泵类推进器振动和噪声控制机理测量试验成果

为了更加有针对性地说明艇尾泵喷推进系统的降噪效果，再借用某备用7叶桨（以下简称7叶桨B）进行分析。尽管该7叶桨已问世约30年，但该桨来自俄方，略早于“基洛级”艇用桨，也能够代表当今世界艇用螺旋桨的一流设计水平，仍可称为低噪声7叶桨。

7叶桨B旋向为右旋，侧斜程度为97.5%。桨叶螺距比P0.7R/D=0.852，盘面比AE/Ad=0.71。该7叶桨的叶型较为类似“基洛级”636型艇用7叶桨，但侧斜程度更大。参照SUBOFF潜艇-E1619 7叶桨系统的自航匹配参数，用于推进SUBOFF潜艇的7叶桨B的直径取为280 mm，略大于E1619桨，与艇体平行中体最大直径的比值为0.551。匹配后，桨叶右旋，艇-桨的整体几何装配如图8.5所示。

图8.5　SUBOFF AFF-8潜艇-7叶桨B几何装配

螺旋桨几何建模、空间网格离散、CFD计算时，计算域大小选取以及边界条件设置均依据十多年的工程经验取值。离散得到的螺旋桨全六面体结构化网格以及设计进速系数下桨叶壁面Y+值分布如图8.6所示，导边、随边和叶梢部位均进行局部网格加密处理，壁面最大Y+值满足SST湍流模型使用时模型尺度几何Y+小于200的要求。计算得到的螺旋桨敞水性能曲线与实验值比较如图8.7所示，可知在整个工作范围内的预报精度满足工程要求。计算时保持转速不变，通过调节来流进速来改变进速系数，与敞水试验操作时处理方式一致。

图8.6　7叶桨B壁面结构化网格及壁面Y＋值分布

图8.7　7叶桨B敞水性能曲线校验

在进行物理水池自航试验之前，首先需要完成的是艇体阻力试验和螺旋桨敞水性能试验。SUBOFF AFF-8潜艇阻力性能曲线的高精度计算校核以及艇体尾翼构型优化设计分析将在下文中详细阐述，这里直接采用阻力性能曲线实测值进行分析，求取推力减额系数。进行艇-桨系统数值自航模拟时，艇体静止域与螺旋桨旋转域之间采用多参考系方法来处理。装配得到的“艇-桨”系统全六面体结构化壁面网格如图8.8所示。

图8.8　“艇-桨”系统数值自航计算时壁面网格

与物理自航试验过程相同，数值自航试验时寻找自航点的过程如下：

（1）由阻力曲线查得给定航速vs下的艇体阻力Ds。

（2）首先依据经验给定初始推力减额系数t0=0.12，然后由Ds和t0求出螺旋桨初始推力T0，再由敞水性能曲线查得效率最高点对应的推力系数KT，最后由T0和KT求得初始转速n0。

（3）给定航速vs和转速n0后，对“艇-桨”整体进行RANS模拟。待迭代收敛后读取艇体阻力Ds1和螺旋桨推力T1值。当T1＞Ds1时，减小转速n1，反之则增加n1。再次以初始计算流场为初值进行RANS模拟，并重复该过程直到推力与阻力相等或达到允许的不平衡度时为止。值得注意的是，为尽量减少迭代求解次数，在得到Ds1后，首先需由Ds1和艇体阻力Ds求得推力减额系数t1值，更新t0后，再由Ds和t1以及KT值得出新的转速n1后进行求解。经过两次求解后，由该两次的轴向不平衡力和对应转速进行线性差值，即可快速找到自航转速，最后进行求解并做少量修正即可。

