitz[3]研究表明合适的填角能明显地抑制马蹄涡的强度和尺度；1991年，王锡良[4]，李定和周连第[5]等首先在我国开展主/附体交接部流场及不同连接形式对流场影响的研究，解释了接合部处产生低频振荡马蹄涡的机理，试验结果表明弓形不对称连接方式最佳；2001年，张军[6]、赵峰[2]、李新汶[7]等利用CFD计算和拖曳水池环境下的大型PIV测试方法，对水下航行体几种细部变化的艉附体与主回转体连接形式的设计模型进行了艉部区域流场定量测试分析，比较几种交接形式，认为采用艉翼前缘向前伸长的长鼻子方案，艉部流场均匀度较高。

1965年，Burstein[8]对采用主动的流动控制手段—喷流，进行了一定的探索性的试验研究。2007年，张楠，沈泓萃，姚惠之[9]在此基础上开展了潜艇喷流技术研究，采用数值计算方法，模拟了潜艇模型在指挥台围壳开孔喷流后的流场和水动力，其结果表明潜艇喷流可使伴流场不均匀度系数降低10%-60%。

2001年，美国的Batcho[10]发明了一种消除流体中物体交接部处所产生马蹄涡的附体装置，其方法是在交接部流动区域中设置升翼面，利用翼面两端梢涡产生与马蹄涡旋转方向相反的涡流，从而起到抵消马蹄涡的作用。

2010年，刘志华和熊鹰[11]提出了消涡整流片的技术设想，通过在潜艇指挥台围壳两侧马蹄涡生成与发展演化的区域设置长方形薄片来破坏马蹄涡的产生并抑制马蹄涡的发展，从而降低潜艇桨盘面处伴流场不均匀程度。开展了风洞中的潜艇模型艉部伴流场测量试验，结果显示整流片能够使潜艇桨盘面伴流不均匀度下降30%-50%。

本文分析了主艇体与附体结合部位马蹄涡影响螺旋桨伴流场的特征，针对某水下航行体模型设计了一种艉翼填角形式，利用CFD方法对该航行体流场进行了数值模拟计算，得出了艉翼填角优化伴流场的效果。通过航行辐射噪声测量试验，对艉翼填角的降噪效果进行了验证。

1 马蹄涡对螺旋桨伴流场的影响

马蹄涡结构是水下航行体流场重要的精细流场结构，马蹄涡在发展过程中对水下航行体流场产生着重要的影响。典型的潜艇外形如图1所示，其指挥台围壳、艉翼与主艇体结合部位的角区流动形态复杂，是马蹄涡的发源地。通过对角区流场的研究，显示了马蹄涡产生、发展的形式和过程。图2-1为方形凸台/平板角区对称面的马蹄涡核PIV流场显示图，图2-2为方形凸台/平板模型横向剖面马蹄涡系结构显示图。

研究表明，由于平板上的形状突变，上游流场边界层的分离涡量不断在角区累积[12]，产生了强烈的马蹄涡核。当流线进一步发展，空间马蹄涡轴随之伸展，演变为纵向涡,持续将涡量输运至下游，形成马蹄涡系，甚至在下游发生脱落，对下游流场形成显著的扰动。

同样，在指挥台围壳、艉翼与主艇体的结合部位，由于形状突变以及艇体收缩，带来了极大的逆压梯度，流场中会发生明显的流动分离并产生大强度的漩涡流动，形成马蹄涡核。由海姆霍兹定理可知，漩涡会诱导周围流场形成大强度的涡管，该涡管根据流线形状发展，向纵向发生偏转，产生纵向涡。又因为附体两侧的“肩部”会加速流体流动，使得纵向涡被进一步拉伸，形成强度大、影响范围广的马蹄涡系，不仅进一步导致了三维流动分离，而且纵向涡沿主艇体表面向下游传播，还会剧烈影响着后方的流场形态。

