蔡標華，肖龍洲，方超，秦子明，石兆存

武漢第二船舶設計研究所，湖北武漢430205

0 引 言

艦船或水下航行體在航行過程中，生活污水儲存于空間受限的貯容器中，需要定期通過高壓氣體將污水吹除至海中。在吹除排污過程中，氣體若噴射入海，會產(chǎn)生很大的射流輻射噪聲。水下排氣形成的噪聲強度量級通常較高，這種噪聲可能會暴露航行體目標，干擾聲吶工作，并對水下環(huán)境造成污染［1-2］。

艦船污水儲存系統(tǒng)由高壓空氣排氣系統(tǒng)、貯容器、通海管路等組成。貯容器內(nèi)的高壓空氣、污混合流體的吹除排污過程可分為3 個階段：1）貯容器均壓階段，根據(jù)海水壓力，向貯容器內(nèi)注入高壓空氣，使貯容器內(nèi)壓力高于舷外背壓，形成氣動壓差；2）污物排出階段，通過壓縮空氣將氣—水混合流體排除至舷外；3）氣流噴射階段，高壓空氣直接向舷外排放，產(chǎn)生射流噪聲。

目前，國內(nèi)外學者針對氣體射流數(shù)值模擬的研究較多。Wang 等［3］和Zhao 等［4］通過大渦模擬（LES）方法模擬了高雷諾數(shù)下的低頻和部分高頻噪聲。郝宗睿等［5-6］研究了噴管直徑對噪聲的影響，認為小口徑更有利于降低排氣噪聲。Stanley等［7］計算了剪切層的形成和發(fā)展過程，得出射流結構中的大尺度渦是各向異性的。Andersson 等［8］采用數(shù)值計算方法研究了高馬赫數(shù)氣體的射流噪聲與噴嘴的關系。Choi 等［9］和Brennen［10］針對水下單個氣泡或氣泡流的聲學特性開展了實驗測試，分析了水下排氣噪聲產(chǎn)生的機理和影響因素。何愛妮等［11］采用不同結構的配汽管，在不同的水溫和蒸汽流量下進行了實驗研究，表明蒸汽流量與噪聲源量級并不完全呈線性關系。邢軍華等［12］研究了軸對稱直噴管的液體水下射流特性，表明射流噪聲輻射功率與流速的8 次方成正比，輻射噪聲能量主要集中在低頻段，隨著流速的增加，射流噪聲向高頻段移動。目前，針對氣體射流噪聲的研究較成熟，但多以空氣中的高速射流為研究對象，而對水下射流輻射噪聲的研究多以實驗測試為主，針對射流狀態(tài)下的流場與聲場聯(lián)合計算模擬的研究相對較少。為研究在水下不同背壓下進行吹除排污過程中大管徑氣體噴射的氣—水混合流體射流流場特征和輻射噪聲特性，本文擬結合大渦模擬和FW-H 方法，對排污過程中大管徑氣體射流流場和輻射噪聲進行數(shù)值模擬研究。

1 數(shù)值計算

1.1 計算模型

數(shù)值模擬借助FLUENT 軟件，采用大渦模擬計算水下吹除排污過程中氣體射流流場，并在流場基礎上采用FW-H 方程計算輻射噪聲。

貯容器及管路計算三維模型網(wǎng)格劃分如圖1所示，噴管直徑為50 mm，長度為250 mm；流場域直徑為3 000 mm，長度為2 000 mm。排污通?？诤Ｓ蛴嬎憔W(wǎng)格如圖2 所示，對網(wǎng)格進行結構化劃分。網(wǎng)格模型參數(shù)為：網(wǎng)格數(shù)量1.05×106，最小矩陣劃分0.691，最大縱橫比105，最小網(wǎng)格角度40.77°。

圖1 貯容器計算網(wǎng)格劃分Fig.1 Mesh division for calculating the blowing tank

圖2 排污通海口海域計算網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division around the outlet of the blowing tank

上述網(wǎng)格劃分方案綜合考慮了計算成本以及計算精度。若采用密網(wǎng)格，即將網(wǎng)格數(shù)量增大1.5倍，計算所得聲壓級與原網(wǎng)格量的計算聲壓級誤差約為5%；若采用疏網(wǎng)格，即將網(wǎng)格數(shù)量減少1/3，計算所得聲壓級與原網(wǎng)格量計算的聲壓級誤差約為8%。

