淹没两相射流过程噪声特性数值模拟

蔡 朋，胡秋旭，李 伟，邓 鹏，王 博，秦子明

（1.海装驻武汉地区第三军事代表室，武汉 430205；2.武汉第二船舶设计研究所，武汉 430205）

0 引言

水下排水和排气的两相射流过程在海洋、船舶、化工和水处理等领域非常普遍，船舶液舱水下吹除排水过程属于淹没两相射流过程，特别是排水结束时，气体喷射进入海域，会产生很大的射流噪声。这种噪声可能会暴露目标，干扰探测器声纳［1-4］。

船舶上包含各类液舱，部分液舱通过压缩空气进行吹除排水，这类系统一般由压缩空气系统、液舱和通海管路等组成，系统原理示意如图1所示。需要排水时，关闭液舱进口管路的截止阀，开启舷侧截止止回阀和压缩空气管路截止阀，可以将液舱内的水吹除到舷外，排水结束后，压缩空气从通海管路喷射，会产生较高的瞬态射流 噪声。

图1 液舱排水系统原理示意

目前，国内外对流体射流数值模拟研究方面已经较多，数值模拟方法作为探究流体射流特性的技术已比较成熟。Wang 等［5-6］通过大涡模拟方法模拟了高雷诺数下的低频和部分高频噪声；郝宗睿等［7-8］研究了喷管直径对噪声的影响，认为小口径更有利于降低排气噪声；Stanley 等［9］计算了剪切层的形成和发展过程，说明射流结构中的大尺度涡是各向异性的；Niklas 等［10］采用数值计算方法研究了高马赫数气体的射流噪声与喷嘴的关系；Choi 等［11-12］主要针对水下单个气泡或气泡流的声学特性开展了试验测试，分析了水下排气噪声产生的机理和影响因素；何爱妮等［13］采用不同结构的配汽管，在不同的水温和蒸汽流量进行了试验研究，表明蒸汽流量与噪声源量级并不完全呈线性关系；邢军华等［14］研究了轴对称直喷管的液体水下射流特性，表明射流噪声功率与流速8 次幂成正比，射流噪声能力主要集中在低频段，随着流速增加，射流噪声向高频移动。

通过上述文献的分析发现，研究流体射流噪声的方法相对比较成熟，但多以空气中的高速射流为研究对象，而对淹没两相射流的射流噪声的研究方法则多以试验测试为主，开展射流状态下的流场与声场联合计算模拟的研究相对较少。为研究在固定深度，不同供气压力工况下，液舱排水和排气全过程的流场特征和射流噪声特性，本文利用大涡模拟和FW-H 结合的方法对淹没状态液舱排水过程中，大管径气体射流流场和射流噪声进行数值模拟探究，为探究控制舰船淹没两相射流噪声强度的方法奠定基础。

1 计算模型

本数值模拟借助FLUENT 软件，采用大涡模拟（LES）计算液舱排水过程中气体射流流场，并在流场基础上用FW-H 方程计算射流噪声。为便于建模、网格划分及后续试验设计，液舱以一个圆柱形水罐代替，模拟液舱和流场域三维模型划分如图2（a）（b）所示，模拟液舱模型分为上方的进气管，中间的罐体，下方的喷射管，其中喷射管内径为50 mm，壁厚为3 mm 喷管直径为 50 mm，长度为250 mm；流场域直径为3 000 mm，长度2 000 mm。

模拟液舱和流场域单独绘制，网格均采用结构化网格划分，模拟液舱进气管路和排出管路、流场域连接模拟液舱出口和射流影响辐射角区域的网格加密，模拟液舱筒体和流场域相对远场位置网格稍作稀疏处理，以确保计算过程收敛，并提高计算效率；并且通过Tiny，Coarse，Medium 和Fine 4 套网格在短时间尺度的试算，考虑网格无关性、计算效率和准确性，本文选取了Medium 网格作为最终计算网格，模拟液舱和流场域的网格密度如图2（c）（d）所示，最后在FLUENT 软件中分别导入，用interface 进行连接，模型参数见表1。

图2 模拟液舱和流场域计算网格划分

表1 网格模型参数

2 计算方法和边界设置

计算模型上，选用VOF 多相流模型和LES湍流模型，以及FW-H 声学模型；求解算法上，选用SIMPLEC 算法，压力插值方案选用Body Force Weighted，选用Bounded Central Differencing 对动量方程离散化，体积分数运用Compressive 方案，瞬态公式选用Bounded Second Order Implicit方案。声模拟时，设置时间步长=5×10-5s，由奈奎斯特采样定律可知，最高有效频率可为10 000 Hz。

计算区域中，设置模拟液舱模型的进气管路为压力进口，背压为排出管口处水压力；设置流场域中的外界面为压力出口，水温度为常温；设置流场域外界面为FW-H 积分面，并设置声接收点。

