导管桨方位推进器无空化噪声数值预报研究

刘 强，王永生，易文彬，苏永生

（海军工程大学 动力工程学院，武汉 430033）

0 引 言

导管桨方位推进器是一种提供大推力且具有良好机动性和操纵性的推进器，被广泛应用于拖船、辅助测量船、钻井平台等[1-2]。导管桨方位推进器通常工作在动态定位环境中，其进流条件不断发生变化，易产生干扰船载水下勘探和水声测量设备工作的噪声[3]。因此准确预报导管桨方位推进器噪声，寻找主要噪声源并采取有效降噪措施，可为改善探测设备工作环境提供一个有效途径。

推进器水下辐射噪声准确预报的前提是推进器水动力性能的准确模拟。国内外很多学者对导管桨方位推进器的水动力性能展开了大量的研究工作。Funeno[4]采用不可压粘性计算流体力学方法准确模拟了导管桨方位推进器的水动力性能，并将计算结果同试验值进行对比，验证了数值计算方法的准确性，同时还研究了导管、螺旋桨、支架以及桨榖等相互作用对推进器水动力性能的影响。文献[5]以拖船用导管桨方位推进器为研究对象，采用计算流体力学方法对导管桨方位推进器进行了水力设计，并讨论了螺旋桨、导管和支柱等对推进器水动力性能的影响。Pacuraru等人[6]采用雷诺时均方法求解了导管桨方位推进器的粘性流场，研究了螺旋桨、导管、支柱和齿轮箱等部件之间的相互作用。文献[7-8]采用粒子图像测速技术（PIV）分别对敞水条件下、位于平板下方、位于船底下方以及位于船首两侧等情况的导管桨方位推进器尾流进行测量，研究了推进器的倾斜程度、平板和船底半径对尾流特性的影响，为数值计算提供了验证材料。但是有关导管桨方位推进器噪声计算的文献并不多见。

本文首先验证了声学计算方法的有效性和准确性。然后以非均匀进流条件下导管桨方位推进器为研究对象，计算了导管桨方位推进器的稳态和瞬态流场，得到导管桨方位推进器壁面单元的脉动压力。在此基础上采用扇声源方法结合边界元方法从频域上对导管桨方位推进器无空化噪声进行数值预报。最后研究了导管桨方位推进器不同部件噪声对总噪声的贡献。

1 声学计算方法验证

本文采用的声学计算方法分为静止声源噪声预报方法和旋转声源噪声预报方法。静止声源噪声预报方法是以静止物体表面偶极子的噪声源强度为边界条件，采用基于声相似理论的边界元方法在频域内数值求解声学方程，从而得到空间内任意一点的声压。由于边界元方法较为成熟且应用广泛，故在此不作详述。旋转声源噪声预报方法是在扇声源方法求解运动物体表面旋转偶极子噪声源强度的基础上结合边界元方法求解空间内任意一点的声压。该方法的基本步骤是首先将运动物体壁面的噪声源强度通过数据转移得到每一个部分壁面的噪声源强度；然后采用扇声源方法将每一个部分的力源等效为若干个旋转偶极子；最后以旋转偶极子作为边界条件采用边界元方法分别计算每一个部分产生的噪声后将结果进行复数叠加，得到运动物体产生的总声场。

为了校验上述噪声预报方法的计算精度，以一个均匀进流条件下四叶螺旋桨（E779A）负载噪声的计算模型作为验证对象。参照文献[10]的试验条件，采用六面体结构化网格对螺旋桨及计算域进行离散，计算域进流面设置为速度进口，出流面设置为压力出口，控制体外边界设置为开放边界。设置螺旋桨转速为707.3 rpm，采用SST湍流模型求得不同进速系数（0.3-1.2）下的推力系数KT和力矩系数KQ，如图1所示。由图1可知，在较大的进速系数范围内推力系数和力矩系数都与试验值吻合较好，推力系数最大误差为3.5%，力矩系数最大误差为3.7%，从而说明流场数值计算方法的准确性。

为了与文献值进行比较，将该桨设定为同文献[11]相同的工作条件：来流速度为8.395 m/s，进速系数为0.88，螺旋桨转速为2 518.5 r/min。在计算得到螺旋桨在该工作条件下的稳态流场后，采用分离涡（DES）方法对螺旋桨进行瞬态流场计算，每个时间步长桨叶转动3°。待桨叶稳定旋转10圈后，提取最后一圈桨叶表面的脉动压力，采用扇声源方法结合边界元方法计算了螺旋桨的负载噪声（径向测点），并与文献值进行比较，如图2所示。由图2可知，采用扇声源方法结合边界元方法得到的计算结果与文献值吻合较好，尤其是在叶频（167 Hz）。由此验证了旋转声源噪声预报方法的有效性和准确性。

