本文选自期刊《中国海洋平台》2025年第5期
作者：刘永伟，高维营，郑朋辉，李肆武，商德江，刘立辉
来源：基于前缘长度优化的声呐导流罩噪声抑制技术[J].中国海洋平台,2025,40(05)
摘要
摘要： 针对船舶声呐导流罩产生的较高自噪声对声探测性能的显著影响，以船舶声呐导流罩为研究对象，构建一个尾部收拢的原始导流罩模型。通过数值计算，探讨导流置外部水动力噪声与内部自噪声之间的相关性，发现导流罩最大截面附近的边界层分离、湍流斑点的形成以及涡结构的发展均是其自噪声的来源。提出将导流罩最大截面长度作为椭圆短轴，并将前缘优化为2倍、4倍及6倍短轴长度作为长轴的椭圆回转体方案。结果表明,优化前缘长度可显著改善导流置表面边界层发展状态，大幅降低导流置水动力噪声并提升其抗空化性能。构建原始导流置与优化前缘长度的导流置模型，在重力式低噪声水洞中进行试验测量，验证数值计算结果的准确性。研究结果为未来低噪声声呐导流置设计提供技术支持。
一、前言
综合前述分析，声呐导流罩在降低阻力方面的研究已取得多项成果，然而在降噪效果方面的研究尚存诸多不足之处，具体而言:
(1)船舶声呐导流罩作为独立的局部结构，在进行流场与声场的计算时，这种局部结构的尾涡脱落现象会严重影响声场计算结果，因此必须采用适当的尾涡消除技术;
(2)目前许多声呐导流罩模型的测试仍采用缩比模型，由于缩比模型的空间限制以及水听器尺寸和减振措施的处理等因素，内部自噪声的评估方法存在局限性;
(3)关于声呐导流罩的低噪声设计，很少通过开展迎流面及转捩区的优化来实现，尤其是针对抗空化性能的研究相对较少，针对前述研究中存在的不足，以船舶声呐导流置作为缩比模型，对声呐导流罩的迎流区及转捩区进行优化设计，构建低噪声船舶声呐导流罩并在重力式低噪声水洞中进行试验测量，以验证该低噪声声呐导流罩设计方法的有效性。
二、原型声呐导流罩水动力噪声特性分析
（一）原型声呐导流罩简介
以某舰船声呐导流罩为原型，在进行流场计算时，其尾部会产生大量脱落涡，从而引发强烈的水动力噪声。鉴于声呐导流罩的基阵安装于前部最大截面处，并且尾部与船体之间为光滑过渡，因此在实际应用的声呐导流罩内部的声基阵并不会受到尾部脱落涡噪声的干扰。然而，在进行建模计算时，不可能建立实船模型进行计算，需要对船体进行截断，此时截断附近产生的脱落涡会严重影响声呐导流罩内部自噪声，为降低脱落涡的影响，原型声呐导流罩的尾部经过收拢处理并实现光滑过渡，如图1所示。声呐导流罩的缩比率为1:15,模型长度为0.59m, 宽度为0.11m,高度为0.24m。流速设定为3.66m/s。
（二）流场网格建立、收敛性验证及流场分析
首先，采用Solidworks软件构建声呐导流罩以及流场与声场的计算域;然后，运用ICEM软件对流场和声场的计算域进行网格划分;最后，通过Fuent与ACTRAN软件计算声呐导流罩的流场和声场。具体计算方法可见文献[12],不再整述，在进行计算时，采用RNGk-ε模型进行稳态计算，研究表明，当y+<50时，大涡模拟的准确度可满足要求，因此采用y+<35的精度，由式(1)求解出第一层边界层网格高度Δyp为0.0001m。
[Math Processing Error](1)
式中：L为模型长度；Re为雷诺数。
在完成模型网格划分之后，即可开展流场的稳态分析。声呐导流罩表面的分布如图2所示。由图2可知，模型中值的最大位置位于前端，且所有值均未超过35,符合计算要求。
在达到稳态计算的收敛条件后，采用大涡模拟(Large Eddy Simulation, LES)进行瞬态计算：
