徐建龍，張盛，潘國(guó)雄，張生樂

武昌船舶重工集團(tuán)有限公司，湖北武漢430064

舷側(cè)閥通海口結(jié)構(gòu)形式對(duì)聲學(xué)性能的影響

徐建龍，張盛，潘國(guó)雄，張生樂

武昌船舶重工集團(tuán)有限公司，湖北武漢430064

船舶內(nèi)部包含大量的管路系統(tǒng)，舷側(cè)閥排出口的結(jié)構(gòu)形式直接影響船舶整體減振降噪的效果。選取實(shí)船典型管路系統(tǒng)的出口通?？诮Y(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，建立通海口、管路系統(tǒng)、泵、船體外殼模型，利用數(shù)值仿真軟件Fluent分析通?？诮Y(jié)構(gòu)的流場(chǎng)穩(wěn)定性以及外部流場(chǎng)聲壓。通過研究多種通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化方案，明確了通?？诼晫W(xué)性能較優(yōu)的低噪聲通?？凇２⒎治隽斯苈废到y(tǒng)換裝低噪聲通?？诤螅w管路系統(tǒng)中的通?？趨^(qū)域流場(chǎng)水動(dòng)力噪聲性能的變化規(guī)律。結(jié)果表明：相較實(shí)船通?？?，低噪聲通?？谀苡行г黾油ê？趦?nèi)部流場(chǎng)的穩(wěn)定性，降低外部流場(chǎng)聲壓，有一定的降噪效果。

管路系統(tǒng)；通?？?；結(jié)構(gòu)優(yōu)化；聲學(xué)性能

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160317.1056.024.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：徐建龍，張盛，潘國(guó)雄，等.舷側(cè)閥通?？诮Y(jié)構(gòu)形式對(duì)聲學(xué)性能的影響［J］.中國(guó)艦船研究，2016，11（2）：90-97. XU Jianlong，ZHANG Sheng，PAN Guoxiong，et al.The effect of the sea opening structure on the ship side on the structural acoustic characteristics［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（2）：90-97.

0　引　言

船舶內(nèi)部包含大量的管路系統(tǒng)。一方面，管路系統(tǒng)內(nèi)部強(qiáng)烈的湍流效應(yīng)及流激作用［1］，會(huì)激勵(lì)起舷側(cè)閥排出口位置處的振動(dòng)，增強(qiáng)船舶的輻射噪聲［2-4］；另一方面，由于舷側(cè)閥直接與海水相連，當(dāng)其受到流體沖擊時(shí)，其排出口的結(jié)構(gòu)形式直接影響到脈動(dòng)噪聲的強(qiáng)弱［5-9］。因此，舷側(cè)閥排出口的結(jié)構(gòu)形式，會(huì)直接影響船舶整體減振降噪的效果。本文將通過對(duì)船舶原管路系統(tǒng)的流場(chǎng)穩(wěn)定性、噪聲幅值特性進(jìn)行計(jì)算分析，設(shè)計(jì)多套舷側(cè)閥排出口結(jié)構(gòu)形式的優(yōu)化方案，并依據(jù)實(shí)船工況對(duì)幾種優(yōu)化方案進(jìn)行計(jì)算分析，最終提出優(yōu)化設(shè)計(jì)方案，證明、驗(yàn)證優(yōu)化方案的可行性及降噪效果。

1　理論模型

利用CFD進(jìn)行湍流計(jì)算時(shí)，最常用的計(jì)算方法為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，該方法計(jì)算量適中，有較多數(shù)據(jù)積累和較高的精度，一般工程計(jì)算都使用此模型，其收斂性和計(jì)算精度能滿足一般的工程計(jì)算要求，但模擬旋流和繞流時(shí)有缺陷。由于本文需考慮泵源的影響，要求能模擬射流撞擊、分離流、二次流和旋流等中等復(fù)雜流動(dòng)，因此，本文采用RNG k-ε湍流模型計(jì)算，其中湍流動(dòng)能k和湍流耗散率ε方程分別為：

