CC BY-NC
35
DOI: 10.24937/2542-2324-2019-4-390-137-150 УДК 629.5.015.6
Ю.А. Егоров, А.А. Коваль
ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург, Россия
ПРИМЕНЕНИЕ ПИЛООБРАЗНОЙ ВЫХОДЯЩЕЙ КРОМКИ ЛОПАСТИ ДВИЖИТЕЛЯ ДЛЯ СНИЖЕНИЯ УРОВНЕЙ ВЫСОКОЧАСТОТНОГО ШУМА СУДНА
Объект и цель научной работы. Целью исследования является проверка возможности использования пилообразной выходящей кромки лопастей при проектировании судовых движителей. Практическим объектом для такой проверки выбрано рабочее колесо водометного движителя.
Материалы и методы. Проанализирован ряд зарубежных работ по влиянию пилообразной выходящей кромки на аэроакустические характеристики различных объектов. Выделены основные соотношения геометрических параметров выходящей кромки, позволяющие достичь снижения уровней высокочастотного шума. Обоснована возможность использования пилообразной выходящей кромки для нужд гидроакустики.
Основные результаты. Спроектирована и изготовлена модель рабочего колеса водометного движителя с пилообразными выходящими кромками лопастей. Проведены кавитационные, гидродинамические и акустические испытания модели.
Заключение. Проведенные модельные испытания доказали возможность применения пилообразной выходящей кромки для снижения уровней высокочастотного шума, создаваемого судовыми движителями. При этом гидродинамические и кавитационные качества движителя не претерпели существенных изменений.
Ключевые слова: кромочный шум, акустические измерения, судовые движители, модельный эксперимент. Авторы заявляют об отсутствии возможных конфликтов интересов.
DOI: 10.24937/2542-2324-2019-4-390-137-150 UDC 629.5.015.6
Yu. Yegorov, A. Koval
Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia
SAWTOOTH TRAILING EDGES OF PROPELLER BLADES AS HIGH-FREQUENCY NOISE DAMPERS
Object and purpose of research. This paper explores the potential of sawtooth trailing edges in marine propeller designs, taking waterjet impeller as a case study.
Materials and methods. The study analyses a number of foreign publications on sawtooth trailing edge effect upon aeroacoustics of various object, derives principal ratios between geometric parameters of trailing edge that enable efficient damping of high-frequency noise and, last but not least, describes sonar stealth potential of sawtooth trailing edges.
Main results. Development and manufacturing of waterjet impeller model with saw-tooth blades. Cavitation, hydro-dynamic and acoustic testing of the model.
Conclusion. Model tests have shown that sawtooth trailing edges can efficiently damp high-frequency noise of marine propeller, keeping their hydrodynamic and cavitation performance practically the same. Keywords: edge noise, acoustic measurements, marine propellers, model tests. Authors declare lack of the possible conflicts of interests.
Для цитирования: Егоров Ю.А., Коваль А.А. Применение пилообразной выходящей кромки лопасти движителя для снижения уровней высокочастотного шума судна. Труды Крыловского государственного научного центра. 2019; 4(390): 137-150.
For citations: Yegorov Yu., Koval A. Sawtooth trailing edges of propeller blades as high-frequency noise dampers. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2019; 4(390): 137-150 (in Russian).
Обзор примеров применения пилообразной выходящей кромки по материалам зарубежных авторов
Applications for sawtooth trailing edges: international experience
Одной из практических задач аэроакустики является снижение уровней шума, создаваемого летательными аппаратами на местности. Для этих целей в практике зарубежного авиастроения получили большое распространение технические решения с применением пилообразной выходящей кромки различных элементов конструкций - лопастей ветровых турбин и пропеллеров беспилотных летательных аппаратов, насадок движителей, закрылков и элеронов самолетов (рис. 1).
