多极声源和螺旋桨辐射噪声的动态可视化仿真

研究了螺旋桨辐射噪声场和无空化低频线谱的预报方法,对单个及分布式多极声源、螺旋桨促动盘和脉动力源辐射声场进行了自编程数值仿真和动态可视化显示.结果表明:仿真得到的单个多极源声压分布与理论解一致,静止分布式偶极源声近场与声源间相位相关.因船底板反射影响,单个单极源和偶极源在船尾轴向均存在强声压区.有限长导管内单极源的弱声压区位置与导管亥姆赫兹数相关,仅在较大亥姆赫兹数下导管对偶极源存在明显声抑制作用.模型桨在4倍直径以外可近似看作声远场,其等价于位于盘面中心的单个多极源或位于桨叶壁面的分布式旋转多极源发声,但后者更为合理,且分布式偶极源须考虑声源之间的相位差.确定螺旋桨轴向脉动力后,低频线谱可由位于盘面中心的单个积分脉动力源发声求取,也可由位于桨叶壁面的脉动旋转力源发声确定.     

基于点源模型的螺旋桨空化噪声频域预报

以点源模型为基础,将螺旋桨桨叶空化体积等效为旋转单极源,将旋转单极源离散为均匀分布在旋转轨迹上的有限个固定声源,结合边界元方法可以在频域内计算任意边界条件下的螺旋桨空化噪声.以4148螺旋桨为对象,在已知单个桨叶空化体积的条件下,首先基于点源模型计算了单个桨叶的空化噪声,计算结果同Ffowcs Williams-Hawkings (FW-H)方程计算结果较为相符;然后计算了整桨空化噪声,可见螺旋桨旋转效应对空化噪声的近场声指向性影响较大,对远场声指向性影响可以忽略.     

潜艇涡量场和流噪声等效声中心的数值预报

为了实现潜艇湍流噪声及其等效声中心的数值预报,在分析SUBOFF潜艇拖曳和自航状态下涡量场的基础上,采用大涡模拟与声学边界元相结合的方法,在频域内预报了流噪声空间分布、测点谱源级曲线和声指向性,求取了等效声中心位置并分析了其受螺旋桨旋转作用的影响.计算结果表明：附体与艇体结合部马蹄涡和附体端面诱导项链形涡对是潜艇涡量场的主要特征,且马蹄涡系具有较高的强度和稳定性;附体尾涡脱落频率存在19.22Hz的线谱,且在尾涡测点谱曲线中得到明确体现;随着频率增加,流噪声蝶形指向性对应的辐射瓣状区间数随波数增加,且正横方向声压要强于首尾方向;流噪声等效声中心位于距艇艏0.46倍艇长处,在10Hz～1kHz内总声源级为95.09dB;艇艉桨对附体马蹄涡系影响较小,但促使等效声中心迅速移至艇艉.     

影响导管桨内部流场的几个因素

用理论方法计算导管桨的内部流场,研究几个重要因素对内部流场的影响,以期获得导管桨内部的流体运动规律．用迭代方法分析螺旋桨和导管的相互影响,迭代计算结束后求解螺旋桨和导管表面的偶极强度和源汇强度,根据蒙瑞诺公式计算螺旋桨和导管的诱导速度,即可得到导管桨的内部流场．以面元法为数值求解方法,编制计算程序,研究影响导管桨内部流场的几个因素,包括螺旋桨的盘面比、叶数和导管的形状、位置．结果表明,上述参数对螺旋桨内部流场的大小和周期均有很大的影响．     

舵对螺旋桨尾流场的影响

根据势流方法建立求解螺旋桨表面偶极强度的积分方程,用离散方法求解该方程,螺旋桨表面的源汇强度可以根据运动学边界条件得到.根据已知的源汇强度和偶极强度,求解螺旋桨的诱导速度,进而计算螺旋桨尾流场中舵表面的源汇强度和偶极强度.根据舵表面的源汇强度和偶极强度,计算舵的诱导流场及其对螺旋桨的影响.由于螺旋桨和舵之间存在相互影响,因此在研究中需要有一个迭代计算过程.迭代计算收敛时即可得到螺旋桨和舵的诱导流场.根据数值方法编制了计算程序,并用该程序研究了舵对螺旋桨尾流场的影响.     

