舷侧阀通海口结构形式对声学性能的影响

徐建龙，张盛，潘国雄，张生乐

武昌船舶重工集团有限公司，湖北武汉430064

舷侧阀通海口结构形式对声学性能的影响

徐建龙，张盛，潘国雄，张生乐

武昌船舶重工集团有限公司，湖北武汉430064

船舶内部包含大量的管路系统，舷侧阀排出口的结构形式直接影响船舶整体减振降噪的效果。选取实船典型管路系统的出口通海口结构为研究对象，建立通海口、管路系统、泵、船体外壳模型，利用数值仿真软件Fluent分析通海口结构的流场稳定性以及外部流场声压。通过研究多种通海口结构优化方案，明确了通海口声学性能较优的低噪声通海口。并分析了管路系统换装低噪声通海口后，整体管路系统中的通海口区域流场水动力噪声性能的变化规律。结果表明：相较实船通海口，低噪声通海口能有效增加通海口内部流场的稳定性，降低外部流场声压，有一定的降噪效果。

管路系统；通海口；结构优化；声学性能

网络出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160317.1056.024.html期刊网址：www.ship-research.com

引用格式：徐建龙，张盛，潘国雄，等.舷侧阀通海口结构形式对声学性能的影响［J］.中国舰船研究，2016，11（2）：90-97. XU Jianlong，ZHANG Sheng，PAN Guoxiong，et al.The effect of the sea opening structure on the ship side on the structural acoustic characteristics［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（2）：90-97.

0　引　言

船舶内部包含大量的管路系统。一方面，管路系统内部强烈的湍流效应及流激作用［1］，会激励起舷侧阀排出口位置处的振动，增强船舶的辐射噪声［2-4］；另一方面，由于舷侧阀直接与海水相连，当其受到流体冲击时，其排出口的结构形式直接影响到脉动噪声的强弱［5-9］。因此，舷侧阀排出口的结构形式，会直接影响船舶整体减振降噪的效果。本文将通过对船舶原管路系统的流场稳定性、噪声幅值特性进行计算分析，设计多套舷侧阀排出口结构形式的优化方案，并依据实船工况对几种优化方案进行计算分析，最终提出优化设计方案，证明、验证优化方案的可行性及降噪效果。

1　理论模型

利用CFD进行湍流计算时，最常用的计算方法为标准k-ε模型，该方法计算量适中，有较多数据积累和较高的精度，一般工程计算都使用此模型，其收敛性和计算精度能满足一般的工程计算要求，但模拟旋流和绕流时有缺陷。由于本文需考虑泵源的影响，要求能模拟射流撞击、分离流、二次流和旋流等中等复杂流动，因此，本文采用RNG k-ε湍流模型计算，其中湍流动能k和湍流耗散率ε方程分别为：

式中：αk，αε分别表示k方程和ε方程的湍流Prandtl数，αk=αε=0.719 4；ρ为流体密度；ui为流体空间点的速度；μeff为有效粘度；Gk代表由平均速度梯度引起的湍动能生成项；Rε为ε方程中的附加源项，代表平均应变率对ε的影响；C1ε=1.42，C2ε=1.68。

该方法的优点在于通过修正湍流粘度，考虑了平均流动中的旋转及旋流流动情况；其次，在式（2）中增加了一项，从而反映了主流的时均应变率，这样，RNG k-ε湍流模型中的产生项不仅与流动情况有关，而且在同一问题中也还是空间坐标的函数。从而，RNG k-ε湍流模型可以更好地处理高应变率及流线弯曲程度较大的流动［8-12］。

2　实船海水管路系统的建模

2.1实船海水管路系统模型的建立

为了真实地反映出海水管路系统内部流体的流动情况，本文建立了包含整个通海口结构的海水管路系统，并在舷侧通海口位置设置边长3 m，高3.6 m的长方体流场。考虑到所建系统较复杂，因此，为了保证计算精度，在网格划分时，采取了结构化网格和非结构化网格相结合的方式，主要表现在阀、三通和特殊结构处采用非结构化网格，其余部分采用结构化网格。此外，对边界层、重点关注区域加密处理，其余部位在保证计算精度和提高计算效率的前提下，采用较粗的网格。具体网格模型如图1所示。

