導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器無空化噪聲數(shù)值預(yù)報研究

劉 強(qiáng)，王永生，易文彬，蘇永生

（海軍工程大學(xué) 動力工程學(xué)院，武漢 430033）

0 引 言

導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器是一種提供大推力且具有良好機(jī)動性和操縱性的推進(jìn)器，被廣泛應(yīng)用于拖船、輔助測量船、鉆井平臺等[1-2]。導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器通常工作在動態(tài)定位環(huán)境中，其進(jìn)流條件不斷發(fā)生變化，易產(chǎn)生干擾船載水下勘探和水聲測量設(shè)備工作的噪聲[3]。因此準(zhǔn)確預(yù)報導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器噪聲，尋找主要噪聲源并采取有效降噪措施，可為改善探測設(shè)備工作環(huán)境提供一個有效途徑。

推進(jìn)器水下輻射噪聲準(zhǔn)確預(yù)報的前提是推進(jìn)器水動力性能的準(zhǔn)確模擬。國內(nèi)外很多學(xué)者對導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的水動力性能展開了大量的研究工作。Funeno[4]采用不可壓粘性計算流體力學(xué)方法準(zhǔn)確模擬了導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的水動力性能，并將計算結(jié)果同試驗(yàn)值進(jìn)行對比，驗(yàn)證了數(shù)值計算方法的準(zhǔn)確性，同時還研究了導(dǎo)管、螺旋槳、支架以及槳榖等相互作用對推進(jìn)器水動力性能的影響。文獻(xiàn)[5]以拖船用導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器為研究對象，采用計算流體力學(xué)方法對導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器進(jìn)行了水力設(shè)計，并討論了螺旋槳、導(dǎo)管和支柱等對推進(jìn)器水動力性能的影響。Pacuraru等人[6]采用雷諾時均方法求解了導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的粘性流場，研究了螺旋槳、導(dǎo)管、支柱和齒輪箱等部件之間的相互作用。文獻(xiàn)[7-8]采用粒子圖像測速技術(shù)（PIV）分別對敞水條件下、位于平板下方、位于船底下方以及位于船首兩側(cè)等情況的導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器尾流進(jìn)行測量，研究了推進(jìn)器的傾斜程度、平板和船底半徑對尾流特性的影響，為數(shù)值計算提供了驗(yàn)證材料。但是有關(guān)導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器噪聲計算的文獻(xiàn)并不多見。

本文首先驗(yàn)證了聲學(xué)計算方法的有效性和準(zhǔn)確性。然后以非均勻進(jìn)流條件下導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器為研究對象，計算了導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)流場，得到導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器壁面單元的脈動壓力。在此基礎(chǔ)上采用扇聲源方法結(jié)合邊界元方法從頻域上對導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器無空化噪聲進(jìn)行數(shù)值預(yù)報。最后研究了導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器不同部件噪聲對總噪聲的貢獻(xiàn)。

1 聲學(xué)計算方法驗(yàn)證

本文采用的聲學(xué)計算方法分為靜止聲源噪聲預(yù)報方法和旋轉(zhuǎn)聲源噪聲預(yù)報方法。靜止聲源噪聲預(yù)報方法是以靜止物體表面偶極子的噪聲源強(qiáng)度為邊界條件，采用基于聲相似理論的邊界元方法在頻域內(nèi)數(shù)值求解聲學(xué)方程，從而得到空間內(nèi)任意一點(diǎn)的聲壓。由于邊界元方法較為成熟且應(yīng)用廣泛，故在此不作詳述。旋轉(zhuǎn)聲源噪聲預(yù)報方法是在扇聲源方法求解運(yùn)動物體表面旋轉(zhuǎn)偶極子噪聲源強(qiáng)度的基礎(chǔ)上結(jié)合邊界元方法求解空間內(nèi)任意一點(diǎn)的聲壓。該方法的基本步驟是首先將運(yùn)動物體壁面的噪聲源強(qiáng)度通過數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)移得到每一個部分壁面的噪聲源強(qiáng)度；然后采用扇聲源方法將每一個部分的力源等效為若干個旋轉(zhuǎn)偶極子；最后以旋轉(zhuǎn)偶極子作為邊界條件采用邊界元方法分別計算每一個部分產(chǎn)生的噪聲后將結(jié)果進(jìn)行復(fù)數(shù)疊加，得到運(yùn)動物體產(chǎn)生的總聲場。