（4）在找到自航点后，求取螺旋桨旋转域进流面处的有效伴流系数we、桨盘面处实效伴流系数wr（亦称为泰勒伴流系数）、螺旋桨推力减额系数t以及相对旋转效率ηR。wr与物理水池自航试验中完全对应，由自航试验和敞水试验时等转速下推力相等准则求取。引入的量we定义为该变量可以直接在CFD计算后的处理中求取。引入we的目的是更直接地分析桨对艇尾流场的影响作用，以及更加快速地找到航速改变时的自航转速。将自航点的we与全附体潜艇无桨时相同截面处的we相比，即可反映出桨对艇的作用效果。

（5）假定各航速下推力减额系数和有效伴流系数不变的情况下，重复上述步骤（1）～（4），即可求得不同航速下的自航点及其相互作用因子。除第一个自航点需要求解3～5次外，其他航速的求解次数一般不大于3次。

采用上述方法，首先求取考核航速为6 kn时的转速值及相互作用因子。计算迭代的求解过程如表8.1所示。最后计算得到该航速下的整体速度流线如图8.9所示，各航速下自航转速及相互作用因子如表8.2所示。可知，航速为6 kn时推力减额系数为0.12，实效伴流系数为0.32，对应船身效率为1.29，与文献计算结果相当。此时，艇尾桨效率为0.524，与实际经验一致。有效伴流系数和实效伴流系数均随航速增加而减小，且在高航速下变化趋于平缓。螺旋桨相对旋转效率和艇尾桨效率均随航速增加而增加。在航速为10 kn处，因阻力值出现拐点，使得推力减额系数也出现拐点。

表8.1　航速为6 kn时SUBOFF潜艇-7叶桨B整体数值迭代过程

图8.9　“艇-桨”自航航速为6 kn时速度流线

表8.2　不同航速下“艇-桨”数值自航点及相互作用因子

上述“艇-桨”系统数值自航模拟可以为艇尾7叶桨的直接辐射噪声预报提供较为准确的非均匀进流，也是艇尾桨噪声数值预报的必经过程。数值自航条件下艇-桨相互作用系数与E1619 7叶桨相当，间接说明这两个7叶桨之间具有一定的可比性。由于艇尾7叶桨系统是作为比较校验对象，其水动力和噪声性能数据的可信度将直接影响艇尾泵喷推进系统的性能优劣，有必要进行相应的试验测量研究。

首先完成全消声水池的试验测量摸底工作。全消声水池几何尺寸为长10 m、宽6 m、深5 m，采用六面全消声，如图8.10所示。水池顶部布置有大、小行车和安装支架，用于试验设备的安装与定位，水池底部、四周都铺设有吸声橡胶，池面用吸声浮体覆盖，单个吸声浮体尺寸为0.5 m×0.5 m，可自由移动。在信噪比适中的情况下，该水池的最低有效频率为500 Hz，500 Hz以下的测量数据仅供参考，上限频率至少达到5 k Hz。噪声测试前应采用水声换能器对消声水池的自由声场性能进行测试校准。校准结果表明，在距声源1～2.5 m距离处的测点，较自由声场之间的偏差量小于1 dB，能够满足测量精度要求。进行噪声测量时，同时测量全浸没式脉动压力传感器与水听器，以消除桨叶旋转伴流冲击产生的“伪声”影响。具体判定水听器测量噪声数据是否有效的方法如下：①脉动压力峰峰值与第1个水听器声压峰峰值的比值小于1‰；②第1个水听器声压频谱相对于背景噪声的信噪比大于10 dB。以上两个条件须同时满足。布置水听器时，最远水听器的测量信号应该能够忽略池壁影响，如本试验中与池壁的距离大于0.75 m。测试校准时，发射换能器、功率放大器、示波器和信号采集器共同用于低中频段相对于自由声场的测量偏差校准和有效截止频率的确定。

