泵喷推进器导管对噪声传播特性的影响

刘 敏，张 宁，李新汶，周友明

(武汉第二船舶设计研究所，湖北 武汉 430064)

1 概述

泵喷推进器相对于自由空间桨而言，不仅在水动力学方面具有不同的流体流动现象，同时其噪声传播非常有特点。由于导管的存在，一般将泵喷推进器流场分解成内外流场，其相应的声场为内外声场。导管内转子的旋转，受流体激励的导管表面等都是重要的噪声源。其噪声引起导管结构发生耦合振动，部分声波在导管表面发生反射，在非均匀流体内发生折射，其声传播现象丰富。内声场通过导管口向外声场传播，相对于自由空间而言，其指向性明显不同。

进行导管桨声学设计时，导管的声学设计非常重要。林大楷［1］等通过二维数值计算指出导管对推进器线谱声绕射现象较为明显，这是由于单频噪声的波长较长，使得声波基本上以球面波的形式传出。而宽频噪声源产生的辐射声场具有相对较强的指向性。美国航空航天局(NASA)［2］提出了一种TBIEM3D模型进行航空发动机的舱内声学设计，并在其“先进亚声速运输机“项目中得到了应用。目前航空发动机导管声学设计在实际工程设计中得到了应用，并在导管声衬吸声设计、导管喷口形状降噪设计、导管气动振动设计等方面持续进行研究。Tyler和Sofrin［3］在分析航空发动机转子和定子噪声相互作用规律时，首次提出了导管声波模态概念，用模态分析法揭示了具有不同叶片通过频率的模态在导管中的传播和衰减规律，指出可以利用模态相互作用来抑制导管噪声。模态分析理论成为后来大多数噪声预报方法的基础。王晓宇［4］针对航空发动机短舱声学设计的需要，发展一种快速计算方法—传递单元法(TEM)，并与直接边界元方法相结合，计算发动机远场声辐射。吕亚东［5］针对干线飞机发动机短舱进行消声设计，在转/静干涉噪声声源模态和管内传播模态之间的声学匹配理论基础上，提出了敷设多段声衬圆环形管道内噪声传播、衰减的理论预测方法。并对风扇转速、转/静子叶片数、转/静子轴向间距对管内噪声衰减量和管道前后总声功率级(也包括叶片通过频率各阶谐波声功率级)的影响进行了计算，为发动机短舱的消声设计提供了若干工程设计参考准则。

导管声学设计在水下推进器声学设计方面未见相关报道。相对于航空发动机导管声学设计，水下推进器声学设计具有如下特点:① 导管内外均存在流动，流动相互之间紧密耦合，导管外形对推进器性能影响较大;②导管内外均存在声场，内外声场之间紧密耦合。这些特点给导管声学设计带来了困难，同时由于水中声速远大于空气声速，若对一般只有几十赫兹频率的螺旋桨低频噪声产生抑制作用，需要远大于空气中尺寸的导管，但这样巨大的导管将会严重降低推进效率，给结构设计和载荷分布带来困难。

正如文献［1］指出的，导管对高频噪声抑制效果明显，而螺旋桨正常工作时产生的水动力噪声，空化噪声都位于高频段;针对低频段线谱噪声，也可采用导管内铺设声学材料的方法进行降噪设计。还可以利用导管改变声场指向性来减少某些方向的声辐射，降低敏感方向的噪声，同样可以降低被探测的可能性。本文采用有限元方法模拟泵喷推进器导管内声源模型噪声传播特征，比较有无导管对噪声传播特性的影响，分析了导管对声传播指向性及声压级的影响。

2 计算模型及方法

导管截面采用NACA66系列水翼翼型，长3 m，进口直径2 m，最大厚度0.2 m，导管内外表面设置为shell单元，材料为钢，厚度为0.005 m;计算声场为半径10 m的球体，材料为水，球体表面设置为无限元单元。计算频率为1～1000 Hz，考虑此时最小波长为1.45 m(声速按1450 m/s)，在1个波长方向上布置20个节点，节点间距设置为0.08 m，总节点数10万个左右。同时在导管横剖面半径为10 m上一周布置100个节点，用于计算声场指向性，如图1所示。

图1 计算模型及网格Fig.1 Computation model and mesh

非均匀来流中，转子叶片的旋转引起叶片表面非定常脉动力，同时叶片叶顶流动分离及叶顶泄露涡等引起导管表面压力脉动，因此导管桨的主要噪声源位于转子叶片及其导管表面。本文为了简化声源，仅考虑转子叶片作为声源，由于计算频率为1～1000 Hz，在此频率范围内，波长远大于转子叶片半径，将转子叶片做紧致声源考虑［6］。根据文献［6］的方法将转子声源等效为7个旋转点声源，点声源之间相隔360/7的相位角，点声源频谱图如图2所示，经CFD计算后做傅立叶分析所得，其中叶频为41.4 Hz，在叶频及1/2叶频处存在明显的峰值。该频谱包含100 Hz以下的低频线谱及1000 Hz以下的连续谱。

