さまざまな励起源によって誘発される船舶用ポンプユニットの騒音スペクトル特性

Jul 12, 2023

Scientific Reports volume 12、記事番号: 8678 (2022) この記事を引用

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さまざまな励振源によって引き起こされる船舶用ポンプユニットの騒音スペクトル特性を研究するために、船舶用ポンプの内部および外部場騒音の計算航空音響 (CAA) モデルが確立されました。結合音響振動法を使用して、内部および外部フィールドノイズのスペクトル特性を取得しました。騒音予測のシミュレーション手法の精度と実現可能性を騒音試験により確認した。船舶用ポンプの内部磁場と外部磁場では媒体が異なるため、外部磁場音響モデルは自動整合層 (AML) 技術に基づいて確立されました。さまざまな励起源のスペクトル特性と放射音場の空間分布が分析され、内部および外部音場に対するさまざまな音源励起の寄与が明らかになりました。結果は、さまざまな励起によって生成される内部場ノイズの主な周波数はブレード通過周波数にあり、双極子音響励起によって誘発される内部場ノイズが 180.6 dB で支配的であることを示しています。外部磁場ノイズの場合、主周波数は依然としてブレード通過周波数に位置します。流体励起によって誘発される放射ノイズ (139.2 dB) は、双極子の励起によって誘発される放射ノイズ (表面双極子、136.3 dB、回転双極子、137.3 dB) よりも高くなります。

船舶用遠心ポンプは船舶に不可欠な補機であり、船舶の通常の運航に重要な役割を果たしています。船舶用ポンプは運転中に大きな騒音を発生しますが、騒音の発生メカニズムは複雑です。船舶用ポンプの騒音レベルは、特に軍艦にとって重要です。ポンプの運転には振動と騒音が切り離せません。振動は騒音を発生させますが、騒音は振動にも影響を与えます。ポンプユニットの騒音発生源は数多くありますが、最も一般的な発生源はポンプユニットの振動によって発生する騒音、つまり構造振動騒音です。流体の流れによって発生する騒音は流体騒音1、2、3、4と呼ばれ、ポンプユニットの騒音への寄与が大きく、発生メカニズムも複雑です。

流体力学的騒音の概念は、最初はライトヒルの音響類似理論に基づいて開発されました5。その後、Williams と Hawkings 6 はこの支配方程式を固体運動の境界問題に適用し、流体力学的騒音源を単極子、双極子、四極子音源に分割するための有名な FW-H 方程式を提案しました。理解を容易にするために、学者はノイズを広帯域ノイズと離散ノイズ、つまりシングルトーンノイズに分類しました7。ポンプの流れ誘起騒音のうち、モノポール源騒音はポンプのキャビテーションによる体積圧縮効果によって誘起される離散騒音です。双極子源は主に、構造物の表面に作用する流体の非定常変動力によって引き起こされ、これには広帯域ノイズと離散ノイズが含まれます。四重極発生源は、高速流体の流れによって生成される乱流によって引き起こされ、広帯域ノイズとして分類されます8。

Dong et al.9 は、さまざまなキャビテーション段階における非定常流れプロセスにおける圧力脈動とラジアル力の特性を試験を通じて研究しました。 Howe 10,11 は、回転機械の主な音源が非定常力によって引き起こされる双極子音源であることを指摘し、最初に流れ場を解決し、次に得られた流れ場の結果に従って音場をさらに解決できることを提案しました。 Zhou et al.12 は、流体レイノルズ数が類似している場合、流体力学的ノイズの発生源は類似していると提案しました。ポンプの内部および外部磁場の主な音響計算は、境界要素法 (BEM) と有限要素法 (FEM) です。 Si et al.13 は、直接 BEM を使用して遠心ポンプ内の音場を計算し、ブレード通過周波数と乗数が流体誘起騒音の固有周波数であることを発見しました。 Cai ら 14 と Yu ら 15 もこの方法を使用して、水中汚水ポンプや渦自吸ポンプの内部騒音を計算しました。 Allen16 は、壁にかかる変動圧力を使用して構造音響システムの励振を定義し、境界層による構造放射ノイズを計算する連成 FEM/BEM を提案しました。 Warszawski et al.17 は、FEM/BEM を使用して、流体と構造の相互作用によって生成される音波の伝播特性を研究しました。 Hanら18は、コンシェル構造の音響振動連成計算をFEM/BEMにより実現し、測定点の音圧レベルを取得し、実験により計算結果の精度を検証した。 Liu et al.19 は、直接 BEM 法により、遠心ポンプの流体誘起騒音に対するブレード出口角度と幅の影響を研究しました。 Dai ら 20 はまた、音響振動の結合によって遠心ポンプの外部磁場ノイズを計算しました。