图1　实船海水管路系统网格模型示意图Fig.1　The mesh models of real ship's seawater pipe system

此外，为了提高计算结果的准确性，拟将离心泵引入该系统进行研究。在对泵进行仿真计算时，采用已被段相杰、江见福等［13-14］进行过准确性验证的MRF模型进行定常计算，提供泵工作时的初始流场，再使用滑动网格模型（SMM）进行泵的非定常仿真计算。海水泵模型如图1（c）所示。

2.2实船海水管路系统水动力仿真结果分析

为有效评估通海口处的辐射噪声，在舷外流场设置以下几组监测面和监测点：

1）通海口位置外部流场中设置5个半球形监测面，半径分别为360，460，560，660和760 mm（对应监测器1，2，3，4，5）；

2）船外流域中设置12个水听器：沿通海口中法线上距离出口6个点，分别位于100，300，700，3 000，4 000和5 000 mm处，距离出口截面中心6个点，分别位于460，660，1 060，1 500，2 000和2 500 mm处。具体布置如图2所示。

图2　局部仿真计算设置的监测面与监测点Fig.2　The monitoring surfaces and points

计算时，利用叶片给定转速作为系统模型的输入初始条件（满足特定管段流量要求）。计算设定海水泵出口流量为27 kg/s，叶片转速为2 520 r/min。CFD主要监测计算通海口流场的典型截面、外部流场测点的声压频谱，外部流场的声压、速度、湍动能分布云图。通海口内外典型剖面处的速度云图如图3所示，各监测点处的声压级如表1所示。其中声压的计算是采用FW-H声学模型计算，设置远场水密度为998.2 kg/m3，远场声速为1 500 m/s，参考声压为1×10-6Pa，定义舷侧阀排水口结构为噪声源，声频率与计算步长和数据写频率有如下关系：

式中：f为频率；m为写频率；Δt为计算时间步长，考虑到计算时拟控制在10 kHz以内，因此，计算时间步长Δt=5.0×10-5s。

由图3可知，通海口内部流场由于受到格栅的阻挡以及来流不均的影响，使得内部速度出现明显的不均匀性，因此该部分势必会产生强烈的湍流，增强通海口出口的辐射噪声。另外，从通海口外典型流场的速度云图（图3（b））可以看出，从通海口排出的流场稳定性较内部均匀，但局部仍存在较大的速度梯度。

图3　通海口结构内外典型剖面处的速度云图Fig.3　The inner and outside typical sections velocity contours of sea opening structure

由表1可以看出，通海口处的辐射噪声随着距排出口距离的增大而降低，且逐渐平稳，符合对数衰减规律。

表1　通海口位置的管路系统中水声监测点声压级Tab.1　The seawater pipe system's acoustic sound pressure level（SPL）at sea opening structure

3　舷侧阀通海口结构形式的优化方案研究

3.1舷侧阀通海口结构形式优化方案

根据原始管路系统的仿真结果［15］，当增加格栅后，均匀了通海口外部速度场，起到了降低流噪声的目的。但由图3可知，由于排水口的流速较大，且速度场分布不均匀，因此在格栅附近形成明显的压力梯度区域，从而产生强涡流，且较大的涡流会导致流体逆流。因此，可以通过分化大涡、降低逆流和平稳速度场的方式降低流噪声。

根据Lighthill类比理论可知，增加消声格栅既允许流体顺利通过，不会造成扰流阻碍，又加入了具有“流体摩擦”性质的装置，它的存在使较大的漩涡得以分化，弱化大涡能量向声辐射能转化，可有效降低辐射噪声中大涡产生的低频能量成分。同时，防护格栅结构还可以改变流体混乱的流动方向，限制通海口局部位置流体逆流，避免通海口结构小规模近壁紊流脉动能量直接传递至舷外海水中。另外，根据Fisher理论可知，降低射流速度，是减小声强最有效的途径。因此，通过将通海口的方形结构改为喇叭管结构，在管道内部保持一定流量有利于稳定流场，从而起到降噪的效果。据此，本文首先对不同形式的喇叭口、消声格栅以及防护格栅进行仿真计算，分析最优的优化方案。

为了确定最优的声学性能方案，截取实船管路系统出口舷侧阀后部的通海口结构，作为仿真优化对象。依据上面提到的设计思路，对实船结构进行添加喇叭口、防护格栅、消声格栅的优化结构建模。建立半径1.5 m，高3.6 m的外部流场模型。依据原始管路系统在通海口内部剖面的仿真结果设计流量，设计通海口左端管道的左端面为速度进口（velocity-inlet），v=2.11 m/s；流域的右端面为压力出口（pressure-outlet）；格栅壁、管壁和通海口壁设为壁面。流域壁设为对称（symmetry）。