图1 潜艇外形示意图Fig.1 A submarine

图2-1 马蹄涡核显示图-侧视图Fig.2-1 Visualization of horseshoe vortex core-side view

图2-2 马蹄涡系结构显示图-俯视图Fig.2-2 Visualization of horseshoe vortex system-top view

三维流动分离如图3所示，艇体表面流动到达附体前端受到阻碍，在围壳中纵对称面上的分离点S发生流动分离，来自围壳两侧分离区的分离流与前方的主流在分离点T汇合，汇合流在马蹄涡的作用下发生弯曲、离开壁面并产生纵向涡ωx。该纵向涡沿艇体向下游传播，将给螺旋桨盘面处的流场带来极大的影响。

图3 三维流动分离示意图Fig.3 Three-dimensional flow separation

图4为Huang[13]测量的全附体SUBOFF潜艇模型桨盘面处轴向速度等值线分布图，它是表征航行体螺旋桨进流条件的主要特征量，与航行体螺旋桨的振动噪声及水动力性能直接相关。

图4表明影响该潜艇桨盘面轴向伴流等值线的因素：①主艇体艉部粘性边界层使得流场轴向速度值沿径向由内到外逐渐增大；②a指挥台围壳的粘性艉流使得桨盘面上对应位置处流体速度减小；②b艉翼的粘性艉流使得桨盘面上对应位置处流体速度减小，粘性尾流的影响在图4中表现为外层伴流等值线的尖峰，尖峰区域内的流体速度小于尖峰区域外的流体速度；③a指挥台围壳和主艇体交接部位马蹄涡对流场的干扰，这种干扰作用表现为桨盘面上对应位置处的伴流等值线向内发生弯曲，这是由马蹄涡纵向涡所引起的；③b艉翼和主艇体交接部位马蹄涡对流场的干扰，表现为桨盘面上艉翼与主艇体结合部对应位置处的伴流等值线向内发生弯曲，同样是由该处马蹄涡纵向涡输运所引起的，即漩涡(纵向涡)将其影响区域中外半径速度相对较高的流体带入到内半径，同时将内半径速度相对较低的流体带入到外半径，使得内半径处流体轴向速度分量增大而外半径处流体轴向速度分量减小，从而引起桨盘面轴向伴流等值线弯曲。这种漩涡强度越大，其影响能力就越强，等值线的弯曲将越剧烈。

所以，寻找方法来控制水下航行体主艇体与指挥台围壳、艉翼等附体结合部位的马蹄涡的生成和发展，削弱下游马蹄涡系的强度，就能减小其对艉流场的影响，提高螺旋桨伴流场的周向均匀度，改善螺旋桨的进流品质，降低螺旋桨及推进轴系的振动噪声并改善其水动力性能。

图4 桨盘面处轴向速度等值线分布图Fig.4 Iso-contours of axial velocity at the propeller disc

2 水下航行体模型选取与艉翼填角形式设计

本文选取的研究对象为某无人水下航行体，该航行体主艇体为回转体，如图5所示，艇体总长度不大于10 m，中横剖面直径小于0.6 m，主要附体为艉部的四面十字形布局艉翼。艉翼剖面为NACA0010翼型，根部弦长为0.4 m，最大厚度为4 cm，高度为0.25 m。该航行体采用对转大侧斜螺旋桨推进，螺旋桨直径约0.35 m。

由于马蹄涡系是由艉翼前缘逆压梯度造成的分离涡量积累产生，如若在艉翼前缘角区增加适当的填角过渡，降低该处流场的逆压梯度，减小分离涡量的积累，就能削弱马蹄涡核的强度，从而减小马蹄涡对下游流场的影响。赵峰等进行了相关的研究，表明艉翼填角前伸长度较长时能较好地提高螺旋桨盘面流场的均匀度。根据这一思路，针对本文研究的水下航行体对象设计了一种艉翼填角形式，如图6所示。四块艉翼填角分别设置在四面艉翼前缘，紧贴主艇体。填角前伸长度约10 cm，达到了艉翼最大厚度的2.5倍，最大高度约6 cm，最大宽度约3 cm，剖面形状截取自弦长0.3 m的NACA0010翼型，填角与艉翼接合部位选取了合理的平缓过渡形式，以求尽量减小接合部位的形状变化对流场产生的扰动。