船舶用ポンプの内部と外部では媒体が異なりますが、境界要素は 1 つの流体特性しか定義できないため、この方法ではポンプの外部場の騒音問題を効果的に解決できません。これに対し、音響有限要素法は放射音響の計算に有効です。 Xie et al.21,22 は、音響有限要素法に基づいて小規模の強化シェルの水中低周波騒音を予測し、無限音場の予測における有効性を証明しました。 Majda23 は、無限の外部音場を凸状の流体領域に置き換える吸収境界条件を提案しました。吸音境界条件は凸流体領域に課されます。 Berenger24 は、完全整合層 (PML) 法を使用して電磁場の変動を計算しました。この方法では吸収層の分割を完了するには経験豊富な技術者が必要であるため、自動整合層 (AML) 技術が提案されています。 AML法は構造有限要素領域に基づいて整合層セルドメインを自動生成し、セルドメインのサイズは解析周波数に応じて変化するため、計算効率を向上させることができます。

ポンプノイズに対する流体励起と双極子励起の影響に関する研究はほとんどなく、ポンプノイズ発生の主なメカニズムは不明です。したがって、本論文は、船舶用ポンプユニットの騒音の発生と伝達モードに従って、流体の流れによって発生する内部および外部放射騒音の計算空気音響モデルを確立した。結合された構造音場を考慮して、音響有限要素法を使用して、流体励起および双極子音響励起下の内部場ノイズを計算しました。内部フィールドノイズを予測するための結合音響振動法の精度と実現可能性は、テストの比較によって確認されました。船舶用ポンプの内部磁場と外部磁場では媒体が異なるため、AML テクノロジーに基づいた外部音響モデルが確立されました。さまざまな騒音源のスペクトル特性と放射音場の空間分布が分析され、外部音場に対するさまざまな音源の寄与が明らかになりました。

比速度66.7の船舶用遠心ポンプを研究対象とした。流量 Qd = 25 m3/h、ヘッド H = 35 m、回転速度 n = 2950 r/min。表 1 に、船舶用ポンプの主な幾何学的パラメータを示します。

図 1 に示すように、流れ場計算モデル全体には、入口パイプ、エルボ、インペラ、クリアランス (インペラとボリュートの間)、ボリュート、出口パイプが含まれます。流体領域グリッドの生成には、ANSYS ICEM 17.0 が使用されました。表 2 に、グリッド非依存性の検証を示します。 2 番目のケースではヘッドの誤差が 1% 未満であるため、このケースを以降の計算に選択しました。図 2 は、モデルポンプの静的領域と回転領域の壁 y + を示しています。 y + の平均は 12 未満です。静的領域の y + は 6 未満ですが、インペラ内壁の y + は 8 未満です。乱流モデルには標準の k-ε モデルが使用され、圧力入口および質量流量出口条件が採用されました。ドメイン間のインターフェイスには、汎用グリッドインターフェイス (GGI) が使用されました。対流項は二次風上を採用します。時間ステップは ΔT = 0.565 × 10–4 秒、つまりインペラの 1° 回転ごとに設定されました。インペラ回転の 10 安定サイクルの圧力脈動データを励振源として抽出し、合計時間を 0.25 秒に設定しました。残差は10-4とした。