由于实船结构尺寸限制了通海口的外型几何尺寸，因此，结合实际情况对一定范围内的主要设计参数进行了仿真研究。主要设计参数为：圆锥高度值在460～540 mm之间，圆筒管高度在220～300 mm之间，圆锥管弧度在0°～30°之间。另外，为了避免阻塞率过大，导致排水不畅，也对格栅阻塞率做了相应的限制，如消声格栅阻塞率控制在0.47～0.65，防护格栅孔隙率在0.46～0.60之间（图4）。

图4　5种方案优化前后的通海口结构模型Fig.4　Five optimization models of sea opening structure

3.2舷侧阀通海口结构优化方案仿真结果分析

计算结果表明，优化的舷侧阀通海口结构如图4（e）所示，称该方案为低噪声通海口结构。对原始模型和优化后的通海口结构舷外的湍动能分布、典型监测面处的声压级，以及典型监测点处的声压级进行对比分析。图5为优化前后的通海口结构舷外湍动能分布图。从图5可以看出，优化后的通海口结构舷外湍动能分布更为均匀，且存在速度梯度差的区域明显减小，说明优化后的舷外流场速度更加均匀。2

图5　优化前后的通海口结构舷外湍动能分布图Fig.5　Comparison of the distributions of turbulent kinetic energy before and after optimization

图6给出了局部管路最优通海口结构优化前后外流场截面声压对比。从图6可以看出，通海口结构优化前后监测面声压级的趋势相同，能量主要集中在低频区域。实船通海口结构中，外部流场监测面处最大声压级达到90 dB，优化通海口结构中外部流场监测面处最大声压级为70 dB。通海口结构优化后外部流场监测面处的声压值，在全频段内均具有较好的降噪效果。

图6　局部管路最优通海口结构优化前后外流场截面声压对比Fig.6　Comparison of the outside flow field SPL of sea opening structure before and after the optimization

表2列出了局部管路通海口结构优化前后分析频段的降噪效果。由表2可知，相比实船结构，优化后的通海口结构在5个监测面的全频段均有降噪效果，且各截面的能量均集中在低频段，5个监测面声压均得到改善。全频段的降噪效果最高达到31.42 dB。

表2　局部管路通海口结构优化前后分析频段的降噪效果Tab.2　The noise reduction effect of the sea opening structure's SPL before and after the optimization

仿真计算表明，方案b和c将船舶通海口结构改为圆锥形结构，减小了射流作用，降低了海水回流的影响；方案d增加不同孔隙率的消声格栅，使较大的旋涡得以分化，弱化了大涡产生的低频能量，但若消声格栅的孔隙率选取得过小，会阻碍海水的顺利流通，造成绕流阻碍；方案e安装不同阻塞率的防护格栅，改变了通海口结构内海水混乱的流动方向，限制了海水的逆流，降低了通海口出口产生的小规模近壁紊流脉动能量。但考虑到过大的阻塞率会影响排水效果，因此，需针对具体的流量限制，优化排水口结构的阻塞率；方案f虽集合了方案d和e的优点，但考虑到此方案会增加排水口的阻力，降低系统的排水能力，影响系统的功能性要求，因此，不推荐该方案。

4　安装低噪声通海口后管路系统优化效果分析

为避免因网格不同导致的计算误差，其网格的类型和数量与原始管路系统结构的网格相同，计算模型如图7所示。

图7　管路系统网格分布示意图Fig.7　The mesh model of seawater pipe system

计算时，各项边界条件均与原始系统的边界条件相同。图8所示为通海口结构优化前后的管路系统外部流场截面的降噪效果，由该图可看出，通海口结构优化后的管路系统中，通海口外部流场中的声压级明显降低，除了个别频点略有增加外，系统3（优化后）较系统1（原始）的声压级整体下降，最大降噪效果达到20 dB左右。通过表3也可以看出，在各分频段内，各监测面基本都具有一定的降噪效果，其中最大降噪效果达到3.99 dB，降噪效果明显。

图8　通海口结构优化前后的管路系统外部流场截面的降噪效果Fig.8　The noise reduction effect of the sea opening structure's outside flow field before and after the optimization

