王 玉，王樹(shù)新，劉玉紅

（天津大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072）

剛性壁面三維陷落腔渦流噪聲機(jī)理研究

王 玉，王樹(shù)新，劉玉紅

（天津大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072）

陷落腔結(jié)構(gòu)作為船舶表面的一種常見(jiàn)結(jié)構(gòu)，其產(chǎn)生的噪聲近年來(lái)廣受關(guān)注。文章在馬赫數(shù)為0.004 8條件下，采用LES-Lghthill等效聲源法對(duì)剛性壁面三維陷落腔的流場(chǎng)及聲場(chǎng)進(jìn)行仿真，形象地再現(xiàn)了陷落腔內(nèi)部渦旋運(yùn)動(dòng)變化規(guī)律，分析了陷落腔渦流流動(dòng)機(jī)制、脈動(dòng)壓力特性以及輻射噪聲特征。通過(guò)對(duì)脈動(dòng)壓力功率譜及聲功率頻譜的對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，聲功率譜的前三階頻率與陷落腔流體動(dòng)力振蕩頻率吻合，這表明剛性壁面的三維陷落腔渦流噪聲由流體動(dòng)力振蕩引起，由脈動(dòng)壓力構(gòu)成的偶極子源對(duì)渦流噪聲的貢獻(xiàn)最大。研究成果為控制船舶渦流噪聲提供了理論依據(jù)。

三維陷落腔；渦流噪聲；大渦數(shù)值模擬；等效聲源法；渦聲關(guān)系

1 引 言

陷落腔作為船舶表面的常見(jiàn)結(jié)構(gòu)，其產(chǎn)生的渦流噪聲對(duì)搭載在船舶上的聲學(xué)傳感器有不容忽視的影響，不僅會(huì)增加聲學(xué)測(cè)量?jī)x器的背景噪聲，還會(huì)對(duì)外界聲信號(hào)的測(cè)試產(chǎn)生干擾。隨著現(xiàn)代科技的迅速發(fā)展，船舶結(jié)構(gòu)日益復(fù)雜，航速日趨提高，航速的提高勢(shì)必增大了渦流噪聲，因此，對(duì)船舶陷落腔結(jié)構(gòu)渦流噪聲的研究具有重要意義[1-4]。

陷落腔流動(dòng)噪聲涉及流體、噪聲以及結(jié)構(gòu)之間的相互耦合，給理論分析、試驗(yàn)研究以及數(shù)值模擬都帶來(lái)很多困難。近年來(lái)，許多學(xué)者在該領(lǐng)域開(kāi)展了相關(guān)研究并取得了一定成果。Fuglsang和Cain[5]采用Baldwin-Cain湍流模式和直接數(shù)值模擬相結(jié)合的方法考察空腔流動(dòng)，重點(diǎn)研究強(qiáng)迫剪切層作用。Rossiter[6]給出了辨識(shí)孔腔流動(dòng)模態(tài)振蕩共振頻率的公式。Guiliaume等人[7]采用數(shù)值方法對(duì)三維可壓縮陷落腔的不穩(wěn)定流動(dòng)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)一階振蕩頻率比Rossiter的二維結(jié)果要低。Ask等人[8]計(jì)算了馬赫數(shù)為0.15、長(zhǎng)深比為4的二維長(zhǎng)方形孔腔的繞流問(wèn)題，得到了壁面脈動(dòng)壓力是重要的偶極子聲源。Larsson等人[9]研究了低馬赫數(shù)層流條件下二維空腔的氣動(dòng)噪聲，考察了各種聲源項(xiàng)在輻射聲能中所占的比重，結(jié)果表明由面積分項(xiàng)即由壁面壓力脈動(dòng)引起的偶極子輻射占絕對(duì)優(yōu)勢(shì)。耿冬寒和王玉[10]采用混合LES-FW-H聲類(lèi)比方法研究了淺腔的流動(dòng)噪聲。

本文采用大渦數(shù)值模擬 （LES）－Lighthill等效聲源法對(duì)船舶三維陷落腔產(chǎn)生的渦流噪聲進(jìn)行仿真，首先采用LES方法求解陷落腔非定常流場(chǎng)，得到其流體動(dòng)力聲源。在此基礎(chǔ)上，采用Lighthill等效聲源法計(jì)算陷落腔噪聲源及遠(yuǎn)場(chǎng)渦流噪聲輻射。通過(guò)分析陷落腔流動(dòng)機(jī)制、脈動(dòng)壓力特性以及輻射噪聲特征，闡述了陷落腔渦流噪聲與渦流動(dòng)力振蕩的相關(guān)性。