图1 螺旋桨敞水性能曲线Fig.1 Open water performance curves of propeller

图2 螺旋桨负载噪声计算结果对比Fig.2 Comparison of loading noise of propeller

2 导管桨方位推进器流场数值计算与分析

2.1 流场数值计算模型

本文的研究对象为位于船体下方的导管桨方位推进器，其中螺旋桨直径D=1.65 m，桨叶数为4，螺距比为1.2。流场计算域相关参数如图3所示，进口边界距船艏为L（L为船长）；出口边界距船艉为2L；侧边界距船侧为1.5L；下边界距船底为1.5L。采用四面体网格和六面体网格相结合的划分方式对船体和导管桨方位推进器组成的系统进行空间离散，其中船体和推进器组成的内域采用非结构化四面体网格离散，外域采用全结构化六面体网格离散，整个流场计算域网格节点数为1 464万。在设置计算域边界条件时进流面采用速度进口，出流面采用压力出口。来流速度为6 knots，螺旋桨转速为316 r/min。

图3 流场计算域及边界条件设置Fig.3 Calculation domain and boundary condition

2.2 瞬态流场计算

在计算导管桨方位推进器瞬态流场之前，首先采用与第1节相同的流场数值计算方法对船体和导管桨方位推进器组成的系统进行稳态流场计算。在得到该系统在自航点处的相关流场参数后，以稳态流场计算结果为初值，采用分离涡模拟（DES）计算该系统的瞬态流动特性，计算时间步长设定为螺旋桨旋转0.8°所需时间即为422 μs，有效分析频率为1 185 Hz。在计算瞬态流场时进口设定为速度边界条件；出口设定为压力边界条件；螺旋桨与导管的动静耦合选用滑移网格（Sliding mesh）模型。

瞬态流场计算时在导管桨桨叶与支柱之间布置了3个监控点，如图4（a）所示。待瞬态流场计算稳定后，提取最后一圈导管桨方位推进器表面的脉动压力进行噪声计算。图4（b）和（c）分别为不同监控点的脉动压力时域曲线和频域曲线。由图4可知，脉动流场已基本稳定，满足声场计算要求。在时域上一个周期内监控点的脉动压力呈现4个峰值；在频域上脉动压力的主要峰值频率点在叶频及其谐频，且由叶根到叶梢监控点A、B和C脉动压力幅值逐渐增大，符合研究对象的基本物理规律。

图4 监控点脉动压力Fig.4 Pressure fluctuations on the monitoring points

3 导管桨方位推进器无空化噪声计算与分析

3.1 噪声源强度计算与分析

在声场计算之前，需要将瞬态流场计算结果通过数据映射由流场网格转移到声学网格上。为了保证声学网格法向方向全部指向流体域，同时保证数据映射的完整性和准确性，根据导管桨方位推进器几何划分声学网格，通过距离加权平均算法，将流场节点的脉动压力映射到声学网格节点上。在此基础上通过快速傅里叶变换（FFT）将导管桨方位推进器壁面声学网格节点上的时域脉动压力变换到频域，以此作为声源进行导管桨方位推进器无空化噪声的计算。图5为导管桨方位推进器的噪声源强度分布（以叶频及其谐频为例）。由图5可知，导管桨方位推进器噪声源强度从叶频（Blade Passing F-requency，BPF）到四倍叶频依次下降，壁面脉动压力幅值最强位置主要集中在桨叶的导边以及导管内壁面靠近桨叶叶梢的部分。在叶频处脉动压力较强区域主要在桨叶前方的导管内壁面上，在桨叶的导边上也有较高的噪声源强度。在谐频（2BPF、3BPF和4BPF）处脉动压力较强区域主要在桨叶的导边上。

图5 噪声源强度分布Fig.5 Distribution of acoustic source intensity

3.2 静止部件噪声计算

由于导管桨方位推进器既有旋转的螺旋桨也有导管、支架等静止部件，故在计算导管桨方位推进器噪声时将旋转部件噪声和静止部件噪声分开计算，然后将两部分声场结果叠加得到总声场。图6为导管桨方位推进器不同部件的几何，其中旋转部件主要是桨叶和与之相连的桨毂，静止部件主要是导管、桨毂（不旋转）、支柱、支架等。