Высокая шумность летательных аппаратов накладывает ограничение на их использование как в густонаселенной местности, так и в практически необитаемых областях, поскольку в мире все большее внимание уделяется вопросам экологии. Поэтому ужесточаются требования к уровням шума, генерируемого летательными аппаратами, а в некоторых случаях вводится запрет на их использование.
Аналогичная проблема шумности ветровых турбин является, по сути, основным сдерживающим фактором для их внедрения. По этой причине интерес к вопросам шумности в зарубежном авиа- и турбиностроении в настоящее время только возрастает.
Как известно, одним из источников широкополосного высокочастотного шума является так называемый кромочный шум, в зарубежных изданиях известный как шум взаимодействия турбулентного пограничного слоя и выходящей кромки (TBL-TE noise) [17]. В качестве одного из способов снижения уровней этого вида шума и предлагается использование пилообразной выходящей кромки лопастей, закрылков и других подобных объектов. В литературе помимо термина «пилообразная выходящая кромка» (sawtooth, saw-tooth serrated trailing edge) встречается также обозначение «шеврон» (chevron). Отметим также, что в России исследования предкрылков с шевронами проводились в ЦА-ГИ [4], однако о внедрении их в практику отечественного авиастроения на настоящий момент авторам ничего не известно. В то же время за рубежом пилообразная кромка успешно используется на натурных объектах. Так, на рис. 1а представлена лопасть эксплуатируемой ветровой турбины [1]. В работе [8] описывается снижение шума на 2-3 дБ при испытании закрылков с пилообразной кромкой для натурного летательного аппарата.
в) 138
Рис. 1. Различные варианты использования пилообразной выходящей кромки:
a) лопасть ветровой турбины [1];
б) лопасти пропеллера беспилотного летательного аппарата [2]; в) насадки (сопла) движителя самолета [3] (1 - шевроны на внешнем сопле (с переменной геометрией зубцов); 2 - шевроны на основном сопле (с постоянной геометрией зубцов));
г) закрылок самолета [3];
д) лопасти вентилятора
Fig. 1. Various applications for sawtooth trailing edge: a) wind turbine blade [1];
b) UAV propeller blade [2];
c) aircraft jet nozzle [3];
d) aircraft wing flap [3];
e) fan blades
Теоретическое обоснование снижения кромочного шума за счет применения пилообразной кромки
Theoretical principles of edge noise damping by sawtooth edges
Идея использования пилообразной выходящей кромки для снижения шума восходит к статье 1970 г. Фоукс Вильямса и Холла по теоретическому определению шума кромки полубесконечной тонкой пластины [9]. В этой статье авторы показали, что уровни пульсаций давления в дальнем поле, возникающие благодаря взаимодействию турбулентных вихрей с выходящей кромкой, должны зависеть от угла в между нормалью к выходящей кромке и направлением скорости потока (рис. 2):
>cos3 р.
(1).
Из этого следует, что крыло со скошенной выходящей кромкой (swept trailing edge) при прочих равных условиях должно быть менее шумным по сравнению с прямым крылом, поскольку при в = 0 излучение должно иметь максимум. Исходя из этих теоретических соображений, начиная с 1970-х гг. проводились экспериментальные исследования шума крыльев со скошенной выходящей кромкой. Данные эксперименты подтвердили факт снижения уровней шума при использовании скошенной выходящей кромки на величину до 8 дБ.
При этом очевидно, что крыло со скошенной выходящей кромкой при том же размахе L и ширине хорды с, что и прямое, будет обладать меньшей несущей способностью (рис. 3). Следовательно, чтобы скошенное крыло создавало ту же подъемную силу, что и прямое, необходимо увеличить его размах или ширину. На практике это не всегда желательно, а иногда просто технически неосуществимо, и, кроме того, согласно тому же Фоукс Вильямсу шум выходящей кромки зависит от размаха и толщины погранслоя: p2rms ~ 5L. Толщина же погранслоя на выходящей кромке крыла 5, в свою очередь, зависит от ширины его хорды (5 = fc)). Таким образом, увеличение как L, так и c приводит к возрастанию уровней кромочного шума.
