船舶推进器低频宽带非定常力试验研究

2021-08-17熊紫英陆林章张国平刘登成

船舶力学 2021年7期

熊紫英，陆林章，张国平，刘登成

（1.中国船舶科学研究中心，江苏无锡 214082；2.船舶振动噪声重点实验室，江苏无锡 214082）

0 引言

船舶推进器非定常力主要是由周期性力和随机性力叠加而成。推进器工作在船尾空间非均匀流场中，当推进器叶片周期性旋转时，将和这非均匀流场相互作用产生非定常升力脉动，从而形成周期性的非定常力。这种周期性推力脉动所激起的声辐射形成系列的谐波声调，其幅值的大小与分布规律取决于伴流场的特性，各谐波的频率是螺旋桨叶频及其各倍叶频，因而是窄带离散谱噪声。同时，由于推进器工作在船尾和附体形成的厚湍流边界层中，流场湍流脉动具有随机特性，随机的来流和推进器叶片互作用时会引起叶片攻角的脉动，进而形成沿叶片叶展方向随机的升力脉动，形成随机性的低频宽带力。该低频宽带力在时间上是随机的，频谱上是宽带的，会引起较强的低频宽带噪声。本文主要通过随机湍流与推进器相互作用引起的低频宽带力的试验研究，揭示推进器低频宽带力的频谱特征及产生机理。

长久以来，对船舶推进器低频宽带力的研究主要集中在理论预报[1-3]或参数影响分析[4-5]，通过这些理论预报，对推进器低频宽带力及其诱导的噪声有了一定的认识。但在船舶推进器低频宽带力试验研究方面，鲜有文献问世。美国宾夕法尼亚州大学的Sevik[6-7]早在1974年就针对水下螺旋桨开展了低频宽带激励力的试验研究，试验于宾夕法尼亚州大学1.22 m直径的水筒中进行，试验测量得到了由湍流形成的螺旋桨宽带推力谱，其推力谱在一阶叶频附近产生较大峰值。后来，美国泰勒水池的Jiang等[8]针对Sevik的实验模型计算得到了该螺旋桨的低频宽带脉动力谱，计算结果与Sevik的试验结果吻合较好。此外，也有空气中旋转机械宽带脉动力测量的报道，这类旋转机械与船舶螺旋桨非常相似，其研究成果可以相互借鉴。Carolus[9]对一个轴向风扇转子在不同湍流场中的表面压力脉动和声辐射进行了试验测试和理论分析，在风扇转子中一个叶片弦向位置布置了12 个微型压力传感器（叶面6个，叶背6个），测量得到了风扇叶片表面的脉动压力，并由此对表面脉动压力进行了一系列分析。研究结果显示，脉动的表面压力不仅与湍流特性参数有很大的关系，而且和叶片剖面的弦向位置、频率范围、甚至是吸力面还有压力面都有很大的关系。脉动力谱的低频分量在靠近导边处趋近峰值，靠近随边处入射湍流的影响已基本消失。Wojno 等[10-11]对湍流场的特性及空气中转子对湍流场的声响应作了详细的试验和理论分析。这些空气中旋转机械的湍流摄入噪声与船舶推进器低频宽带力及其噪声的形成机理非常相似，部分成果可以借鉴。

由于船舶推进器模型宽带非定常力的量级小、频率低，而且推进系统振动的信号也集中在低频段且信号较强，这给推进器宽带力的测量带来了前所未有的挑战。为了从大信号中测量获取幅值较小的激励力信号，对微弱信号的提取技术及激励力测试装置的设计要求很高，需要重点解决尺寸限制、信号抗干扰、振动抑制等问题。项目组突破了这一关键技术，建立了船舶推进器模型轴向低频宽带非定常力的试验技术，形成了相应的测量装置，并利用该装置对船舶推进器在湍流摄入作用下引起的低频宽带非定常力进行了系列试验研究，完成了推进器模型低频宽带力在不同速度、不同湍流特性、不同材料、不同桨叶数时的测量，获得了这些参数变化对推进器轴向低频宽带力的影响，揭示了推进器模型低频宽带力的频谱特征和产生机理。

1 试验模型

本次试验所用模型为回转体模型一条、网格两套、推进器模型四个，以及其它试验用配套附件。

1.1 网格模型

试验中有两套网格方案，记为网格方案1 和网格方案2，分别通过无网格和安装网格方案1、网格方案2为推进器模型提供不同的湍流进流条件，测量推进器模型在不同湍流场后的低频宽带力，分析低频宽带力频谱特征规律。

