Características del espectro de ruido de las unidades de bombas marinas inducidas por diferentes fuentes de excitación

Jul 12, 2023

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 8678 (2022) Citar este artículo

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Para estudiar las características del espectro de ruido de las unidades de bombas marinas inducidas por diferentes fuentes de excitación, se estableció un modelo aeroacústico computacional (CAA) del ruido de campo interno y externo de una bomba marina. Se utilizó el método de vibración acústica acoplada para obtener las características espectrales del ruido de campo interno y externo. La precisión y viabilidad del método de simulación para la predicción del ruido se confirmaron mediante una prueba de ruido. Debido a los diferentes medios en los campos internos y externos de la bomba marina, se estableció un modelo acústico de campo externo basado en la tecnología de capas coincidentes automáticas (AML). Se analizaron las características espectrales de diferentes fuentes de excitación y la distribución espacial del campo de sonido radiado, y se reveló la contribución de las diferentes fuentes de excitación de sonido al campo de sonido interno y externo. Los resultados muestran que la frecuencia principal del ruido de campo interno generado por diferentes excitaciones está en la frecuencia de paso de la pala, y el ruido de campo interno inducido por las excitaciones acústicas del dipolo domina a 180,6 dB. Para el ruido de campo externo, la frecuencia principal todavía se encuentra en la frecuencia de paso de la pala. El ruido de radiación inducido por la excitación del fluido (139,2 dB) es mayor que el inducido por las excitaciones del dipolo (dipolo de superficie, 136,3 dB; dipolo giratorio, 137,3 dB).

Las bombas centrífugas marinas son equipos auxiliares esenciales en los barcos y juegan un papel vital en el funcionamiento regular de los barcos. Las bombas marinas producen un ruido fuerte durante el funcionamiento y el mecanismo de generación de ruido es complejo. El nivel de ruido de las bombas marinas es crítico, especialmente para las embarcaciones militares. La vibración y el ruido son inseparables durante el funcionamiento de la bomba. La vibración genera ruido, y el ruido también afecta a la vibración. Hay muchas fuentes de ruido para las unidades de bombeo, y la fuente más común es el ruido causado por la vibración de las unidades de bombeo, que es el ruido de vibración estructural. El ruido generado por el flujo de fluidos se denomina ruido hidrodinámico1,2,3,4, el cual contribuye en mayor medida al ruido de las unidades de bombeo, y el mecanismo de generación también es complicado.

El concepto de ruido hidrodinámico se desarrolló inicialmente debido a la teoría de la analogía acústica de Lighthill5. Posteriormente, Williams y Hawkings6 aplicaron la ecuación de gobierno al problema de la frontera del movimiento sólido y propusieron la famosa ecuación FW-H para dividir las fuentes de ruido hidrodinámico en fuentes de sonido monopolo, dipolo y cuadrupolo. Para facilitar la comprensión, los académicos clasificaron el ruido en ruido de banda ancha y ruido discreto, es decir, ruido de un solo tono7. Entre el ruido inducido por el flujo de la bomba, el ruido de la fuente monopolar es inducido por el efecto de compresión de volumen de la cavitación de la bomba y es un ruido discreto. La fuente de dipolo es causada principalmente por la fuerza fluctuante inestable del fluido que actúa sobre la superficie de la estructura, que incluye ruido de banda ancha y ruido discreto. La fuente cuadripolar es causada por la turbulencia generada por el flujo de fluido a alta velocidad, que se clasifica como ruido de banda ancha8.

