李定远, 方斌, 李一鸣, 刘文玺

(1.92213部队,广东 湛江 524000; 2.海军工程大学 舰船与海洋学院, 湖北 武汉 430033)

0 引言

涡流发生器最初用于进行流动分离的控制,国内外已有很多利用涡流发生器进行流动分离控制的研究。Godard等[1]研究了利用涡流发生器进行流动分离控制时,涡流发生器的最优参数选择,为后续涡流发生器的设计提供了借鉴。Natálie等[2]通过风洞试验与数值计算相结合的方法,研究了涡流发生器参数对NACA63A41翼型流动分离控制的影响。Fouatih等[3]以NACA4415为研究对象,通过风洞试验验证了三角形涡流发生器对于控制边界层分离是有效的。Kundu等[4]以S1210翼型为研究对象,其研究表明在机翼后缘附近增加反向旋转的涡发生器,机翼的升力系数、失速角均有所增加。Heyes等[5]以运输机翼为研究对象,在风洞中进行试验研究,其结果表明安装涡流发生器产生的与翼尖相反的涡会减少机翼升力损失。王建等[6]针对飞机平尾性能的改善,在平尾下表面加装了涡流发生器。其仿真结果表明安装涡流发生器后平尾下表面流态得到改变,流动分离得到了延缓。田晓庆等[7]采样仿真计算的方法研究了涡流发生器尺寸、安装角度对尾涡特性的影响,并给出了相关参数对尾涡的影响规律。江瑞芳等[8]用仿真计算与试验测试相结合的方法对采样涡流发生器进行风力机气动性能改善的研究,其结果表明在安装涡流发生器后,翼型表面的分离点得到了延后,风力机的输出功率得到了提高。孙浩伟等[9]针对水轮机机翼表面的流动分离问题研,采用涡流发生器进行流动控制。通过计算流体力学(CFD)计算表明,安装涡流发生器后翼型的最大升力系数得到了提高。 周星等[10]以大展弦比的机翼为研究对象,通过仿真与试验相结合的方法进行了流动控制的优化,其结果表明主翼面的最大升力系数得到了提高、滚转力矩发散得到了推迟。涡流发生器进行流动分离控制的基本原理是在流体流过涡流发生器时诱导产生涡,从而将高动能的涡引入低动能区,来延缓流动分离[11]。

基于涡流发生器诱导高动量涡的特性,国内开展了基于涡流发生器的船舶与水下航行器的减震降噪的研究。黄红波等[12]、舒礼伟等[13]先后对水面船舶减振降噪中应用的涡流发生器进行了优化研究,其结果均表明涡流发生器能降低螺旋桨空泡诱导的脉动压力,使船体的振动得到了一定控制。刘永伟等[14]研究了在翼型上加装涡流发生器后翼型的流激噪声控制情况,其结果表明加装涡流发生器后,翼型的流激噪声得到了一定的控制,这为涡流发生器在潜艇降噪上的应用提供了一个良好的前提。Liu等[15]、姜虹旭[16]研究了涡流发生器的外形、夹角、安装位置对SUBOFF模型噪声控制的影响,并在水洞中进行试验测试,验证了其设计的涡流发生器降噪效果。马英华等[17]、裴杰[18]以船艏的声呐导流罩模型为研究对象,研究了采用涡流发生器对其进行噪声控制,其仿真结果表明安装涡流发生器后,不仅对噪声进行了抑制,而且还使得模型的阻力得到一定程度的减小。

在潜艇速度日益提高、噪声控制要求日趋严格的情况下,因为流噪声随着航速呈指数增加特别是在航速达10 kn以上时,流噪声与航速的9～11次方呈正比[19],所以流噪声的控制也逐渐得到了广大研究人员的关注。姜宜辰等[20]从水下航行体的外形出发进行了流噪声控制的研究,经过计算得出头部形状中等饱满,艉部外凸,平行中体长度小的艇体阻力以及流噪声小。Liu等[15]通过仿真与试验的相结合的方法,对采用涡流发生器进行潜艇降噪进行了初步研究,其结果表明采用涡流发生器进行潜艇噪声控制是可行的。在此基础上,以潜艇三大噪声产生位置的指挥台围壳[21]为研究对象,开展涡流发生器的高度、间距最优参数设计及其对马蹄涡削弱机理的研究。由于在水洞中进行噪声测试主要有以下两个问题不难很好地解决:第1个是水中进行消声较为困难,第2个是水中进行噪声测试很难将流噪声分离出来。所以本文研究所采用的仿真计算以空气为介质,而试验测试则在消声风洞中进行。