2 有限元模型

2.1 幾何模型

本文研究的三維陷落腔，其長(zhǎng)深比L/D=2:1，長(zhǎng)寬比L/W=1.5:1。

2.2 流場(chǎng)模型

計(jì)算區(qū)域高度方向Y/D=5；沿流動(dòng)方向，上游長(zhǎng)度L1/D=4，下游長(zhǎng)度L2/D=8；沿延展方向，Z/D=4。整個(gè)流場(chǎng)區(qū)域采用非均勻結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，空腔外部計(jì)算區(qū)域分為9個(gè)子區(qū)域，空腔靠近邊界處網(wǎng)格較密集，隨邊界距離的增加網(wǎng)格逐漸稀疏，經(jīng)網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)后網(wǎng)格總數(shù)約為1 500 000，壁面y+≈3。由于實(shí)際網(wǎng)格較密集，圖1示出了流向網(wǎng)格的不均勻分布。

陷落腔進(jìn)口來(lái)流速度為7 m/s，流體介質(zhì)為水，馬赫數(shù)Ma=0.004 8，基于陷落腔深度的雷諾數(shù)ReD=1.05×106。為了模擬實(shí)際湍流，在進(jìn)口給定5%的隨機(jī)擾動(dòng)。壁面設(shè)置為無(wú)滑移恒溫不滲透固體邊界；陷落腔外法向及展向邊界為對(duì)稱(chēng)邊界，速度與壓力梯度均為零；出口邊界條件按照不可壓縮流動(dòng)條件滿足質(zhì)量守恒。幾何模型及邊界條件如圖2所示。

圖1 陷落腔流向網(wǎng)格劃分示意圖Fig.1 Meshing schematic of cavity in streamwise direction

圖2 陷落腔幾何模型及流場(chǎng)邊界條件示意圖Fig.2 Schematic configuration and computational domain of the cavity

2.3 聲場(chǎng)模型

基于有限元/無(wú)限元法建立聲場(chǎng)模型，有限元區(qū)域用于預(yù)測(cè)噪聲近場(chǎng)傳播，無(wú)限元區(qū)域用于預(yù)測(cè)噪聲遠(yuǎn)場(chǎng)傳播，如圖3所示。其中聲源區(qū)網(wǎng)格比較密集，有限元區(qū)網(wǎng)格劃分滿足s＜λ/6，s為網(wǎng)格尺寸，λ為一定頻率下的波長(zhǎng)。經(jīng)網(wǎng)格獨(dú)立性測(cè)試，聲源區(qū)最大網(wǎng)格1 cm，整個(gè)有限元區(qū)域最大網(wǎng)格尺寸為2.4 cm。無(wú)限元二維網(wǎng)格確保與有限元三維網(wǎng)格匹配，無(wú)限元設(shè)為無(wú)反射邊界條件。

圖3 陷落腔聲場(chǎng)模型及邊界條件示意圖Fig.3 Cavity model and boundary conditions in the sound field

3 計(jì)算方法與求解

本文選用LES-Lighthill等效聲源法對(duì)三維陷落腔的流場(chǎng)及聲場(chǎng)進(jìn)行求解，關(guān)于該方法的可靠性與準(zhǔn)確性在文獻(xiàn)[11-12]已有詳細(xì)闡述，在此不再贅述。為了使非定常流場(chǎng)求解易于收斂，首先采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型進(jìn)行定常求解，以此解作為非定常計(jì)算的初始條件，采用LES方法模擬渦旋產(chǎn)生、發(fā)展和耗散的變化過(guò)程。然后采用Lighthill等效聲源法計(jì)算聲場(chǎng)信息。關(guān)于時(shí)間步長(zhǎng)的選取，滿足流場(chǎng)同聲場(chǎng)求解統(tǒng)一，確定時(shí)間步長(zhǎng)為1×10-5s。