两套网格方案均采用镀锌无缝钢管制作，网格方案1 钢管直径为19 mm，网格间距为101 mm（相邻钢管轴中心之间距离），网格横向和垂向均包含14个间隔；网格方案2钢管直径为22 mm，网格间距152 mm（相邻钢管轴中心之间距离），网格横向和垂向均包含9个间隔。考虑到网格安装强度的需要，在网格两侧横向方向及上下方向分别加装若干翼型支撑，并与水槽天花板及底部、侧面连接。两套网格在水槽中的安装分别如图1和图2所示。

图1 网格方案1（网格间距:101 mm）Fig.1 Grid 1(Grid spacing:101 mm)

图2 网格方案2（网格间距:152 mm）Fig.2 Grid 2(Grid spacing:152 mm)

1.2 推进器模型

针对此次推进器模型低频宽带非定常力试验，设计了10叶转子模型，直径D=203.2 mm，恒定弦长C=25.4 mm，设计点KT为0.183，采用2A12铝合金加工。同时，为了研究推进器低频宽带力的参数影响规律，以10 叶转子模型为原型，加工了相同型值的一个7 叶转子模型和一个3 叶转子模型（均为2A12铝质）；同时，为了分析材料对推进器模型低频宽带力测量结果的影响，加工了一个相同型值的铜质7叶转子模型。所有推进器模型试验前均需对加工质量进行检测，并进行动平衡处理，满足规范要求。表1给出了不同叶数转子模型主要参数，图3给出了不同转子模型照片。

表1 不同转子模型主要特征参数Tab.1 Main characteristic parameters of different rotor models

图3 不同转子模型照片Fig.3 Photos of different rotor models

1.3 回转体模型

回转体模型用于非定常动力仪的安装，回转体长为4.6 m，最大直径为0.49 m，采用加强骨架玻璃钢制作。回转体模型表面进行橘红色喷漆处理，模型表面光洁、平整，经检验合格。图4 为回转体模型在水槽中的安装照片。

图4 回转体模型在水槽中的安装Fig.4 Axisymmetric body model installed in the tunnel

2 模型安装及试验工况

本次试验在中国船舶科学研究中心大型循环水槽中进行。循环水槽的工作段尺度为10.50 m（长）×2.20 m（宽）×2.00 m（高），其压力范围为10～400 kPa，水速调节范围为1.0～15.0 m/s，水速不均匀度小于1.0%。

推进器模型低频宽带非定常力采用非定常动力仪测量。试验时，在回转体模型中安装非定常动力仪，通过调节确保非定常力动力仪桨轴与模型轴中心线一致。模型采用倒装方式安装，即回转体模型安装在模拟网格的下游，桨盘面中心与网格方案1纵向距离约为20倍网格间距，即2.1 m，桨盘面中心与网格方案2 纵向距离约为20 倍网格间距，即3.04 m。在回转体模型桨轴上安装不同方案的推进器模型，进行低频宽带非定常力的测量。

测量推进器模型动态非定常力时，当达到相应的试验工况，其水速与转速稳定后，采集推进器模型受力信号。同时为了检测非定常力信号的有效性，还需测量相应假毂状态宽带力结果。各推进器模型试验工况相同，对应的来流水速取Vm=3.09 m/s、4.12 m/s、4.69 m/s、5.14 m/s。图5给出了10叶转子模型及网格方案1在水槽中的试验照片。

图5 10叶转子及网格方案1在循环水槽中的安装Fig.5 10-blade rotor and Grid 1 installed in the large cavitation channel

3 试验结果及分析

3.1 数据处理方法

受试验条件限制，本次试验只对螺旋桨模型轴向非定常宽带力进行测量分析。试验中螺旋桨非定常宽带力由动力仪的力传感器感应后输出时域信号，然后由放大器放大，并经采集卡后由计算机采集，同时进行实时信号分析，图6给出了螺旋桨非定常宽带力数据采集系统框图。

图6 螺旋桨非定常宽带力数据采集系统框图Fig.6 Block diagram of acquisition system of propeller unsteady broadband force

试验时，在某一试验工况稳定后，记录保存螺旋桨宽带力时域信号。螺旋桨低频宽带力原始测量电压时域信号为V～b(t)，经傅里叶分析后得到其频谱曲线，记为F～b(f)，非定常宽带力的绝对值T～b(f)可按下式计算：

式中：T～b(f)表示螺旋桨非定常宽带力的绝对值，单位为N；F～b(f)表示螺旋桨非定常宽带力原始测量电压值，单位为V；ξ为非定常动力仪标定系数，单位为V/N；η为傅里叶分析时频谱泄露修正系数。对T～b(f)取对数，可得到螺旋桨低频宽带脉动力谱，即