流れ場モデル全体。

ボリュート、ポンプ室、インペラでの y + 分布。

LMS Virtual.Lab 13.6 ソフトウェアを使用して、船舶用ポンプの内部フィールドノイズを計算しました。船舶用ポンプの騒音は、(1)流体励振源が構造物に音を放射し、構造物を振動させて放射騒音を発生させる流れ誘起騒音と、(2)流れ騒音を発生させる流れ騒音に分けられます。双極子励起源によって直接放射されます。さらに、ポンプには 2 つの主要な双極子励起源があります。インペラ表面の回転双極子励起と渦巻壁の表面双極子励起です。

流れ誘発騒音の計算では、ポンプ壁にかかる圧力脈動作用を励起として使用しました。セルノードのデータはポンプ構造モデルのグリッドに転送され、連成音響振動アルゴリズムを使用してポンプの構造振動を計算し、流れ誘発騒音を取得しました。表面双極子によって誘発されるノイズについては、まずポンプ壁の脈動を音響双極子の境界条件として使用しました。次に、エネルギー損失のない幾何補間法を使用して流体場の情報を音響グリッドに転送し、内壁の音圧を計算し、表面双極子によって誘発される騒音を計算しました。ブレード上の回転双極子によって誘発される騒音については、ブレード上の時間領域の脈動データが抽出され、離散ブレード音源を使用して音場が計算されました。インペラを 4 つの部分に分割し、それぞれの部分に負荷とその作用位置を定義します。内部磁場ポンプの壁にかかる音圧を計算し、この結果を結合音響振動計算の音響励起として使用して、回転ダイポールによって励起される騒音を取得しました。

内場音響モデルの入口と出口は完全な吸音特性として定義され、残りの表面は完全な反射壁として定義されました。特性音響インピーダンス Z = ρc = 1.5 × 106 kg/(m2・s)、音速は 1500 m/s としました。内部場の音響振動モデルと入口および出口の監視ポイントの位置を図 3 に示します。音圧レベルは、音波の強度の最も一般的に使用される指標です。これは人間の音量認識とよく相関しており、次のように表現されます。

ここで、p は音圧、pref は水中音圧の基準値 1 μPa です。

音響振動モデルとモニタリングポイント。

船舶用ポンプの音響振動連成計算はモーダル空間に基づいて実行されます。内部磁場ノイズを正確に計算するには、構造モードと音響モードを総合的に考慮する必要があります。船舶用ポンプの内部音響モードを図4に示します。音響ユニットの空間自由度は1しかなく、音場モデルは自由状態であるため、その1次モードは剛体モードとなり、その固有振動数は 0 Hz です。二次モード形状は、高音圧領域がインレットパイプとボリュートディフューザーに集中しているが、逆位相であることを示しています。入口から出口まで勾配が付いています。 3 次モード形状は出口の音圧が最も高く、入口パイプの音圧は低くなります。また、ボリュートは他の位置とは逆位相となっている。

内部音響モード。

図 5 は、流体の励起によって引き起こされる内部場ノイズの広帯域スペクトルを示しています。音圧レベルのスペクトル傾向は、入口と出口で一般に一貫しています。主周波数はブレード通過周波数 (BPF) にあり、高調波周波数も複数のブレード通過周波数にあります。この現象は主に、ブレードがボリュートタングを通過する際のローターとステーターの干渉によって引き起こされます。ブレード通過周波数の音圧レベルは144dBにも達します。特徴的な周波数にいくつかのピークが現れ、主周波数や高調波周波数の特徴が目立たなくなります。

流体励起による内磁場ノイズのスペクトル。

入口と出口の音圧スペクトルを比較すると、法則値とピーク値が 0 ～ 590 Hz (2BPF) で一致していることがわかります。入口と出口の音圧スペクトルは、ブレード通過周波数の 2 倍以降の周波数帯域ではほぼ同一ですが、広帯域のピークは異なります。全体的に、1000 Hz 未満では、定格動作条件での出口の音圧レベルが高くなります。ただし、1000 ～ 2000 Hz の一部の特殊な周波数では、入口音圧レベルが高くなります。