[Math Processing Error](2)
[Math Processing Error](3)
式(2)和式(3)中：fmax为最大分析频率；Δt为时间分辨率；Δf为频率分辨率；n为时间步数。
式(2)和式(3)中: fax为最大分析频率;Δ切为时间分辨率;Δ伪频率分辨率;n为时间步数。所研究的声呐导流罩频率范围为10~2 000 Hz,按照最大研究频率为2 000 Hz,根据式(2)可确定瞬态计算所需时间步长为0.000 25 s。同时，声场计算的频率分辨率为5 Hz,根据式(3),计算得出所需时间步数为800步。
设定多个参考截面以分析声呐导流罩的流动特性，声呐导流罩B截面位于声呐导流罩的0水线，沿B截面依次向上移动0.01 m,分别对应C截面和D截面，通过这些戳面对声呐导流置的流动特性进行详细分析。声呐导流置B、C和D等3个截面位置的水线麈擦因数与乐力系数分布曲线如图3和图4所示。
由图3和图4可知:摩擦因数在前端初始值较小，随着流向下游逐渐增大，至最大剖面时达到峰值，随后逐渐减小，在流经声呐导流罩后达极小值，之后基本保持稳定;与摩擦因数的分布不同，压力系数在声呐导流罩前端达最大值，沿下游逐渐减小，且其减小的斜率大于摩擦因数增加的斜率，极值出现的位置与摩擦因数相比更接近声呐导流罩尾部，最终压力系数增长至零。因此，在流体经过声呐导流罩的最大剖面位置之后，层流逐渐转变为边界层分离，进而形成大尺度涡旋，并最终导致尾涡脱落。这种不稳定的流动状态会产生随机的脉动压力激发声呐导流罩的振动，进而产生内部自声和外部水动力噪声。
(三）声场网格建立、材料设置及声场分析
在完成声呐导流罩模型流场的瞬态计算并妥善存储数据后，将流场数据导入声学计算软件ACTRAN。利用ICFD模块，将流场计算所得的时域数据转换为频域数据并将其应用于声场网格，即将声呐导流罩表面的时域湍流脉动压力转换为激励力，进而计算声呐导流罩的水动力噪声，在声呐导流罩外围构建一个半径为0.5 m的球形区域，该区域作为声场传播的模拟领域。在对声场进行网格化处理时，确保在计算频段上限频率所对应的波长内至少包含10个声场网格。声呐导流置在不同频率下的脉动压力分布云图如图5所示：
由图5可知，在低频范围内脉动压力的峰值区域位于转捩区之后的湍流生成区域。因此，可以推断出低频段的强烈水动力噪声是由边界层分离涡对声呐导流罩的激励作用所引起的，而在高频段水动力噪声是由尾涡脱落激励声呐导流罩产生的。尽管如此，但因为低频段的脉动压力显著高于高频段，所以声呐导流罩的水动力噪声及内部自噪声的主要来源是低频段的脉动压力。声呐导流罩产生的水动力噪声可以划分为流体自身产生的噪声和流体作用于声呐导流罩所引发的噪声，这2种噪声分别被称为流噪声和流激噪声。鉴于流激噪声的强度远超流噪声,;流激噪声对声呐导流罩内部自噪声的贡献更显著。由于该缩尺比声呐导流罩模型的内部空间相对较小，而用于测量的水听器尺寸较大，将水听器置于声呐导流罩模型内部时，所得自噪声数据的准确性会受到影响。因此，仅凭这些数据来评估声呐导流罩的降噪效果是不全面的。考虑到数值计算结果的准确性需要通过试验来验证，在重力式低噪声水洞中进行试验验证时首选的测量方法是声呐导流置外部水动力噪声的辐射声功率，因此，研究声呐导流罩内部自噪声与外部水动力噪声辐射声功率之间的相关性显得尤为重要。通过数值计算发现:当外部水动力噪声辐射声功率的降低效果达3dB时，声呐导流罩内部自噪声的降低可达10d8:而当外部水动力噪声辐射声功率的隆低效果达5dB时，声呐导流置内部自噪声的降低可达15dB，中此可见，通讨评传声呐导流置外部水动力噪声辐射声功率的降低来评价声呐导流罩内部自噪声的降低效果是切实可行的。由于声呐导流罩内部自噪声同样源于流体对声呐导流置体的激励，因此声呐导流置外部辐射噪声的降低必然意味着流体对声呐导流置激励的减弱，讲而使声呐导流置内部自噪声降低。