图8.10　全消声水池及测量仪器

测量得到全消声水池在500 Hz～5 k Hz分析频带内的背景噪声总声压级为70.9 dB，其时域与频域曲线如图8.11所示，与典型开阔湖试测量环境相当，其平均谱级约为35 dB。同时，在650 Hz～5 k Hz频带内的总声压级为70.4 dB，800 Hz～5 k Hz频带内的总声压级为70.1 dB。从背景噪声的测量频响曲线来看，尽管其无法有效捕捉7叶桨典型航速下的低频线谱特征，但其有效截止频率已经做到与中国船舶科学研究中心拥有的国内最大的消声循环水槽（原有效截止频率为800 Hz，经专项整改升级后，于2018年达到约450 Hz）相当，实属不易，可以间接支撑下述螺旋桨噪声测量数据的有效性。

图8.11　全消声水池背景噪声时域和频域曲线

螺旋桨噪声试验测量的目的在于：分析螺旋桨无空化和空化线谱成分及谱级强度，分析螺旋桨空间声指向性规律，以及通过捕捉螺旋桨总声级“S”形曲线来求取临界转速。螺旋桨噪声试验系统由消声水池、桨轴驱动系统和数据采集系统组成。数据采集系统包括转速传感器、加速度传感器、水听器和NI数据采集处理设备。转速传感器为磁电式转速传感器，输出信号为正弦波，输出电压为±10 V。加速度传感器型号为CA-YD-182，频响范围为0～10 k Hz，由江苏联能公司生产，水听器定制于湖北宜昌，5 k Hz对应灵敏度为-200 dB re 1 V/μPa。数据采集设备采用了NI的PXI高速数据采集系统，由PXI1062Q机箱、2块PXI4472板卡和1块PXI6251板卡组成。用NI PXI6251板卡获取磁电式转速传感器的正弦波形，由波形的频率转换得到对应的实时转速，并在前面板进行显示。用NI PXI4472板卡获取加速度传感器和水听器对应的振动和水声信号。利用NI Lab VIEW编程软件开发完成数据采集分析与处理程序模块，由采集参数设置、信号实时显示、信号分析处理和数据保存四大模块组成。

需要说明的是，前文所述SUBOFF AFF-8潜艇-7叶桨B系统中，7叶桨的直径为280 mm。由于受消声水池的几何尺寸和变频驱动电机功率的限制，噪声试验测量时将桨模直径缩小为200 mm。噪声测量结束后，可以依据螺旋桨噪声影响变量的理论关系式，相似换算得到艇尾7叶桨尺寸的噪声大小。同时，为了说明试验测量结果的可信度，并且排除测量过程中的各类干扰源，首先完成了某船用4叶调距桨（controllable pitch propeller，CPP）的噪声测量实验，然后完成该7叶桨模的噪声测量。两个螺旋桨的几何形状如图8.12所示，其中调距桨直径为240 mm。

图8.12　全消声水池噪声测量螺旋桨几何形状

桨轴驱动系统由变频器、电机、传动轴和测试螺旋桨组成。电机选用贝得（西门子）立式电机，型号为Y2-160M-4-11 kWB5，额定功率为11 kW。与其配套使用的变频器型号为CVF-G3-4T0110，可实现电机的无级调速。传动轴通过联轴器与电机输出端相连，经推力轴承固定在安装支架上。为尽可能减少移除消声水池池面吸声盖板后的影响，驱动系统安装空间限制在单块浮体内，安装如图8.13所示。因水听器是通过安装支架固定在大、小行车上的，为了分析行车振动对水听器接收水声信号的影响，在行车相应位置布置加速度传感器。

图8.13　全消声水池螺旋桨噪声测量中驱动系统安装及加速度传感器布置

针对试验测量内容，水听器测点布置分为两类：基本测点和指向性测点。基本测点包括位于桨正下方且距离桨盘面2 m处的点1、位于桨盘面所在平面且距桨轴中心2 m的水池长度方向点6和宽度方向点5；指向性测点包括以桨盘面中心为圆心、半径为2 m的四分之一圆弧上的点1～点5。测点几何坐标如图8.14所示。为尽可能地减少行车振动对水听器的干扰，水听器以及用于固定行车的安装支架在安装时均采用橡胶进行隔振处理。