3.1 流場(chǎng)求解

本文采用LES方法對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行求解。LES是介于直接數(shù)值模擬（DNS）和雷諾應(yīng)力模擬（RSM）之間的湍流數(shù)值模擬方法。該方法通過(guò)濾波函數(shù)，將大尺度的湍流運(yùn)動(dòng)直接計(jì)算出來(lái)，而小尺度渦對(duì)大尺度渦運(yùn)動(dòng)的影響則采用引入附加應(yīng)力項(xiàng)進(jìn)行修正。其基本控制方程為通過(guò)濾波函數(shù)處理的瞬時(shí)狀態(tài)下Navier-Stokes方程及連續(xù)方程：

式中：μ為水的動(dòng)力粘度，ui表示各個(gè)坐標(biāo)維度的平均速度，σij為分子粘性引起的應(yīng)力張量，τij為亞格子應(yīng)力。

亞格子應(yīng)力是由濾波運(yùn)算得到的未知量，需要采用模型予以封閉，進(jìn)而衡量亞格子尺度的湍流應(yīng)力。為使計(jì)算更加精確，選用動(dòng)態(tài)Smagorinsky-Lilly[13]模型模擬亞格子湍流應(yīng)力尺度效應(yīng)，該方法基于已求解的流動(dòng)信息動(dòng)態(tài)計(jì)算渦粘模型的系數(shù)。亞格子尺度湍流應(yīng)力的具體形式如下：

3.2 聲場(chǎng)求解

采用Lighthill等效聲源法對(duì)聲場(chǎng)進(jìn)行求解。該方法最早由Lighthill[14]提出用于計(jì)算自由空間條件下的氣動(dòng)聲學(xué)問(wèn)題，并未涉及固體邊界以及運(yùn)動(dòng)物體對(duì)氣動(dòng)噪聲的影響。本文在不可壓縮流體流動(dòng)條件下，研究對(duì)象為具有固體邊界的陷落腔模型，因此，采用Lighthill聲類(lèi)比方程的變分形式，該方程由Oberai首次提出，方程右端含有體積源和面源兩個(gè)聲源項(xiàng)[15-16]：

式中：Tij被稱(chēng)為L(zhǎng)ighthill應(yīng)力張量；c0代表聲速；Ω為積分體；Γ為積分面；δρ為有限元測(cè)試函數(shù)；∑ij為總應(yīng)力張量，定義為：

聲場(chǎng)的求解過(guò)程是提取LES非定常計(jì)算時(shí)記錄的每一時(shí)間步長(zhǎng)各節(jié)點(diǎn)上的聲源強(qiáng)度信息，將其插值到聲場(chǎng)網(wǎng)格聲源區(qū)節(jié)點(diǎn)，經(jīng)傅里葉變換獲得不同頻率下聲場(chǎng)強(qiáng)度及聲輻射場(chǎng)信息。

4 結(jié)果與分析

4.1 陷落腔流場(chǎng)及聲場(chǎng)分析

4.1.1 非定常流動(dòng)

在流動(dòng)過(guò)程中，腔體內(nèi)主要有1個(gè)順時(shí)針旋轉(zhuǎn)的中心大渦和4個(gè)腔體拐角處的角渦，如圖4所示，這些渦穩(wěn)定的存在于腔內(nèi)，始終不斷重復(fù)出現(xiàn)渦的運(yùn)動(dòng)、發(fā)展、耗散和傳遞過(guò)程。當(dāng)腔體流動(dòng)進(jìn)入一定的準(zhǔn)周期，由于腔體導(dǎo)邊存在臺(tái)階，使得流動(dòng)分離并形成渦流。腔體內(nèi)大部分空間由較穩(wěn)定的大渦占據(jù)，該大渦在向下游運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中不斷發(fā)展合并，大渦尺寸不斷增大。當(dāng)大渦運(yùn)動(dòng)到腔體隨邊發(fā)生碰撞時(shí)，一部分流出腔外，隨邊界層流體一起向下游流動(dòng)，另一部分破碎形成小渦向前回流，并逐漸融入底部。與此同時(shí)，腔體導(dǎo)邊生成小渦并不斷發(fā)展形成新的大渦結(jié)構(gòu)，進(jìn)入下一個(gè)運(yùn)動(dòng)周期。