式中：αk，αε分別表示k方程和ε方程的湍流Prandtl數(shù)，αk=αε=0.719 4；ρ為流體密度；ui為流體空間點(diǎn)的速度；μeff為有效粘度；Gk代表由平均速度梯度引起的湍動(dòng)能生成項(xiàng)；Rε為ε方程中的附加源項(xiàng)，代表平均應(yīng)變率對(duì)ε的影響；C1ε=1.42，C2ε=1.68。

該方法的優(yōu)點(diǎn)在于通過修正湍流粘度，考慮了平均流動(dòng)中的旋轉(zhuǎn)及旋流流動(dòng)情況；其次，在式（2）中增加了一項(xiàng)，從而反映了主流的時(shí)均應(yīng)變率，這樣，RNG k-ε湍流模型中的產(chǎn)生項(xiàng)不僅與流動(dòng)情況有關(guān)，而且在同一問題中也還是空間坐標(biāo)的函數(shù)。從而，RNG k-ε湍流模型可以更好地處理高應(yīng)變率及流線彎曲程度較大的流動(dòng)［8-12］。

2　實(shí)船海水管路系統(tǒng)的建模

2.1實(shí)船海水管路系統(tǒng)模型的建立

為了真實(shí)地反映出海水管路系統(tǒng)內(nèi)部流體的流動(dòng)情況，本文建立了包含整個(gè)通?？诮Y(jié)構(gòu)的海水管路系統(tǒng)，并在舷側(cè)通?？谖恢迷O(shè)置邊長(zhǎng)3 m，高3.6 m的長(zhǎng)方體流場(chǎng)。考慮到所建系統(tǒng)較復(fù)雜，因此，為了保證計(jì)算精度，在網(wǎng)格劃分時(shí)，采取了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格相結(jié)合的方式，主要表現(xiàn)在閥、三通和特殊結(jié)構(gòu)處采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其余部分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。此外，對(duì)邊界層、重點(diǎn)關(guān)注區(qū)域加密處理，其余部位在保證計(jì)算精度和提高計(jì)算效率的前提下，采用較粗的網(wǎng)格。具體網(wǎng)格模型如圖1所示。

圖1　實(shí)船海水管路系統(tǒng)網(wǎng)格模型示意圖Fig.1　The mesh models of real ship's seawater pipe system

此外，為了提高計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，擬將離心泵引入該系統(tǒng)進(jìn)行研究。在對(duì)泵進(jìn)行仿真計(jì)算時(shí)，采用已被段相杰、江見福等［13-14］進(jìn)行過準(zhǔn)確性驗(yàn)證的MRF模型進(jìn)行定常計(jì)算，提供泵工作時(shí)的初始流場(chǎng)，再使用滑動(dòng)網(wǎng)格模型（SMM）進(jìn)行泵的非定常仿真計(jì)算。海水泵模型如圖1（c）所示。

2.2實(shí)船海水管路系統(tǒng)水動(dòng)力仿真結(jié)果分析

為有效評(píng)估通?？谔幍妮椛湓肼?，在舷外流場(chǎng)設(shè)置以下幾組監(jiān)測(cè)面和監(jiān)測(cè)點(diǎn)：

1）通?？谖恢猛獠苛鲌?chǎng)中設(shè)置5個(gè)半球形監(jiān)測(cè)面，半徑分別為360，460，560，660和760 mm（對(duì)應(yīng)監(jiān)測(cè)器1，2，3，4，5）；

2）船外流域中設(shè)置12個(gè)水聽器：沿通?？谥蟹ň€上距離出口6個(gè)點(diǎn)，分別位于100，300，700，3 000，4 000和5 000 mm處，距離出口截面中心6個(gè)點(diǎn)，分別位于460，660，1 060，1 500，2 000和2 500 mm處。具體布置如圖2所示。

圖2　局部仿真計(jì)算設(shè)置的監(jiān)測(cè)面與監(jiān)測(cè)點(diǎn)Fig.2　The monitoring surfaces and points