図 6 は、表面双極子によって引き起こされる内部磁場ノイズの広帯域スペクトルを示しています。入口と出口の音圧レベルの傾向はほぼ同じです。主周波数はブレード通過周波数に現れ、高調波周波数も複数のブレード通過周波数に現れます。最大音圧レベルは149.8dBに達します。表面双極子によって生成される内部磁場ノイズは、固有の周波数で単一の明確なピークとして現れます。出口の平均音圧は入口よりも高くなりますが、対数変換により入口と出口の音圧レベルはほぼ同じになります。

表面ダイポールによる内磁場ノイズのスペクトル。

図 7 に示すように、有限要素法を使用して、回転ダイポールの音響励起と結合した内部音場を計算します。入口と出口の音圧レベルの周波数応答傾向も同様です。主周波数はブレード通過周波数に現れ、高調波周波数も複数のブレード通過周波数にそれぞれ現れます。回転ダイポールによる内部磁場ノイズは、各固有周波数の高調波特性において表面ダイポールよりも顕著です。さらに、各ブレード通過周波数のピークは、他の周波数のピークよりも明白です。ブレード通過周波数における音圧レベルは 150 dB に達しており、回転ダイポールが特性周波数における内部磁場ノイズに大きな影響を与えていることがわかります。

回転ダイポールによるインフィールドノイズのスペクトル。

流体励起と音響双極子によって誘起される入口と出口の場雑音のスペクトル曲線を図8に示します。回転双極子の音圧レベルはBPFで最も高く、BPFの2倍になります（2BPFと略します）。ただし、表面ダイポールの平均音圧レベルは 1000 Hz よりも高くなります。流体の励起によって引き起こされる内部磁場ノイズは、1000 ～ 2000 Hz の周波数帯域全体でより高いレベルを示します。ダイポールの回転により発生する騒音は音圧が比較的低く、特に出口でその特性が顕著になります。

さまざまな励起による内磁場ノイズのスペクトル。

図 9 は、さまざまな励起の各特性周波数における音圧レベルを示しています。ブレード通過周波数 (BPF = 295 Hz) で回転ダイポールによって誘発される内部場ノイズの音圧レベルは、表面ダイポールの音圧レベル (それぞれ 150 dB および 149.8 dB) に近いです。流れによって引き起こされる騒音は、BPF での影響が最も少なく、音圧レベルはわずか 144 dB です。 2BPF (590 Hz) では、3 つの励振源のピークは比較的近く、表面ダイポールによって引き起こされる内部フィールドノイズは 128 dB とわずかに高くなります。 4BPF を超えると、特に 5BPF と 6BPF では流体励起が徐々に支配的になり、双極子励起の割合が減少します。

異なる励起の各特性周波数における音圧レベル。

この論文では、RHSA-10 ハイドロフォンを使用して、定格動作条件下で船舶用ポンプの騒音信号を測定します。水中聴音器の動作周波数範囲は 20 Hz ～ 200 kHz です。音圧感度は−210dB、水平指向性は±2dB、垂直指向性は±2.5dB、筐体材質はステンレス。ハイドロフォンをポンプ入口フランジのパイプ径の6倍の位置に垂直に取り付けます。この設置方法は、ポンプ内の流体脈動によって引き起こされる双極子音源を効果的に測定し、他の音源の干渉を回避し、同時に内部場の流体の流れにほとんど影響を与えません。水中聴音器とその設置場所を図10に示します。

ハイドロフォンと設置場所。

図 11 は、出口における広帯域スペクトルのシミュレーションとテスト結果の比較を示しています。特性周波数における各励振源ノイズの振幅はテスト結果とほぼ一致しており、表面ダイポールのシミュレーション結果が最も近似しています。 3 つの励振源の結果は、周波数帯域全体にわたって減少傾向を示しています。また、このことは連成音響振動を考慮した内部流体騒音の予測が可能であることも示している。ただし、テスト結果は広帯域全体にわたってシミュレーション値よりも高くなっています。このエラーの理由は次のとおりです。

テストプロセスには、バルブノイズ、パイプラインの共振、機械的構造振動などの他の要因による干渉があり、フィールド内ノイズテストの結果に影響を与えます。

ポンプ内の音波は複雑な内部構造と相互作用し、結果として音波の反射と散乱が発生します。音波が伝播する際にも損失が発生します。また、音波の反射や散乱は無視されるため、音圧レベルに誤差が生じます。