图8.14　水听器测点布置位置及隔振处理

（a）基本测点布置位置；（b）指向性测点布置位置；（c）测点1水听器橡胶隔振；（d）大行车固定支架橡胶隔振

在水听器数量足够的情况下，3项试验内容可同时进行。测量螺旋桨噪声谱后，需扣除背景噪声影响，此时应测量不带桨而轴保持为同样转速的工况。为考虑空化高频噪声分量特征，水声信号采样频率设置为102.4 k Hz，振动加速度信号采样频率设为51.2 k Hz。单次采样时间为5 s，每个工况采样20组，每个工况重复5次。

噪声测量过程如下：首先接通电源，启动变频器和数据采集装置，此时变频器的输入由面板控制，调节精度为0.01 Hz。然后，逐步调节控制面板读数并同时观察面板转速指示。当调至500 r/min后，稳定运转10 min，观察加速度通道和水听器通道的数据显示，如未出现异常，则可进行数据采集和保存。最后，以步速50 r/min来调节变频器，并采用同样的操作方法，依次完成各转速下的噪声测量，直至调速电机达到转速上限1 495 r/min为止。

试验测得调距桨在转速为800 r/min和1 200 r/min时三个基本测点的时域和频域声压幅值信息如图8.15所示。当处于无限声场时，位于桨盘面的测点5和测点6应完全对称，但此时由于测点6更加靠近池壁，声反射使得测点6的低频线谱明显强于测点5。转速为800 r/min时，桨盘面测点均捕捉到叶频；但转速增加至1 200 r/min时，仅有测点6捕捉到叶频峰值。而对于轴向尾流中的测点1，谱峰值主要集中于10 Hz以内的极低频段和100～200 Hz区间，一方面是来自尾流束冲击引起的流压，另一方面则是叶频谐频的混响效果。该测量结果也反过来说明了用于试验的消声水池对于极低频段的声压量级是无法给予准确描述的，仅能定性反映测点噪声谱的特征频率信息。在数值预报校验时，应避免使用测点6，最好针对测点5所在位置进行。

图8.15　4叶调距桨基本测点声压信号

（a）n=800 r/min；（b）n=1 200 r/min

进一步测量得到在不同转速下三个基本测点处的背景噪声和螺旋桨噪声带宽声压级比较如图8.16所示。可以明显看出，只有当转速大于1 000 r/min时，才能基本满足信噪比要求。当转速从1 000 r/min增加至1 100 r/min时，三个测点的带宽声压级均明显增加约10 dB；当转速继续增加时，桨盘面处测点的声压级基本不变，而尾流处测点的声压级继续缓慢增加。该变化规律与USS212型潜艇的艇尾实尺桨和模型桨测量宽带噪声S形曲线规律完全一致，从而表明所测量调距桨在该转速下出现了空化初生。若依照参考文献［37］建议的“将低于峰值声压一定量级的转速作为临界转速”，则可取1 050 r/min为该调距桨的空化初始转速；若直接取S形曲线的下端拐点转速，则该4叶调距桨的临界转速为1 000 r/min。

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图8.16　4叶调距桨基本测点处带宽声压级与背景噪声比较

（a）测点1；（b）测点5；（c）测点6

积累上述测量经验后，进一步针对7叶桨B桨模进行噪声测量和数据分析。水听器布置位置不变，且同时对基本测点和指向性测点进行测量。测得的螺旋桨带宽声压级随转速变化如图8.17所示。可以看出，直到转速增加至1 400 r/min时，螺旋桨噪声级才略高于背景噪声。一直增加到调速电机最高转速1 495 r/min时，相对位置最优的测点5处的螺旋桨噪声相对于前一个步进转速也仅高出约3 dB，此时较背景噪声高出约5 dB，而且该转速量级下行架振动对水声测量信号的影响已比较明显。