計(jì)算時(shí)，利用葉片給定轉(zhuǎn)速作為系統(tǒng)模型的輸入初始條件（滿足特定管段流量要求）。計(jì)算設(shè)定海水泵出口流量為27 kg/s，葉片轉(zhuǎn)速為2 520 r/min。CFD主要監(jiān)測(cè)計(jì)算通?？诹鲌?chǎng)的典型截面、外部流場(chǎng)測(cè)點(diǎn)的聲壓頻譜，外部流場(chǎng)的聲壓、速度、湍動(dòng)能分布云圖。通?？趦?nèi)外典型剖面處的速度云圖如圖3所示，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的聲壓級(jí)如表1所示。其中聲壓的計(jì)算是采用FW-H聲學(xué)模型計(jì)算，設(shè)置遠(yuǎn)場(chǎng)水密度為998.2 kg/m3，遠(yuǎn)場(chǎng)聲速為1 500 m/s，參考聲壓為1×10-6Pa，定義舷側(cè)閥排水口結(jié)構(gòu)為噪聲源，聲頻率與計(jì)算步長(zhǎng)和數(shù)據(jù)寫頻率有如下關(guān)系：

式中：f為頻率；m為寫頻率；Δt為計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)，考慮到計(jì)算時(shí)擬控制在10 kHz以內(nèi)，因此，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)Δt=5.0×10-5s。

由圖3可知，通海口內(nèi)部流場(chǎng)由于受到格柵的阻擋以及來流不均的影響，使得內(nèi)部速度出現(xiàn)明顯的不均勻性，因此該部分勢(shì)必會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的湍流，增強(qiáng)通海口出口的輻射噪聲。另外，從通?？谕獾湫土鲌?chǎng)的速度云圖（圖3（b））可以看出，從通海口排出的流場(chǎng)穩(wěn)定性較內(nèi)部均勻，但局部仍存在較大的速度梯度。

圖3　通?？诮Y(jié)構(gòu)內(nèi)外典型剖面處的速度云圖Fig.3　The inner and outside typical sections velocity contours of sea opening structure

由表1可以看出，通?？谔幍妮椛湓肼曤S著距排出口距離的增大而降低，且逐漸平穩(wěn)，符合對(duì)數(shù)衰減規(guī)律。

表1　通?？谖恢玫墓苈废到y(tǒng)中水聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)Tab.1　The seawater pipe system's acoustic sound pressure level（SPL）at sea opening structure

3　舷側(cè)閥通?？诮Y(jié)構(gòu)形式的優(yōu)化方案研究

3.1舷側(cè)閥通海口結(jié)構(gòu)形式優(yōu)化方案

根據(jù)原始管路系統(tǒng)的仿真結(jié)果［15］，當(dāng)增加格柵后，均勻了通海口外部速度場(chǎng)，起到了降低流噪聲的目的。但由圖3可知，由于排水口的流速較大，且速度場(chǎng)分布不均勻，因此在格柵附近形成明顯的壓力梯度區(qū)域，從而產(chǎn)生強(qiáng)渦流，且較大的渦流會(huì)導(dǎo)致流體逆流。因此，可以通過分化大渦、降低逆流和平穩(wěn)速度場(chǎng)的方式降低流噪聲。

根據(jù)Lighthill類比理論可知，增加消聲格柵既允許流體順利通過，不會(huì)造成擾流阻礙，又加入了具有“流體摩擦”性質(zhì)的裝置，它的存在使較大的漩渦得以分化，弱化大渦能量向聲輻射能轉(zhuǎn)化，可有效降低輻射噪聲中大渦產(chǎn)生的低頻能量成分。同時(shí)，防護(hù)格柵結(jié)構(gòu)還可以改變流體混亂的流動(dòng)方向，限制通?？诰植课恢昧黧w逆流，避免通?？诮Y(jié)構(gòu)小規(guī)模近壁紊流脈動(dòng)能量直接傳遞至舷外海水中。另外，根據(jù)Fisher理論可知，降低射流速度，是減小聲強(qiáng)最有效的途徑。因此，通過將通?？诘姆叫谓Y(jié)構(gòu)改為喇叭管結(jié)構(gòu)，在管道內(nèi)部保持一定流量有利于穩(wěn)定流場(chǎng)，從而起到降噪的效果。據(jù)此，本文首先對(duì)不同形式的喇叭口、消聲格柵以及防護(hù)格柵進(jìn)行仿真計(jì)算，分析最優(yōu)的優(yōu)化方案。