シミュレーションと実験結果の広帯域スペクトル。

船舶ポンプユニットの騒音に対するさまざまな励振源の寄与を明確に比較するために、総音圧レベル Lp が導入されます。式は次のとおりです。

ここで、Δfi は最小分解能です。 f0 と fmax はそれぞれ計算された周波数の初期値と限界値、pa と pi は音圧の二乗平均平方根 (RMS) Pa、P0 は基準音圧で、一般に P0 = 1 × 10–6 です。水中では Pa、空気中では P0 = 2 × 10–5 Pa。

表 3 は、特性周波数におけるさまざまな励振源の音圧レベルを示し、総音圧レベルとテスト値を比較しています。ダイポール音源は主周波数における主な要因です。回転ダイポール音源は特性周波数で主に寄与しますが、その周波数帯域では総音圧レベルが低く、回転ダイポール音源の「モノフォニック」機能が強調されます。表面双極子がポンプの内部磁場ノイズに最も大きく寄与し、次に回転双極子、次に流体励起が続きます。テスト値と比較すると、表面ダイポール、回転ダイポール、および流体励起の合計音圧レベル誤差は、それぞれ 1.1%、1.25%、および 1.4% です。

流体誘起騒音の方法によれば、船舶用ポンプの外界騒音には主に以下のようなものがあります。 (1) ポンプに直接作用する内部流体によって発生する振動や騒音。 (2) ダイポール音源の音圧がポンプ構造体に作用し、ポンプ構造体を振動させ、外部空間に騒音を放射します。励起は内部フィールドノイズと同じですが、音波は異なる方向と形状で伝播します。さらに、船舶用ポンプの内部と外部のフィールド媒体は異なります。ポンプの内部媒体は水、外部媒体は空気です。したがって、外部フィールドノイズの計算には、FEM/AML 音振動結合法が使用されます。図 12 に外部音場モデルを示します。

外部音場モデル。

AML の内部には、構造の有限要素モデルがあります。 AML メッシュの最初の層は内部構造シェルの外面にしっかりとフィットし、対称面が接地として使用されます。音の伝播には指向性が顕著であり、異なる位置で測定される音圧レベルも異なります。船舶用ポンプユニットの外部場の音圧レベル分布を取得するために、モデル座標原点を使用して半径方向および軸方向の監視面が確立されます。座標原点から1mの位置に、各監視点間の角度を10°として36点の監視点を設定し、外界ノイズの指向性分布を解析します。図１３に示すように、外界音圧の周波数応答曲線を解析するためにモニタリングポイントｐ１を設定する。

外部音場グリッド。

流体の励起によって引き起こされる外界ノイズはポンプの内面に直接作用し、振動や騒音の原因となります。図 14 は、流体励起の周波数応答曲線を示しています。外部フィールドノイズの主な周波数はブレード通過周波数であり、ピークは 51.3 dB です。高調波周波数は倍数にあります。 2 番目のメイン周波数は 4BPF (1180 Hz) で表示され、ピークは 40 dB になります。

流体励起による外音のスペクトル。

固有周波数における流体励起による外部場放射騒音の空間分布を図15に示します。入口および出口の水管は、船舶用ポンプ周囲の音場分布に大きな影響を与えます。 BPF での半径方向の平面音圧は、水の波の形状と同様に、入口および出口の水道管から分配され、外側に均一に放射されます。音圧レベル勾配は一様に減少します。軸面上の 3BPF と 4BPF の音圧分布は類似しており、入口および出口の音圧レベルは比較的高くなります。出口パイプの音圧レベルは3BPFで62dB、4BPFで68dBに達します。流体の励起によって発生するノイズは、異なる固有周波数で異なる音圧レベルを持ち、異なる音響振動結合パターンを引き起こすため、その音圧分布も異なります。図16は、異なる周波数の指向性分布が同じではなく、各周波数での外界音圧が正円ではないことを示しています。外界ノイズは構造振動と相互作用して遠方界に放射し、周囲の音圧分布を不規則にします。