图8.17　7叶桨B桨模不同转速下带宽声压级与背景噪声比较

（a）测点1；（b）测点2；（c）测点3；（d）测点4；（e）测点5；（f）测点6

为了进一步确认在最高转速1 495 r/min时该7叶桨仍未产生空化，测得该转速下500 Hz低频段内和3～10 k Hz中高频段内螺旋桨噪声谱级与背景噪声的比较如图8.18所示。将其与参考文献［38］给出的空泡水筒中测量的某5叶水面船用螺旋桨在非均匀进流条件下的无空化噪声和空化噪声谱进行比较，如图8.19所示，可知与螺旋桨空化状态下中高频段谱级将产生明显跃升的规律相差甚远，可以间接说明该试验条件下7叶桨的噪声测量结果均对应为无空化状态，且仅有转速为1 495 r/min工况下基本满足信噪比要求，可初步用于进一步的数值预报校验分析。

图8.18　7叶桨B桨模转速为1 495 r/min时不同测点处谱级与背景噪声比较

（a）低频段，测点1；（b）低频段，测点2；（c）低频段，测点3；（d）低频段，测点4；（e）低频段，测点5；（f）低频段，测点6；（g）中高频段，测点1；（h）中高频段，测点2；（i）中高频段，测点3；（j）中高频段，测点4；（k）中高频段，测点5；（l）中高频段，测点6

图8.19　直径250 mm的5叶水面船用桨非均匀进流条件下无空化和空化噪声文献测量结果

（a）伴流丝后螺旋桨几何；（b）假体后螺旋桨几何；（c）螺旋桨无空化噪声；（d）螺旋桨空化噪声

若进一步细化频带，可知该转速下仅在1/3oct频带2.82～3.55 k Hz内满足信噪比大于约6 dB的测量要求，如图8.20所示。所以，尽管对于螺旋无空化噪声而言，应着重分析校验对应叶频及其谐频的低频离散线谱强度，但因试验条件限制，低频内干扰线谱幅值明显强于叶频，无法提取有效测量数据，最后只能取1/3oct中心频率3.15 k Hz下对应测点5处的谱级进行数值预报校验。同时，加上电机转速的限制，数值计算时转速取为相对最优的1 495 r/min进行。后续若进一步开展泵喷与7叶桨的辐射噪声测量比较，应进一步改善试验条件，采用低噪声电机的同时增加电机功率和转速，并尽量加固行车支架，以减少高转速时的振动干扰。

图8.20　7叶桨B桨模转速为1 495 r/min时不同测点处谱级与背景噪声比较

（a）测点5；（b）测点6

因后续泵喷推进系统设计后，还需要数值预报其直接辐射噪声性能。这里就以该7叶桨为分析校验对象，初步判定无空化负载噪声的预报精度，为后续改进分析做准备。需要说明的是，无论是7叶桨还是泵喷，在全消声水池中测量时均处于系泊工况，叶片推力载荷最大，流场湍动程度最大、最为紊乱，所形成的周向虚拟流管的直径也最大，无论是对于噪声数值计算还是测量而言都存在巨大的挑战，极少有文献公开报道该极端工况条件下的噪声计算和测量问题，应谨慎对待。从工程实用价值来看，泵喷辐射噪声测量宜改为在大型深水拖曳水池或者直接在湖试环境中自航条件下测量，才具有代表性。课题组最终采纳了这一建议。

数值计算时，数值水池与物理水池完全相同，计算时池面仅有单块浮体对应的0.5 m×0.5 m区间为自由液面，且真实考虑浮体厚度空间。支架、轴和螺旋桨构成的驱动系统也与物理实验完全相同，如图8.21所示，与之对应的用于黏性CFD计算的结构物面全部采用六面体结构化网格进行离散，其中，x轴对应为水池长度方向。因此时螺旋桨的初始进流边界为零进速，进速系数为0，流动结构比敞水性能曲线对应的常用进速系数区间的工况点要复杂得多，所以，桨叶旋转域网格需进一步加密处理，以在空间离散上尽可能捕捉小尺度涡。

