考慮系統(tǒng)需求的通海閥箱結(jié)構(gòu)聲學(xué)優(yōu)化

李艷華，翁章卓，魏　強(qiáng)（中國艦船研究設(shè)計中心，湖北 武漢 430064）

考慮系統(tǒng)需求的通海閥箱結(jié)構(gòu)聲學(xué)優(yōu)化

李艷華，翁章卓，魏強(qiáng)
（中國艦船研究設(shè)計中心，湖北 武漢 430064）

考慮管路系統(tǒng)功能需求，改變閥箱內(nèi)部結(jié)構(gòu)以及外形尺寸，建立 7個方案的閥箱計算分析模型。通過利用數(shù)值計算方法，對閥箱出口處 3個監(jiān)測點的聲壓級進(jìn)行計算。在此基礎(chǔ)上，對各監(jiān)測點計算結(jié)果進(jìn)行對比分析，進(jìn)而得到通海閥箱結(jié)構(gòu)的聲學(xué)最優(yōu)模型。

通海閥箱；聲壓級；聲學(xué)優(yōu)化

0　引 言

通海閥箱是艦船水下輻射噪聲的直接出口，且通海管路噪聲特別是流噪聲消減困難，會通過通海閥箱向外輻射，從而降低了艦船的生命力和戰(zhàn)斗力，因此有必要對通海閥箱進(jìn)行結(jié)構(gòu)聲學(xué)優(yōu)化，使其噪聲得到有效控制。

近些年來，對通海閥箱進(jìn)行了一些計算和研究，直接或間接分析了通海閥箱的聲學(xué)特性。劉少剛等［1］對利用流體力學(xué)計算軟件對通海閥內(nèi)結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，提出了一種新型降低通海閥內(nèi)流噪聲的通海閥結(jié)構(gòu)。江山等［2］分析影響通海閥箱性能和產(chǎn)生噪聲的原因，為通海閥箱內(nèi)流道的優(yōu)化提供改進(jìn)方向。戴紹仕等［3］對比船舶海底閥箱剪切層處有無格柵情況時對剪切層的水動力特性，分析了其對穩(wěn)態(tài)壓力系數(shù)、脈動壓力系數(shù)以及振頻值的影響。郝金玉［4］利用大渦模擬湍流模型對不同跨度比海底通海閥箱流激振蕩現(xiàn)象進(jìn)行數(shù)值模擬。楊澤斌［5］根據(jù)試驗情況以及船舶的結(jié)構(gòu)特點，總結(jié)出高速船通海閥箱結(jié)構(gòu)設(shè)計要點。通海閥箱首先應(yīng)滿足管路系統(tǒng)的功能需求，因此聲學(xué)優(yōu)化盡量不應(yīng)改變其正常流量，或至少應(yīng)把影響降低到最小程度，即不影響閥箱體積、中間擋板以及閥箱開口等結(jié)構(gòu)尺寸。因此本文在考慮不影響其管路系統(tǒng)功能需求的前提下，從 2個方面對通海閥箱進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化：1）從內(nèi)部加強(qiáng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化；2）從外形尺寸進(jìn)行優(yōu)化，通過對比分析得到通海閥箱的聲學(xué)優(yōu)化模型。

1　通海閥箱結(jié)構(gòu)聲學(xué)優(yōu)化計算分析

1.1通海閥箱內(nèi)部結(jié)構(gòu)多方案計算分析

通海閥箱首先應(yīng)滿足其特定的管路系統(tǒng)需求，因此其閥箱體積、開口尺寸及擋板尺寸等須按水管路系統(tǒng)需求設(shè)計，對其改動會對系統(tǒng)功能造成影響。而對其進(jìn)行聲學(xué)優(yōu)化要盡量避免影響其正常功能，因此本文對其內(nèi)部結(jié)構(gòu)的優(yōu)化主要是在閥箱壁面優(yōu)化加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)，在不影響其本身功能的前提下，遵循改動最小的原則進(jìn)行聲學(xué)優(yōu)化。