圖4 陷落腔速度矢量圖Fig.4 Instantaneous velocity vector of cavity

圖5 陷落腔近場(chǎng)聲源強(qiáng)度分布Fig.5 Source intensity of cavity in the near-field

圖6 陷落腔輻射聲場(chǎng)分布Fig.6 Radiated noise distribution of cavity

4.1.2 輻射聲場(chǎng)特征如圖5，陷落腔近場(chǎng)聲源集中分布在隨邊臺(tái)階附近，

腔內(nèi)以及下游邊界層也有一定的噪聲源存在。圖6為陷落腔輻射聲場(chǎng)特性，近場(chǎng)聲壓最大值出現(xiàn)在陷落腔隨邊臺(tái)階附近，輻射噪聲傳播呈現(xiàn)出偶極子特征，即沿上、下游方向輻射的噪聲強(qiáng)度明顯高于腔體上方。由于腔內(nèi)聲源強(qiáng)度并不是均勻分布，造成上游輻射噪聲略高于下游。陷落腔聲源分布以及輻射聲場(chǎng)特征與其非定常流動(dòng)規(guī)律吻合。

4.1.3 輻射噪聲主要成因

通過(guò)4.1.1及4.1.2的分析不難發(fā)現(xiàn)，陷落腔的腔內(nèi)流動(dòng)非常復(fù)雜，充滿多種形式的渦流。這些渦流的產(chǎn)生、發(fā)展、合并、破碎以及相互擾動(dòng)，是陷落腔渦流噪聲形成的誘因。Rossiter[6]研究表明，孔腔流動(dòng)發(fā)聲的根源在于其自持振蕩。孔腔自持振蕩包括三種形式：流體-動(dòng)力振蕩、流體-共振振蕩、流體-彈性振蕩。張楠等人[17]對(duì)剛性壁面的三維陷落腔進(jìn)行研究，得到其自持振蕩形式完全由流體動(dòng)力振蕩引起。陷落腔渦流噪聲歸根到底是由脈動(dòng)剪應(yīng)力、脈動(dòng)壓力與脈動(dòng)速度構(gòu)成的偶極子聲源與四極子聲源產(chǎn)生。Larsson等人[9]證實(shí)了脈動(dòng)壓力引起的偶極子聲源對(duì)輻射噪聲的貢獻(xiàn)占絕對(duì)優(yōu)勢(shì)。本文的分析結(jié)果與以上學(xué)者的研究成果吻合，并分析了脈動(dòng)壓力與渦流及渦流噪聲的相關(guān)性，進(jìn)而闡述脈動(dòng)壓力與渦流運(yùn)動(dòng)的對(duì)應(yīng)關(guān)系以及渦流噪聲與渦流動(dòng)力振蕩的聯(lián)系。

4.2 脈動(dòng)壓力分析

4.2.1 脈動(dòng)壓力分布特性

圖7顯示了沿流動(dòng)方向陷落腔中截面脈動(dòng)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖，其中0～1部分為1D長(zhǎng)度，表征陷落腔口上游流場(chǎng)區(qū)域，1～2部分表征陷落腔導(dǎo)邊，2～3部分表征陷落腔底邊，3～4表征陷落腔隨邊，4～5部分為2D長(zhǎng)度，表征陷落腔口下游流場(chǎng)區(qū)域。圖8為陷落腔中截面脈動(dòng)壓力系數(shù)沿流向的分布特性。脈動(dòng)壓力系數(shù)定義為：

其中，p′x,（）t為壓力脈動(dòng)量，ρ為流體密度，U∞為流體平均流速。

圖7 陷落腔中截面脈動(dòng)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.7 Monitoring points of wall pressure fluctuation inthe cross section of cavity

圖8 陷落腔中截面脈動(dòng)壓力系數(shù)流向分布Fig.8 Coefficient of wall pressure fluctuation in the cross section of cavity along the streamwise direction

如圖8，沿流動(dòng)方向，整個(gè)隨邊的脈動(dòng)壓力系數(shù)均較大，并在隨邊出腔點(diǎn)（位置4）達(dá)到最大值，其次為陷落腔的底邊，陷落腔上游、導(dǎo)邊以及陷落腔下游脈動(dòng)壓力系數(shù)變化較為平緩。該模擬結(jié)果與姚熊亮等人[18]對(duì)陷落腔脈動(dòng)壓力分布的驗(yàn)證結(jié)果基本吻合。脈動(dòng)壓力系數(shù)的變化與其各自的位置密切相關(guān)，隨邊出腔點(diǎn)（位置4）脈動(dòng)壓力系數(shù)最大是由于渦旋經(jīng)歷生長(zhǎng)合并后，在此處碰撞破碎，同時(shí)在陷落腔下游再次形成二次渦流，導(dǎo)致該位置壓力變化劇烈且幅值波動(dòng)較大。