Dong et al.9 estudiaron las características de pulsación de presión y fuerza radial en el proceso de flujo no estacionario en diferentes etapas de cavitación a través de pruebas. Howe10,11 señaló que la principal fuente de sonido de la maquinaria rotatoria es la fuente de sonido dipolar causada por la fuerza inestable y propuso que el campo de flujo se puede resolver primero y luego el campo de sonido se puede resolver de acuerdo con los resultados del campo de flujo obtenidos. Zhou et al.12 propusieron que las fuentes de ruido hidrodinámico son similares cuando los números de Reynolds fluidos son similares. Los principales cálculos acústicos para los campos internos y externos de las bombas son el método de elementos de contorno (BEM) y el método de elementos finitos (FEM). Si et al.13 usaron el BEM directo para calcular el campo de sonido en una bomba centrífuga y encontraron que la frecuencia de paso de las palas y el multiplicador son las frecuencias características del ruido inducido por el fluido. Cai et al.14 y Yu et al.15 también utilizaron este método para calcular el ruido interno de bombas sumergibles para aguas residuales y bombas autocebantes de vórtice. Allen16 propuso el FEM/BEM acoplado para calcular el ruido radiado por la estructura de la capa límite, utilizando la presión fluctuante en la pared para definir la excitación en el sistema acústico de la estructura. Warszawski et al.17 utilizaron el FEM/BEM para estudiar las características de propagación de ondas acústicas generadas por interacciones fluido-estructura. Han et al.18 realizaron el cálculo del acoplamiento de vibraciones acústicas para la estructura de la concha mediante el FEM/BEM, obtuvieron el nivel de presión sonora en el punto de medición y verificaron la precisión del resultado del cálculo a través de experimentos. Liu et al.19 estudiaron la influencia del ángulo de salida del álabe y el ancho en el ruido inducido por el fluido de la bomba centrífuga mediante el método BEM directo. Dai et al.20 también calcularon el ruido de campo externo de una bomba centrífuga mediante vibración acústica acoplada.

Aunque los medios son diferentes dentro y fuera de la bomba marina, el elemento de contorno puede definir solo una propiedad del fluido, por lo que este método no puede resolver de manera efectiva el problema del ruido en el campo externo de la bomba. En contraste, el método de elementos finitos acústicos es efectivo para calcular la acústica de radiación. Xie et al.21,22 predijeron el ruido de baja frecuencia bajo el agua de una carcasa rígida a pequeña escala basándose en el método de elementos finitos acústicos y demostraron la eficacia en la predicción del campo sonoro infinito. Majda23 propuso la condición límite de absorción, que reemplaza el campo de sonido externo infinito con un dominio fluido convexo. La condición límite de absorción de sonido se impone en el dominio fluido convexo. Berenger24 utilizó el método de capas perfectamente adaptadas (PML) para calcular la fluctuación del campo electromagnético. Debido a que este método requiere ingenieros experimentados para completar la división de la capa de absorción, se propone la tecnología de capa automáticamente emparejada (AML). El método AML genera automáticamente dominios de celdas de capas coincidentes en función del área de elementos finitos estructurales, y el tamaño del dominio de celdas varía según la frecuencia de análisis, lo que puede mejorar la eficiencia del cálculo.

Ha habido pocos estudios sobre los efectos de la excitación del fluido y las excitaciones del dipolo en el ruido de la bomba, y el mecanismo principal de generación del ruido de la bomba no está claro. Por lo tanto, de acuerdo con el modo de generación y transmisión del ruido para las unidades de bombas marinas, el presente trabajo estableció un modelo aeroacústico computacional para el ruido radiado interno y externo generado por el flujo de fluidos. Considerando el campo acoplado estructura-sonido, se utilizó el método de elementos finitos acústicos para calcular el ruido de campo interno bajo excitación de fluido y excitaciones acústicas dipolares. La precisión y la viabilidad del método de vibración acústica acoplada para predecir el ruido de campo interno se confirmaron mediante la comparación de pruebas. Debido a los diferentes medios en los campos internos y externos de las bombas marinas, se estableció un modelo acústico externo basado en la tecnología AML. Se analizaron las características espectrales de diferentes fuentes de ruido y la distribución espacial del campo de sonido radiado, y se revelaron las contribuciones de diferentes fuentes de sonido al campo de sonido externo.

Se utilizó como objeto de investigación una bomba centrífuga marina con una velocidad específica de 66.7. El caudal Qd = 25 m3/h, altura H = 35 m, velocidad de rotación n = 2950 r/min. La Tabla 1 muestra los principales parámetros geométricos de la bomba marina.