三、基于前缘优化的降噪方法
（一）前缘长度优化模型结构建立
由图2可观察到，声呐导流罩在低频范围内的噪声主要源自转捩区域的涡脱落现象。因此，对声呐导流罩的前缘进行延长处理，以优化其转捩过程，并确保前缘与模型主体之间实现平滑过渡。构建具有不同前缘长度的模型，如图6所示。这3种模型的尾部均采用收拢设计，其尾部龙骨结构如图7所示。
此3种优化模型的剖面均呈椭圆形，其短轴的长度与初始声呐导流罩剖面圆的直径相等。椭圆的长轴长度分别是短轴长度的2倍4倍及6倍，亦即椭圆半长轴的长度比例为1:2:3。基于此椭圆回转体前缘设计的声呐导流罩，分别被命名为前缘长度优化I、Ⅱ、Ⅲ,与如图1所示的原始声呐导流罩前缘相比，分别延长约0.10m、0.18m及0.28m。
（二）前缘长度优化声呐导流罩降噪机理分析
取前缘长度优化声呐导流罩的参考截面，B、C、D截面的结果如图8和图9所示，不同截面处的摩擦因数与压力系数分布情况表明，经过前缘长度优化的声呐导流罩在摩擦因数分布上基本保持一致。然而，在压力系数分布方面，前缘长度优化亚和前缘长度优化亚的分布曲线显示出更平缓的趋势，其参数变化均优于原始声呐导流置，因此，与原始声呐导流置相比，各种前缘长度优化的声呐导流罩均展现出不同程度的流动控制效果，其中尤以前缘长度优化工和亚的声呐导流置控制效果更显著。
表1所示为不同前缘长度的声呐导流罩降噪效果。由表1可知，随着前缘长度的逐步增加，声呐导流罩的降噪性能随之提升，其中前缘长度优化亚型声呐导流罩展现出最佳降噪效果。在10Hz~2KHz的频率范围内，其降噪量可达22.3dB;而在500Hz~2kHz的频率区间内，隆噪量亦可达6.7d8，这里显示了2个频率段的降噪量，是为了突出前缘优化能够显著减少声呐导流置低频段的水动力噪声。因此，有效降低声呐导流置表面的较大涡流可显著抑制声呐导流置在低频段产生的水动力噪声。
（三）声呐导流罩空化性能
水在流经壁面时会由于壁面曲率的变化而产生流速变化，从而产生压力变化，当流速足够大时，压力则会变得极低，从而使声呐导流罩表面发生空化现象。对于声呐导流罩而言，能够正常工作的前提是表面与水有良好的接触，即不发生空化现象，下面研究原始声呐导流罩与前缘长度优化声呐导流罩的空化性能。在进行数值计算时，流场计算域网格、湍流模型及边界条件等均与前面基本一致，只需要打开双向流模型，以实现空化猝发的过程。空化的形成源于环境压力与特定温度下的饱和蒸汽压之差。为了精确描述空化现象，在流体力学领域中引入无因次量——空泡数k,以便进行更准确的阐释：
[Math Processing Error](4)
式中:P0为环境压力;Pv为流体在给定温度下的饱和蒸汽压;U为来流速度。在速度入口处设定不同的来流速度(以0.5 m/s为间隔),对原始声呐导流罩及其不同前缘长度优化的声呐导流罩进行流场的数值计算。在流场达到稳定状态后，得到不同流速下声呐导流罩表面空泡含量的分布云图，如图10~图13所示。
