潜艇无轴泵喷推进器水下辐射噪声数值预报及分析

张明宇，林瑞霖，王永生，彭云龙

（海军工程大学 动力工程学院，武汉430033）

0 引 言

随着反潜能力的大幅度提升，潜艇对降噪隐身技术方面的要求日益迫切[1]。除了大力发展消声材料和水声对抗设备外还应充分考虑噪声源的控制。推进器叶片的旋转噪声周期性强，低频强线谱噪声强度大、辐射距离远且暴露在艇外直接向水中辐射噪声，是水声器材最易检测到的主要声源之一[2]。因此，研究推进器水下辐射噪声的声场特性对提高潜艇隐身性至关重要。潜艇对新型低噪声推进器日益紧迫的需求和技术开发催生了泵喷推进器。泵喷推进器特别是无轴泵喷（即集成电机泵喷推进器）与7叶大侧斜螺旋桨相比具有较低的水下辐射噪声、更高的临界航速和推进效率。早在2005年，何东林等人[3]便已通过CFD手段着手泵喷的设计与优化。目前，英国 Trafalgar级、Vanguard级、Astute级核潜艇，法国LeTriomphant级核潜艇、美国Seawolf级、Virginia级核潜艇等诸多潜艇已陆续采用泵喷推进器取代了7叶大侧斜螺旋桨[3-4]。对潜艇而言，当潜深较大时，压力较大使空泡噪声得到有效的控制，相反无空泡噪声却不能因此而得到有效改善，因此这方面的研究具有相应的工程应用意义。

泵喷推进器在潜艇上的应用较为前沿，无轴泵喷的应用更为少见，因此对潜艇无轴泵喷推进器水下辐射噪声的数值预报研究者较少，但在水泵噪声预报方面的文献相对较多，有很好的借鉴意义。2011年，袁寿其等人[5]基于“CFD（DES）+Lighthill”方法通过软件SYSNOISE5.6应用直接边界元法（DBEM）数值预报了离心泵诱导噪声。同年，谭永学等人[6]也做了类似研究。王宏光等人[7]通过软件Fluent和Virtual Lab在考虑泵壳振动和不考虑泵壳振动两种情况下对轴流泵的噪声特性进行了数值预报和对比。2013年，刘鑫等人[8]基于混合模拟方法，在考虑到流固耦合的基础上研究了叶片周向后弯对轴流泵水力特性及安静性的影响。同年，赵威等人[9]基于CFD大涡模拟和Lighthill声比拟的混合方法预报了离心泵蜗壳内部湍流噪声。2011年，刘敏等人[10]采用有限元法对泵喷推进器进行了特征点频谱、声场指向性分析，总结了导管长短对低、高频噪声的影响。2016年，付建等人[11]基于边界元方法和点声源理论对常规泵喷水下辐射噪声进行了数值预报。

潜艇、蛙人运输器等水下航行器航速较低，推进器转速较小，可实现无空化运转。牟介刚等人[12]指出无空化时泵喷负载噪声为主要噪声源，因此本文只对伴流场中泵喷推进器的负载噪声进行数值预报。这同螺旋桨相似，无空化非均匀进流时，螺旋桨辐射噪声主要为桨叶非定常负载所致的流场压力脉动产生的偶极子噪声（负载噪声）。本文以某无轴泵喷推进器为对象，抽离其转动部件和静止部件单独预报辐射声场以衡量其各自的声场特点及对总噪声级贡献量，并由各单部件复数叠加计算出泵喷整体宽带声压级，与以泵喷整体为对象的计算结果进行了对比，吻合较好，对无轴泵喷的水下辐射声场预报有一定的工程指导意义。

1 常规泵喷和无轴泵喷结构及工作原理

常规泵喷由原动机经过轴系驱动，主要由剖面为机翼形的环状导管、转子和定子三部分构成，转子将水流由艇体侧吸入向艇尾方向排出，定子用于整流，定子安装角可使定子吸收转子引起的水流预旋，提高推进效率。根据定子和转子的前后相对位置泵喷又可分为定子前置式和定子后置式，定子前置式推进效率稍低但安静性好，一般用于潜艇，如图1所示。定子后置式效率稍高但噪声稍大，一般用于鱼雷。

无轴泵喷没有常规泵喷的一系列驱动轴，通过电流带动电机，其电机定子都镶嵌在导管内，转子和旋转做功的叶片固定在一起，电机定子与转子之间存在气隙，电机定子线圈通电产生的交变磁场驱动永磁体而带动转子转动，其简图如图2所示。