图5 水下航行体示意图Fig.5 The unmanned underwater vehicle

图6 艉翼填角示意图Fig.6 The fillet of stern appendage

3 螺旋桨伴流场的CFD数值模拟

3.1 CFD计算方法

国内外对水下航行体粘性流场的计算研究已经很普遍，综合了大量计算实例的验证后，本文选取了雷诺平均N-S方程（RANS方程）结合SST k-ω湍流模型进行水下航行体艉流场的模拟。k-ω湍流模型有好的稳定性，由于计及了流线曲率和逆压梯度的效应，能精确预报压力梯度流动的对数层，故能正确模拟艉部伴流场等值线的“钩状”结构，但由于标准k-ω模型对自由来流湍流度的极强依赖性，以及其对阻力预报的糟糕表现，Menter[14]提出了改进型的SST k-ω模型，它结合了标准k-ω模型和kω模型各自的优点，能较好地预报艉流场及阻力。

对研究对象进行计算网格的划分，采用了多块结构化网格生成方法，以节约计算机内存资源，提高计算效率与计算精度。划分网格时将流场特征变化明显的近壁流域和流场特征变化很小的远场流域分开处理，近壁流域网格划分紧密，远场流域网格划分相对稀疏，分界面两边的网格作非对称处理，网格在3个方向上的加细率为，在平行中体处，计算网格第一层节点到壁面的法向无因次距离y+≈10，能够充分捕捉近壁面的流场信息，网格单元总数约1 400万，计算网格如图7所示。

图7 水下航行体流场计算网格示意图Fig.7 Computational grid for underwater vehicle

计算过程中，流动控制方程和湍流模型方程采用有限体积法在计算网格单元上进行数值离散，方程里的对流项采用二阶迎风差分格式离散，扩散项采用中心差分格式离散，速度压力耦合方程采用PISO算法求解。数值离散后的代数方程组采用Gauss-Seidel迭代法求解，利用多重网格技术加速迭代收敛。

3.2 CFD计算结果及分析

在HP工作站上运行Fluent，计算该水下航行体在5 kns航速下的流场，选取对转螺旋桨前桨位置作为研究的螺旋桨桨盘面位置，分别得到设置艉翼填角前后的航行体桨盘面处伴流场轴向速度等值线分布图，如图8所示。

图8 轴向速度等值线分布图比较Fig.8 Comparison on Iso-contours of axial velocity

由图8可以看出，加艉翼填角后，伴流场轴向速度等值线的弯曲程度明显下降，说明艉翼填角能较好地改善桨伴流场的周向不均匀度，抑制马蹄涡强度。

图9-1给出了水下航行体设置艉翼填角前后桨盘面伴流场无因次轴向速度随周向角的变化。图中，横坐标为周向角θ，定义艇体正上方为0°，以逆时针旋转方向为正向；纵坐标为轴向伴流无因次速度Ux/U0，Ux为伴流场轴向速度分量，U0为无扰动来流速度；R代表主艇体中横剖面半径；0.3R表示0.3倍主艇体中横剖面半径处位置，以此类推。

由图9-1可以看出，设置艉翼填角后，0.3-0.8R区间内0°、90°、180°和270°艉翼对应位置处轴向伴流速度的峰值均有所减小，艉翼与主艇体结合部马蹄涡对艉部伴流场的影响得到削弱，在0.7R附近已近于消失，随着半径的增长，艉翼粘性艉流的影响逐渐显现。

图9-2给出了水下航行体设置艉翼填角前后各半径处伴流无因次轴向速度的比较结果。由于本文研究对象航行体螺旋桨直径不超过主艇体直径的0.6倍，下图仅给出0.3-0.6R区间内的比较结果。

图9-1 无因次轴向速度变化曲线Fig.9-1 The non-dimensional axial velocity curves

图9-2 无因次轴向速度变化曲线的比较Fig.9-2 Comparison on the non-dimensional axial velocity curves