实际测量得到的推进器激励力频谱信号必须经过一定的处理才能进行分析对比。首先，由于实际测量过程中有电机电磁干扰以及轴系、桨叶等引起的一些线谱干扰，因此必须先将信号进行滤波处理，并剔除线谱干扰影响；其次，由于测量过程中带宽不一致，需要将测量结果统一修正至某一带宽，以便进行定量结果的相互比较；再次，需要将模型试验结果进行标定系数的修正，得到推进器模型低频宽带激励力的幅值，从而计算得到宽带力及其诱导的噪声。图7 给出了非定常宽带力数据后处理分析流程图。

图7 非定常宽带力数据后处理分析流程Fig.7 Post-processing procedure of unsteady broadband force data

3.2 试验结果及分析

3.2.1 宽带力频谱特征总体趋势分析图8～10分别给出了网格1后各推进器模型低频宽带激励力的测量结果（10～1 000 Hz，△f=0.04 Hz），从中分析可得到其主要特征：（1）各推进器模型低频宽带力频谱特征规律较好，在一阶叶频频率附近存在明显的宽带峰值，随着速度的增加，宽带峰值和频率也相应增加；（2）宽带力频谱在约350 Hz、720 Hz 时有明显的峰值，该峰值频率基本不随速度变化，考虑为测量系统水下加载时的固有振动峰；（3）测量系统首个固有振动峰（350 Hz 左右）与推进器质量有关，随着加载质量减轻，其固有频率明显增加，10 叶铝桨为350 Hz 左右，7 叶铝桨为370 Hz 左右，3 叶铝桨为450 Hz 左右，第二个固有振动峰频率随着质量的减小略有增加。动力仪在水下加载不同桨叶数的推进器时固有频率发生变化，主要原因在于其改变了整个测量系统的质量和阻尼，引起整个系统的固有振动特性发生了改变。鉴于10叶转子在动力仪后测量时固有振动峰为350 Hz左右，本文后续宽带力频谱分析时仅分析到300 Hz。

图8 10叶铝桨模型低频宽带非定常推力谱测量结果Fig.8 Measured low-frequency broadband unsteady thrust spectra of 10-blade aluminum propeller

图9 7叶铝桨模型低频宽带非定常推力谱测量结果Fig.9 Measured low-frequency broadband unsteady thrust spectra of 7-blade aluminum propeller

图10 3叶铝桨模型低频宽带非定常推力谱测量结果Fig.10 Measured low-frequency broadband unsteady thrust spectra of 3-blade aluminum propeller

3.2.2 信噪比分析

为了检测非定常宽带力测量结果的有效性，首先对推进器模型低频宽带力测量结果与假毂状态时的宽带力进行了比较分析。图11 给出了网格1 后各推进器模型在3.09 m/s 和4.12 m/s 时低频宽带推力谱与假毂状态的比较，从图中可以看出，假毂状态的宽带力远远低于相应的推进器模型低频宽带力，信噪比满足要求。其它航速和网格2后各推进器模型低频宽带力的信噪比同样满足要求。

图11 推进器模型低频宽带非定常推力谱测量结果与假毂状态的比较Fig.11 Comparison of low-frequency broadband unsteady thrust spectra between propeller model and bare hub

3.2.3 不同来流速度条件下低频宽带力特征对比分析

图12～13分别给出了网格1、网格2后10叶转子模型低频宽带推力谱随速度的变化关系。结果表明，相同进速系数下，推进器模型低频宽带力幅值和峰值频率均随速度增加逐渐增加，宽带峰的中心频率在一阶叶频频率附近，峰的宽度随速度增加也有所增加，但在低速时，推进器非定常宽带力峰显示为一个更为“陡峭”的峰值。频率无量纲化后，峰值频率基本不变，但其幅值随速度增加明显增加。

图12 网格1后10叶转子模型低频宽带非定常推力谱随航速变化Fig.12 Variation of low-frequency broadband unsteady thrust spectrum with velocity for 10-blade rotor behind Grid 1

图13 网格2后10叶转子模型低频宽带非定常推力谱随航速变化Fig.13 Variation of low-frequency broadband unsteady thrust spectrum with velocity for 10-blade rotor behind Grid 2