2 管道内静止偶极子声场验证

在采用CFD方法得到流场的脉动信息之后，通过声类比理论模拟流体动力噪声，声类比理论最早由Lighthill提出，之后逐渐演变成应用最为广泛的FW-H声类比方程，本研究采用FW-H声类比方程。声学边界元方法的基本思想是首先采用格林（Green）定理将声学波动方程转化为边界积分方程，然后选择适当的插值函数，利用边界上一系列离散的单元将边界积分方程转化为代数方程组，在边界条件已知的情况下可以得到边界上任意单元节点的声学量（声压、振动速度和声强等）以及空间内任意一点的声学量。推进器相对于远场可看作点声源，又因为研究只计算推进器的负载噪声（偶极子噪声），所以只需验证偶极子点声源的预报方法即可。下面基于边界元法通过软件Virtual Lab对管道内偶极子无限远处衍射声场进行了数值预报，研究分析了其声指向性并与国外文献[13-14]进行对比，验证本文声场预报方法的可信性。

声源及边界元网格设置如图3所示，假设圆管厚度接近0，为刚性壁面，设圆管长度为L，令半径为a且L=1.625a，在管道轴心线0.75L处设置静止轴向振动的偶极子。

k=ω/c，T=2π/ω ⇒f=kc/2π，其中，k为波数，c为声速，f为频率。

研究以偶极子所在点为圆心，在管道轴向纵剖面处建立半径为100a的圆形声场代替无限远处场，示意图如图4所示。为了方便与文献结果进行比较，以远场轴向场点的声压作为入射声场声压pi，场内其它任一点辐射声压记为p，则远场中任意一点的声压级表示为SPL=20log10（p/pi）。研究分别计算了kL=6.5和kL=16.6时所对应频率的声指向性，并对文献值进行数据取点，对比情况如图5所示。

从本文计算值与文献值对比情况来看，二者完全吻合，证明了本文所采用的方法对偶极子声源辐射声场预报的可信性，为无轴泵喷推进器辐射噪声（负载噪声）预报做了很好的验证。

3 无轴泵喷流场计算模型及数值计算

研究对无轴泵喷推进潜艇进行了粘性流场计算，整个计算域为2.5倍艇长（艇前0.5倍艇长，艇后1倍艇长），直径为泵直径的10倍。用四面体和六面体网格相结合的划分方式进行网格划分，船体周围局部小区域用四面体网格划分，艇长41 m，型宽5.5 m。艇体壁面第一层网格尺度为0.15 mm，外部区域用六面体网格划分，整体计算区域网格节点数为1千万，单元数2.6千万，速度进口设置为考核航速4 kns，压力出口总压为0。转速为35.75 r/min，瞬态计算时采用分离涡进行数值模拟，每旋转1°迭代10步，时间步长为466.2 μs，计算收敛后取最后3600步（叶轮旋转1周）的推进器壁面脉动压力信息作为声的激励源输出，其计算域设置简图如图6所示。

y+为贴近过流壁面的第一层网格单元中心距壁面的无量纲距离，软件帮助文件建议y+范围在30-300之间，符合计算要求。流场数值模拟验证详见作者论文[15]，流场数值模拟结果可信。

4 水下辐射声场计算

水下辐射噪声预报需要从流场瞬态计算结果中提取脉动压力信息作为声源输入信息，本文单独计算转动部件和静止部件声场时以相应部件作为声源，泵体其它部件保存不变作为刚性散射壁面。如此可准确地预报单个部件在泵喷整体水下辐射噪声中的贡献，同时出于保密考虑，分析过程中设定某常数g对所有声压级进行了统一的无量纲化。

4.1 声场设置及单部件划分

对泵喷整体和各部件进行水下辐射噪声预报时，统一以叶轮中心为圆心，在轴向纵剖面设置半径为50 m的平面圆场，在圆场上每2°设置一个测点，总计180个测点。在叶频及其倍频处，描绘出所对应的声场指向性以分析其声辐射特点。由于艇具有对称性且轴向纵剖面圆形声场可以直接显示轴向至径向各个角度的50 m远处的点声压级，所以轴向纵剖面声场具有代表性，能够反映无轴泵喷推进器水下辐射噪声在泵喷50 m远处各个点的声压级信息。对圆形声场上的典型测点（轴向点、径向点及与二者相隔45°的场点）在500 Hz以内进行声谱分析，描绘声压级随频率变化情况。声压级定义公式为SPL=20log10（pr/p0）。 其中：pr为测点声压，p0为水下参考声压，等于10-6Pa。