图2 声源频谱图Fig.2 FFT Spectrum of sound source

3 计算方法及结果分析

考虑声与结构的耦合方程，不失一般性，忽略结构阻尼表示为下式:

式中:u为位移;Ms为质量矩阵;ks为刚度矩阵;Fs为结构载荷;Fas为声场对结构的作用力。在有限元模型中，结构控制方程和声场控制方程正是通过位移量进行耦合的。

图3所示为41 Hz时导管在声源作用下的结构表面位移云图，从图中可见其主要的结构位移发生于导管内表面，在圆周方向上呈现波峰波谷的交替形态;而在较高频率，如图4所示801 Hz时，结构位移主要分布于导管外表面，在轴向呈波峰波谷交替形态。

声场声压级分布云图如图5～图8所示。在41 Hz下，导管附近声压级有较小的差别，由于该频率下波长较长，导管对声波的影响较小，因此声场较快转变为均匀声场辐射;随着频率的增加，声波波长减小，在导管表面发生反射，改变了声场的辐射特性。综上所述，随着频率的升高，导管对声场的影响效果越明显。

图9所示为不同频率下的声场指向性。随着频率增加，声场指向性越明显，在高频段存在较多峰值，其中导管进出口方向上声压级较大。将导管进口、出口及顶部方向3个半径为10 m的测量点处频谱图示于图10，可见在低于165 Hz时，三者频谱曲线相互重合，在高于165 Hz后导管进出口方向上声压级明显大于导管顶部方向声压级，可见导管在较高频率段可明显改变噪声传播指向性，其中导管进出口方向上声压级较大，导管顶部方向上噪声级较低。

为了比较有无导管对声场传播的影响，图11和图12分别给出了41 Hz和621 Hz时有无导管条件下的声场指向性。在低频(41 Hz)时，导管对声场指向性影响不大，两者趋势相同，在导管进口方向声压级相差最大为3 dB，其余方向声压级基本相等;在高频(621 Hz)时，导管对噪声传播影响较大。相比于无导管条件下的均匀指向，导管的存在使得在导管进出口及 30°，40°，90°，140°方向上存在明显的峰值，同时声压级较无导管时低2～20 dB，降噪效果明显。

4 结语

通过采用有限元方法在频域内对声场声压分布云图、声压指向性图及有无导管作用下声场指向性图进行模拟及分析可见:

1)导管在较高频率下可以明显改变声场分布，其中导管进出口方向上声压级大于其他方向声压。

2)相对于自由空间，在有导管存在条件下，较高频段噪声均能得到一定的抑制，在高频率段降噪效果明显，本文算例中在621 Hz下降低2～20 dB。

［1］林大楷，李晓东.管道声辐射的高阶数值模拟［A］.第十届船舶水下噪声学术讨论会论文集［C］.2005.LIN Da-Kai，LI Xiao-dong.High-order numerical simulation of noise propagation in a duct［A］.The 10thacademia conference of underwater ship noise［C］，2005.

［2］DUNN M H，TWEED J，FARASSAT F.The application of a boundary integral equation method to the prediction of ducted fan engine noise［J］.Journal ofsound and vibration，1999，227(5):1019 －1048.

［3］TYLER，J M，SOFRIN，T G.Axial flow compressor noise studies［J］.SAE Trans.，1962，70:309 －332.

［4］王晓宇，杜林，等.考虑变截面影响的航空发动机短舱声学模型及数值结果［J］.航空学报，2006，(6):86－92.WANG Xiao-yu，DU Lin，et al.A new approach for the acoustic desing of aeroengine nacelle with the effect of varying cross-section aera［J］.Acta Aeronautica Et Astronautica Sinica，2006，(6):86 －92.

［5］吕亚东，余永祥，胡宗安，孙晓峰.发动机转/静干涉声源模态与多段声衬管内传播模态的匹配理论和计算［A］.全国环境声学学术讨论会论文集［C］，2007.LV Ya-dong，YU Yong-xiang，HU Zong-an，SUN Xiao-feng.Modal matching method and calculations for rotor-stator interaction source modes and propagation modes in an annularductwith nulti-treatments［A］.Academina conference of environment acoutics in china［C］，2007.

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