對其聲學(xué)計算主要是利用 Fluent 軟件計算其通海口的流噪聲，通過不同方案流噪聲的對比分析，得到閥箱結(jié)構(gòu)的最優(yōu)方案。首先建立了3個計算模型，模型編號為 a1，a2，a3，如圖1～圖3所示。其中 a2是在a1的基礎(chǔ)上，在通海閥箱內(nèi)壁靠近格柵的壁面上增加2 根加強(qiáng)筋；a3是在靠近管子的一端增加同樣2根加強(qiáng)筋。

圖1　模型 a1Fig.1　Modal a1

圖2　模型 a2Fig.2　Modal a2

圖3　模型 a3Fig.3　Modal a3

先運用 Fluent 對 3個模型進(jìn)行流場計算，時間足夠之后，啟用 F-W&H 聲學(xué)模型，計算 10 kHz 內(nèi)的聲壓級。

在格柵區(qū)域的一端邊緣中點處、格柵區(qū)域的中心處及格柵區(qū)域的另一端邊緣中點處設(shè)置 3個監(jiān)測點，編號為 1，2，3，此 3 點連成的1 條直線平分且垂直于格柵條。

此 3個點的3個方案的聲壓級對比曲線如圖4～圖6所示。其中聲壓參考值為 1 × 10-6Pa。

從圖4～圖6可明顯看出，3個監(jiān)測點處聲壓級從小到大為 a3，a1，a2，而 3個方案中 a3聲壓級明顯小于其他方案，這與以上曲線特征相符。

圖4　1號方案點聲壓級對比圖Fig.4　Sound pressure level comparision for point 1 of three schemes

圖5　2號方案點聲壓級對比圖Fig.5　Sound pressure level comparision for point 2 of three schemes

圖6　3號方案點聲壓級對比圖Fig.6　Sound pressure level comparision for point 3 of three schemes

管道軸線截面處的流場速度矢量圖和流線圖如圖7～圖12所示。從圖中可看出，a2流場最為紊亂，其次為 a1，a3情況最好。a3閥箱和閘閥中流場明顯緩和，增加的球扁鋼結(jié)構(gòu)起了導(dǎo)流作用。從各點聲學(xué)結(jié)果看，a3聲壓級最小，其次是 a1，a2的最大，聲學(xué)結(jié)果與流場情況相照應(yīng)。

圖7　a1速度矢量圖Fig.7　The velocity vector diagram of modal a1

圖8　a1流線圖Fig.8　The flow line diagram of modal a1

圖9　a2速度矢量圖Fig.9　The velocity vector diagram of modal a2

圖10　a2流線圖Fig.10　The flow line diagram of modal a2

圖11　a3速度矢量圖Fig.11　The velocity vector diagram of modal a3

圖12　a3流線圖Fig.12　The flow line diagram of modal a3

1.2通海閥箱外形尺寸多方案計算分析

如前所述，閥箱體積是根據(jù)管路系統(tǒng)需求進(jìn)行設(shè)計，因此對其優(yōu)化不能影響其管路系統(tǒng)功能需求。但對于艦船上的通海閥箱，一方面可以將同類型的閥箱進(jìn)行合并，但仍然供給 2個管路系統(tǒng)，如圖13所示。為了流量不改變底部開口加大到 2 倍，中間擋板高度不變長度為單個閥箱 2 倍。另一方面，閥箱體積保持不變，但可以改變閥箱壁面的傾角，如圖14所示。因此從以上兩方面改變閥箱的外形尺寸，但對管路系統(tǒng)的功能需求影響不大。通過以上外形改變分析其對流噪聲的影響，對通海閥箱外形尺寸改變作一些初步的探索。

以聲學(xué)最優(yōu)方案 a3為基礎(chǔ)，將 2個閥箱合并，命名為 a3-d，改變閥箱壁面傾角 （前后壁面與底面呈60°、70°、80°），分別命名為 a3-60，a3-70，a3-80。模型如圖13～圖14所示。