1.2 計算方法和邊界設置

設置噴管進口為壓力進口，噴管平行線位置的壓力為背壓，模型外表面為壓力出口。為進行聲模擬，內(nèi)層設置FW-H 聲積分面，如圖3 所示（圖3 中UDF 為用戶定義函數(shù)）。為模擬在海水中不同深度下吹除排污輻射噪聲的區(qū)別，設置吹除背 壓Pb為 一 系 列 梯 度 壓 力0.5，1.0，1.5，2.0 和2.5 MPa；為研究吹除壓差ΔP（吹除壓力與吹除背壓的差值）對輻射噪聲的影響，在每一個吹除背壓Pb下，設置吹除壓差ΔP=0.1，0.2，0.3 MPa。

圖3 海域模型邊界設置示意圖Fig.3 Schematic diagram of boundary conditions for ocean model

2 數(shù)值計算結果分析

2.1 流場特性

水下氣體射流過程是非穩(wěn)態(tài)過程，在噴口附近，氣—水邊界和流場結構隨著時間和空間的變化而改變。氣泡形成過程可分為沿徑向生長和沿射流方向生長2 個階段。當發(fā)展到一定階段時，氣泡前端向后翻卷［5］，這與Surin 等［13］利用高速攝像機拍攝到的水下氣體噴射初期氣泡形狀的發(fā)展趨勢一致（圖4），驗證了本文數(shù)值模擬的可行性。

圖4 氣相流場結構［13］Fig.4 Flow field structure of the gas phase［13］

圖5 為水下吹除過程中貯容器內(nèi)部流場變化過程。圖6 為吹除背壓1.0 MPa 時不同吹除壓差下的氣體射流流場（圖中藍色為水相，紅色為氣相）。由圖可見，射流整個發(fā)展過程很迅速，且隨著吹除壓差的增大，射流過程中氣泡各階段發(fā)展所需時間更短，射流態(tài)的氣—水混合流體壓力脈動幅度更大，流場中形成的氣泡群更大。

圖5 貯容器吹除過程流場Fig.5 Flow field of the blowing process for blowing tank

2.2 輻射噪聲特性

當海域吹除背壓Pb分別為0.5，1.0，1.5，2.0 和2.5 MPa 時，在直接排氣狀態(tài)下，吹除壓差ΔP 分別為0.1，0.2 和0.3 MPa，得到不同背壓下聲源輻射噪聲聲壓級（SPL）隨壓差的變化情況，結果如圖7所示。由圖可見，在相同吹除壓差下，不同吹除背壓時的SPL 基本相同，可見SPL 主要隨著吹除壓差的增大而增大，基本不受吹除背壓的影響。

圖6 Pb=1.0 MPa 時不同吹除壓差下的氣體射流流場Fig.6 Flow field of air jet under different blowing pressure difference（Pb=1.0 MPa）

圖7 不同背壓下聲源輻射噪聲聲壓級隨吹除壓差的變化Fig.7 Sound pressure level of radiated noise versus ΔP under different back pressure

在海域吹除背壓為1.0 MPa，吹除壓力P 分別為2.5 和3.0 MPa 時，穩(wěn)態(tài)排水和穩(wěn)態(tài)排氣過程中輻射噪聲的仿真數(shù)據(jù)如表1 所示。從表中可以看出，貯容器內(nèi)水排空后，將形成高壓氣體直接噴射進海域的淹沒射流狀態(tài)，水下輻射噪聲會產(chǎn)生“拐點”，其量級顯著上升。在相同工況條件下，輻射噪聲量級增加15 dB 以上。

表1 Pb=1.0 MPa 時排水與排氣輻射噪聲比較Table 1 Comparison of the radiated noise between water emission and air emission（Pb=1.0 MPa）