Профессор Бостонского университета Майкл Хау, разработавший свою теорию кромочного шума [10], помимо всего прочего подробно обосновал предсказанную Фоукс Вильямсом и Холлом зависимость p2rms ~ cos3p, а также распространил свою теорию на выходящую кромку синусоидальной
Турбулентный поток через выходящую кромку пластины размаха L
Точка, в которой
находится
наблюдатель
в момент
регистрации
сигнала
Рис. 2. Схема турбулентного обтекания задней кромки полубесконечной тонкой пластины по Фоукс Вильямсу и Холлу [7]
Fig. 2. Turbulent flow around rear edge of semi-infinite thin plate as given by Fawx, Williams and Hall [7]
г)
Рис. 3. Виды крыльев с разными вариантами выходящей кромки. Вид в плане: а) прямое крыло;
б) крыло с пилообразной выходящей кромкой;
в) крыло со скошенной выходящей кромкой;
г) крыло с синусоидальной выходящей кромкой
Fig. 3. Different types of trailing wing edges: a) straight; b) sawtooth; c) swept; d) sine-shaped
pLs ^cos3 p
Скошенная выходящая кромка
t t
Пилообразная кромка
Рис. 4. Схематическое обоснование механизма снижения кромочного шума при использовании скошенной (swept) и пилообразной (sawtooth) выходящей кромки [3]
Fig. 4. Diagram explaining noise damping mechanism of swept and sawtooth trailing edge [3]
Угол скоса (зубца)
Рис. 5. Геометрия зубцов пилообразной кромки [2] Fig. 5. Tooth geometry of serrated edge
(sinusoidal serrated) [11] и пилообразной (sawtooth serrated) формы [12]. Как видно из рис. 4, для пилообразной кромки угол ß сохраняется ненулевым практически вдоль всего размаха, исключая, конечно, впадины и вершины зубцов. При этом не составляет труда так спроектировать крыло, чтобы его несущая способность была такой же, что и у крыла такого же размаха с обычной геометрией выходящей кромки. Отметим, что расчеты, выполненные согласно теории Хау в работе [5], подтверждают снижение уровней высокочастотного шума, генерируемого выходящей кромкой, для ее форм - как синусоидальной, так и пилообразной. При этом снижение уровней шума для варианта с синусоидальной кромкой оказывается несколько меньшим, чем для пилообразной.
По теории пилообразной кромки Хау, развитой и экспериментально подтвержденной другими исследователями, на возможность уменьшения шума влияют три фактора [2]. Первые два связаны с геометрией пилообразной кромки (рис. 5):
1. Отношение половины высоты (амплитуды) зуба h к толщине погранслоя на выходящей кромке 5 не должно быть меньше 0,25:
h/5 > 0,25. (2)
При меньших размерах h не происходит существенного взаимодействия турбулентных вихрей с зубцами кромки, а значит, не будет и снижения уровней шума.
2. Угол наклона зуба у не должен быть больше 45°, что, в свою очередь, означает, что отношение ширины зуба X к половине его высоты h не может быть больше 4:
X/h < 4. (3)
Если указанные геометрические параметры зубцов не соблюдены, уменьшения уровней
кромочного шума не будет, а в отдельных случаях они могут даже несколько вырасти.
3. Третий фактор определяет частотный диапазон, в котором возможно снижение уровней шума. Число Струхаля St должно быть больше 1:
St >1, St = 8f/ü, (4)
где 8 - толщина погранслоя на выходящей кромке; f - частота излучения; ü - конвективная скорость; ü ~ 0,7 V; V - скорость потока. Это условие означает, что уменьшение уровней шума будет наблюдаться на частотах f > U/8. При этом по данным разных исследователей уровни шума для f < U/8 могут как вырасти, так и остаться неизменными.