Todo el modelo de cálculo del campo de flujo incluye la tubería de entrada, el codo, el impulsor, la holgura (entre el impulsor y la voluta), la voluta y la tubería de salida, como se muestra en la Fig. 1. Se utilizó ANSYS ICEM 17.0 para generar la cuadrícula de dominio de fluidos. La Tabla 2 muestra la verificación de la independencia de la red. El error de la cabeza es inferior al 1% en el segundo caso, por lo que se seleccionó este caso para los cálculos posteriores. La figura 2 muestra la pared y + del dominio estático y el dominio giratorio de la bomba modelo. El promedio de y + es menor que 12. El y + en el dominio estático es menor que 6, mientras que el y + de la pared interna del impulsor es menor que 8. El modelo de turbulencia usó el modelo k-ε estándar y la presión- Se adoptaron condiciones de entrada y salida de flujo másico. La interfaz entre los dominios utilizó la interfaz de red general (GGI). El término de convección adopta el segundo orden contra el viento. El paso de tiempo se fijó en ΔT = 0,565 × 10–4 s, es decir, cada 1° de rotación del impulsor. Los datos de pulsación de presión de 10 ciclos estables de rotación del impulsor se extrajeron como fuente de excitación y el tiempo total se fijó en 0,25 s. El residual se fijó en 10–4.

Modelo de campo de flujo completo.

La distribución y+ en la voluta y la cámara de la bomba y el impulsor.

Se utilizó el software LMS Virtual.Lab 13.6 para calcular el ruido de campo interno de la bomba marina. El ruido de la bomba marina se puede dividir en (1) ruido inducido por el flujo, que es la fuente de excitación del fluido que irradia sonido a la estructura, lo que hace que la estructura vibre y, por lo tanto, genere ruido radiado, y (2) ruido de flujo, que es radiada directamente por la fuente de excitación del dipolo. Además, hay dos fuentes primarias de excitación de dipolo para la bomba: una excitación de dipolo giratorio en la superficie del impulsor y una excitación de dipolo de superficie en la pared de la voluta.

Para el cálculo del ruido inducido por el flujo, se utilizó como excitación la acción de pulsación de la presión sobre la pared de la bomba. Los datos de los nodos de las celdas se transfirieron a la cuadrícula del modelo estructural de la bomba y se utilizó el algoritmo de vibración acústica acoplada para calcular la vibración estructural de la bomba y obtener el ruido inducido por el flujo. Para el ruido inducido por el dipolo de superficie, primero se utilizó la pulsación de la pared de la bomba como condición límite del dipolo acústico. Luego, se utilizó el método de interpolación geométrica sin pérdida de energía para transferir la información del campo fluido a la rejilla acústica, se calculó la presión sonora en la pared interior y se calculó el ruido inducido por el dipolo de superficie. Para el ruido inducido por el dipolo giratorio en los álabes, se extrajeron los datos de pulsación en el dominio del tiempo del álabe y se utilizó la fuente discreta del álabe para calcular el campo sonoro. El impulsor se dividió en cuatro partes, y en cada parte se define la carga y su posición de actuación. Se calculó la presión de sonido en la pared de la bomba de campo interna, y luego este resultado se utilizó como excitación acústica para el cálculo de vibración acústica acoplada para obtener el ruido excitado por el dipolo giratorio.

La entrada y la salida del modelo acústico dentro del campo se definieron como propiedades de absorción de sonido total, y las superficies restantes se definieron como paredes de reflexión total. La impedancia acústica característica Z = ρc = 1,5 × 106 kg/(m2·s), y la velocidad del sonido se tomó como 1500 m/s. El modelo de vibración acústica del campo interno y las ubicaciones de los puntos de control de entrada y salida se muestran en la Fig. 3. El nivel de presión sonora es el indicador más utilizado de la intensidad de la onda acústica. Se correlaciona bien con la percepción humana del volumen y se expresa de la siguiente manera:

donde p es la presión sonora y pref es el valor de referencia de la presión sonora submarina, 1 μPa.

Modelo acústico-vibratorio y puntos de monitorización.

El cálculo acústico-vibratorio acoplado de la bomba marina se realiza en base al espacio modal. Es necesario considerar exhaustivamente los modos estructural y acústico para calcular con precisión el ruido de campo interno. El modo acústico interno de la bomba marina se muestra en la Fig. 4. Dado que la unidad acústica tiene solo 1 grado de libertad en el espacio y el modelo de campo de sonido está en un estado libre, su modo de primer orden es un modo de cuerpo rígido y su frecuencia natural es 0 Hz. La forma del modo de segundo orden indica que la región de alta presión sonora se concentra en el tubo de entrada y el difusor de voluta, pero en fases opuestas. Hay una caída de gradiente desde la entrada hasta la salida. La forma de modo de tercer orden tiene la presión de sonido más alta en la salida y la tubería de entrada tiene una presión de sonido más baja. Además, la voluta está en fase opuesta a las otras posiciones.