為了校驗(yàn)上述噪聲預(yù)報方法的計算精度，以一個均勻進(jìn)流條件下四葉螺旋槳（E779A）負(fù)載噪聲的計算模型作為驗(yàn)證對象。參照文獻(xiàn)[10]的試驗(yàn)條件，采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對螺旋槳及計算域進(jìn)行離散，計算域進(jìn)流面設(shè)置為速度進(jìn)口，出流面設(shè)置為壓力出口，控制體外邊界設(shè)置為開放邊界。設(shè)置螺旋槳轉(zhuǎn)速為707.3 rpm，采用SST湍流模型求得不同進(jìn)速系數(shù)（0.3-1.2）下的推力系數(shù)KT和力矩系數(shù)KQ，如圖1所示。由圖1可知，在較大的進(jìn)速系數(shù)范圍內(nèi)推力系數(shù)和力矩系數(shù)都與試驗(yàn)值吻合較好，推力系數(shù)最大誤差為3.5%，力矩系數(shù)最大誤差為3.7%，從而說明流場數(shù)值計算方法的準(zhǔn)確性。

為了與文獻(xiàn)值進(jìn)行比較，將該槳設(shè)定為同文獻(xiàn)[11]相同的工作條件：來流速度為8.395 m/s，進(jìn)速系數(shù)為0.88，螺旋槳轉(zhuǎn)速為2 518.5 r/min。在計算得到螺旋槳在該工作條件下的穩(wěn)態(tài)流場后，采用分離渦（DES）方法對螺旋槳進(jìn)行瞬態(tài)流場計算，每個時間步長槳葉轉(zhuǎn)動3°。待槳葉穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)10圈后，提取最后一圈槳葉表面的脈動壓力，采用扇聲源方法結(jié)合邊界元方法計算了螺旋槳的負(fù)載噪聲（徑向測點(diǎn)），并與文獻(xiàn)值進(jìn)行比較，如圖2所示。由圖2可知，采用扇聲源方法結(jié)合邊界元方法得到的計算結(jié)果與文獻(xiàn)值吻合較好，尤其是在葉頻（167 Hz）。由此驗(yàn)證了旋轉(zhuǎn)聲源噪聲預(yù)報方法的有效性和準(zhǔn)確性。

圖1 螺旋槳敞水性能曲線Fig.1 Open water performance curves of propeller

圖2 螺旋槳負(fù)載噪聲計算結(jié)果對比Fig.2 Comparison of loading noise of propeller

2 導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器流場數(shù)值計算與分析

2.1 流場數(shù)值計算模型

本文的研究對象為位于船體下方的導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器，其中螺旋槳直徑D=1.65 m，槳葉數(shù)為4，螺距比為1.2。流場計算域相關(guān)參數(shù)如圖3所示，進(jìn)口邊界距船艏為L（L為船長）；出口邊界距船艉為2L；側(cè)邊界距船側(cè)為1.5L；下邊界距船底為1.5L。采用四面體網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格相結(jié)合的劃分方式對船體和導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器組成的系統(tǒng)進(jìn)行空間離散，其中船體和推進(jìn)器組成的內(nèi)域采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格離散，外域采用全結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格離散，整個流場計算域網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為1 464萬。在設(shè)置計算域邊界條件時進(jìn)流面采用速度進(jìn)口，出流面采用壓力出口。來流速度為6 knots，螺旋槳轉(zhuǎn)速為316 r/min。

圖3 流場計算域及邊界條件設(shè)置Fig.3 Calculation domain and boundary condition

2.2 瞬態(tài)流場計算

在計算導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器瞬態(tài)流場之前，首先采用與第1節(jié)相同的流場數(shù)值計算方法對船體和導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器組成的系統(tǒng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)流場計算。在得到該系統(tǒng)在自航點(diǎn)處的相關(guān)流場參數(shù)后，以穩(wěn)態(tài)流場計算結(jié)果為初值，采用分離渦模擬（DES）計算該系統(tǒng)的瞬態(tài)流動特性，計算時間步長設(shè)定為螺旋槳旋轉(zhuǎn)0.8°所需時間即為422 μs，有效分析頻率為1 185 Hz。在計算瞬態(tài)流場時進(jìn)口設(shè)定為速度邊界條件；出口設(shè)定為壓力邊界條件；螺旋槳與導(dǎo)管的動靜耦合選用滑移網(wǎng)格（Sliding mesh）模型。