4. К трем факторам, выделенным профессором Хау, следует добавить четвертый, выявленный другими исследователями [16], а именно значение числа Маха M:
M < 0,2 (5)
При числах Маха M > 0,2 уровни кромочного шума не только не снизятся, но могут, напротив, и вырасти. Например, Мартин Финк (Norden Systems Norwalk, Коннектикут, США), проводивший ряд модельных экспериментов для исследования влияния разных вариантов конструкций закрылков на шум [6], испытывал, помимо прочего, закрылки с пилообразной выходящей кромкой. Испытания проводились при значениях числа Маха М > 0,2. Финк констатировал, что уменьшения уровней шума при использовании закрылков с выходящей кромкой такой формы не происходит, а на большинстве частот шум даже возрастает.
Примеры снижения уровней шума с помощью пилообразной выходящей кромки в аэроакустике (экспериментальное подтверждение)
Aeroacoustic examples
of noise damping by sawtooth trailing edge
(experimental confirmation)
По результатам модельных испытаний теоретические предположения Хау были многократно подтверждены для воздушных винтов и крыльев. Например, в работе [2] описаны аэродинамические и аэроакустические испытания пропеллеров беспилотных летательных аппаратов с пилообразной вы-
ходящей кромкой в заглушенной акустической камере Государственного университета Айовы (США). По результатам испытаний зафиксировано снижение уровней шума на 3-4 дБ на частотах f - 10^20 кГц (рис. 6). При этом аэродинамические характеристики пропеллеров остались такими же, как и у базовой модели с гладкой кромкой.
В работе [5] проводилось исследование шума крыльев в акустической трубе Вирджинии - VTST (США). Исследовалось крыло с двумя различными вариантами пилообразной выходящей кромки, а также прототип с прямой выходящей кромкой. Измерения проводились при разных углах атаки крыла а. Результаты испытаний для малых углов атаки (рис. 7) показали снижение уровней шума во всем измеряемом диапазоне частот, величина снижения составила от ~3 дБ при f = 500^1500 Гц до 8 дБ при f = 4000 Гц. При этом величина подъемной силы крыла при использовании пилообразной выходящей кромки не уменьшилась.
В работе [1] приводится пример снижения уровней кромочного шума на 2-3 дБ при применении пилообразной выходящей кромки для лопасти натурной ветровой турбины.
Отметим, что ни в одном из рассмотренных случаев величина снижения уровней кромочного шума при использовании пилообразной кромки не превысила 8 дБ, а среднее значение снижения составляет около 3 дБ.
Обоснование возможности использования опыта аэроакустики при проектировании малошумных судовых движителей
Applicability of aeroacoustic findings in design of silent marine propellers
Вопрос снижения шумности применительно к проектированию судовых движителей имеет не меньшую актуальность, чем в авиастроении. Очевидна важность малошумности движителей для военных кораблей. Однако в настоящее время немаловажное значение также приобретает и снижение уровней шума гражданских судов. Все больше внимания уделяется изучению влияния антропогенных источников шума на фауну моря, особенно в районах интенсивного судоходства. Проводятся систематические измерения уровней шума, создаваемого судами различных типов. Вводятся или готовятся к введению нормы шумности для судов при их
Уровень звукового давления, дБ
60
50
40 -
базовая модель
модель с пилообразными кромками, 2h = 6 мм, X/h = 1,2
30
20
10
У^шу
5000
10000
15000 Частота, Гц
Рис. 6. Сравнение уровней высокочастотного шума двух пропеллеров для беспилотного летательного аппарата. Черная кривая - пропеллер с пилообразными выходящими кромками; серая - пропеллер с выходящими кромками обычной геометрии [2]
Fig. 6. Comparison of high-frequency
noise curves for two UAV propellers with different kinds
of trailing edges: sawtooth (black)
and conventional (grey) [2]
Уровни звукового давления, 1/12-октавный спектр, дБ
50
45
40
35
30
25
20
=+±4-
-+R +
+ прототип
+ 1 вариант пилообразной кромки X 2 вариант пилообразной кромки
_I_|_
IF— ' *+
500
1000
2000
Частота f Гц
Рис. 7. Шум, генерируемый крылом с различными вариантами выходящей кромки. Испытания в аэротрубе при Re = 1,6-106; угол атаки а = 2,3°. Черный цвет соответствует гладкой выходящей кромке; серый - разные варианты пилообразной кромки [5]
Fig. 7. Noise radiation of wing with different trailing
edge configurations as recorded during
wind tunnel tests at Re = 1,6-106; attack angle а = 2.3°:
smooth trailing edge (black) vs different variants
of sawtooth edge (grey) [5]
заходе в порты. А поскольку одним из наиболее эффективных источников шума кораблей вообще и подводных лодок в частности являются гребные винты [13] (а также иные разновидности движителей), важность задачи снижения их шумности в особом обосновании не нуждается.