Modo acústico interno.

La Figura 5 muestra el espectro de banda ancha del ruido de campo interno inducido por la excitación del fluido. Las tendencias del espectro del nivel de presión sonora son generalmente consistentes para la entrada y la salida. La frecuencia principal se encuentra en la frecuencia de paso de pala (BPF), y las frecuencias armónicas también se encuentran en cada frecuencia de paso de pala múltiple. Este fenómeno es causado principalmente por la interferencia rotor-estator cuando el álabe barre la lengüeta de la voluta. El nivel de presión sonora en la frecuencia de paso de la pala es de 144 dB. Aparecen varios picos en las frecuencias características, y las características de la frecuencia principal y las frecuencias armónicas no son prominentes.

El espectro de ruido de campo por excitación de fluidos.

Al comparar los espectros de presión de sonido de entrada y salida, se puede encontrar que la ley y los valores máximos son consistentes de 0 a 590 Hz (2BPF). Los espectros de presión sonora de entrada y salida son casi idénticos en la frecuencia de paso del álabe doble y en las bandas de frecuencia subsiguientes, pero el pico de banda ancha es diferente. En general, por debajo de 1000 Hz, el nivel de presión sonora en la salida es mayor en las condiciones de funcionamiento nominales. Sin embargo, el nivel de presión sonora de entrada es mayor en algunas frecuencias especiales entre 1000 y 2000 Hz.

La figura 6 muestra el espectro de banda ancha del ruido de campo interno inducido por el dipolo de superficie. Las tendencias del nivel de presión sonora en la entrada y la salida son casi las mismas; la frecuencia principal aparece en la frecuencia de paso de las palas, y la frecuencia armónica también está en cada frecuencia de paso de las palas múltiples. El nivel máximo de presión sonora alcanza los 149,8 dB. El ruido de campo interno generado por el dipolo de superficie aparece como picos únicos distintos en las frecuencias características. La presión sonora media en la salida es superior a la de la entrada, pero los niveles de presión sonora en la entrada y la salida son similares debido a la conversión por logaritmos.

El espectro de ruido de campo por dipolo de superficie.

El método de elementos finitos se usa para calcular el campo de sonido interno junto con la excitación acústica del dipolo giratorio, como se muestra en la Fig. 7. Las tendencias de respuesta de frecuencia de los niveles de presión de sonido de entrada y salida también son similares. La frecuencia principal aparece en la frecuencia de paso de las palas, y la frecuencia armónica también está en cada frecuencia de paso de las palas múltiples. El ruido de campo interno por el dipolo giratorio es más evidente que el dipolo de superficie en las características armónicas de cada frecuencia característica. Además, los picos en cada frecuencia de paso de pala son más evidentes que los de otras frecuencias. El nivel de presión sonora en la frecuencia de paso de la pala alcanza los 150 dB, lo que indica que el dipolo giratorio influye en gran medida en el ruido de campo interno en la frecuencia característica.

El espectro de ruido de campo por el dipolo giratorio.

Las curvas espectrales del ruido de campo en la entrada y la salida inducidas por la excitación del fluido y los dipolos acústicos se muestran en la Fig. 8. El nivel de presión sonora del dipolo giratorio es el más alto en el BPF y dos veces el BPF (abreviado como 2BPF). Sin embargo, el nivel de presión de sonido promedio del dipolo de superficie es mayor por debajo de 1000 Hz. El ruido de campo interno inducido por la excitación del fluido presenta un mayor nivel en toda la banda de frecuencias entre 1000 y 2000 Hz. La presión sonora del ruido causado por el dipolo giratorio es relativamente baja, y esta característica es particularmente prominente en la salida.

El espectro de ruido de campo por diferentes excitaciones.