1 流噪声仿真计算

本文采用下述方法进行计算,总共分为两步:

1)进行流体计算,为了能够让非定常流体计算具有更好的收敛性,对研究对象采用Star CCM+软件并选用湍流模型先进行定常计算,然后再进行非定常计算。在达到一定的计算时间后,按输出一段时间内的流体计算结果,主要包括计算得到的速度与密度。

2)将步骤1中得到的速度与密度导入Actran软件中,将流体结果进行插值计算,完成将结果解在声场网格上的映射,采用有限元的方法进行声场的计算,在外设置圆柱形无限元边界。计算流程如图1所示。

图1 计算流程图

1.1 仿真计算模型

1.1.1 流体计算模型

采用SUBOFF潜艇模型,模型缩尺比为1∶48。流体计算域为圆柱型,如图2所示。图2中计算域长度为4L,其中L为艇长(2.178 m),计算域直径为5D,其中D为艇体最大直径(0.254 m)。计算域入口设置为速度进口,且速度进口距离艇首一倍艇长,出口选取压力出口,并设定相对压力为0 Pa,且压力出口距离艇尾两倍的艇长。计算域的圆柱面设置为对称面,艇体表面设置为无滑移壁面。在进行定常计算时采用k-ε(k为湍动能,ε为湍流耗散率)湍流模型进行流体计算,并将其结果作为非定常计算的初始条件,在进行非定常计算时采用大涡模拟(LES)结合动态亚格子模型进行计算,对流项采用中心差分格式,时间步长设定为1×10-4s,速度入口的速度设置为60 m/s。

图2 计算域

在进行流场网格划分时,由于涡流发生器的尺寸很小,进行了网格分块加密,加密区网格如图3所示。

图3 涡流发生器局部网格加密图

1.1.2 声学计算模型

取围壳附近马蹄涡部位流体区作为噪声源,进行流噪声的声场计算。声场计算的模型如图4所示。

图4中围壳区域的多边形柱体为计算选取的声源区,设定为Lighthill volume边界条件,声传播区的外包面设置为无限元边界,用于远场声压的计算。在此模型的基础上进行声场格划分,网格的截面图如图5所示。

图5 声传播区网格划分

1.1.3 涡流发生器设计

基于三角形形状涡流发生器在夹角为30°时具有良好诱导涡效果的规律[16],设计了高度、间距两个参数不同的7种涡流发生器。涡流发生器的高度、间距如图6所示。

图6 涡流发生器参数示意图

图6中h为涡流发生器的高,LVG为涡流发生器的间距,l为涡流发生器的长。按照固定一个参数、变化另一个参数的原则分为两个大的方案组:方案组1,LVG不变、h变化;方案组2,h不变、LVG变化。两方案组具体参数分别如表1、表2所示。方案组2中选用的涡流发生器高度是方案组1中最优的高度,方案组LVG-0.25H与方案组h-0.075H为相同的涡流发生器,因此共设计了7种涡流发生器,但两个方案组各组均有4个方案。

表1 方案组1的涡流发生器参数

表2 方案组2的涡流发生器参数

1.2 仿真计算结果

1.2.1 方案组1流场结果分析

1.2.1.1 速度场云图分析

图7所示为潜艇对称面的速度场云图,将各方案的速度场云图进行对比。经过对比发现,随着涡流发生器高度的增加,涡流发生器尾部速度场的速度值也在增大。

图7 速度场云图

1.2.1.2 压力场云图分析

经对比各方案的压力场云图(见图8)发现,随着涡流发生器的高度增加,涡流发生器尾部压力场云图的压力逐渐降低,这符合能量守恒的规律。

图8 压力场云图

综合速度场、压力场云图分析可以发现,涡流发生器的高度会影响其诱导涡的能量,涡流发生器的高度越高,其诱导产生的涡动能就越大。

1.2.2 方案组1声场结果分析

在进行声学计算时,设置了8个测点进行声压的计算,分前后两排,以潜艇中心为坐标原点,由艇艏指向艇艉为x轴正方向,潜艇左边为y轴正方向,在此坐标系下测点坐标如表3所示。