图8.21　7叶桨B桨模噪声预报数值水池几何形状及壁面结构化网格离散

首先采用RANS模拟求解整个水池的黏性流场初始解，仍选择SST湍流模型和修正壁面函数。对自由液面的捕捉采用VOF（volume of fluid）模型，并考虑流体重力影响。计算时，转速逐步增加，直到1 495 r/min为止。计算迭代收敛后得到的水池长度方向、宽度方向和整体速度流线如图8.22所示。在强烈的抽吸作用下，水池内形成大的循环流结构，四角支架和轴均会对进流产生一定的干扰。螺旋桨尾流束在接触池底后，一部分反射形成回流涡，另一部分沿池底经池壁四周形成回流。因对应为高转速的系泊工况，抽吸进流流速较低，且周向均匀，使得此时桨叶涡系结构较设计工况下要紊乱得多。

图8.22　RANS模拟7叶桨B桨模转速为1 495 r/min时数值水池流动结构

以RANS模拟结果为流场初值，对桨叶脉动压力场的捕捉采用理论精度最高的LES瞬态计算，且选用DSM（dynamic Smagorinsky-Lilly model）模型来模拟亚格子应力，时间步设为10-4s，对应最大有效分析频率为5 k Hz。LES模拟桨叶涡系结构与RANS模拟结果比较如图8.23所示，在同样的第二不变量准则下，采用LES模拟捕捉小尺度涡运动更加明显。

图8.23　7叶桨B桨模转速为1 495 r/min时旋转域涡量分布（第二不变张量Q=1 500）

（a）RANS模拟；（b）LES模拟

在得到桨叶表面脉动压力和法向速度分布后，采用基于BEM数值声学方法的频域求解来预报测点5处的辐射噪声谱。声源节点与声网格节点之间的变量传递方式仍采用“一对一”的守恒传递。声学边界元网格如图8.24所示，此时桨毂端面形成封闭区间。计算得到的特征频率下桨叶表面声源强度分布如图8.25所示。可知桨叶叶尖区、导边区和0.5R～0.7R截面之间弦长中部为声贡献量主要区域。

图8.24　7叶桨B桨模噪声数值预报用声边界元网格

图8.25　7叶桨B桨模转速为1 495 r/min时桨叶表面声源强度分布

基于声类比理论进一步计算得到测点5的声压谱级如图8.26所示。此时，前三阶叶频线谱较为明显，且在叶频BPF处声压谱级为100.25 dB，而在用于校验的3.15 k Hz处谱级仅为85.47 dB。与测点5处的试验测量谱级值比较可知，在高频3.15 k Hz处预报谱级较实验值101.9 dB低16.43 dB，但在叶频BPF处较实验值97.61 dB仅高出2.64 dB。从总声级来说，噪声谱曲线以叶频及其二阶叶频线谱为主，预报结果基本可用。