圖13　雙閥箱合并模型圖Fig.13　Double model of sea chests

圖14　閥箱壁面傾角 60°、70°、80° 模型圖Fig.14　Three model of 60、70、80 degree of sea chest wall

監(jiān)測點與 1中一致。聲壓級對比曲線如圖15～圖17所示。從圖中可看出，在 2 kHz 低頻段大多數(shù)監(jiān)測點的新方案聲壓級都高于 a3；而在中頻段 4個新方案聲壓級開始明顯降低，與 a3 交錯重合；到高頻段后，4個新方案聲壓級低于 a3。

為了進(jìn)行對比，將 10 kHz 聲壓級合成如表2所示的5個方案聲壓級。從表中看出，在 10 kHz以內(nèi)，所有監(jiān)測點聲壓級，a3-d 大于 a3；不同傾角方案基本趨勢為從大到小依次是 a3-80，a3-60，a3-70，a3。這是由于在 2 kHz之前該系列的新方案聲壓級皆高于 a3而使 10 kHz以內(nèi)合成聲壓級整體增高，這與聲壓級曲線在 2 kHz 之前的趨勢相符。故從 10 kHz 全頻段出發(fā)可認(rèn)為最優(yōu)方案仍是 a3。

表2　5個方案聲壓級對比Tab.2 Sound pressure level comparision of five plans

管道軸線截面處的流場速度矢量圖和流線圖如圖16～圖 27所示。從圖中可看出，a3-d流場較 a3略微紊亂，從管道入口處到管道中較為明顯，這是由于閥箱變大之后，水流進(jìn)入管道前后流道截面變化劇烈，增強(qiáng)了湍流脈動，增高了噪聲，這與聲學(xué)結(jié)果情況相照應(yīng)。改變傾角方案流場整體情況最好的是 a3，其次是 a3-70，最差的是 a3-60和 a3-80，與聲學(xué)結(jié)果相符。這是由于閥箱壁面傾角的改變影響了流場的狀態(tài)進(jìn)而影響了流噪聲聲壓級大小，流場情況與聲學(xué)結(jié)果相對應(yīng)。

圖15　1號點聲壓級對比圖Fig.15　Sound pressure level comparision for point 1

圖16　2號點聲壓級對比圖Fig.16　Sound pressure level comparision for point 2

圖17　3號點聲壓級對比圖Fig.17　Sound pressure level comparision for point 3

圖18　a3速度矢量圖Fig.18　The velocity vector diagram of modal a3

圖19　a3流線圖Fig.19　The flow line diagram of modal a3

圖20　a3-d速度矢量圖Fig.20　The velocity vector diagram of modal a3-d

圖21　a3-d流線圖Fig.21　The flow line diagram of modal a3-d

圖22　a3-60速度矢量圖Fig.22　The velocity vector diagram of modal a3-60

圖23　a3-60流線圖Fig.23　The flow line diagram of modal a3-60

圖24　a3-70速度矢量圖Fig.24　The velocity vector diagram of modal a3-70

圖25　a3-70流線圖Fig.25　The flow line diagram of modal a3-70

圖26　a3-80速度矢量圖Fig.26　The velocity vector diagram of modal a3-80

圖27　a3-80流線圖Fig.27　The flow line diagram of modal a3-80

2　通海閥箱結(jié)構(gòu)聲學(xué)優(yōu)化結(jié)果

考慮管路系統(tǒng)的功能需求，在不影響管路系統(tǒng)正常流量要求的前提下，通過改變內(nèi)部結(jié)構(gòu)以及外形尺寸 2個方面著手，并利用改變內(nèi)部結(jié)構(gòu)方案中最優(yōu)的結(jié)果作為改變外形尺寸方案的原始模型，進(jìn)行 7個方案聲學(xué)和流場的計算對比分析，尋找出 7個方案中的最優(yōu)方案。