為了確定最優(yōu)的聲學(xué)性能方案，截取實(shí)船管路系統(tǒng)出口舷側(cè)閥后部的通海口結(jié)構(gòu)，作為仿真優(yōu)化對(duì)象。依據(jù)上面提到的設(shè)計(jì)思路，對(duì)實(shí)船結(jié)構(gòu)進(jìn)行添加喇叭口、防護(hù)格柵、消聲格柵的優(yōu)化結(jié)構(gòu)建模。建立半徑1.5 m，高3.6 m的外部流場(chǎng)模型。依據(jù)原始管路系統(tǒng)在通?？趦?nèi)部剖面的仿真結(jié)果設(shè)計(jì)流量，設(shè)計(jì)通?？谧蠖斯艿赖淖蠖嗣鏋樗俣冗M(jìn)口（velocity-inlet），v=2.11 m/s；流域的右端面為壓力出口（pressure-outlet）；格柵壁、管壁和通海口壁設(shè)為壁面。流域壁設(shè)為對(duì)稱（symmetry）。

由于實(shí)船結(jié)構(gòu)尺寸限制了通?？诘耐庑蛶缀纬叽纾虼?，結(jié)合實(shí)際情況對(duì)一定范圍內(nèi)的主要設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了仿真研究。主要設(shè)計(jì)參數(shù)為：圓錐高度值在460～540 mm之間，圓筒管高度在220～300 mm之間，圓錐管弧度在0°～30°之間。另外，為了避免阻塞率過大，導(dǎo)致排水不暢，也對(duì)格柵阻塞率做了相應(yīng)的限制，如消聲格柵阻塞率控制在0.47～0.65，防護(hù)格柵孔隙率在0.46～0.60之間（圖4）。

圖4　5種方案優(yōu)化前后的通?？诮Y(jié)構(gòu)模型Fig.4　Five optimization models of sea opening structure

3.2舷側(cè)閥通海口結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案仿真結(jié)果分析

計(jì)算結(jié)果表明，優(yōu)化的舷側(cè)閥通?？诮Y(jié)構(gòu)如圖4（e）所示，稱該方案為低噪聲通?？诮Y(jié)構(gòu)。對(duì)原始模型和優(yōu)化后的通海口結(jié)構(gòu)舷外的湍動(dòng)能分布、典型監(jiān)測(cè)面處的聲壓級(jí)，以及典型監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的聲壓級(jí)進(jìn)行對(duì)比分析。圖5為優(yōu)化前后的通?？诮Y(jié)構(gòu)舷外湍動(dòng)能分布圖。從圖5可以看出，優(yōu)化后的通?？诮Y(jié)構(gòu)舷外湍動(dòng)能分布更為均勻，且存在速度梯度差的區(qū)域明顯減小，說明優(yōu)化后的舷外流場(chǎng)速度更加均勻。2

圖5　優(yōu)化前后的通?？诮Y(jié)構(gòu)舷外湍動(dòng)能分布圖Fig.5　Comparison of the distributions of turbulent kinetic energy before and after optimization

圖6給出了局部管路最優(yōu)通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化前后外流場(chǎng)截面聲壓對(duì)比。從圖6可以看出，通海口結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后監(jiān)測(cè)面聲壓級(jí)的趨勢(shì)相同，能量主要集中在低頻區(qū)域。實(shí)船通?？诮Y(jié)構(gòu)中，外部流場(chǎng)監(jiān)測(cè)面處最大聲壓級(jí)達(dá)到90 dB，優(yōu)化通?？诮Y(jié)構(gòu)中外部流場(chǎng)監(jiān)測(cè)面處最大聲壓級(jí)為70 dB。通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化后外部流場(chǎng)監(jiān)測(cè)面處的聲壓值，在全頻段內(nèi)均具有較好的降噪效果。