由图9-2可以进一步看出，在0.3-0.6R区域内，艉翼填角明显减小了马蹄涡对艉流场带来的伴流峰值。还可看出，在0.3-0.5R区间内，艉翼填角在一定程度上减小了伴流场平均轴向速度。

为了对艉翼填角的整流效果进行评价，参考文献[15]给出了不均匀度系数，对水下航行体桨盘面流场轴向速度分量的周向不均匀性进行了定量描述。桨盘面某半径上流场轴向速度分量的周向不均匀度系数为：

式中：Uxmax、Uxmin分别为该半径上流场轴向速度分量的最大值和最小值。

由不均匀度系数计算公式，得出设置艉翼填角前后桨盘面处各半径位置上流场轴向速度分量的周向不均匀度系数比较，如表1所示，绘制成曲线，如图10所示。

表1和图10更清晰地展现了艉翼填角优化伴流场的效果。设置艉翼填角使桨盘面0.3-0.6R半径区间内，伴流场轴向速度的周向不均匀度系数下降了35%-62%，而该区间为本文研究航行体螺旋桨工作区间。这说明，艉翼填角使螺旋桨的进流品质得到了很好的改善，应能降低螺旋桨叶片上的非定常力脉动幅值，改善推进轴系与螺旋桨系统的振动噪声性能。

图10 桨盘面处轴向速度不均匀度系数比较Fig.10 Comparison on the circumferential non-uniformity of axial velocity at propeller disc

表1 桨盘面处轴向速度不均匀度系数比较Tab.1 Comparison on the circumferential non-uniformity of axial velocity at propeller disc

4 艉翼填角降噪效果的试验研究

4.1 试验对象

降噪是一门试验科学，需要将理论研究与试验研究紧密结合。对于一个特定水下航行体的噪声评估，通常采取的是总体航行辐射噪声评估方式。由于噪声来源本身的复杂性，给分析其水动力噪声、机械噪声、螺旋桨噪声三者的成分带来了极大的困难，特别当涉及两者以上相互耦合时，理论分析手段就显得十分乏力，这就给降噪措施的选取带来了极大难度。艉翼填角在错综复杂的噪声成分控制中究竟能取得何种效果，显然需要经过航行辐射噪声测试试验考核。

本节选取的水下航行体试验对象，与上章CFD计算模型一致。试验前，共加工了四件艉翼填角试验件，分别安装在四面艉翼前缘根部，紧贴主艇体，如图11所示。试验件长约10 cm，最大高度约6cm，最大宽度约3 cm，剖面形状截取自弦长0.3 m的NACA0010翼型，该试验件与上章CFD计算模型完全相同。航行体采用对转大侧斜螺旋桨推进，螺旋桨直径约0.35 m。

图11 艉翼填角安装图片Fig.11 Photo of assemblage for a fillet of stern appendage

4.2 噪声测试方法与工况

噪声测量系统由水下测量平台、光电复合缆、水面单元和声信标四部分组成，其系统组成框图如图12所示。噪声测量系统测量频率范围3 Hz～20 kHz，测量动态范围80 dB，测量频段内水听器接收灵敏度为-205 dB±0.5 dB，测量误差±2 dB，水下测距最大误差0.5%。

图12 噪声测量系统框图Fig.12 The noise-measuring system

图13 噪声测量示意图Fig.13 Demonstration of noise-measurement

图14 噪声频域信号分析结果Fig.14 Result of noise analysis in frequency domain

声信标安装在水下航行体下方，测量前，利用同步器进行时间对零。测量时，测量船停机锚泊在湖面上，噪声测量系统由应急电源供电。使水下航行体定深匀速直航通过测量区域，采集实时通过距离和声压级信号，最终换算为水下航行体总声源级，即距离认为的点声源1 m处的总声级，参照基准声压为1 μPa。噪声测量示意图如图13所示。

选取的试验水域为淤泥底质，水深约40 m，水面开阔。试验前，利用声速测量仪测量当前水介质声速。测量时，要求周围无航行船只，风力小于2级，流速小于1节，测得环境背景噪声约85 dB，水下航行体试验航速为5 kns。