图8.26　7叶桨B桨模转速为1 495 r/min时测点5处噪声谱频域预报

对于螺旋桨无空化噪声而言，最明显的特征在于其低频离散线谱。目前国内外无论是对于气动转子噪声还是船用螺旋桨无空化噪声的预报研究，都是针对螺旋桨叶频及其谐频处的离散线谱强度进行。再者，无论是目前应用的时域预报还是频域预报方法，都主要是针对等价声源中的负载偶极声源项。当存在旋转偶极声源时，仅对于低频区噪声预报具有一定的精度保证，而高频区因负载噪声谱级基本恒定，声指向性特征减弱，忽略厚度噪声项的影响会逐渐变大。尤其是对于本试验中7叶桨的噪声预报而言，因处于系泊工况，螺旋桨强烈的抽吸作用会形成均匀进流，此时桨盘面处的厚度噪声分量反而变得极为强烈。若还是仅考虑桨叶表面脉动压力引起的负载噪声，则肯定会使预报精度有所下降。另外，目前国际上也难以保证螺旋桨系泊工况水动力性能的模拟精度。那么对于7叶桨系泊工况的噪声预报而言，一是螺旋桨的脉动压力幅值缺少试验校验数据，使得其噪声源项的模拟精度无法进行定量评估；二是数值水池内离散网格对于高频的空间尺度要求还难以满足LES瞬态计算的要求；三是系泊工况强烈的抽吸作用形成的回旋流具有明显的流压冲击作用，使得整个水池中多普勒频移效应增加，声源到声接收点之间的迟滞时间发生改变，导致测点5处测得的声压信号发生扭曲，再加上分析高频3.15 k Hz处测点5位于一倍波长以内，属于声近场区间，上述综合因素导致了高频范围内螺旋桨噪声预报存在较大的误差。

需要肯定的是，数值预报得到的噪声谱中，前三阶叶频线谱非常明显，且叶频处噪声谱级与测量值仅相差2.64 dB。尽管此时试验测量噪声谱中叶频线谱的信噪比并不满足6 dB要求，受干扰线谱的淹没作用较为明显，但仍可以说明所采用的噪声预报方法是基本可行的，对于低频离散线谱的预报精度并不会出现量级上的误差，运用该方法进行推进器噪声性能的相对择优也是较为可信的。

无论是实艇车令表数据，还是艇-桨数值自航模拟结果，均表明不同航速下艇-桨自航工作点的艇尾桨进速系数几乎保持不变，以保持艇尾桨效率。那么上述消声水池试验测量的桨模直径200 mm、转速1 495 r/min对应为SUBOFF艇尾推进匹配后7叶桨B桨模直径280 mm、转速1 067.857 r/min工况点，若进一步与实桨直径3 600 mm对应，则转速应为83.06 r/min，约对应为实尺度航速7 kn。根据螺旋桨线谱噪声大小的理论经验公式

式中，m为谐次数；B为叶片数；r为测点距离；c为声速；n为转速；D为直径；为脉动推力系数；θ为指向性角。可知，螺旋桨线谱噪声声强与转速的6次方成正比，与直径的8次方成正比，与脉动推力系数的平方成正比。当转速增加一倍时，线谱噪声理论上增加18 dB；当直径增加1倍时，线谱噪声理论上增加24 dB。根据经典声学理论“在伴流一定的条件下，影响桨叶脉动推力系数的主要因素为叶片数和叶片导边形状；对于给定螺旋桨来说，脉动推力系数随进速系数的变化较小”，可初步估算得到SUBOFF艇尾7叶桨B的叶频线谱噪声为100.533 dB（124.58 Hz）。结合数值自航结果，该转速对应为SUBOFF AFF-8潜艇航速8.68 kn，即7叶桨B推进SUBOFF AFF-8潜艇达到航速8.68 kn时叶频线谱噪声与E1619 7叶桨推进相同艇航速5.35 kn时叶频处噪声谱级计算值相当，表明7叶桨B的噪声性能较E1619 7叶桨更加优越，特别是低频线谱噪声更小，有利于提升潜艇声隐身性能。当泵喷与7叶桨B进行降噪对比时，设计难度更大，也更加具有工程意义。

为了更为细致地描述7叶桨B的直接辐射噪声性能，在最低有效分析频率为1 k Hz的空泡水筒中完成星形尾翼假尾伴流场中模型桨的辐射噪声测量，如图8.27所示，与后续泵喷伴流环境完全一致。空泡水筒工作段长2.6 m，横截面呈方形带圆角，尺寸为0.6 m×0.6 m。水筒工作段的压力调节范围为10～200 k Pa，最高水速可达12 m/s，最低水速空泡数为0.2。7叶桨水动力测量采用J25动力仪，水筒内的水速、压力信号和动叶的推力、力矩和天平信号经放大器放大后送计算机进行A/D转换并处理，转速信号通过频率计同步输入计算机。考虑到空泡水筒测量段的横向截面尺寸限制，假尾平行中体直径为424.88 mm，7叶桨B桨模直径为257.14 mm，对应缩尺比为1∶1.09。星形翼假尾采用ABS材料3D打印加工制造，加工精度满足ITTC试验标准。7叶桨采用铝合金加工，表面做红色阳极化处理，加工精度同样满足ITTC试验标准。