圖6　局部管路最優(yōu)通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化前后外流場(chǎng)截面聲壓對(duì)比Fig.6　Comparison of the outside flow field SPL of sea opening structure before and after the optimization

表2列出了局部管路通海口結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后分析頻段的降噪效果。由表2可知，相比實(shí)船結(jié)構(gòu)，優(yōu)化后的通海口結(jié)構(gòu)在5個(gè)監(jiān)測(cè)面的全頻段均有降噪效果，且各截面的能量均集中在低頻段，5個(gè)監(jiān)測(cè)面聲壓均得到改善。全頻段的降噪效果最高達(dá)到31.42 dB。

表2　局部管路通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化前后分析頻段的降噪效果Tab.2　The noise reduction effect of the sea opening structure's SPL before and after the optimization

仿真計(jì)算表明，方案b和c將船舶通?？诮Y(jié)構(gòu)改為圓錐形結(jié)構(gòu)，減小了射流作用，降低了海水回流的影響；方案d增加不同孔隙率的消聲格柵，使較大的旋渦得以分化，弱化了大渦產(chǎn)生的低頻能量，但若消聲格柵的孔隙率選取得過小，會(huì)阻礙海水的順利流通，造成繞流阻礙；方案e安裝不同阻塞率的防護(hù)格柵，改變了通海口結(jié)構(gòu)內(nèi)海水混亂的流動(dòng)方向，限制了海水的逆流，降低了通?？诔隹诋a(chǎn)生的小規(guī)模近壁紊流脈動(dòng)能量。但考慮到過大的阻塞率會(huì)影響排水效果，因此，需針對(duì)具體的流量限制，優(yōu)化排水口結(jié)構(gòu)的阻塞率；方案f雖集合了方案d和e的優(yōu)點(diǎn)，但考慮到此方案會(huì)增加排水口的阻力，降低系統(tǒng)的排水能力，影響系統(tǒng)的功能性要求，因此，不推薦該方案。

4　安裝低噪聲通海口后管路系統(tǒng)優(yōu)化效果分析

為避免因網(wǎng)格不同導(dǎo)致的計(jì)算誤差，其網(wǎng)格的類型和數(shù)量與原始管路系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格相同，計(jì)算模型如圖7所示。

圖7　管路系統(tǒng)網(wǎng)格分布示意圖Fig.7　The mesh model of seawater pipe system

計(jì)算時(shí)，各項(xiàng)邊界條件均與原始系統(tǒng)的邊界條件相同。圖8所示為通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的管路系統(tǒng)外部流場(chǎng)截面的降噪效果，由該圖可看出，通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化后的管路系統(tǒng)中，通?？谕獠苛鲌?chǎng)中的聲壓級(jí)明顯降低，除了個(gè)別頻點(diǎn)略有增加外，系統(tǒng)3（優(yōu)化后）較系統(tǒng)1（原始）的聲壓級(jí)整體下降，最大降噪效果達(dá)到20 dB左右。通過表3也可以看出，在各分頻段內(nèi)，各監(jiān)測(cè)面基本都具有一定的降噪效果，其中最大降噪效果達(dá)到3.99 dB，降噪效果明顯。

圖8　通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的管路系統(tǒng)外部流場(chǎng)截面的降噪效果Fig.8　The noise reduction effect of the sea opening structure's outside flow field before and after the optimization

表3　通?？诮Y(jié)構(gòu)優(yōu)化后外部流場(chǎng)中監(jiān)測(cè)面在不同頻段的降噪效果Tab.3　The noise reduction effect of the　sea opening structure's SPL before and after the optimization

圖9所示為通海口結(jié)構(gòu)內(nèi)部區(qū)域的流場(chǎng)分布特性。該圖表明，管路系統(tǒng)的通?？趽Q裝為低噪聲通海口后，改善了通?？趦?nèi)部速度分布特性，速度分布均勻、穩(wěn)定。此外，原始管路系統(tǒng)及優(yōu)化管路系統(tǒng)的速度最大值均出現(xiàn)在格柵通?？诔隹贐位置，優(yōu)化前最大速度約為0.953 m/s，優(yōu)化后約為0.834 m/s，優(yōu)化后的流速下降。尤其在格柵內(nèi)部區(qū)域A，最大速度為優(yōu)化前的1/10，優(yōu)化后的流速得到有效改善，流體脈動(dòng)減弱，有效衰減了通?？诔隹谖恢昧黧w的動(dòng)能。