表3　通海口结构优化后外部流场中监测面在不同频段的降噪效果Tab.3　The noise reduction effect of the　sea opening structure's SPL before and after the optimization

图9所示为通海口结构内部区域的流场分布特性。该图表明，管路系统的通海口换装为低噪声通海口后，改善了通海口内部速度分布特性，速度分布均匀、稳定。此外，原始管路系统及优化管路系统的速度最大值均出现在格栅通海口出口B位置，优化前最大速度约为0.953 m/s，优化后约为0.834 m/s，优化后的流速下降。尤其在格栅内部区域A，最大速度为优化前的1/10，优化后的流速得到有效改善，流体脉动减弱，有效衰减了通海口出口位置流体的动能。

图9　通海口结构内部区域的流场分布特性Fig.9　The flow field distribution features of the inner sea opening structure

图10所示为管路系统外部流场半球形监测面的压力分布。管路系统通海口优化前，C，D区域为高压区域，且区域面积较大，相邻区域的压力相差10倍以上，压力梯度较大。优化后的通海口结构在相同区域由高压区变为低压区，有效降低了排水口的压力，低压区所占面积明显小于高压区的面积，压力变化均匀，且不存在大压力梯度区域，相邻区域的压力相差2倍左右。此外，在C，D区域以外，压力分布均匀。

图10　管路系统通海口优化前后的外部流场截面压力分布对比分析Fig.10　Comparison of the outside flow field pressure of sea opening structures before and after the optimization

5　结　论

本文通过对船舶舷侧阀通海口结构的优化设计以及对结构优化前后的仿真计算研究得出如下结论：

1）通过改变通海口的结构形式，可以优化流道特性，减小涡流，降低流噪声。针对本文中的研究对象，通过将通海口改为喇叭形出口，同时增加防护格栅，既可避免大涡的产生，又可有效抑制回流，起到了较好的降噪效果。

2）通过将泵的影响因素加入到管路系统中进行仿真，可以真实有效地反映出海水管路内部流场的流动特性，使得计算结果更符合流场的真实特性。

3）通过局部和系统地仿真分析通海口结构表明，低噪声船舶舷侧阀通海口可以有效降低船舶的辐射噪声。

［1］孙玉东，王锁泉，刘忠族，等.液—管耦合空间管路系统振动噪声的有限元分析方法［J］.振动工程学报，2005，18（2）：149-154. SUN Yudong，WANG Suoquan，LIU Zhongzu，et al. Unified finite element method for analyzing vibration and noise in 3-D piping system with liquid-pipe cou⁃pling［J］.Journal of Vibration Engineering，2005，18 （2）：149-154.

［2］程广福，张文平，柳贡民，等.船舶水管路噪声及其控制研究［J］.噪声与振动控制，2004，24（2）：31-33，44. CHENG Guangfu，ZHANG Wenping，LIU Gongmin，et al.The liquid-born noise and its control in water pipelines of ships［J］.Noise and Vibration Control，2004，24（2）：31-33，44.

［3］梁向东.管路振动噪声对船舶总体声隐身特性的影响［J］.噪声与振动控制，2010，30（6）：127-128. LIANG Xiangdong.Influence of pipeline's vibration noise on acoustic steal nature of ships［J］.Noise and Vibration Control，2010，30（6）：127-128.

［4］ 楼红伟，胡光锐，何元安.出海管路系统的噪声振动及声辐射［J］.上海交通大学学报，2002，36（5）：726-729. LOU Hongwei，HU Guangrui，HE Yuan'an.Character⁃istics of transmission and radiation of noise and vibra⁃tion in submarine sea-water pipe systems［J］.Journal of Shanghai Jiaotong University，2002，36（5）：726-729.

［5］ 钱德进，谬旭弘，贾地.阻振质量在出海管路减振降噪中的应用［J］.声学技术，2010，29（6）：632-636. QIAN Dejin，MIAO Xuhong，JIA Di.Application of vi⁃bration isolation mass in noise reduction of sea-water pipe［J］.TechnicalAcoustics，2010， 29（6）：632-636.

［6］ 李再承，侯国祥，吴崇健.管系湍流噪声辐射研究方法进展［J］.中国舰船研究，2007，2（1）：34-38. LI Zaicheng，HOU Guoxiang，WU Chongjian.Re⁃search progress on sound radiation of turbulence in pipeline［J］.Chinese Journal of Ship Research，2007，2（1）：34-38.