图6 不同部件几何示意图Fig.6 Sketch of geometry corresponding to different parts

在计算导管桨方位推进器噪声时测点布置在水平方向360°范围内，距导管桨方位推进器中心50 m，测点之间间隔为3°，总共布置了120个测点（如图7所示）。因测点距导管桨方位推进器的距离远大于导管桨方位推进器的尺寸，故假设导管桨方位推进器的等效声源中心与导管桨方位推进器的几何中心重合。在计算测点声源级时，根据远场计算结果采用球面波衰减规律进行距离修正，得到距等效声源中心1 m处的声源级[12]。

图8（a）为采用边界元方法计算得到了导管桨方位推进器静止部件右舷径向测点在1 000 Hz以内的声源级频谱曲线。由图8（a）可知，径向测点声源级最大值对应的频率为叶频，线谱主要集中在200 Hz以内，200-1 000 Hz的噪声对宽带声源级贡献很小。由3.1节的分析可知，在叶频处脉动压力较强区域主要在导管内壁面上，对应的壁面脉动力主要在径向，这与图8（a）中的噪声结果相对应。图8（b）为静止部件在水平方向360°范围内不同测点的宽带声源级指向性。由图8（b）可以看出，静止部件的指向性呈现8字形分布，且在径向测点总声级最大。

图7 测点布置示意图Fig.7 Sketch of field point collocation

图8 导管桨方位推进器静止部件噪声Fig.8 Stationary component noise of duct azimuth thruster

3.3 旋转部件噪声计算

在采用扇声源方法结合边界元方法计算导管桨方位推进器旋转部件噪声时，需要将旋转部件模型看作是四个独立的单个叶片模型。按照旋转声源噪声计算思路，首先将旋转部件的噪声源强度通过数据转移得到每一个叶片的噪声源强度。然后采用扇声源方法将每一个叶片上的力源等效为若干个旋转偶极子（如图9所示）。最后以旋转偶极子作为边界条件，同时考虑静止部件的声反射及散射作用，分别计算每一个叶片产生的噪声后将结果进行复数叠加，得到旋转部件的总声场。在采用扇声源方法时需要注意坐标系的Z方向指向旋转轴所在的轴线，X方向表示叶片的径向方向（旋转中心指向叶片几何中心的方向），因此对每一个叶片分别建立局部坐标系，以满足不同叶片之间的相位关系。

图9 等效旋转偶极子示意图Fig.9 Sketch of rotating equivalent dipole

图10 螺旋桨前方进流面的速度分布Fig.10 Velocity distribution at the inflow plane before propeller

图11导管桨方位推进器旋转部件噪声Fig.11 Rotating component noise of duct azimuth thruster

图11 （a）为采用扇声源方法结合边界元方法计算得到的导管桨方位推进器旋转部件尾部轴向测点在1 000 Hz以内的声源级频谱曲线。由图11（a）可知，轴向测点噪声在叶频及其谐频处存在线谱，且在三倍叶频处声源级最大，在200-1 000 Hz频率范围内的噪声对宽带声源级贡献很小。这可能是由于导管桨方位推进器具有水平支架和竖直支柱，并且支架下方的支柱距导管桨距离稍远影响较弱，使得导管桨的轴向进流出现三个低速区（如图10所示），因此轴向测点噪声在三倍叶频处最大。图11（b）为旋转部件在水平方向360°范围内不同测点的宽带声源级指向性。由图11（b）可以看出，与传统螺旋桨的8字形指向性不同，旋转部件的指向性呈现斜椭圆形分布，这是由于非均匀流场中螺旋桨的旋转效应以及螺旋桨存在一定侧斜引起的。

3.4 总噪声计算与主要噪声源分析

导管桨方位推进器的总噪声是静止部件噪声和旋转部件噪声的合成。在得到静止部件和旋转部件测点声压的基础上，对同一测点上的声压进行复数叠加，即得到该测点的导管桨方位推进器总噪声。图12为导管桨方位推进器总噪声对应的宽带声源级指向性。该指向性呈现椭圆形，且径向测点的声源级比轴向测点略大。