计算结果表明:在13.0 m/s的流速下，原始声呐导流罩表面开始出现空化;当流速达15.5 m/s时，前缘长度优化I声呐导流罩表面开始出现空化;在16.0 m/s的流速下，前缘长度优化亚声呐导流罩表面开始出现空化;在17.0 m/s的流速下，前缘长度优化Ⅲ声呐导流罩表面开始出现空化。由此可见，随着前缘长度的逐步增加，声呐导流罩表面出现空化的临界流速逐渐提高，因此，前缘长度的优化显著提升声呐导流罩的抗空化性能。
四、试验验证
在通常情况下，船舶声呐导流罩采用玻璃钢材质，但由于缩尺比例较大，声呐导流罩内部空间相对较小。为在试验中验证数值计算结果的准确性，并考虑到声呐导流罩模型加工的便利性，选择薄壁不锈钢作为声呐导流罩的材料。在重力式低噪声水洞中，进行原哈声呐导流置与经过前缘长度优化的声呐导流罩的水动力噪声测量试验。原始声呐导流罩与经过前缘长度优化Ⅲ的声呐导流罩模型如图14所示，均由3D打印制成。
在工作段外部的混响室内设置由5个水听器构成的垂直阵列，采用空间平均技术来测量原始声呐导流罩与经过前缘长度优化的亚型声呐导流罩的辐射声功率，该方法的测量不确定度小于1dB。由于混响室的截止频率为500Hz,辐射声功率曲线的频率范围被限定在500Hz~2kHz。
测量过程中的信噪比均保持在10dB以上，原始声呐导流罩与前缘长度优化Ⅲ声呐导流罩的辐射声功率如图15所示，在所有试验工况下:随着频率的不断升高，原始声呐导流罩和前缘长度优化Ⅲ声呐导流罩的辐射声功率均不断下降;随着流速的不断增大，原始声呐导流罩和前缘长度优化Ⅲ声呐导流置在低频段内的辐射声功率增加。
原始声呐导流罩与前缘长度优化亚声呐导流罩在不同流速下的总辐射声功率及降噪效果如表2所示。由表2可知，在2.46m/s流速下，前缘长度优化皿声呐导流罩较原始声呐导流罩的辐射声功率降低6.42dB;在3.66m/s流速下，前缘长度优化Ⅲ声呐导流罩较原始声呐导流罩的辐射声功率降低5.5dB;在4.62m/流速下，前缘长度优化亚声呐导流罩较原始声呐导流罩的辐射声功率降低4.19dB.在测量频段内，前缘长度优化亚声呐导流罩的声压级均小于原始声呐导流罩，这一结果与数值计算结果吻合较好，验证了所提出的低噪声声呐导流罩设计方法。
五、结语
为减少船舶声呐导流罩产生的自噪声，构建针对前缘长度进行优化的声呐导流罩模型，并进行数值计算与试验测量研究，研究结果表明:
(1)基于船舶声呐导流罩原型的声呐导流罩模型必须进行尾部的收拢处理，以降低尾涡脱落所产生的噪声。通过对声呐导流罩外部水动力噪声与内部自噪声相关性的研究，发现两者之间存在正相关。特别在低频段，声呐导流罩材料的透声系数较高，内部自噪声受到声呐导流罩壁面反射的混响效应很弱，进一步强化了外部水动力噪声与内部自噪声之间的相关性。
(2)通过对声呐导流罩前缘长度的优化可显著降低声呐导流罩的自噪声。通过将声呐导流罩最大截面作为椭圆的短轴，将声呐导流罩前缘长度优化至短轴长度的2倍、4倍及6倍，即椭圆半长轴的比例为1:2:3,构建出前缘呈椭球形回转体的声呐导流罩，有利于声呐导流置表面维持层流状态，达到了降噪的目的，当椭圆半长轴的比例为3(即前缘长度优化皿)的声呐导流罩模型的降噪效果达到最佳并显著改善空化性能。
(3)在重力式低噪声水洞内完成了原始声呐导流罩与经过前缘长度优化的声呐导流罩的水动力噪声测量，测量结果显示，前缘长度的优化有效降低了声呐导流罩产生的水动力噪声，试验数据与数值计算结果之间吻合良好。研究成果为提高船舶声呐导流罩内声基阵探测效能奠定坚实基础，具有较好的应用和推广价值。
六、参考文献
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