針對水下射流排氣過程，以吹除背壓Pb為1.0 MPa，吹除壓力P 分別為1.1，1.2 和1.3 MPa 為例，對其輻射噪聲結果進行頻譜分析，輻射噪聲頻譜與時頻譜如圖8 所示。由圖可見，不同工況下的輻射噪聲頻譜表現(xiàn)為寬頻帶、低頻的特點，頻率以1.5 kHz 以內(nèi)的低頻成分為主，且在0～0.4 kHz范圍內(nèi)以及1.0 kHz 頻率處有明顯峰值。綜合已有文獻成果［5，13］及前文對輻射噪聲的理論分析得出，0～0.4 kHz 低頻部分的高峰值頻段的噪聲主要由氣泡在管口脫落導致。在1.0 kHz 頻率處的噪聲源聲壓級峰值主要為氣泡在流場力作用下由氣泡體積振動及氣泡之間的相互作用導致［14］。

3 實驗結果及分析

為了驗證水下吹除排污時氣體射流吹除過程中的流場變化特性和輻射噪聲特性，建立了水下吹除氣—水系統(tǒng)，并放入水池進行吹除實驗。在壓縮空氣水下氣—水吹除實驗過程中，采用高速攝像機拍攝氣—水混合流場的變化情況（圖9），通過水聽器監(jiān)測吹除過程中的輻射噪聲總級隨時間的變化情況（圖10）。

圖8 輻射噪聲頻譜與時頻譜Fig.8 Frequency spectrum and time-frequency spectrum of the radiated noise

圖9 水下吹除氣體射流流場形態(tài)Fig.9 The shape of air jet flow field during water blowing period

圖9 實驗結果表明，在水下氣—水吹除過程中，貯容器排水時間較短，系統(tǒng)開始供氣10 s 后，即有壓縮空氣噴射進入外部流場，氣—水混合射流流體的壓力脈動幅值比較大，且逐步形成較大的氣泡群。圖9 所示實驗拍攝的氣體射流流場形態(tài)變化過程與圖6 的仿真結果基本一致。

圖10 為水聽器的全過程監(jiān)測結果。實驗表明，水從貯容器流出的過程結束后，壓縮空氣直接進入外部水池流場，形成氣—水混合噴射狀態(tài)，此時，輻射噪聲顯著升高，出現(xiàn)“拐點”現(xiàn)象，這與仿真模擬的結論相同。然而，表2 輻射噪聲量級的測試數(shù)據(jù)與表1 的仿真數(shù)值存在5～9 dB 的差異，這可能與2 個原因相關：1）實驗中水聽器輻射噪聲的測量頻率范圍（20 Hz～40 kHz）小于輻射噪聲仿真的頻率范圍（10 Hz～50 kHz），導致實驗的輻射噪聲總級小于仿真數(shù)據(jù)；2）實驗所測的系統(tǒng)吹除壓力為系統(tǒng)管路前端壓力，而仿真選取的壓力為噴射吹除管段末端的壓力，因吹除仿真計算壓力高于實驗壓力，導致仿真所得的輻射噪聲量級較高。

表2 水池實驗輻射噪聲測試數(shù)據(jù)Table 2 Test data of radiated noise in pool experiment

實驗結果表明，本文采用的數(shù)值模擬計算方法，適用于水下氣體噴射過程的流場動態(tài)模擬，并可通過仿真計算表征水下吹除排污過程的輻射噪聲變化規(guī)律。

4 結 論

1）建立了艦船或水下航行體貯容器排污過程的流場仿真模型，模擬了壓縮空氣的水下排污射流過程，分析了貯容器內(nèi)及排污口附近的流場變化，為表征水下氣—水混合射流流場壓力變化提供了直觀結果。射流輻射噪聲呈現(xiàn)寬頻帶、低頻特征。

2）在吹除背壓和吹除壓差變化條件下，對貯容器管口淹沒射流狀態(tài)的輻射噪聲量級進行數(shù)值模擬，結果表明水下氣體射流輻射噪聲大小主要受吹除壓差的影響。吹除背壓相同時，吹除壓差增大，輻射噪聲顯著增大。而吹除背壓對水下射流輻射噪聲的影響很小。在吹除壓差相同的條件下，背壓增大，輻射噪聲的增幅較小。

3）數(shù)值模擬與實驗結果均表明，水下排污過程中，排氣壓差越大，輻射噪聲量級越高。貯容器內(nèi)水排空后，將形成高壓氣體直接噴射進海域形成淹沒射流狀態(tài)，系統(tǒng)水下輻射噪聲會產(chǎn)生“拐點”，輻射噪聲量級將顯著上升。在相同工況下，直接排氣比排水過程形成的輻射噪聲量級增加15 dB 以上。