瞬態(tài)流場計算時在導(dǎo)管槳槳葉與支柱之間布置了3個監(jiān)控點(diǎn)，如圖4（a）所示。待瞬態(tài)流場計算穩(wěn)定后，提取最后一圈導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器表面的脈動壓力進(jìn)行噪聲計算。圖4（b）和（c）分別為不同監(jiān)控點(diǎn)的脈動壓力時域曲線和頻域曲線。由圖4可知，脈動流場已基本穩(wěn)定，滿足聲場計算要求。在時域上一個周期內(nèi)監(jiān)控點(diǎn)的脈動壓力呈現(xiàn)4個峰值；在頻域上脈動壓力的主要峰值頻率點(diǎn)在葉頻及其諧頻，且由葉根到葉梢監(jiān)控點(diǎn)A、B和C脈動壓力幅值逐漸增大，符合研究對象的基本物理規(guī)律。

圖4 監(jiān)控點(diǎn)脈動壓力Fig.4 Pressure fluctuations on the monitoring points

3 導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器無空化噪聲計算與分析

3.1 噪聲源強(qiáng)度計算與分析

在聲場計算之前，需要將瞬態(tài)流場計算結(jié)果通過數(shù)據(jù)映射由流場網(wǎng)格轉(zhuǎn)移到聲學(xué)網(wǎng)格上。為了保證聲學(xué)網(wǎng)格法向方向全部指向流體域，同時保證數(shù)據(jù)映射的完整性和準(zhǔn)確性，根據(jù)導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器幾何劃分聲學(xué)網(wǎng)格，通過距離加權(quán)平均算法，將流場節(jié)點(diǎn)的脈動壓力映射到聲學(xué)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)上。在此基礎(chǔ)上通過快速傅里葉變換（FFT）將導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器壁面聲學(xué)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)上的時域脈動壓力變換到頻域，以此作為聲源進(jìn)行導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器無空化噪聲的計算。圖5為導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的噪聲源強(qiáng)度分布（以葉頻及其諧頻為例）。由圖5可知，導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器噪聲源強(qiáng)度從葉頻（Blade Passing F-requency，BPF）到四倍葉頻依次下降，壁面脈動壓力幅值最強(qiáng)位置主要集中在槳葉的導(dǎo)邊以及導(dǎo)管內(nèi)壁面靠近槳葉葉梢的部分。在葉頻處脈動壓力較強(qiáng)區(qū)域主要在槳葉前方的導(dǎo)管內(nèi)壁面上，在槳葉的導(dǎo)邊上也有較高的噪聲源強(qiáng)度。在諧頻（2BPF、3BPF和4BPF）處脈動壓力較強(qiáng)區(qū)域主要在槳葉的導(dǎo)邊上。

圖5 噪聲源強(qiáng)度分布Fig.5 Distribution of acoustic source intensity

3.2 靜止部件噪聲計算

由于導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器既有旋轉(zhuǎn)的螺旋槳也有導(dǎo)管、支架等靜止部件，故在計算導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器噪聲時將旋轉(zhuǎn)部件噪聲和靜止部件噪聲分開計算，然后將兩部分聲場結(jié)果疊加得到總聲場。圖6為導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器不同部件的幾何，其中旋轉(zhuǎn)部件主要是槳葉和與之相連的槳轂，靜止部件主要是導(dǎo)管、槳轂（不旋轉(zhuǎn)）、支柱、支架等。

圖6 不同部件幾何示意圖Fig.6 Sketch of geometry corresponding to different parts

在計算導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器噪聲時測點(diǎn)布置在水平方向360°范圍內(nèi)，距導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器中心50 m，測點(diǎn)之間間隔為3°，總共布置了120個測點(diǎn)（如圖7所示）。因測點(diǎn)距導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的距離遠(yuǎn)大于導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的尺寸，故假設(shè)導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的等效聲源中心與導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的幾何中心重合。在計算測點(diǎn)聲源級時，根據(jù)遠(yuǎn)場計算結(jié)果采用球面波衰減規(guī)律進(jìn)行距離修正，得到距等效聲源中心1 m處的聲源級[12]。