为进一步分析不同部件噪声对总噪声的贡献量，以确定主要噪声源，比较了不同部件噪声对应的宽带声源级指向性，如图13所示。由图可知，旋转部件噪声（主要来源于桨叶导边的脉动压力）是轴向测点噪声的主要贡献者，静止部件噪声（主要来源于导管内壁面的脉动压力）是径向测点噪声的主要贡献者。对于旋转部件而言，其轴向推力占主要成分，使得旋转部件对应的声场在轴向测点较大。但由于螺旋桨存在一定的侧斜，使其产生一定的径向力，因此旋转部件对径向测点噪声的贡献不可忽略。由噪声源强度分析可知，导管内壁面与螺旋桨相互作用区域脉动压力较强，其对应的壁面脉动力主要在径向，使得静止部件对应的声场在径向测点较大。因此本研究的导管桨方位推进器总噪声在径向测点的声源级要比轴向测点略大。

图12 总噪声的宽带声源级指向性Fig.12 Directivity of wide band sound source level of total noise

图13 不同部件噪声的宽带声源级指向性Fig.13 Directivity of wide band sound source level corresponding to different parts

4 结 论

本文以非均匀进流条件下导管桨方位推进器为研究对象，借助Virtual Lab软件平台，采用扇声源方法结合边界元方法对导管桨方位推进器无空化噪声进行了数值预报，研究了导管桨方位推进器不同部件噪声对总噪声的贡献，从计算结果分析可以得到如下结论：

（1）采用扇声源方法结合边界元方法能够预报导管桨方位推进器无空化噪声，为导管桨方位推进器的噪声性能评估提供一个新方法。

（2）在叶频处脉动压力较强区域主要在桨叶前方的导管内壁面上，在桨叶的导边上也有较高的噪声源强度；在谐频处脉动压力较强区域主要在桨叶的导边上。

（3）径向测点声源级最大值对应的频率为叶频，线谱主要集中在低频；轴向测点噪声在叶频及其谐频处存在线谱，且在三倍叶频处声源级最大，这是由于竖直支柱和水平支架使导管桨进流产生三个低速区引起的。

（4）静止部件噪声是径向测点噪声的主要贡献者，旋转部件噪声是轴向测点噪声的主要贡献者。

（5）静止部件噪声和旋转部件噪声合成后的导管桨方位推进器总噪声对应的宽带声源级指向性呈椭圆形。

[1]Marintek K K.Dynamics of propeller blade and duct loading on ventilated thrusters in dynamic positioning mode[C]//Dynamic Positioning Conference.Houston,USA,2007.

[2]Igeta M,Yuan H B.Development and performance estimates of a ducted tandem CRP[C]//Third International Symposium on Marine Propolsors.Tasmania,Australia,2013.

[3]Fisher R.Bow thruster induced noise and vibration[C]//Dynamic Positioning Conference.Houston,USA,2000.

[4]Funeno I.Hydrodynamic optimal design of ducted azimuth thrusters[C]//First International Symposium on Marine Propulsors.Trondheim,Norway,2009.

[5]Park J H,Chung K N,Chang B J,et al.A study of hydraulic design of a ducted azimuth thruster[C]//Proceedings of the ASME 2012 Fluids Engineering Summer Meeting.Rio Grande,Puerto Rico,2012.

[6]Pacuraru F,Lungu A,Ungureanu C,et al.Numerical simulation of the flow around a steerable propulsion unit[C]//25th IAHR Symposium on Hydraulic Machinery and Systems.Timisoara,Romania,2010.

[7]Cozijn J L,Hallmann R.The wake flow behind azimuthing thrusters:measurements in open water,under a plate and under a barge[C]//Proceedings of the ASME 2012 31st International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering.Rio de Janeiro,Brazil,2012.

[8]Cozijn J L,Hallmann R.Thruster-interaction effects on a dp shuttle tanker-wake flow measurements of the main propeller and bow tunnel thrusters[C]//Proceedings of the ASME 2014 33rd International Conference on Ocean,Offshore and Arctic Engineering.San Francisco,California,USA,2014.

[9]Choi H L,Duck J L.Development of the numerical method for calculating sound radiation from a rotating dipole source in an opened thin duct[J].Journal of Sound and Vibration,2006(295):739-752.

[10]Vaz G.Modelling of sheet cavitation on hydrofoils and marine propellers using boundary element methods[D].Portugal:Universidade Tecnica de Lisboa,2005.

[11]付 建,王永生.基于点源模型的螺旋桨负载噪声频域预报[J].华中科技大学学报(自然科学版),2014,42(4):77-80.Fu Jian,Wang Yongsheng.Predicting the loading noise of propeller based on point source model in frequency domain[J].J Huazhong Univ.of Sci.&Tech.(Natural Science Edition),2014,42(4):77-80.

[12]王之程,陈宗岐,于 渢,等.舰船噪声测量与分析[M].北京:国防工业出版社,2004.