流体励起による外場ノイズの分布。

流体励起による外場騒音の指向性分布。

図 17 に表面ダイポールによる音圧レベルの周波数応答曲線を示します。表面ダイポールによって発生する音圧が構造壁に作用し、構造振動を引き起こし、騒音を外部に放射します。放射ノイズの主な周波数はブレード通過周波数であり、ピークは 41 dB です。 2 番目の主周波数は 4 枚ブレード通過周波数 1180 Hz に現れ、ピークは 39 dB です。各高調波周波数の特性が顕著です。構造の固有振動数の影響により、共振周波数には他にも多くのピークが存在します。

表面ダイポールによる外場ノイズのスペクトル。

固有周波数で表面ダイポールによって生成される外部磁場ノイズの空間分布と指向性分布を図 1 と 2 に示します。表面双極子によって引き起こされる外部場ノイズの空間分布および指向性分布は、固有周波数での流体励起によって引き起こされる分布と非常によく似ています。ただし、各モニタリングポイントでの表面ダイポールによる音圧レベルは、BPF での流体励起よりも平均して 10 dB 低くなります。 3BPF と 4BPF では、表面双極子と流体励起の各モニタリングポイントにおける音圧レベルの差は小さいです。これは、固有周波数とポンプ構造が、外部フィールドにおける放射ノイズの空間分布において支配的な役割を果たすことを示しています。さらに、音場のサイズは主に異なる励振源によって決まります。

表面ダイポールによる外場ノイズの圧力分布。

表面ダイポールによる外場ノイズの指向性分布。

図 20 は、回転ダイポールによって誘発される外部場の音圧レベルの周波数応答曲線を示しています。回転ダイポールによる外部磁場ノイズの主な周波数は BPF にあり、高調波周波数は BPF の各倍数に分布します。 BPF 51dB で最大ピークとなり、周波数が高くなるにつれて音圧レベルが低下します。さらに、回転双極子によって引き起こされる外部および内部の場ノイズスペクトルは同様の特徴を持っています。特性周波数の音圧レベルは特に顕著であり、他の周波数では低くなります。これは、回転ダイポールによって誘発されるノイズが単一トーンの特性を持ち、その寄与が特性周波数でのみ反映されることも示しています。

回転ダイポールによる外界ノイズのスペクトル。

固有周波数で回転ダイポールによって生成される外部磁場ノイズの空間的および方向的分布を図 1 と 2 に示します。各監視ポイントでの回転ダイポールによって誘発される音圧レベルは、BPF での流体励起よりわずかに高くなります。 3BPF および 4BPF では、音圧は流体励起よりも大幅に低くなります。異なる励起によって引き起こされる外部場放射ノイズの空間分布パターンはほぼ同一です。ただし、流体励起による外部磁場ノイズは遠方場で最も大きくなります。流体の励起によって発生するポンプの振動は音響励起に比べて最も激しいため、流体の励起によって発生する外部磁場ノイズが支配的になります。ただし、3 つの励振源によって生成されるポンプの振動特性は類似しています。したがって、各固有周波数におけるノイズの空間分布も一致します。

回転ダイポールによる外場ノイズの圧力分布。

回転ダイポールによる外場ノイズの指向性分布。

図 23 は、さまざまな励起によって生成される外部場の音圧の周波数応答曲線を比較しています。異なる励起によって誘発される外部磁場ノイズは基本的に同じであり、主な周波数はブレード通過周波数であり、次に 4 倍のブレード通過周波数が続きます。 1200 Hz 未満では、各励振源の割合は比較的一貫しています。ただし、流体励起による外部磁場ノイズは 1200 ～ 2000 Hz の間で支配的です。主な周波数では、流体の励起と回転双極子によって引き起こされる音圧レベルの寄与が大きくなり、表面双極子が占める割合は小さくなります。