Вместе с тем нет однозначного ответа на вопрос, применимы ли методы снижения кромочного шума, используемые в авиастроении, для решения проблем гидроакустики. Выше, говоря об исследовании зарубежными авторами кромочного шума, имелась виду аэродинамическая его составляющая. Вполне резонно допустить, что некоторые конструктивные решения, эффективные для снижения высокочастотного аэродинамического шума, будут актуальны и для гидродинамического, при условии сопоставимости чисел Рейнольдса, а также второ-степенности фактора сжимаемости среды. Отметим, что при испытаниях некоторых объектов, рассмотренных в предыдущих разделах, достигались величины чисел Рейнольдса порядка 106 (например, рис. 7). Это вполне соответствует диапазону чисел Рейнольдса, характерному для обтекания лопастей судовых движителей.
Однако в этих рассуждениях никак не учитывается вибрационный компонент кромочного шума. При этом довольно очевидно, что проявления вибрационных явлений в воздушной и водной среде должны существенно различаться, особенно ввиду того, что и материалы, из которых изготавливаются конструкции в авиа- и кораблестроении тоже различны. Так, в авиастроении широко распространено использование сплавов алюминия, а судовые движители традиционно изготовляют из других материалов - корабельная бронза, титан. Впрочем, последний факт несколько нивелируется устойчивой современной тенденцией по широкому использованию как в авиа-, так и в судостроении новых материалов, например композитов.
По причине сложности сопоставления вклада вибрационной составляющей в кромочный шум в воде по сравнению с воздухом точный прогноз величины снижения уровней кромочного шума судовых движителей при заимствовании методов авиастроения вряд ли возможен. При этом качественные оценки вполне допустимы.
Второй важный фактор, ограничивающий использование опыта аэроакустики в водной среде -наличие явления кавитации. Кавитационные образования также являются источником шума, причем, как правило, более интенсивного, чем кромочный. Поэтому многие технические решения из области
аэроакустики, направленные на снижение шума, при разработке судовых движителей применены быть не могут. Например, в работе [3] в качестве одного из способов снижения высокочастотного шума, генерируемого закрылками самолета, предлагается установка специальных вихрегенераторов. Очевидно, что в водной среде подобные вихрегене-раторы с большой долей вероятности спровоцировали бы более раннее возникновение кавитации, вызвав в итоге не уменьшение, а увеличение уровней шума. При проектировании малошумного судового движителя мало улучшить его акустические параметры, сохраняя при этом пропульсивные качества, необходимо при этом не ухудшить его кави-тационные характеристики.
Резюмируя вышесказанное, отметим, что далеко не всякий способ снижения шума, применяемый в авиастроении, может быть использован при проектировании судовых движителей. Однако некоторые технические решения вполне могут быть успешно применены в обеих областях - и в аэро-, и в гидроакустике.