4.2.2 脈動(dòng)壓力與渦流相關(guān)性分析

由4.2.1的分析可知，監(jiān)測(cè)點(diǎn)4的渦流運(yùn)動(dòng)較為劇烈，脈動(dòng)壓力較大，因此針對(duì)該監(jiān)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行詳細(xì)分析。圖9所示為監(jiān)測(cè)點(diǎn)4外的脈動(dòng)壓力隨時(shí)間步的變化曲線，從圖中可以看出，時(shí)間步長(zhǎng)0～20 000（即0～0.2 s）內(nèi)，流體流動(dòng)尚不穩(wěn)定，脈動(dòng)壓力波動(dòng)較大。時(shí)間步長(zhǎng)大于20 000后（即流動(dòng)時(shí)間大于0.2 s），流體流動(dòng)穩(wěn)定，呈現(xiàn)近似的周期性的變化規(guī)律。圖10為流動(dòng)穩(wěn)定階段兩個(gè)相鄰波峰時(shí)刻 （對(duì)應(yīng)圖9中波峰A、C兩時(shí)刻）監(jiān)測(cè)點(diǎn)4附近渦量分布圖。從圖10中可以發(fā)現(xiàn)，A、C兩個(gè)時(shí)刻基本上都反映出渦流到達(dá)隨邊對(duì)壁面進(jìn)行擠壓的狀態(tài)，符合周期性運(yùn)動(dòng)變化。而從時(shí)間的角度，A時(shí)刻對(duì)應(yīng)時(shí)間為0.315 s，C時(shí)刻對(duì)應(yīng)時(shí)間為0.420 s，則可以估算渦流運(yùn)動(dòng)變化的周期與頻率分別為Δt=tA-tC=0.420 s-0.315 s=0.105 s， f=1/Δt=9.52 Hz。

圖9 監(jiān)測(cè)點(diǎn)4脈動(dòng)壓力隨時(shí)間步變化曲線Fig.9 Wall pressure fluctuation change with time step of monitor 4

圖10 不同時(shí)刻監(jiān)測(cè)點(diǎn)4渦量分布Fig.10 Vorticity distribution of monitor 4 in different time

為建立脈動(dòng)壓力與渦流運(yùn)動(dòng)的對(duì)應(yīng)關(guān)系，將脈動(dòng)壓力穩(wěn)定段視為平穩(wěn)的隨機(jī)過(guò)程，對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)4的脈動(dòng)壓力進(jìn)行快速傅里葉變換（FFT），得到0～100 Hz的脈動(dòng)壓力功率譜密度，如圖11所示。該脈動(dòng)壓力功率譜密度所對(duì)應(yīng)剪切層流體動(dòng)力振蕩的前三階頻率分別為f1=10.53 Hz，f2=26.32 Hz和 f3=39.47 Hz。 其中一階頻率與其渦流運(yùn)動(dòng)變化頻率（9.52 Hz）基本吻合。

為從機(jī)理角度分析陷落腔流體動(dòng)力振蕩問(wèn)題，不考慮流速與陷落腔結(jié)構(gòu)的影響，并與經(jīng)典文獻(xiàn)相比較，引入無(wú)量綱的斯特哈勞哈爾數(shù)（Strouhal數(shù)）。將流體動(dòng)力振蕩頻率轉(zhuǎn)化為無(wú)量綱形式，與經(jīng)典文獻(xiàn)對(duì)比驗(yàn)證。St數(shù)的定義為：

其中，f為不可壓縮流動(dòng)振蕩頻率，L為陷落腔的特征長(zhǎng)度，U∞為流體平均流速。則其對(duì)應(yīng)的剪切層流體動(dòng)力振蕩的St數(shù)為St1=0.45，St2=1.13，St3=1.69，與Rossiter[6]在低馬赫數(shù)時(shí)陷落腔剪切層振蕩基頻的預(yù)測(cè)結(jié)果St1=0.42比較接近。由于數(shù)值計(jì)算存在一定的誤差，故本文結(jié)果比文獻(xiàn)中試驗(yàn)結(jié)果略大。