在计算工况上，主要考虑船舶实际航行深度和后续试验设计两方面的因素，一是吹除压力一定时，船舶液舱排水口的实际深度越小，背压越小，吹除排水过程越剧烈，射流噪声也更难控制；二是考虑后续试验设计，在船舶航行深度范围内，选择尽量小的背压进行计算，以降低对后续试验水池的要求。因此，设置模拟液舱模型的排水管口处背压不变，为0.1 MPa；吹除压力设置4 档，分别为0.100，0.125，0.150，0.200 MPa。计算工况如表2 所示。

表2 计算工况

3 流场特性

模拟液舱吹除过程中，先进行排水，此时，液舱内液位持续较平稳下降，水被压至流场域中，形成稳定排水状态；当液舱内液位到达下部喷管位置时，气体会瞬间排出，因排水过程阻力较大，排气之前存在一定的“憋压”，气体瞬间排出时会具有更高的速度。流场域中，高速气体随喷管轴线方向喷射在流场域中形成“气丝”现象，形成瞬间排气状态；之后，模拟液舱内残余水随气体持续排出，流场域中“气丝”现象逐渐消失，喷射管口形成的气泡团在重力和表面张力的作用下上浮，并破碎成小气泡，小气泡之间也伴随着聚并现象，最终形成稳定排气状态。

图3～5 示出了背压为0.100 MPa 时各工况下稳定排水、瞬间排气、稳态排气状态流场。

图3 不同工况稳定排水状态流场示意

图4 不同工况瞬间排气状态流场示意

图5 不同工况稳态排气状态流场示意

4 射流噪声特性

4.1 总声压级

对水下淹没射流过程所得声模拟结果进行处理，可得到不同工况辐射声源级辐射噪声值，见 表3。

表3 射流噪声模拟结果

4.2 噪声频谱分析

对不同吹除压力的稳定排水射流噪声与排气射流噪声频谱图进行比较。

图6 示出稳态排水过程射流噪声频谱中，0～200 Hz 低频段存在高峰值，而在全频段，3，6， 9 kHz 左右均出现了高峰值，且不同吹除压力下，此高峰值幅值相差不大，初步认为是数值模拟中出现的干扰；而吹除压力增大，0～200 Hz 部分的峰值显著变大，此频段噪声主要由排水管口所形成激励产生。

图6 稳定排水射流噪声频谱

图7 示出稳态排气过程射流噪声频谱中，呈现“宽频带”、“低频”特征，且频率主要集中在3 000 Hz 以内。0～500 Hz 频段存在高峰值区，1 000 Hz 左右频段有高峰值区。对比排水噪声频谱，可认为 1 000 Hz 左右频段噪声由气泡噪声产生，包括气泡体积振动和气泡破碎、合并以及之间相互作用；而0～500 Hz 频段的噪声是气泡在管口脱落产生，由排气频谱图中也可看出，吹除压力增大，0～500 Hz 频段峰值区逐渐向频率轴正向移动，是因为气体速度增大，气泡脱落管口的频率逐渐增大。

图7 稳定排气辐射噪声频谱图

4.3 噪声源特性理论分析

根据Lighthill 建立的喷注噪声理论，淹没射流过程中，排水过程的声源以湍流噪声的四级子声源为主；排气过程的声源以流场内的气泡体积响应产生的单极子声源和气泡振动产生的偶极子声源为主。其中，单级子源的声功率正比于流功率和马赫数；偶极子源的声功率正比于流功率马赫数的3 次方；四级子源的声功率与流功率、马赫数的5 次方成正比。流功率量值是对流动能或流功率的一个度量，马赫数项可被解释为效率因子，水下两相射流过程中，流速远小于水下声速，即马赫数远小于1。这种解释表明，单极子，偶极子和四级子在流功率转化为噪声时效率逐渐降低，效率的增长率逐渐增大。因此，随着流速一个相对小的增加，本来可以忽略的排气噪声源可能突然就变成了一个很重要的声源。

由上分析也可知，辐射声功率主要受流速影响，而流速主要由压差决定，压差越大，流速越高，故射流噪声越大，这解释了射流噪声模拟计算的结果。

由前面对单极子源、偶极子源、四极子源声辐射效率比较可以知道：淹没两相射流过程中，流场内的气泡体积响应产生的单极子辐射和气泡振动产生的偶极子辐射是主要的噪声源，排水过程的湍流噪声作为四极子声源相对较弱。

5 结论

（1）建立的模拟液舱排水过程流场仿真模型模拟了淹没两相射流过程，并分析了模拟液舱和喷射管口位置的流场变化，为淹没射流流场压力变化提供了直观结果。

（2）对吹除压差变化条件下，喷射管口淹没射流状态的噪声量级进行数值模拟表明，射流噪声大小主要受吹除压差影响。关于其影响因素和所属噪声源特类型的分析，可为提出针对性的减振措施提供方向。

（3）数值模拟结果均表明，淹没两相射流过程中，模拟液舱排空后，形成的高压气体直接喷射进流场域的射流噪声量级显著上升。排气射流噪声呈现宽频带，低频特征，其由气泡在管口脱落和气泡在流场力作用下气泡体积振动及气泡之间相互作用产生，是淹没两相射流过程的主要噪声源，排水过程的湍流噪声对淹没两相射流过程噪声贡献相对较小。