Например, рекомендации по снижению шум-ности гребных винтов кораблей и пропеллеров самолетов имеют много общего (например, [13, 14]). В обоих случаях к снижению уровней шума движителя приводит:
■ увеличение числа лопастей (для низкочастотного шума);
■ уменьшение диаметра движителя и его номинальной частоты вращения;
■ применение лопастей саблевидной формы;
■ изготовление лопастей из материала с большими внутренними потерями.
Как видим, случаи, когда схожие технические решения приводят к снижению шумности как в авиа-, так и судостроении, не единичны. При этом внедрение любого нововведения, ставящего своей целью снижение шумности, без экспериментально -го подтверждения бессмысленно.
Применительно к пилообразной выходящей кромке следует отметить, что никаких очевидных препятствий к переносу такого технического решения в область проектирования судовых движителей не замечено. Напротив, поскольку для движения в воде характерны весьма малые числа Маха, М < 0,02, то условие М < 0,2 при любом режиме работы судового движителя всегда заведомо выполняется.
С точки зрения сохранения кавитационных качеств без ухудшения особенно перспективным представляется использование пилообразной кромки на рабочем колесе (РК) водометного движителя
насосного типа, именуемого также водометным движительным комплексом (ВДК). У таких движителей определяющей является щелевая форма кавитации, то есть кавитация в зазоре между лопастью РК и насадкой. Поскольку локальное изменение геометрии выходящей кромки вряд ли способно вызвать значительные изменения течения в зазоре, придание выходящей кромке пилообразной формы не должно вызвать ухудшения кавитационных качеств движителя. Исходя из этого, а также из некоторых технологических соображений, было решено проверить эффективность использования пилообразной выходящей кромки для судового движителя именно на модели ВДК.
Проектирование рабочего колеса с пилообразными выходящими кромками лопастей
Impeller design with sawtooth trailing edges
Для оценки эффективности применения пило-образности выходящей кромки было выбрано РК-прототип со стандартной (гладкой) выходящей кромкой, диаметром D = 320 мм. Схема пилообраз-ности выходящей кромки проектируемого РК представлена на рис. 8.
Геометрические параметры зубцов приняты равными: h = 3,0 мм, X = 8,5 мм.
Как будет показано ниже, толщина пограничного слоя на выходящей кромке 5 имеет величину порядка 1,5 мм. Таким образом, все соотношения геометрических параметров зубца, требуемые для возможности снижения уровней шума, указанные выше, выполнены:
X/h = 2,83 (<4) или у = 35°(<45°), h/5 = 2,07 (>0,25).
Поскольку известно, что вклад корневых сечений лопасти в уровни кромочного шума невелик, было решено придать кромке пилообразность для относительных радиусов г> 0,7.
Также нужно отметить, что из технологических соображений пилообразность кромки РК несколько сглажена, причем в большей степени во впадинах, чем на вершинах зубцов. Таким образом, итоговая геометрия представляет собой некую комбинацию пилообразной и синусоидальной форм кромки.
Ввиду сложности геометрии лопасти РК придание пилообразности выходящей кромке представляет собой весьма непростую задачу. Для ее решения был разработан метод, в основных чертах представленный ниже.
8,5
35о
Рис. 8. Схема зубцов пилообразной выходящей кромки рабочего колеса
Fig. 8. Serrated trailing edge of impeller: teeth arrangement
Применяя заданную функцию криволинейности выходящей кромки A(r), получаем пилообразное изменение ширины C и саблевидности Cs лопасти на относительных радиусах выше r/R = 0,7 с сохранением других геометрических параметров. Распределение относительной ширины лопасти РК-прототипа и нового РК показано на рис. 9.