表3 声场测点坐标

由于该处流噪声为宽带谱,此处直接给出经过处理后总声级随测点位置变化的曲线以进行对比,如图9所示。

图9 方案组1各测点总声级随测点x轴仿真结果

1.2.3 方案组2流场结果分析

1.2.3.1 速度场云图分析

图10所示是围壳俯视图的速度场云图,通过图10中各方案的对比分析表明,不同间距对围壳两侧速度场的影响是不同的,主要体现在加装涡流发生器后产生的速度降低区域离围壳的横向距离以及速度降低的大小是不同的。由图10可以看到,LVG-0.250H、LVG-0.225H的速度场云图在围壳的平行中体之后,围壳两侧产生了两个很长的绿色带状低速区,这里的速度较未安装组降低约10 m/s,且LVG-0.250H的绿色带状低速区离开围壳的横向距离要大于LVG-0.225H的,而LVG-0.250H中涡流发生器的间距也是大于LVG-0.225H的。由于LVG-0.275H与LVG-0.300H并没有产生很明显的绿色带状低速区,这里分析其可能是由于涡流发生器诱导的涡位置在原始马蹄涡的位置外侧,不能有效地对马蹄涡进行削弱,所以没有出现类的绿色带状低速区。

图10 速度场云图

通过对LVG-0.250H、LVG-0.225H和未安装组的对比分析,涡流发生器的间距会影响其诱导产生的涡的横向位置,涡流发生器间距越大,其诱导产生的涡离开围壳的横向距离也越大。

1.2.3.2 压力场云图分析

由图11可知,方案组2中的各个方案对围壳前缘的逆压梯度均有所降低,将部分压力势能转化为反向涡旋的动能,同时可以看到原来负压区的最小负压均有了一定的提高。这与1.2.1节中分析的能量守恒是一致的。不同方案之间的差别在于涡流发生器迎流面上的压力势能是不同的。涡流发生器间距较小时,迎流面上的压力势能较大,根据能量守恒原理,转化为动能的势能减少;涡流发生器间距较大时,迎流面上的压力势能较小,转化为动能的势能较多。

图11 压力场云图

综合上述对流体计算结果在速度场云图、压力场云图的分析,涡流发生器的间距对马蹄涡控制的影响主要体现在两个方面:第1个方面就是涡流发生器的间距会影响诱导的反向涡的产生位置,从而影响对马蹄涡的削弱;第2个方面是涡流发生器的间距会影响势能向动能的转化,涡流发生器间距越小,会增加迎流面上的压力势能,从而减少势能向动能的转化,涡流发生器间距越大,会减少迎流面上的压力势能,从而增加势能向动能的转化。

1.2.4 方案组2声场结果分析

此处依然通过对总声级沿测点的变化来判断降噪的效果,图12所示为方案组2的各方案总声级沿测点的变化曲线。由图12可知:在第1排测点的总声级中,LVG-0.250H的总声级在所有方案中处于最下方,且LVG-0.250H所对应的曲线也小于未安装组对应的曲线,由此可见其控制流噪声效果是方案组2的各方案中最佳的;在第2排测点的总声级对比中LVG-0.250H依然是所有方案中总声级最小的且也小于未安装组;综合上面两排测点总声级随测点位置的变化曲线的对比,在方案组2的各方案中LVG-0.250H采用的涡流发生器具有最佳的控制效果,所以认为该方案涡流发生器的间距是各方案中的最佳间距。

图12 方案组2各测点总声级随测点x轴坐标仿真结果

2 噪声测试试验研究

针对设计的7种涡流发生器,开展消声风洞中流噪声测试试验。

2.1 噪声测试试验设计

验测试的模型以Q235钢为材料,尺寸与仿真计算模型一致。模型外表面钢板厚约1.5 mm,内设16根5 mm厚的环形肋骨,尽可能使模型在试验中壁面接近刚性壁面。图13所示为在消音室内安装好的SUBOFF模型。