同时，从宽带力频谱曲线上对宽带力峰值进行了提取，并按照偶极子辐射理论计算得到了宽带噪声峰值，表2给出了1/3 Oct.宽带力和宽带噪声峰值随航速的定量变化结果。从表中数据可知，10叶铝桨1/3 Oct.宽带力峰值随速度的定量变化基本符合40lgn的关系，相应的宽带噪声峰值随速度变化基本符合60lgn的关系。根据理论分析可知，推进器1/3 Oct.宽带力主要取决于推进器几何参数、工况参数及由此带来的湍流度、湍流积分长度的变化。对同一推进器来说，其几何参数不变，不同速度下的湍流度基本一致，因此，1/3 Oct.宽带力及其诱导噪声主要取决于不同工况下的转速和湍流积分长度。由于低频宽带力随湍流积分长度的变化并不敏感，且不同航速下湍流积分长度变化不大，因此，此时推进器低频宽带力的变化主要取决于转速。试验中得到的1/3 Oct.宽带力峰值随速度呈40lgn、诱导噪声随速度呈60lgn的定量关系，可为推进器低频宽带力随主要参数变化的定量规律提供试验验证数据。

表2 1/3 Oct.低频宽带非定常推力谱峰值及其噪声随航速的定量变化Tab.2 Quantitative change of 1/3 Oct.low-frequency broadband unsteady thrust spectrum and induced noise peak with velocity

3.2.4 不同湍流参数条件下低频宽带力特征对比分析

试验中采用不同尺寸的网格和均匀来流来产生不同湍流参数的来流场，以考察湍流场参数对低频宽带力的影响。图14 为10 叶转子模型在两套模拟网格及无网格后低频宽带脉动力谱的测量结果，图中竖线为推进器模型一阶叶频频率点。结果表明，无网格时全频段低频宽带脉动力谱远远低于有网格时的幅值，峰值频率处低15 dB 左右，网格2 推进器低频宽带力峰值频率处幅值比网格1略低，大约低1～2 dB。

图14 不同湍流参数低频宽带非定常推力谱对比试验结果Fig.14 Test results of low-frequency broadband unsteady thrust spectrum in different turbulence parameters

无网格时，前方来流为均流，湍流度小于1%，加上网格后，来流湍流度明显增加，导致推进器低频宽带力幅值明显增加，两套网格后推进器模型低频宽带力的差别也与其湍流特性直接相关。试验过程中，同时采用TR-PIV 系统对转子盘面处的湍流场进行了测量，试验测量得到的4.69 m/s 时转子盘面处流向时均速度见图15，盘面平均得到的湍流度及湍流积分长度见表3。结果表明，两套模拟网格下流向湍流度基本相当，流向湍流积分长度有一定差别，网格2 湍流积分长度略大，这是引起网格2 后推进器模型低频宽带力略低的主要原因。

表3 转子盘面位置流向湍流度及积分长度测量结果Tab.3 Measurement results of turbulence level and integral length in flow direction on the rotor disk

图15 转子盘面处流向时均速度测量结果Fig.15 Measurement results of time averaged velocity in flow direction located on the rotor disk

无网格及不同网格方案的推进器模型低频宽带力测量结果表明，推进器低频宽带力与湍流场特性息息相关，来流湍流中湍流度及湍流积分长度对低频宽带力的产生有重要的影响，进一步揭示了随机来流和推进器叶片相互作用引起低频宽带力的产生机理。

3.2.5 不同材料推进器模型低频宽带力特征对比分析

由于非定常动力仪固有频率与推进器的质量密切相关，为了提高其固有频率，考虑采用质量更轻的铝合金材料来加工推进器模型，但材料对推进器低频宽带力有无影响尚不清楚，为此开展了相应的试验研究。图16 给出了推进器低频宽带脉动力谱随推进器材料的变化关系。结果表明，相对于铜桨，铝桨低频宽带脉动力谱定量差别在1 dB 以内，总体而言，材料对推进器模型低频宽带力基本没有影响。后续在推进器模型低频宽带力试验时，可考虑使用铝合金材料来加工推进器模型。

图16 网格1推进器模型低频宽带非定常推力谱随推进器材料的变化Fig.16 Variation of low-frequency broadband unsteady thrust spectrum with material of propeller model behind Grid 1

3.2.6 不同桨叶数条件下低频宽带力特征对比分析

桨叶数是影响推进器低频宽带力的一个重要参数，针对不同叶数的推进器低频宽带力的特征开展了研究。试验模型桨叶数分别为3叶、7叶和10叶，三个推进器模型叶片型值完全相同，试验工况相同。图17 给出了网格1 后不同叶数推进器模型在Vm=3.09 m/s 时低频宽带推力谱的比较，图中左侧为原始测量频率，右侧为以叶频无量纲处理后的频率。从图17可以看出，随着叶数减小，低频宽带推力谱峰值频率减小，向其叶频频率处靠近，宽带峰的带宽有所减小，幅值略有增加，即叶数少的推进器模型低频宽带力谱峰显得更尖锐。利用叶频将频率无量纲化后，低频宽带推力峰值频率基本不变，幅值随叶数增加明显减小。