泵喷转动部件即转子，这里为方便区分结构和单独观察叶轮辐射声场，将叶轮和叶顶处环状部分（以后称环状转子）抽离出来单独计算声场，环状转子为没有环状内壁只包含环状外壁和两端面的壳体，叶轮为包含轮毂、叶片和与环状转子相连的内壁部分，具体处理如图8所示，静止部件由导管、导叶和轮毂组成，如图9所示。

4.2 环状转子声场指向性及测点分析

研究取流场网格（.cgns文件）作为声场网格，满足流场输出声压信息的1：1传递并进行快速傅里叶变换转化为频域声压，作为声源计算其500 Hz内的场点声压级并进行分析。在1BPF（1倍叶频）、2BPF、3BPF、4BPF对应频率进行声场指向性分析和典型测点的声压级频谱分析，其中环状转子的声指向性及其对比如图10所示。

由声指向性分析可得，在1-4倍叶频处声压级最大值基本均在径向点（图中90°处点）位置，最小值基本均在轴向点（0°处），这与环状转子的形状相符（参考图8）。环状转子为没有内壁只有外壁和两端面的壳体，环状外壁的宽度（轴向尺寸）约为两端面厚度（径向尺寸）的6倍，因此径向声辐射面（环状外壁面积）大于轴向声辐射面（环状壳体两端面面积），这是径向声压级较大的主要原因。另外，圆形声场上监测点在1倍叶频处声压级大于其它倍叶频处声压级（并不是各阶频率都是如此，仅限于低频），这与旋转机械叶轮噪声预报相符[16]。在500 Hz以内，取径向测点1、轴向测点3和二者之间45°点处测点，分析比较其声谱信息如图11所示。

可以看出，在低频300 Hz以内声压级较高，总体上径向测点声压级最高，45°点与之相差不大，轴向测点声压级明显低于二者；随频率升高声压级总体趋势降低，高频处三者声压级波动范围相近。研究表明环状转子在轴向噪声贡献量最小，径向贡献量最大。

4.3 叶轮声场指向性及测点分析

同环状转子分析方法完全相同，对叶轮进行声场指向性分析和测点声谱分析，预报其单独作用时水下辐射声场及在泵喷总体噪声中的贡献。叶轮在1BPF、2BPF、3BPF和4BPF处声指向性特征及四者的对比如图12所示。

从图12可以看出，叶轮声指向性与环状转子声指向性不同，呈水平"8"字形分布，轴向声压级最大，径向声压级最小，这是叶轮转子轴向声辐射面积较大所致；同环状转子相似，叶轮在1BPF处对应声压级明显高于2-4BPF声压级。叶轮轴向测点声压级与环状转子径向测点声压级在1BPF处基本相等（叶轮轴向监测点声压级略小），在2-4倍叶频处明显小于环状转子径向测点声压级。从流体脉动特性分析，这是因为泵脉动幅值沿轮缘至轮毂逐渐变小，环状转子整体分布在轮缘位置，脉动幅值一直很大。同时，环状转子声源面与泵壳内壁的环状气隙内流体紊乱，计入叶轮的环状转子内壁则不存在狭小气隙，压力脉动幅值相对较小。因此，虽然叶轮轴向声辐射面积略大于环状转子径向声辐射面积，环状转子仍表现出较高的声压级。取叶轮典型测点进行声谱分析如图13所示。

由测点声谱图可见，在低频（100Hz以内）时受叶轮影响为主，轴向测点声压级明显高于径向；随频率升高计入叶轮的环状转子内壁面的作用得到表现，径向测点声压级高于轴向；最终三者波动范围基本相等，声压级总体趋势下降，45°测点处声压级略小于轴向测点且二者总体趋势基本保持一致。

4.4 静止部件声场指向性及测点分析

出于以下三点目的计算静止部件噪声：（1）获得转动部件与静止部件相互作用而使静止部件在各阶叶频处呈现的声场特性。（2）分析静止部件在泵喷噪声总量中的贡献。（3）便于由静止部件和转动部件推导出泵喷整体声场指向性并与以泵喷整体为对象所得计算结果进行对比。因此，本文采用与转动部件同样的分析方法对静止部件进行声场分析。静止部件1-4倍叶频处声指向性及其对比如图14所示。