La Figura 9 muestra los niveles de presión sonora en cada frecuencia característica de diferentes excitaciones. El nivel de presión sonora del ruido de campo interno inducido por el dipolo giratorio a la frecuencia de paso del álabe (BPF = 295 Hz) es cercano al del dipolo de superficie, 150 dB y 149,8 dB, respectivamente. El ruido inducido por el flujo es el que menos contribuye en el BPF, con un nivel de presión sonora de solo 144 dB. A 2BPF (590 Hz), los picos de las tres fuentes de excitación están relativamente cerca y el ruido de campo interno causado por el dipolo de superficie es ligeramente más alto, a 128 dB. Cuando se exceden los 4BPF, la excitación del fluido domina gradualmente, especialmente a 5BPF y 6BPF, y la proporción de excitaciones dipolares disminuye.

Nivel de presión sonora a cada frecuencia característica de diferentes excitaciones.

Este documento utiliza el hidrófono RHSA-10 para medir la señal de ruido de las bombas marinas en condiciones nominales de funcionamiento. El hidrófono tiene un rango de frecuencia de funcionamiento de 20 Hz a 200 kHz. La sensibilidad a la presión del sonido es − 210 dB, las directividades horizontal y vertical son ± 2 dB y ± 2,5 dB, respectivamente, y el material de la carcasa es acero inoxidable. Instalamos el hidrófono verticalmente a seis veces el diámetro de la tubería de la brida de entrada de la bomba. Este método de instalación puede medir efectivamente la fuente de sonido dipolo causada por la pulsación del fluido en la bomba, evitar la interferencia de otras fuentes de sonido y, al mismo tiempo, tener poco efecto en el flujo de fluido en el campo interno. El hidrófono y su ubicación de instalación se muestran en la Fig. 10.

Hidrófono y lugar de instalación.

La Figura 11 muestra la comparación de la simulación y los resultados de las pruebas para el espectro de banda ancha en el punto de venta. La amplitud de cada ruido de la fuente de excitación a la frecuencia característica generalmente concuerda con los resultados de la prueba, y los resultados de la simulación para el dipolo de superficie son los más cercanos. Los resultados para tres fuentes de excitación muestran una tendencia decreciente en toda la banda de frecuencia. Además, esto también indica que es factible predecir el ruido del fluido interno considerando la vibración acústica acoplada. Sin embargo, el resultado de la prueba es más alto que el valor simulado en toda la banda ancha. Las razones de este error son las siguientes:

Hay interferencias de otros factores en el proceso de prueba, como el ruido de la válvula, la resonancia de la tubería y la vibración estructural mecánica, que afectan los resultados de la prueba de ruido en el campo.

Las ondas de sonido dentro de la bomba interactúan con la compleja estructura interna, lo que resulta en la reflexión y dispersión de la onda de sonido. También hay pérdida cuando las ondas sonoras se propagan. Además, se ignoran la reflexión y la dispersión de las ondas sonoras, lo que provoca errores en el nivel de presión sonora.

Espectro de banda ancha de la simulación y resultados experimentales.

Para comparar claramente la contribución de diferentes fuentes de excitación al ruido de las unidades de bombas marinas, se introduce el nivel de presión sonora total Lp. La fórmula es la siguiente:

donde Δfi es la resolución mínima. f0 y fmax son los valores inicial y límite de la frecuencia calculada, respectivamente, pa y pi son la raíz cuadrada media (RMS) de la presión acústica, Pa, y P0 es la presión acústica de referencia, generalmente P0 = 1 × 10–6 Pa en agua y P0 = 2 × 10–5 Pa en aire.

La Tabla 3 muestra los niveles de presión sonora de diferentes fuentes de excitación a las frecuencias características y compara el nivel de presión sonora total y el valor de prueba. La fuente de sonido dipolo es el factor principal en la frecuencia principal. La fuente de dipolo giratorio hace la contribución dominante en las frecuencias características, mientras que el nivel de presión sonora total es bajo en la banda de frecuencia, lo que resalta la característica "monofónica" de la fuente de dipolo giratorio. El dipolo de superficie es el que más contribuye al ruido de campo interno de la bomba, seguido por el dipolo giratorio y luego por la excitación del fluido. En comparación con los valores de prueba, los errores de nivel de presión de sonido totales del dipolo de superficie, el dipolo giratorio y la excitación del fluido son 1,1 %, 1,25 % y 1,4 %, respectivamente.