4.2.3 脈動(dòng)壓力與渦流噪聲相關(guān)性分析

為得到陷落腔渦流噪聲聲功率譜，在整個(gè)無(wú)限元區(qū)域?qū)ο萋淝坏穆暪β时O(jiān)測(cè)，以得到所有聲源的噪聲輻射，進(jìn)而探討渦流噪聲與脈動(dòng)壓力的相關(guān)性。圖12為陷落腔10～10 000 Hz的聲功率頻譜，從圖12可以看出，隨著頻率的增加，聲功率明顯下降，尤其是1 000 Hz以上的高頻段下降有30 dB之多。原因是，陷落腔激發(fā)的渦流噪聲包括低頻純音和寬帶連續(xù)噪音，低頻純音主要由大尺度渦運(yùn)動(dòng)引起，聲功率較高，高頻輻射噪聲呈寬帶特性，是小尺度渦運(yùn)動(dòng)變化的結(jié)果。

從圖12還可以辨識(shí)聲功率譜的前三階頻率為f1=10 Hz， f2=25 Hz和f3=40 Hz，對(duì)應(yīng)的 St數(shù)為 St1=0.43，St2=1.07，St3=1.71。聲功率的前三階頻率與流體動(dòng)力振蕩的前三階頻率基本吻合，從而進(jìn)一步證明了剛性壁面的三維陷落腔渦流噪聲是由流體動(dòng)力振蕩引起的，而由脈動(dòng)壓力構(gòu)成的偶極子源對(duì)渦流噪聲的貢獻(xiàn)很大。

圖12 陷落腔10～10 000 Hz聲功率頻譜Fig.12 Sound power spectrum of cavity from 10 Hz to 10 000 Hz

5 結(jié) 論

本采用LES-Lighthill等效聲源法對(duì)船舶三維陷落腔流場(chǎng)及聲場(chǎng)進(jìn)行仿真，并對(duì)三維陷落腔流動(dòng)機(jī)制、脈動(dòng)壓力、聲功率特性進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

（1）陷落腔內(nèi)部渦旋經(jīng)歷產(chǎn)生、發(fā)展、合并、破碎的周期性運(yùn)動(dòng)變化過(guò)程，不同位置的渦旋運(yùn)動(dòng)變化規(guī)律不同。

（2）通過(guò)對(duì)陷落腔脈動(dòng)壓力的分析發(fā)現(xiàn)，隨邊出腔位置脈動(dòng)壓力最大，并且隨流動(dòng)趨于穩(wěn)定，其變化呈現(xiàn)明顯的周期性。通過(guò)快速傅里葉變換，得到剪切層流體動(dòng)力振蕩頻率譜，其基頻與渦旋運(yùn)動(dòng)變化頻率吻合。

（3）三維陷落腔渦流噪聲主要表現(xiàn)為低頻純音及寬帶連續(xù)噪音，輻射噪聲呈現(xiàn)出偶極子特性，且聲能量主要集中在低頻段。通過(guò)對(duì)聲功率譜的分析得到其前三階頻率與陷落腔流體動(dòng)力振蕩頻率吻合，驗(yàn)證了剛性壁面的三維陷落腔渦流噪聲是由流體動(dòng)力振蕩引起的，而由脈動(dòng)壓力構(gòu)成的偶極子源對(duì)渦流噪聲的貢獻(xiàn)很大。

[1]何祚鏞.水下噪聲及其控制技術(shù)進(jìn)展和展望[J].應(yīng)用聲學(xué),2002,21(1):26-34.

[2]魏以邁.我國(guó)船舶水下噪聲研究進(jìn)展綜述[J].上海造船,2001(1):27-32.

[3]湯渭霖.水下噪聲學(xué)原理[M].上海:上海交通大學(xué)講義,2004.

[4]劉應(yīng)中,繆國(guó)平.高等流體力學(xué)[M].上海:上海交通大學(xué)出版社,2000.

[5]Fuglsang D C,Cain A B.Evaluation of shear layer cavity resonance mechanisms by numerical simulation[R].AIAA Paper 1922-0555,1992.

[6]Rossiter J E.Wind tunnel experiments on the flow over rectangular cavities at subsonic and transonic speeds[R].Rep.Mem.3438,Aeronautical Research Council,1964.