低频桨-轴-壳体耦合振动声辐射机理研究

为揭示低频桨-轴-壳体水下结构耦合振动声辐射机理,利用三维水弹性力学理论和三维水弹性声学分析软件,从螺旋桨、推进轴系以及壳体结构传递特性出发,分析了各结构低频段模态频率与桨-轴-壳体耦合结构响应频率之间的相关关系,由此提出了桨-轴-壳体结构纵向和横向耦合振动声辐射峰值对应的优势模态。研究表明:螺旋桨桨叶对桨-轴系统的振动影响比较大,尤其是螺旋桨的全桨叶同向伞型弯曲振动对桨-轴-壳体的纵向振动声辐射贡献明显;桨-轴-壳体耦合系统的纵向声辐射声源级曲线峰值主要对应于壳体一阶纵向振动、桨-轴系统一阶纵向振动、壳体二阶纵向振动和螺旋桨全桨叶同向伞型弯曲振动,横向振动声辐射声源级曲线峰值主要对应于壳体弯曲振动及桨-轴系统弯曲振动;低频段螺旋桨纵向单位力引起的声辐射明显大于横向力作用下的声辐射。     

离心泵作透平水动力噪声特性研究

为研究离心泵作透平在水动力载荷激励作用下的噪声特性,以某单级离心泵反转作透平为研究对象,基于雷诺时均法获得透平内部非定常流场,进而运用直接边界元法求解叶轮和壳体壁面偶极子源引致的噪声,并借助水听器对透平出口水动力噪声进行试验测量.在对计算获得的水动力噪声试验验证的基础上,对比了各过流部件压力脉动特性以及不同性质噪声源的辐射声压特性.研究结果表明,450Hz以内的低频段内,壳体声源作用的水动力噪声能够体现多声源的共同作用,最优和大流量工况下计算与试验频谱曲线吻合较好,叶频及其倍频下平均误差仅为4.35%.蜗壳内压力脉动主频为叶频,叶轮流道内除次主频叶频外存在1个主频轴频,进水管和尾水管内压力脉动主要为蜗壳内压力脉动传播所致,而叶轮内部形成的低频压力脉动传播现象不明显.轴频处,叶轮旋转偶极子作用下的声压较强;而在叶频及其倍频处,壳体偶极子是主要声源.     

管道内旋转声源频域声场的数值仿真

为准确计算管道内的旋转声源声场,研究基于改进的点源模型和边界元法的声场仿真方法。首先从时域上将旋转点声源离散为均匀分布在旋转轨迹上的有限的静止点声源,通过静止点声源的依次发声模拟旋转点声源的发声过程;将时域声源变换到频域,然后结合边界元方法即可计算得到管道内所有离散的静止点声源声场,该声场即为旋转点声源声场。验证基于改进点源模型计算旋转声源自由声场以及利用边界元方法计算管道内静止点声源声场的可信性,以泵喷推进器为对象,将泵喷叶片分块划分并等效为偶极源,计算分析导管内的叶轮声场。研究结果表明:以改进的点源模型和边界元法为基础的管道内旋转声源声场仿真方法是有效易行的;对导管内叶轮声场而言,入射声场与散射声场存在较大差异,导管对径向测点处叶轮声场影响较大,对轴向测点处叶轮声场的影响可以忽略。     

基于EMD-SVM的小型发电机组物理声源灵敏度分析

为了解决无法直接得到小型发电机组的物理声源及其灵敏度的问题,采用经验模态分解(EMD)和支持向量机(SVM)协同分析的方法,开展噪声信号盲源分离,提取独立分量(IC)并识别主要物理声源,以测点声压级、机组功率和独立分量的声压级作为样本数据建立支持向量机回归模型,推导灵敏度计算函数,计算主要物理声源的灵敏度,得到了小型发电机组主要物理声源对辐射噪声的影响率.研究结果表明:影响该小型发电机组辐射噪声的主要因素有功率、配气机构噪声和驱动平衡轴的齿轮噪声,应用EMD-SVM协同分析可得到物理声源灵敏度,对于噪声控制具有重要指导意义.     