Según el método del ruido inducido por fluidos, el ruido de campo externo de las bombas marinas incluye principalmente lo siguiente: (1) La vibración y el ruido generados por el fluido interno que actúa directamente sobre la bomba. (2) La presión sonora de la fuente acústica dipolo que actúa sobre la estructura de la bomba, provocando que la estructura vibre e irradie ruido al espacio exterior. La excitación es la misma que el ruido de campo interno, pero las ondas de sonido se propagan en una dirección y forma diferente. Además, los medios de campo internos y externos de las bombas marinas son diferentes. El medio interno de la bomba es agua y el medio externo es aire; por lo tanto, el método de acoplamiento sonido-vibración FEM/AML se utiliza para calcular el ruido de campo externo. La figura 12 muestra el modelo de campo de sonido externo.

Modelo de campo de sonido externo.

Dentro del AML se encuentra el modelo de elementos finitos de la estructura. La primera capa de la malla AML se ajusta firmemente a la superficie exterior de la cubierta de la estructura interna y se utiliza una superficie simétrica como base. La propagación del sonido tiene una directividad pronunciada y los niveles de presión del sonido medidos en diferentes posiciones también son diferentes. Para obtener la distribución del nivel de presión sonora en el campo externo de las unidades de bombas marinas, se establecen superficies de monitoreo radiales y axiales con el origen de coordenadas del modelo. Treinta y seis puntos de monitoreo se establecen a 1 m del origen de coordenadas, y el ángulo entre cada punto de monitoreo es de 10° para analizar la distribución de directividad del ruido de campo externo. Como se muestra en la Fig. 13, se establece un punto de control p1 para analizar la curva de respuesta de frecuencia de la presión sonora del campo externo.

Rejilla de campo sonoro externo.

El ruido de campo externo inducido por la excitación del fluido actúa directamente sobre la superficie interna de la bomba, provocando vibraciones y ruido. La figura 14 muestra la curva de respuesta de frecuencia de la excitación del fluido. La frecuencia principal del ruido de campo externo está en la frecuencia de paso de la pala, con un pico de 51,3 dB. Las frecuencias armónicas se encuentran en los múltiplos. La segunda frecuencia principal aparece en 4BPF (1180 Hz), con un pico de 40 dB.

El espectro de ruido de campo por excitación de fluidos.

La distribución espacial del campo externo radiado por la excitación del fluido a la frecuencia característica se muestra en la Fig. 15. Las tuberías de agua de entrada y salida influyen significativamente en la distribución del campo sonoro alrededor de la bomba marina. La presión de sonido del plano radial en el BPF se distribuye desde las tuberías de agua de entrada y salida, similar a una forma de onda de agua, que se irradia uniformemente hacia el exterior. El gradiente del nivel de presión sonora disminuye uniformemente. Las distribuciones de presión de sonido para 3BPF y 4BPF en el plano axial son similares, y los niveles de presión de sonido de entrada y salida son relativamente altos. El nivel de presión sonora en el tubo de salida alcanza los 62 dB a 3BPF y los 68 dB a 4BPF. El ruido generado por la excitación del fluido tiene diferentes niveles de presión sonora en diferentes frecuencias características y provoca diferentes patrones de acoplamiento de vibraciones acústicas, por lo que su distribución de presión sonora también es diferente. La Figura 16 muestra que la distribución de directividad de diferentes frecuencias no es la misma y que la presión del sonido del campo externo en cada frecuencia no es un círculo regular. El ruido del campo externo interactúa con la vibración estructural y se irradia al campo lejano, lo que hace que la distribución de la presión del sonido circundante sea irregular.

Distribución del ruido de campo por excitación de fluidos.

Distribución de directividad del ruido de campo por excitación de fluidos.

La Figura 17 muestra la curva de respuesta en frecuencia del nivel de presión sonora por el dipolo de superficie. La presión sonora generada por el dipolo de superficie actúa sobre la pared de la estructura, provocando vibraciones estructurales e irradiando ruido hacia el exterior. La frecuencia principal del ruido de radiación está en la frecuencia de paso de las palas, con un pico de 41 dB. La segunda frecuencia principal aparece en la frecuencia de paso de la pala cuádruple de 1180 Hz, y el pico es de 39 dB. Las características de cada frecuencia armónica son pronunciadas. Debido a la influencia de la frecuencia natural de la estructura, existen muchos otros picos en la frecuencia de resonancia.

El espectro de ruido de campo por el dipolo de superficie.