首先从叶频、倍叶频声压级来看，静止部件总体小于转动部件，在径向比环状转子的一半还要小，在轴向更小。这是由于静止部件的导管和导叶只起到整流作用，它们的表面压力脉动特性没有转动部件剧烈。另外，同环状转子相似，由静止部件结构可以看出径向声辐射面大于轴向声辐射面，这也是径向声压级较大的原因。由于潜艇泵喷为导叶前置式泵喷，安静性好，导叶与叶轮叶片的相互作用不如导叶后置式剧烈，导叶上压力脉动相对较小，因此轴向声辐射相对较弱。取与转动部件相同的3个典型测点进行声谱分析，如图15所示。

可以看出，对静止部件来说，频率较低（100 Hz以内）时，径向声压级明显大于轴向声压级，45°点处声压级略低于径向声压级，且在500 Hz以内45°点处声压级的总体趋势与径向点保持相近。与转动部件声场辐射特性相同，频率较高时三个方向声压级波动范围相同且总体趋势相近。

4.5 500 Hz以内宽带声压级

本节采用同单个部件相同的方法，从瞬态计算结果文件中取出泵喷整体的脉动压力信息数据作为声源对泵喷进行了整体式水下辐射声场预报，同时也将泵喷各单部件水下辐射声场贡献量进行叠加与泵喷整体式水下辐射声场计算结果进行了宽带声压级（500 Hz以内）对比，吻合较好，如图16-17所示。

从各单部件推导出的结果与泵整体式计算结果来看，二者吻合性存在一定差异（各点误差均在0.5g以内，g为常数）但整体趋势相同，最大值均在径向,最小值均在轴向。存在差异的主要原因是计算单部件声场时，只有声源网格采用流网格进行数据信息的1：1传递，其它作为散射壁面的部件所采用网格是在软件Hypermesh中另外生成的网格，相对粗糙，这里以整体式计算值为准。

5 结 论

本文对无轴泵喷水下辐射声场进行了预报分析，着重分析了单部件声指向性和其典型测点声谱：

（1）对单部件而言，转动部件的环状转子声场指向性显示：径向声辐射强度大于轴向，呈“8”字形分布；圆形声场上监测点在1倍叶频处声压级大于2-4倍叶频处声压级（并不是各阶频率都是如此，仅限于低频）；300 Hz以内声压级较高，总体上径向测点声压级最高，45°点与之相差不大，轴向测点声压级则明显低于二者；随频率升高声压级总体趋势降低，三者波动范围相近。研究表明环状转子在轴向噪声贡献量最小，径向贡献量最大。

（2）对叶轮而言：叶轮声指向性与环状转子声指向性基本相反，轴向声压级最大，径向最小，这是叶轮转子轴向声辐射面积较大所致；同环状转子相似，叶轮在1BPF处对应声压级明显高于2-4BPF声压级。在低频（100 Hz以内）时受叶轮影响为主，轴向测点声压级明显高于径向，随频率升高计入叶轮的环状转子内壁面的贡献得到表现，径向测点声压级高于轴向；最终三者波动范围基本相等，声压级总体趋势下降，45°测点处声压级略小于轴向测点且二者总体趋势基本保持一致。

（3）静止部件声场分布特征与环状转子基本相同，但声压级明显小于转动部件。静止部件典型测点声谱显示，频率较低（100 Hz以内）时，径向声压级明显大于轴向声压级，45°点处声压级略低于径向声压级且在500 Hz以内的总体趋势与径向点保持相近；与转动部件声辐射特性相同，频率较高时三个方向声压级波动范围相同且总体趋势相近。

采用同样方法对无轴泵进行了整体声场预报，结果显示：由泵喷各单部件水下辐射声场贡献量进行综合推导所得的宽带声压级（500 Hz以内）与以泵喷整体为对象所得计算结果吻合较好。最大值均在径向，组合值为11.4g dB，整体计算值为11.1g dB；最小值均在轴向，组合值为0.96g dB，整体计算值为0.99g dB。存在差异的主要原因是计算单部件声场时，只有声源网格采用流网格进行数据信息的1：1传递，其它作为散射壁面的部件所采用网格是在软件Hypermesh中另外生成的网格，相对粗糙，这里以整体式计算值为准。