さまざまな励起による外界ノイズの広帯域スペクトル。

表 4 に示すように、特性周波数での音圧レベルと総音圧レベルは、外部磁場ノイズに対するさまざまな励起の寄与率を直感的に評価するために使用されます。BPF と 2BPF では、流体励起と回転双極子が影響を受けます。船舶用ポンプの外部磁場ノイズに大きく寄与します。主要周波数での対応する音圧レベルは 51.3 dB と 51.6 dB です。最も低いのは 41 dB の表面ダイポールです。 3BPF と 4BPF では、流体の励起によって引き起こされる音圧レベルが顕著になります。さらに、流体励起の合計音圧レベルは、双極子励起のそれよりも高くなります。したがって、流体の励起によって引き起こされる外部磁場ノイズが船舶用ポンプの外部磁場ノイズを支配します。

音響有限要素法は流体励振と音響励振による内部場雑音の計算に使用され、異なる励振源による外部場雑音はAML法に基づいて計算されます。さまざまな励振源のスペクトル特性と放射音場の分布が分析されます。内部および外部音場に対するさまざまな励振源の寄与が明らかになります。結論は次のとおりです。

さまざまな励起源によって引き起こされる内部フィールドノイズの主な周波数は、BPF (295 Hz) で分配されます。 2 番目の主周波数は 2BPF (590 Hz) であり、各特性周波数は BPF の各倍数に分布しています。主要な周波数では、双極子によって引き起こされる内部磁場ノイズが支配的な位置を占めます。 3BPF (885 Hz) を超えると、流体の励起が徐々に支配的になります。

表面双極子によって誘発された内部磁場ノイズの広帯域スペクトルは、テスト結果と一致します。表面ダイポール、回転ダイポール、および流体励起の合計音圧レベル誤差は、それぞれ 1.1%、1.25%、および 1.4% です。内場騒音の総音圧レベルへの寄与は、表面双極子励起 (180.6 dB) > 回転双極子励起 (180.4 dB) > 流体励起 (180.2 dB) の順に並べられます。

外部磁場ノイズの主な周波数はブレード通過周波数であり、回転双極子の励起が 51.6 dB で最も大きく寄与し、最も低いのは表面双極子の 41 dB です。流体の励起によって誘発される外部磁場ノイズは、特に 1200 ～ 2000 Hz の間で支配的です。さらに、異なる励起下での外部音場分布は一般に同じです。外部場の総音圧レベルの寄与は、流体励起 (129.2 dB) > 回転双極子励起 (137.3 dB) > 表面双極子励起 (136.3 dB) の順に並べられます。

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著者らは、中国国家自然科学財団（番号 51879122、51779106）、中国国家重点研究開発プログラム（補助金番号 2016YFB0200901、2017YFC0804107）、鎮江重点研究開発計画（GY2017001、GY2018025）からの財政的支援に感謝します。教育部流体動力機械重点研究室の公開研究課題、西華大学（szjj2017-094、szjj2016068）、四川省プロセス機器制御重点研究室（GK201614、GK201816）、江蘇大学若手人材育成プログラム-優秀な若手バックボーン教師、江蘇高等教育機関 (PAPD) のプログラム開発、および江蘇トップ 6 人材サミットプロジェクト (GDZB-017)。

国立ポンプ研究センター、江蘇大学、鎮江市、212013、中国

フーリン・リウ＆リャン・ドン

江蘇大学流体機械工学技術研究センター、鎮江市、212013、中国

Runze Zhou、Qi Pan、Qijiang Ma、ZhiMing Cheng、Xiaolin Wang

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HL はアイデアを生み出し、研究の実施を指導する責任がありました。 RZ は原案、レビュー、編集の執筆に貢献しました。 QP は数値シミュレーションと実験を実施しました。 LD、QM、ZC、XW は、出版物の品質を向上させるために、建設的な議論、修正、コメントに貢献してくれました。

梁東への対応。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

シュプリンガーネイチャーは、発行された地図および所属機関における管轄権の主張に関して中立を保ちます。

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転載と許可

Liu、H.、Zhou、R.、Pan、Q. 他さまざまな励起源によって引き起こされる船舶用ポンプユニットの騒音スペクトル特性。 Sci Rep 12、8678 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-12755-8

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受信日: 2021 年 11 月 26 日

受理日: 2022 年 5 月 16 日

公開日: 2022 年 5 月 23 日

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

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