圖8（a）為采用邊界元方法計算得到了導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器靜止部件右舷徑向測點(diǎn)在1 000 Hz以內(nèi)的聲源級頻譜曲線。由圖8（a）可知，徑向測點(diǎn)聲源級最大值對應(yīng)的頻率為葉頻，線譜主要集中在200 Hz以內(nèi)，200-1 000 Hz的噪聲對寬帶聲源級貢獻(xiàn)很小。由3.1節(jié)的分析可知，在葉頻處脈動壓力較強(qiáng)區(qū)域主要在導(dǎo)管內(nèi)壁面上，對應(yīng)的壁面脈動力主要在徑向，這與圖8（a）中的噪聲結(jié)果相對應(yīng)。圖8（b）為靜止部件在水平方向360°范圍內(nèi)不同測點(diǎn)的寬帶聲源級指向性。由圖8（b）可以看出，靜止部件的指向性呈現(xiàn)8字形分布，且在徑向測點(diǎn)總聲級最大。

圖7 測點(diǎn)布置示意圖Fig.7 Sketch of field point collocation

圖8 導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器靜止部件噪聲Fig.8 Stationary component noise of duct azimuth thruster

3.3 旋轉(zhuǎn)部件噪聲計算

在采用扇聲源方法結(jié)合邊界元方法計算導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器旋轉(zhuǎn)部件噪聲時，需要將旋轉(zhuǎn)部件模型看作是四個獨(dú)立的單個葉片模型。按照旋轉(zhuǎn)聲源噪聲計算思路，首先將旋轉(zhuǎn)部件的噪聲源強(qiáng)度通過數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)移得到每一個葉片的噪聲源強(qiáng)度。然后采用扇聲源方法將每一個葉片上的力源等效為若干個旋轉(zhuǎn)偶極子（如圖9所示）。最后以旋轉(zhuǎn)偶極子作為邊界條件，同時考慮靜止部件的聲反射及散射作用，分別計算每一個葉片產(chǎn)生的噪聲后將結(jié)果進(jìn)行復(fù)數(shù)疊加，得到旋轉(zhuǎn)部件的總聲場。在采用扇聲源方法時需要注意坐標(biāo)系的Z方向指向旋轉(zhuǎn)軸所在的軸線，X方向表示葉片的徑向方向（旋轉(zhuǎn)中心指向葉片幾何中心的方向），因此對每一個葉片分別建立局部坐標(biāo)系，以滿足不同葉片之間的相位關(guān)系。

圖9 等效旋轉(zhuǎn)偶極子示意圖Fig.9 Sketch of rotating equivalent dipole

圖10 螺旋槳前方進(jìn)流面的速度分布Fig.10 Velocity distribution at the inflow plane before propeller

圖11導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器旋轉(zhuǎn)部件噪聲Fig.11 Rotating component noise of duct azimuth thruster

圖11 （a）為采用扇聲源方法結(jié)合邊界元方法計算得到的導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器旋轉(zhuǎn)部件尾部軸向測點(diǎn)在1 000 Hz以內(nèi)的聲源級頻譜曲線。由圖11（a）可知，軸向測點(diǎn)噪聲在葉頻及其諧頻處存在線譜，且在三倍葉頻處聲源級最大，在200-1 000 Hz頻率范圍內(nèi)的噪聲對寬帶聲源級貢獻(xiàn)很小。這可能是由于導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器具有水平支架和豎直支柱，并且支架下方的支柱距導(dǎo)管槳距離稍遠(yuǎn)影響較弱，使得導(dǎo)管槳的軸向進(jìn)流出現(xiàn)三個低速區(qū)（如圖10所示），因此軸向測點(diǎn)噪聲在三倍葉頻處最大。圖11（b）為旋轉(zhuǎn)部件在水平方向360°范圍內(nèi)不同測點(diǎn)的寬帶聲源級指向性。由圖11（b）可以看出，與傳統(tǒng)螺旋槳的8字形指向性不同，旋轉(zhuǎn)部件的指向性呈現(xiàn)斜橢圓形分布，這是由于非均勻流場中螺旋槳的旋轉(zhuǎn)效應(yīng)以及螺旋槳存在一定側(cè)斜引起的。