图8.27　星形翼假尾7叶桨B模型几何装配

水筒内空气含量采用运用范斯莱克（van Slyke）原理的空气含量仪测量，且水动力和空化起始试验期间水的相对空气含量保持为α0/αs约0.60，与前文中无轴泵喷测量时相同。模型样机噪声采用丹麦B＆K公司的8104水听器，频响范围为0.1 Hz～120 k Hz，噪声测试频段为1～80 k Hz，基准声压P0=1μPa，测点距桨模叶梢径向距离为0.471 m，测量后将测点处的声压级按球面衰减规律换算至1 m处。噪声测量数据包括1/3倍频程频谱图和数据表，包括1/3倍频程中心频率对应的频谱级、频带级以及总噪声级，以充分展示7叶桨B模型样机的噪声性能。桨模噪声测量完成后，依据ITTC推荐的螺旋桨直接辐射噪声相似换算法则可得到实尺7叶桨B的噪声值。需要注意的是，模型样机的辐射噪声测量应在无颤音的情况下进行。若噪声测量过程中模型出现唱音，则应采取抗鸣边处理、贴丝或微调工况，待模型消除唱音后，再进行噪声测试；或者是针对轻微颤音工况的噪声测量数据，依据测量经验直接进行消颤处理。测量时，总声级信噪比和1/3倍频程峰值频率处的信噪比满足不低于3 dB为有效。

因该7叶桨的已有敞水性能数据较为齐全，直接由等推力系数确定假尾伴流场中7叶桨的推力载荷工况点。当工况点位于高效点J=0.65时，推力系数为0.184；当工况点位于俄方测噪点J=0.50时，其推力系数减小至0.1。因自航航速为6 kn时7叶桨的推力系数为0.13，介于这两种推力载荷之间，考虑充足的安全余量，后续噪声测量时这两个工况点均包括在内，且以小推力载荷工况点为主，向俄方噪声测点靠近，给泵喷噪声对比设置更大的挑战难度。

7叶桨模的噪声测量工况包括低转速9.15 r/s、12.97 r/s和13.5 r/s，中转速17.5 r/s和18 r/s，高转速20 r/s和25 r/s无空化状态。根据水下载体模型试验测量时保持航速相等的基本准则，桨模转速13.5 r/s对应SUBOFF艇尾7叶桨B的航速6 kn工况（转速12.4 r/s）。噪声测量时，转速达到17.5 r/s时出现了轻微颤音，存在单根颤音线谱，高转速状态下颤音线谱丰富且幅值严重，而且在设计推力系数0.184和低载荷0.1工况下均是如此。低转速工况下噪声测量现象正常。

测量得到桨模转速为13.5 r/s时两种推力系数工况对应的直接辐射噪声如图8.28所示，在1～40 k Hz的有效测量频段内，桨模总声级分别为114.74 dB和110.26 dB，桨模总声级随推力载荷系数的增加而增加。尽管该低速工况下5 k Hz以上高频段的信噪比较低，但并不影响总声级的测量结果。根据相似换算公式，可得航速为6 kn、自航转速为12.4 r/s时实尺7叶桨B（直径为280 mm）的总声级分别为115.21 dB和111.01 dB，进而插值得到实尺7叶桨B在设计推力系数为0.13时的总声级为112.86 dB。

图8.28　航速为6 kn时星形翼假尾伴流场中7叶桨B模型的噪声测量曲线

（a）KT=0.184；（b）KT=0.1