Las distribuciones espaciales y de directividad del ruido de campo externo generado por el dipolo de superficie a la frecuencia característica se muestran en las Figs. 18 y 19. Las distribuciones espaciales y de directividad del ruido de campo externo causado por el dipolo de superficie son muy similares a las inducidas por la excitación del fluido a la frecuencia característica. Sin embargo, los niveles de presión sonora por el dipolo de superficie en cada punto de monitoreo son en promedio 10 dB menores que la excitación del fluido en el BPF. En 3BPF y 4BPF, la diferencia entre los niveles de presión de sonido en cada punto de monitoreo para dipolo de superficie y excitación de fluido es pequeña. Esto muestra que las frecuencias características y la estructura de la bomba juegan papeles dominantes en la distribución espacial del ruido radiado en el campo externo. Además, las diferentes fuentes de excitación determinan principalmente el tamaño del campo sonoro.

Distribución de presión del ruido de campo por el dipolo de superficie.

Distribución de directividad del ruido exterior por el dipolo de superficie.

La figura 20 muestra la curva de respuesta de frecuencia del nivel de presión sonora del campo externo inducido por el dipolo giratorio. La frecuencia principal del ruido de campo externo por el dipolo giratorio está en el BPF, y las frecuencias armónicas se distribuyen en cada múltiplo del BPF. El pico máximo está en el BPF de 51 dB, y el nivel de presión sonora disminuye a medida que aumenta la frecuencia. Además, los espectros de ruido de campo externo e interno inducidos por el dipolo giratorio tienen características similares. El nivel de presión sonora en la frecuencia característica es particularmente pronunciado y más bajo en otras frecuencias. Esto también indica que el ruido inducido por el dipolo giratorio tiene las características de un solo tono, y su contribución se refleja solo en las frecuencias características.

El espectro de ruido de campo por el dipolo giratorio.

Las distribuciones espacial y direccional del ruido de campo externo generado por el dipolo giratorio a la frecuencia característica se muestran en las Figs. 21 y 22. El nivel de presión sonora inducido por el dipolo giratorio en cada punto de control es ligeramente superior a la excitación del fluido en el BPF. En 3BPF y 4BPF, la presión del sonido es significativamente más baja que la excitación del fluido. El patrón de distribución espacial del ruido de radiación de campo externo inducido por diferentes excitaciones es casi idéntico. Sin embargo, el ruido del campo externo por excitación del fluido es mayor en el campo lejano. Debido a que la vibración de la bomba generada por la excitación del fluido es la más severa en comparación con la excitación acústica, domina el ruido de campo externo generado por la excitación del fluido. Sin embargo, las características de vibración de la bomba generadas por las tres fuentes de excitación son similares. Por lo tanto, la distribución espacial del ruido en cada frecuencia característica también es consistente.

Distribución de presión del ruido de campo por el dipolo giratorio.

Distribución direccional del ruido de campo por el dipolo giratorio.

La Figura 23 compara las curvas de respuesta de frecuencia de la presión sonora del campo externo generada por diferentes excitaciones. El ruido de campo externo inducido por diferentes excitaciones es básicamente el mismo, y la frecuencia principal es la frecuencia de paso de las palas, seguida por la frecuencia de paso de las palas cuádruples. Por debajo de 1200 Hz, la proporción de cada fuente de excitación es relativamente consistente. Sin embargo, el ruido de campo externo por excitación de fluidos es dominante entre 1200 y 2000 Hz. A la frecuencia principal, el nivel de presión sonora inducido por la excitación del fluido y el dipolo giratorio tiene una mejor contribución, y el dipolo de superficie representa una proporción menor.

Espectro de banda ancha de ruido de campo por diferentes excitaciones.

El nivel de presión sonora en frecuencias características y el nivel de presión sonora total se utilizan para evaluar intuitivamente la tasa de contribución de diferentes excitaciones al ruido de campo externo, como se muestra en la Tabla 4. En BPF y en 2BPF, la excitación del fluido y el dipolo giratorio contribuyen significativamente al ruido de campo externo de la bomba marina. Los niveles de presión sonora correspondientes a la frecuencia principal son 51,3 dB y 51,6 dB. El más bajo es el dipolo de superficie a 41 dB. En 3BPF y 4BPF, el nivel de presión sonora inducido por la excitación del fluido es prominente. Además, el nivel de presión de sonido total de la excitación del fluido es más alto que el de la excitación del dipolo. Por lo tanto, el ruido de campo externo inducido por la excitación del fluido domina el ruido de campo externo de las bombas marinas.