3.4 總噪聲計算與主要噪聲源分析

導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的總噪聲是靜止部件噪聲和旋轉(zhuǎn)部件噪聲的合成。在得到靜止部件和旋轉(zhuǎn)部件測點(diǎn)聲壓的基礎(chǔ)上，對同一測點(diǎn)上的聲壓進(jìn)行復(fù)數(shù)疊加，即得到該測點(diǎn)的導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器總噪聲。圖12為導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器總噪聲對應(yīng)的寬帶聲源級指向性。該指向性呈現(xiàn)橢圓形，且徑向測點(diǎn)的聲源級比軸向測點(diǎn)略大。

為進(jìn)一步分析不同部件噪聲對總噪聲的貢獻(xiàn)量，以確定主要噪聲源，比較了不同部件噪聲對應(yīng)的寬帶聲源級指向性，如圖13所示。由圖可知，旋轉(zhuǎn)部件噪聲（主要來源于槳葉導(dǎo)邊的脈動壓力）是軸向測點(diǎn)噪聲的主要貢獻(xiàn)者，靜止部件噪聲（主要來源于導(dǎo)管內(nèi)壁面的脈動壓力）是徑向測點(diǎn)噪聲的主要貢獻(xiàn)者。對于旋轉(zhuǎn)部件而言，其軸向推力占主要成分，使得旋轉(zhuǎn)部件對應(yīng)的聲場在軸向測點(diǎn)較大。但由于螺旋槳存在一定的側(cè)斜，使其產(chǎn)生一定的徑向力，因此旋轉(zhuǎn)部件對徑向測點(diǎn)噪聲的貢獻(xiàn)不可忽略。由噪聲源強(qiáng)度分析可知，導(dǎo)管內(nèi)壁面與螺旋槳相互作用區(qū)域脈動壓力較強(qiáng)，其對應(yīng)的壁面脈動力主要在徑向，使得靜止部件對應(yīng)的聲場在徑向測點(diǎn)較大。因此本研究的導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器總噪聲在徑向測點(diǎn)的聲源級要比軸向測點(diǎn)略大。

圖12 總噪聲的寬帶聲源級指向性Fig.12 Directivity of wide band sound source level of total noise

圖13 不同部件噪聲的寬帶聲源級指向性Fig.13 Directivity of wide band sound source level corresponding to different parts

4 結(jié) 論

本文以非均勻進(jìn)流條件下導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器為研究對象，借助Virtual Lab軟件平臺，采用扇聲源方法結(jié)合邊界元方法對導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器無空化噪聲進(jìn)行了數(shù)值預(yù)報，研究了導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器不同部件噪聲對總噪聲的貢獻(xiàn)，從計算結(jié)果分析可以得到如下結(jié)論：

（1）采用扇聲源方法結(jié)合邊界元方法能夠預(yù)報導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器無空化噪聲，為導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器的噪聲性能評估提供一個新方法。

（2）在葉頻處脈動壓力較強(qiáng)區(qū)域主要在槳葉前方的導(dǎo)管內(nèi)壁面上，在槳葉的導(dǎo)邊上也有較高的噪聲源強(qiáng)度；在諧頻處脈動壓力較強(qiáng)區(qū)域主要在槳葉的導(dǎo)邊上。

（3）徑向測點(diǎn)聲源級最大值對應(yīng)的頻率為葉頻，線譜主要集中在低頻；軸向測點(diǎn)噪聲在葉頻及其諧頻處存在線譜，且在三倍葉頻處聲源級最大，這是由于豎直支柱和水平支架使導(dǎo)管槳進(jìn)流產(chǎn)生三個低速區(qū)引起的。

（4）靜止部件噪聲是徑向測點(diǎn)噪聲的主要貢獻(xiàn)者，旋轉(zhuǎn)部件噪聲是軸向測點(diǎn)噪聲的主要貢獻(xiàn)者。

（5）靜止部件噪聲和旋轉(zhuǎn)部件噪聲合成后的導(dǎo)管槳方位推進(jìn)器總噪聲對應(yīng)的寬帶聲源級指向性呈橢圓形。

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