圖9　通?？诮Y(jié)構(gòu)內(nèi)部區(qū)域的流場(chǎng)分布特性Fig.9　The flow field distribution features of the inner sea opening structure

圖10所示為管路系統(tǒng)外部流場(chǎng)半球形監(jiān)測(cè)面的壓力分布。管路系統(tǒng)通?？趦?yōu)化前，C，D區(qū)域?yàn)楦邏簠^(qū)域，且區(qū)域面積較大，相鄰區(qū)域的壓力相差10倍以上，壓力梯度較大。優(yōu)化后的通海口結(jié)構(gòu)在相同區(qū)域由高壓區(qū)變?yōu)榈蛪簠^(qū)，有效降低了排水口的壓力，低壓區(qū)所占面積明顯小于高壓區(qū)的面積，壓力變化均勻，且不存在大壓力梯度區(qū)域，相鄰區(qū)域的壓力相差2倍左右。此外，在C，D區(qū)域以外，壓力分布均勻。

圖10　管路系統(tǒng)通?？趦?yōu)化前后的外部流場(chǎng)截面壓力分布對(duì)比分析Fig.10　Comparison of the outside flow field pressure of sea opening structures before and after the optimization

5　結(jié)　論

本文通過對(duì)船舶舷側(cè)閥通?？诮Y(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)以及對(duì)結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的仿真計(jì)算研究得出如下結(jié)論：

1）通過改變通海口的結(jié)構(gòu)形式，可以優(yōu)化流道特性，減小渦流，降低流噪聲。針對(duì)本文中的研究對(duì)象，通過將通海口改為喇叭形出口，同時(shí)增加防護(hù)格柵，既可避免大渦的產(chǎn)生，又可有效抑制回流，起到了較好的降噪效果。

2）通過將泵的影響因素加入到管路系統(tǒng)中進(jìn)行仿真，可以真實(shí)有效地反映出海水管路內(nèi)部流場(chǎng)的流動(dòng)特性，使得計(jì)算結(jié)果更符合流場(chǎng)的真實(shí)特性。

3）通過局部和系統(tǒng)地仿真分析通?？诮Y(jié)構(gòu)表明，低噪聲船舶舷側(cè)閥通?？诳梢杂行Ы档痛暗妮椛湓肼?。

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The effect of the sea opening structure on the ship side on the structural acoustic characteristics

XU Jianlong，ZHANG Sheng，PAN Guoxiong，ZHANG Shengle
Wuchang Shipbuilding Industry Co.Ltd.，Wuhan 430064，China

Typical marine ships contain large amount of piping systems，and the relevant sea opening struc?tures directly influence the acoustic characteristics of the hull.In this paper，the sea opening of typical pip?ing systems is taken as the research subject，and an analyzing model is established in Fluent，which in?cludes pump，piping system，hull and sea opening.Meanwhile，the sound pressure of the flow field and ex?ternal field is analyzed.By comparing the optimized models for different fluent areas of the sea opening，a low noise structure is confirmed that is capable of improving the structure's acoustic characteristic signifi?cantly.Besides，the variation of the hydrodynamic noise of the whole piping system unit that uses low noise sea opening and the original structure is studied.The results indicate that the low noise sea opening of structure optimization plays a key role in noise reduction，which improves the stability of the whole fluent area and reduces the fluid pressure in the far-field.

pipe system；sea opening structure；structural optimization；acoustic characteristic

U661.42

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.02.012

2015-05-27網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016-3-17 10:56

國(guó)家部委基金資助項(xiàng)目

徐建龍（通信作者），男，1984年生，碩士，工程師。研究方向：船舶減振降噪。

E-mail：xu.jianlong@qq.com

潘國(guó)雄，男，1979年生，碩士，高級(jí)工程師。研究方向：船舶水動(dòng)力學(xué)性能優(yōu)化