El método de elementos finitos acústicos se utiliza para calcular el ruido de campo interno por excitación de fluidos y excitaciones acústicas, y el ruido de campo externo por diferentes fuentes de excitación se calcula con base en el método AML. Se analizan las características espectrales de diferentes fuentes de excitación y la distribución del campo sonoro radiado. Se revelan las contribuciones de diferentes fuentes de excitación a los campos de sonido internos y externos. Las conclusiones son las siguientes:

La frecuencia principal del ruido de campo interno inducido por diferentes fuentes de excitación se distribuye en el BPF (295 Hz). La segunda frecuencia principal está en 2BPF (590 Hz), y cada frecuencia característica se distribuye en cada múltiplo del BPF. En la frecuencia principal, el ruido de campo interno inducido por el dipolo ocupa una posición dominante. Por encima de 3BPF (885 Hz), la excitación del fluido domina gradualmente.

El espectro de banda ancha del ruido de campo interno inducido por el dipolo de superficie concuerda con el resultado de la prueba. Los errores de nivel de presión de sonido totales del dipolo de superficie, el dipolo giratorio y la excitación del fluido son 1,1 %, 1,25 % y 1,4 %, respectivamente. La contribución al nivel de presión de sonido total del ruido del campo se ordena de la siguiente manera: excitación del dipolo de superficie (180,6 dB) > excitación del dipolo giratorio (180,4 dB) > excitación del fluido (180,2 dB).

La frecuencia principal del ruido de campo externo es la frecuencia de paso de la pala, donde la excitación del dipolo giratorio contribuye más con 51,6 dB, y la más baja es el dipolo de superficie con 41 dB. El ruido de campo externo inducido por la excitación del fluido es dominante, especialmente entre 1200 y 2000 Hz. Además, la distribución del campo sonoro externo bajo diferentes excitaciones es generalmente la misma. La contribución del nivel de presión sonora total del campo externo se ordena de la siguiente manera: excitación de fluido (129,2 dB) > excitación de dipolo giratorio (137,3 dB) > excitación de dipolo de superficie (136,3 dB).

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Descargar referencias

Los autores agradecen el apoyo financiero de la Fundación Nacional de Ciencias Naturales de China (núms. 51879122, 51779106), el Programa Nacional de Investigación y Desarrollo Clave de China (Números de subvención 2016YFB0200901, 2017YFC0804107), el plan clave de investigación y desarrollo de Zhenjiang (GY2017001, GY2018025), Tema de investigación abierto del Laboratorio clave de maquinaria de fluidos y energía, Ministerio de Educación, Universidad Xi-hua (szjj2017-094, szjj2016068), Laboratorio clave provincial de equipos y control de procesos de Sichuan (GK201614, GK201816), Programa de capacitación de jóvenes talentos de la Universidad de Jiangsu. Destacado maestro joven de columna vertebral, desarrollo de programas de instituciones de educación superior de Jiangsu (PAPD) y proyecto de la cumbre de los seis mejores talentos de Jiangsu (GDZB-017).

Centro Nacional de Investigación de Bombas, Universidad de Jiangsu, Zhenjiang, 212013, China

Houlin Liu y Liang Dong

Centro de Investigación de Ingeniería y Tecnología de Maquinaria de Fluidos, Universidad de Jiangsu, Zhenjiang, 212013, China

Runze Zhou, Qi Pan, Qijiang Ma, ZhiMing Cheng y Xiaolin Wang

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HL fue responsable de iniciar ideas y guiar la realización de la investigación. RZ contribuyó a la redacción: borrador original, revisión y edición. QP llevó a cabo la simulación numérica y el experimento. LD, QM, ZC y XW contribuyeron con debates constructivos, correcciones y comentarios para mejorar la calidad de la publicación.

Correspondencia a Liang Dong.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Liu, H., Zhou, R., Pan, Q. et al. Características del espectro de ruido de las unidades de bombas marinas inducidas por diferentes fuentes de excitación. Informe científico 12, 8678 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-12755-8

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Recibido: 26 noviembre 2021

Aceptado: 16 mayo 2022

Publicado: 23 mayo 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-12755-8

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