［7］AMANO R S，DRAXLER G R.High-pressure steam flow in turbine bypass valve system.part 1：valve flow ［J］.Journal of Propulsion and Power，2002，18（3）：555-560.

［8］LAUCHLE G C.Noise generated by axisymmetric tur⁃bulent boundary-layer flow［J］.The Journal of the AcousticalSocietyofAmerica，1977，61（3）：694-703.

［9］ 吴石，张文平，封海波.充液管路系统中阀门流噪声的研究［J］.噪声与振动控制，2005，25（3）：51-53. WU Shi，ZHANG Wenping，FENG Haibo.Study on flow noise of valves in fluid-filled pippline system［J］. Noise and Vibration Control，2005，25（3）：51-53.

［10］朱林，田华安，郑超凡.低噪声回风消声围阱设计与试验［J］.舰船科学技术，2012，34（10）：127-129. ZHU Lin，TIAN Hua'an，ZHENG Chaofan.Design and test of the lower noise return air duct［J］.Ship Science and Technology，2012，34（10）：127-129.

［11］MUNJAL M L.Analysis and design of mufflers-an overview of research at the Indian institute of science ［J］.Journal of Sound and Vibration，1998，211（3）：425-433.

［12］黄胜，王超，王诗洋.不同湍流模型在螺旋桨水动力性能计算中的应用与比较［J］.哈尔滨工程大学学报，2009，30（5）：481-485. HUANG Sheng，WANG Chao，WANG Shiyang.Ap⁃plication and comparison of different turbulence mod⁃els in the computation of a propeller's hydrodynamic performance［J］.Journal of Harbin Engineering Uni⁃versity，2009，30（5）：481-485.

［13］段相杰，董永香，冯顺山，等.泵喷推进航行体有动力流场数值仿真［J］.弹箭与制导学报，2012，32 （3）：161-163. DUAN Xiangjie，DONG Yongxiang，FENG Shun⁃shan，et al.The numerical simulation of flow field for underwater vehicle with pump jet propulsion［J］.Jour⁃nal of Projectile，Rockets，Missiles and Guidance，2012，32（3）：161-163.

［14］江见福，顾伯勤，邵春雷.多级泵内部流动分析及其性能预测［J］.南京工业大学学报（自然科学版），2012，34（5）：94-98. JIANG Jianfu，GU Boqin，SHAO Chunlei.Analysis of inner flow on multistage pump and its performance prediction［J］.Journal of Nanjing University of Tech⁃nology（Natural Science Edition），2012，34（5）：94-98.

［15］张盛，潘国雄，徐北平.舷侧阀通海口结构形式对声学性能影响研究报告［R］.武汉：武昌船舶重工集团有限公司，2013.

The effect of the sea opening structure on the ship side on the structural acoustic characteristics

XU Jianlong，ZHANG Sheng，PAN Guoxiong，ZHANG Shengle
Wuchang Shipbuilding Industry Co.Ltd.，Wuhan 430064，China

Typical marine ships contain large amount of piping systems，and the relevant sea opening struc⁃tures directly influence the acoustic characteristics of the hull.In this paper，the sea opening of typical pip⁃ing systems is taken as the research subject，and an analyzing model is established in Fluent，which in⁃cludes pump，piping system，hull and sea opening.Meanwhile，the sound pressure of the flow field and ex⁃ternal field is analyzed.By comparing the optimized models for different fluent areas of the sea opening，a low noise structure is confirmed that is capable of improving the structure's acoustic characteristic signifi⁃cantly.Besides，the variation of the hydrodynamic noise of the whole piping system unit that uses low noise sea opening and the original structure is studied.The results indicate that the low noise sea opening of structure optimization plays a key role in noise reduction，which improves the stability of the whole fluent area and reduces the fluid pressure in the far-field.

pipe system；sea opening structure；structural optimization；acoustic characteristic

U661.42

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.02.012

2015-05-27网络出版时间：2016-3-17 10:56

国家部委基金资助项目

徐建龙（通信作者），男，1984年生，硕士，工程师。研究方向：船舶减振降噪。

E-mail：xu.jianlong@qq.com

潘国雄，男，1979年生，硕士，高级工程师。研究方向：船舶水动力学性能优化