[7]Guiliaume A B,Colonius T.Three-dimensional instabilities in compressible flow over open cavities[J].J Fluid Mech.,2008,599:309-339.

[8]Jonas Ask,Lars Davidson,Hans Enwald,et al.An acoustic analogy applied to incompressible flow fields[C]//Computational Aeroacoustics:From Acoustic Sources Modeling to Far-Field Radiated Noise Prediction Colloquium EUROMECH 449,December 9-12,2003.Chamonix,France,2003.

[9]Larsson L,Davidson L,Olsson M,et al.Acoustic investigation of an open cavity flow at low Mach number[J].AIAA Journal,2004,42(12):2462-2473.

[10]Geng Donghan,Wang Yu.Prediction of hydrodynamic noise of open cavity flow[J].Transactions of Tianjin University,2009,15:336-342.

[11]Wang Yu,Liu Yuhong.Prediction of 3D cavity hydrodynamic noise based on equivalent source method[J].Journal of Advanced Materials Research,2011,189-193:53-56.

[12]耿冬寒,劉正先.大渦模擬-Lighthill等效聲源法的空腔水動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)[J].哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào),2010,31(2):182-187.

[13]張兆順,崔桂香,許春曉.湍流大渦數(shù)值模擬的理論和應(yīng)用[M].北京:清華大學(xué)出版社,2008:95-105.

[14]Lighthill M J.On sound generated aerodynamicallyⅠ:General theory[J].Proceedings of the Royal Society of London,1952,211A(1107):564-587.

[15]Oberai A,Ronaldkin F,Hughes T.Computational procedures for determining structural-acoustic response due to hydrodynamic sources[J].Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering,2000,190(3-4):345-361.

[16]Oberai A,Ronaldkin F,Hughes T.Computational of tailing-edge noise due to turbulent flow over an airfoil[J].AIAA Journal,2002,40(5):2206-2216.

[17]張 楠,沈泓萃,朱錫清.三維孔腔流激噪聲的大渦模擬與聲學(xué)類(lèi)比預(yù)報(bào)與驗(yàn)證研究[J].船舶力學(xué),2010,14(1-2):181-190.Zhang Nan,Shen Hongcui,et al.Validation and prediction of flow induced noise of 3-D cavity with large eddy simulation and acoustic analogy[J].Journal of Ship Mechanics,2010,14(1-2):181-190.

[18]姚熊亮,楊國(guó)晶,戴紹仕,等.陷落腔剪切層自持振蕩的數(shù)值計(jì)算分析[J].水動(dòng)力學(xué)研究與進(jìn)展,2009,24(3):332-340.

Research on turbulent flow noise mechanism of 3D rigid cavity

WANG Yu,WANG Shu-xin,LIU Yu-hong

(School of Mechanical Engineering,Tianjin University,Tianjin 300072,China)

Turbulent flow noise generated by the 3D rigid cavity has attracted an increasing amount of attention during the past decade.In this paper,the flow field and the turbulent flow noise generated by the flow past 3D rigid cavity at Mach number 0.004 8 was simulated by LES-Lighthill equivalent sources method.The turbulence motion inside the cavity and the characteristics of the radiated noise are described vividly.By comparing the mechanism of turbulence,wall pressure fluctuations,characteristics of the radiated noise,the relationship between vortex and sound is revealed.It is found that the first three frequencies in the sound power spectrum agree with the frequencies of hydrodynamic oscillation.It is indicated that the turbulent flow noise of 3D rigid cavity is induced by the oscillation of the fluid,and the dipole source,which is constituted by the wall pressure fluctuations,makes the largest contribution to the turbulent flow noise.Achievement of this paper provides a theoretical basis for controlling the turbulent flow noise of underwater vehicle.

3D cavity;turbulent flow noise;large eddy simulation(LES);equivalent sources method;relationship between vortex and sound

TB53

A

1007-7294（2012）11-1321-08

2012-06-13

國(guó)家自然科學(xué)重點(diǎn)基金（50835006）和國(guó)家863計(jì)劃項(xiàng)目（2010AA09Z102）基金資助

王 玉（1984-），女，天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士研究生；王樹(shù)新（1966-），男，教授，博士生導(dǎo)師；

劉玉紅（1971-），女，天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院副教授，E-mail:yuhong_liu@tju.edu.cn。