图13 模型安装图

试验测点的布置图如图14所示,与仿真计算中测点位置一致。

图14 测点布置图

图15(a)是消音室内布置好的8个声压测点,为减小来流对声压传感器的影响,在其端部安装鼻锥(见图15(b)的声压传感器前端)。

图15 声压测点现场布置图

为测试不同方案对流噪声的控制效果,此处采用双面胶粘连的方式进行固定,涡流发生器连接的底板是与模型表面相同的曲面,在安装时吻合较好,粘合后较为牢固,且涡流发生器与底板均采用Q235钢制作。图16所示为实际固定时的图片。

图16 完成安装的涡流发生器

2.2 噪声测试试验结果分析

此处依然给出试验测试中总声级沿测点的变化曲线来进行对比分析。图17给出了方案组1的各方案与未安装组的曲线对比。

图17 方案组1各测点总声级随测点x轴坐标试验结果曲线

从图17可以看出,各方案的曲线均低于未安装组,且h-0.075H的曲线位于各方案与未安装组的最下方。

图18给出了方案组2的各方案与未安装组的曲线对比。由图18可知,各方案的曲线均低于未安装组,而LVG-0.225H与LVG-0.250H的曲线大致接近,且低于其他两个方案。

图18 方案组2各测点总声级随测点x轴坐标试验结果

3 仿真计算结果与试验结果对比

将图9方案组1的仿真计算结果与图17涡流发生器高度研究的声学测试结果,图12方案组2的仿真计算结果与图18涡流发生器间距研究的声学测试结果进行对比。

下面对仿真计算与试验测试结果进行对比分析:

1)仿真计算的方案组1中具有最佳控制效果的是h-0.075H,在试验测试的方案组1中也是h-0.075H具有最佳的噪声控制效果。这说明在涡流发生器间距一定的情况下,仿真与试验结果均表明涡流发生器的高度为围壳高度的7.5%时对流噪声的控制效果最佳。在计算方案组2中具有最佳控制效果的是h-0.075H,在试验方案组2中具有最佳控制效果的依然是h-0.075H。这说明在涡流发生器高度取为围壳高度7.5%的情况下,涡流发生器的间距取为围壳高度的25%时具有最佳的控制效果。从定性的角度来看,试验结果与仿真计算结果是一致的。

2)从图9、图12的仿真结果中均能发现总声级随着测点1～测点4的位置的变化呈现衰减趋势,而相应图17、图18的声学测试组中试验结果的总声级沿测点1～测点4位置变化呈现上升趋势,仿真计算结果趋势与试验结果趋势并不一致。从研究的目的出发,研究通过涡流发生器对围壳马蹄涡的控制来进行流噪声的控制,所以在仿真计算中仅仅取围壳部位的流体为声源区。但是从试验条件的实际情况出发,实现不了仅仅对围壳部位流体作为声源的噪声测试,所以此处对整艇的流噪声进行了测试。上述这种处理导致试验测试中的声源范围要大于仿真计算。在仿真计算中靠近艇首的测点离围壳部位的声源区要比靠近艇尾的测点近,所以从前往后总声级呈现下降趋势。而在试验测试中,除了围壳部位的噪声源外,艇尾的噪声源也是非常重要的一部分。从曲线可知靠近艇尾的测点总声级要高于远离艇尾的测点总声级。

4 结论

为进行翼板结合流噪声控制问题研究,采取数值模拟计算与试验相结合的方法,对不同高度、间距的7种涡流发生器设计方案进行对比,研究了在一定条件下的最佳设计方案并初步分析了涡流发生器高度、间距对噪声控制效果的影响机理。得到如下主要结论:

1)在翼板结合部前缘安装涡流发生器能够实现介质为气体时流噪声的控制。对于SUBOFF试验模型,涡流发生器夹角为30°安装在距围壳前缘10%的围壳长度处时,在涡流发生器间距取为25%的围壳高度条件下,效果最好的是高度为7.5%围壳高度的涡流发生器;在涡流发生器高度取为7.5%的围壳高度条件下,效果最好的是间距为25%围壳高度的涡流发生器。

2)涡流发生器的高度直接影响其诱导产生的涡的动能,涡流发生器的间距直接影响其诱导涡产生的位置以及诱导涡的能量。其通过将势能转化为诱导涡的动能,使其诱导产生的涡能够与原始的马蹄涡相互抵消,从而使得马蹄涡的强度得到削弱,从控制声源的角度,进行了流噪声控制,减小其远场辐射声压。