綜合比較，改變內(nèi)部結(jié)構(gòu)方案 3個監(jiān)測點處聲壓級從小到大為 a3，a1，a2，3個方案中 a3聲壓級明顯小于其他方案，流場分析結(jié)果 a3情況也最好，其次為a1，最差為 a2，與聲學(xué)計算結(jié)果一致。改變外形尺寸方案雖然在 2 kHz 之后噪聲都得到了降低，但在 2 kHz之前噪聲皆顯著高于 a3，致使在 10 kHz 全頻段合成聲壓級都高于 a3，而低頻段是水下輻射噪聲的重要組成部分。流場分析結(jié)果與聲學(xué)計算結(jié)果也基本相一致。

故整體而言，a3 結(jié)構(gòu)方案是所有方案中聲學(xué)最優(yōu)的方案。

3　結(jié) 語

本文考慮管路系統(tǒng)功能需求，利用數(shù)值計算方法，建立了7個通海閥箱結(jié)構(gòu)模型，對其通?？诘?個監(jiān)測點聲壓級進(jìn)行計算分析，對比其通?？诹髟肼曇约傲鲌鲇嬎憬Y(jié)果，得到了基于聲學(xué)考慮的最優(yōu)結(jié)構(gòu)方案。

［1］劉少剛，劉海豐，舒海生，等.通海閥內(nèi)流道優(yōu)化降低流噪聲［J］.哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報，2013，34（4）：511-516.LIU Shao-gang，LIU Hai-feng，SHU Hai-sheng，et al.Flow noise reduction of outboard valves based on internal flow path optimization［J］.Journal of Harbin Engineering University，2013，34（4）：511-516.

［2］江山，張京偉，吳崇健，等.通海閥內(nèi)流場的三維數(shù)值模擬［J］.中國艦船研究，2009，4（2）：37-41.JIANG Shan，ZHANG Jing-wei，WU Chong-jian，et al.Three dimensional numerical simulation of flow fields inside sea suction valve［J］.Chinese Journal of Ship Research，2009，4（2）：37-41.

［3］戴紹仕，姚熊亮，楊國晶，等.格柵對海底閥箱剪切層處水動力特性的影響分析［J］.振動與沖擊，2010，29（4）：207-212，225.DAI Shao-shi，YAO Xiong-liang，YANG Guo-jing，et al.Effect of grids on hydrodynamic characteristics of a suction box at shear layer［J］.Journal of Vibration and Shock，2010，29（4）：207-212，225.

［4］郝金玉.船舶海底閥箱水動力特性數(shù)值模擬研究［J］.艦船工程研究，2011（2）：5-8.HAO Jin-yu.Numerical simulation research on hydrodynamic characteristics of marine valve box［J］.Ship Engineering Research，2011（2）：5-8.

［5］楊澤濱.排水型高速船通海閥箱及其附件設(shè)計要點［J］.廣東造船，2010，29（5）：37-39.YANG Ze-bin.Design of sea chest and its accessories for highspeed displacement vessels［J］.Guangdong Shipbuilding，2010，29（5）：37-39.

The acoustic optimization of sea chest's structure considering system requirement

LI Yan-hua，WENG Zhang-zhuo，WEI Qiang
（China Ship Design and Research Center，Wuhan 430064，China）

By changing the internal structure and overall dimensions of the sea chest，seven sea chests calculation model were installed considering pipe system requirement.Using numerical calculation method，sound pressure level of three points of sea chests were calculated.On the basis of these，the calculation results of these points were compared and analyzed.In the end，the acoustic optimization model was got.

sea chest；sound pressure level；acoustic optimization

U664.84+

A

1672-7619（2016）07-0108-05

10.3404/j.issn.1672-7619.2016.07.024

2015-12-04

李艷華（1984-），男，博士研究生，工程師，主要從事船舶振動噪聲控制了開啟。