旋转点声源空间声场的频域精确解

在任意运动点怕辐射频域解的基础上,推导了旋转点声源在空间任一点处的声压计算公式,该公式不需要附加条件,适合于任何近场或远场,由此讨论了简谐源作旋转运动时的声场方向性特征,研究了源频率及旋转频等对声声声压的影响,研究表明：声场分布具有强的空间指向性;旋转频率的变化将伴随着多普勒效应的出现;源自身频率的将改变谐波范围。     

螺旋桨空化压力脉动及噪声数值计算

为了揭示声压与流动引起的压力脉动之间的区别与联系,以及声学积分面对噪声计算的影响,以斜流中的PPTC(potsdam propeller test case)桨为研究对象,基于均质混合流模型和Zwart-Gerber-Belamri空化模型及FW-H方程,对螺旋桨空化噪声进行了计算及指向性分析;之后进行了压力脉动流动分量与声压分量之间的比较,以及声学积分面的影响研究。结果表明:声压和流场压力脉动是同频率的,均以叶频为特征频率;声压幅值小于流场压力脉动幅值;二者的相位大致相反,当脉动压力达到峰值的时候,声压却处于波谷;空化增加噪声,但不绝对增加流场压力脉动;声学积分面的选取对噪声计算结果影响较大。鉴于近场压力脉动测量值部分与流动计算值符合,部分与声学计算值符合,近场测试有必要对流动量和声学量进行区分,声学积分面的选择还有待进一步确定规程。     

轴承力作用下船舶尾部声振特性研究

利用有限元(FEM)/边界元法(BEM),建立了桨-轴-船尾部结构耦合振动模型,以实效伴流场下的螺旋桨轴承力作为激励源,分析了螺旋桨不同方向轴承力对尾部结构声振特性的影响.研究结果表明:在螺旋桨轴承力的作用下,船体结构振动响应峰值与螺旋桨倍叶频(BPF)或尾部结构固有频率相近;尾部结构水下辐射噪声特性随频率变化明显,当频率较低时,尾部结构的辐射噪声沿船长的分布相对均匀;随着频率升高,尾部结构的局部声辐射特性增强;水平力为引起船体结构振动并向外辐射噪声的主要分量.     

对转桨无空泡脉动压力指向性计算分析

为了对对转桨的脉动压力场指向性进行计算,采用面元法计算了对转桨的空间脉动压力及其指向性.采用诱导速度考虑对转桨前桨和后桨之间的相互扰动以及螺旋桨与流场内给定实体球面之间的相互扰动.采用傅里叶变换将螺旋桨在非均匀流内旋转一周诱导的空间脉动压力从时域变换到频域内进行分析.通过对轴向指向性进行计算分析可知:和单桨相比,对转桨产生相对较弱的脉动压力场,可有效地改善船尾振动.     

一种获取船舶主要噪声源参数的方法

为了确定船舶主要辐射噪声源的声源参数,在分析辐射噪声特性及其传播规律的基础上,建立一个浅海波导条件下船舶主要辐射噪声源的数学模型.在不同信噪比条件下,利用快速场积分的方法计算船舶宽带辐射噪声的近场声压,并以全局概率优化搜索方法遗传算法作为反演工具,求解由近场声压数据构成的非线性方程组,从而得到辐射噪声源的参数.仿真结果表明,在浅海波导条件下,在信噪比高于15 dB时,该数学模型可有效反演出船舶主要辐射噪声源的声源参数.     

基于CFD的桨舵水动力干扰研究

为了观察舵对桨叶表面压力分布以及桨后尾流场的影响,以B4-55桨和展弦比为1.0的NACA0020的流线型舵为算例,采用计算流体力学方法分析了桨舵干扰的水动力特性。为了提高网格质量,计算域被分为包含螺旋桨的旋转域、包含舵的静止域以及除二者之外的静止域3部分,并采用不同的网格策略对其进行离散。离散方程用K-ω模型求解,旋转域与静止域之间的相对运动通过MRF技术模拟,并利用交界面技术实现数据传递。分析了不同进速系数下桨舵干扰的规律以及舵攻角对螺旋桨的推力、转矩的影响,研究了流场的速度以及压力分布。数值结果和试验结果的比较表明,采用的计算模型和离散方法能够得到准确的计算结果。     