4.3 试验结果与分析

分别对水下航行体不安装整流装置和安装艉翼填角试验件两种状态进行噪声测量试验，每组状态各采集两次有效的航行辐射噪声数据，计算两次数据的平均值，得出总声源级数值。结果显示，安装艉翼填角试验件后，航行体辐射噪声总声源级下降3.4 dB。噪声频域信号分析结果如图14所示。其中，横坐标为频率，以对数坐标表示，单位Hz；纵坐标为1/3倍频程的带宽声压级BSL，以线性坐标表示，单位dB。

由图14可知，加装艉翼填角试验件后，航行体低频辐射噪声显著下降，100 Hz以下频率，1/3倍频程带宽声压级降幅达5-25 dB，但该频段噪声不是该航行体的主要噪声成分，其对总声源级降幅的贡献有限。频谱中，声压级最高幅值出现在150 Hz附近，加装艉翼填角使该处声压级降低约4 dB，可见艉翼填角对总声源级抑制的贡献，主要来源于该频段内噪声的下降。螺旋桨模型试验表明，该工况下螺旋桨空泡数仍较大，远未达到空泡初生条件。从噪声频谱中观察，亦未见明显的高频噪声峰值信号，说明该螺旋桨未产生空泡噪声。但加装艉翼填角试验件后，高频段内噪声有略微增加，其原因是否为艉翼填角引起还有待进一步分析，不排除为试验误差导致。试验结果说明，该艉翼填角对航行体低频辐射噪声有较好的控制效果。

5 结 论

本文针对某水下航行体设计了一种艉翼填角形式，以抑制艉翼与主艇体交接部位的马蹄涡，提高螺旋桨伴流场均匀度，达到降低航行体辐射噪声的目的。CFD数值计算表明，设计的艉翼填角能使螺旋桨盘面处伴流场轴向速度的周向不均匀系数下降35%-62%，具有改善螺旋桨进流的效果。应用该艉翼填角安装于水下航行体样机，进行噪声测量试验，艉翼填角使航行体5 kns航行辐射噪声降低3.4 dB，其中，对低频噪声的抑制较明显。研究显示了艉翼填角对水下航行体噪声良好的控制效果,为水下航行体优化伴流场的降噪设计提供了数据支撑。

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Experiment and numerical simulation of denoising fillets of stern appendages on underwater vehicle

LI Meng-jie1,WANG Meng-xuan1,WANG Li1,LIU Zhi-hua2
(1.Yichang Testing Technique Research Institute,Yichang 443003,China;2.Department of Naval Architecture Engineering,Naval University of Engineering,Wuhan 430033,China)

To reduce the noise of underwater vehicle,denoising fillets of stern appendages are investigated. The effect of the horseshoe vortexes generated at body-appendage junctions on the underwater vehicle wake is analyzed,and these horseshoe vortexes may exert adverse effects on the noise of underwater vehicle.A type of fillets of stern appendages adapted for an unmanned underwater vehicle(UUV)is designed.Its effect on wake optimization is numerically simulated by Computational Fluid Dynamics(CFD)method.The results show that the circumferential non-uniformity of axial velocity at propeller disc is reduced by 35%-62%.To test the denoising performance of fillets of stern appendages,the noise of a voyaging underwater vehicle is measured.The results show that the overall sound source level of UUV noise is reduced by 3.4 dB when fillets of stern appendages are added.At low frequencies,its denoising performance is better.

underwater vehicle;horseshoe vortex;denoising;fillet of stern appendage;CFD;noise measurement

U661.3

：A

10.3969/j.issn.1007-7294.2016.10.015

1007-7294（2016）10-1345-10

2016-04-22

国家部委基金资助项目

李孟捷（1989-），男，硕士，工程师，通讯作者，E-mail:limengjiecsic@163.com；王梦璇（1989-），女，助理工程师；王 力（1978-），男，高级工程师；刘志华（1981-），男，博士，讲师。