旋转封闭薄壁球壳辐射噪声的多极展开方法

针对旋转机械噪声问题,在旋转单极子声源和偶极子声源辐射声场频域解的基础上,基于这两种简单旋转声源的研究思路和方法,利用声学互易定理推导出了简单封闭薄壁球壳作旋转运动时的空间辐射声场的计算方法,以一具体的封闭薄壁球壳为对象对旋转运动进行了实例计算。在此基础上,利用覆盖域的思想,给出了一种可以计算任意复杂形状封闭薄壳在旋转运动时空间辐射声场的方法。所提方法可为研究气动噪声产生机理及定量分析提供可借鉴的思路,为旋转机械噪声的控制及优化提供了一种方法。     

LES和DES在流体动力噪声预报中的适用性分析

分别以静止机翼、螺旋桨和存在动静相互作用的混流泵为研究对象,采用大涡模拟(LES)和分离涡模拟(DES)计算其脉动流场,并预报对应的流动动力噪声.计算结果表明:当预报静止固体壁面对应宽带噪声时,LES精度要高于DES,且LES对应噪声结果与试验值基本一致;螺旋桨作为运动固体边界,基于DES所预报的螺旋桨负载噪声精度与LES相当;混流泵由于存在动静相互作用,使得DES对应的泵总噪声预报结果在中低频段与LES符合较好,但高频差别较大;此外,在泵进口截面叶轮引起的线谱噪声是总噪声的主要贡献者.     

调距桨锁轴拖带工况最小拖桨阻力和水动力矩

采用计算流体力学方法,对某典型5叶调距桨锁轴工况拖桨阻力以及相应的水动力矩随螺距和进流速度的变化特性进行了数值计算,分析了这些特性的流体力学机理. 数值计算基于有限体积法,通过数值求解螺旋桨周围三维黏性不可压缩流场RANS方程来模拟螺旋桨在各种工况下的流动特性. 计算结果表明：来流速度相等时该调距桨在最大正车螺距时拖桨阻力最大,其幅值约占同航速下船体阻力的80%,水动力矩也最大;在最大倒车螺距时拖桨阻力最小,其幅值约占同航速下船体阻力的50%,水动力矩比最大正车螺距时显著减小;零螺距时拖桨阻力大小居中,而水动力矩最小,接近为零. 上述结论可为船舶动力装置部分桨工况时联控曲线的设计和锁轴机构的设计提供理论参考.     

一种对船桨干扰问题的黏势流耦合求解方法

基于黏性流计算流体力学(CFD)及势流理论,建立了一种黏流雷诺平均方程/面元法耦合迭代求解方法,对船桨相互作用问题进行了数值模拟.自由面的船体绕流场模拟应用CFD黏流方法,螺旋桨水动力载荷计算采用势流面元法.在黏性流场模拟中得到桨盘面处的总速度分布,减去螺旋桨诱导速度得到实效伴流速度并作为势流计算速度进口条件,螺旋桨效应以体积力的形式在黏性流场中体现.计算值与试验值的对比结果表明,黏势流耦合迭代求解方法能较好地预报船桨干扰问题,且较全域船桨离散化网格CFD求解船桨干扰的方法,计算量大为减少.该方法充分融合了黏势流方法的优点,既能计及黏性效应又能发挥势流快速准确的优势,能够拓展应用于船体及螺旋桨性能预报及设计优化的研究.     

小型车用压气机气动噪声分析

以车用压气机为研究对象,基于CFD稳态的RANS方程湍流模拟计算压气机的流场特性和宽频噪声,结果表明叶轮区域是压气机的主要噪声源.基于大涡模拟(LES)和Ffowcs-WilliamsHawkings(FW-H)方程的声比拟方法,以压气机叶轮为声源对压气机离散噪声进行预测分析.结果表明该压气机主要噪声源在叶轮区域.以压气机叶轮为声源进行仿真计算所得声压与实验值大体趋势相同,仿真值比实验值略高,误差在10%以内,表明该仿真计算方法可行,对进一步研究压气机噪声控制具有参考价值.