C/R 0,55 0,5 0,45 0,4 0,35 0,3
Cs/R 0,05 0
-0,05 -0,1 -0,15
а)
______ \ / 4
~ 4 'чХ
\
\\ \ \
--- - шеврон
- прототип
1 1
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 r/R
б)
-■"«-СЛ
\
\
__ — шеврон
прототип
0,5
0,6
0,7
0,8 0,9 r/R
Рис. 9. Распределение относительной ширины (а) и саблевидности (б) лопасти с гладкой (прототип) и пилообразной (шеврон) выходящей кромкой
Fig. 9. Distribution of relative width (a) and skew (b) of the blade with smooth (prototype) and sawtooth (chevron) trailing edge
При этом соответственным образом корректировалась саблевидность Cs лопасти для сохранения положения входящей кромки:
С(г) = СИсх(г) - A(r), Cs(r) = CsWx(r) + A(r)/2,
где Сисх, Csисх - ширина и саблевидность лопасти РК-прототипа.
Для полученной геометрии лопасти также было выполнено расчетное определение распределения упора по цилиндрическим сечениям.
Модель нового РК изготавливали целиком на станке с ЧПУ, поэтому профилировка лопастей единая, соответствует профилю прототипа с распределением толщины по хорде NACA-66mod и кривизны средней линии по хорде NACA, a = 0,8.
Основная трудность заключалась в сохранении без изменения передней половины лопасти РК, что необходимо для сохранения кавитационных свойств лопасти. Однако стандартное формирование математической модели поверхности лопасти по ОСТу 5.0317-80 «Винты гребные фиксированного шага морских судов. Правила математического представления поверхности лопастей» с сохранением единой профилировки по всей лопасти невозможно, а пересчет на каждом относительном радиусе относительной толщины и кривизны сечений довольно трудоемок. Поэтому было принято решение обеспечить корректность геометрии РК построением 3Б-модели.
При проектировании трехмерной модели РК с пилообразной выходящей кромкой лопасть была разделена на две части по средней линии лопасти, т.е. по £ = 0,0, где £ - безразмерная координата вдоль сечения лопасти.
3Б-модель формировалась с помощью специального расчетного комплекса, который позволяет определить точки на поверхности лопасти в декартовой системе координат по заданным геометрическим характеристикам. Точки для передней половины лопасти для £ от 1,0 до 0,1 были импортированы из модели РК прототипа. Для второй части точки были рассчитаны по геометрии с переменной шириной лопасти, которая обеспечивает пилообразную форму выходящей кромки с сохранением положения средней линии, т.е.
С(г) = Сисх(г) - 2*А(г), С<г) = С?Исх(г).
Таким образом, рассчитывались координаты точек на заданных относительных радиусах для засасывающей и нагнетающей стороны лопасти для £ от 0,0 до -1,0.
После чего все точки были соединены воедино сплайнами по цилиндрическим сечениям и проведены дополнительные направляющие кривые для более точного моделирования геометрии изгиба лопасти. В итоге получен окончательный каркас лопасти с пилообразной выходящей кромкой, как показано на рис. 10.
Далее было построено твердое тело по подготовленному каркасу. После чего полученная лопасть помещена на ступицу; опираясь на ОСТ 5.4108-83 «Винты гребные цельнолитые металлические. Методика построения и правила оформления чертежей», построен галтельный переход. С помощью кругового массива лопасть была размножена на число лопастей 2, и полученный набор тел скомбинирован в единое твердое тело.
Рис. 11. Изготовленная модель рабочего колеса с пилообразными кромками лопастей («шеврон»)
Fig. 11. Model of impeller with chevron blade edges
Рис. 10. Каркас лопасти с пилообразной выходящей кромкой
Fig. 10. Skeleton of the blade with sawtooth trailing edge
На основе 3Б-модели разработан теоретический чертеж модели РК. На рис. 11 представлены фотографии изготовленной модели РК, на рис. 12 для сравнения приведены фотографии гладкой модели РК.
Результаты испытаний движителя с пилообразными выходящими кромками лопастей рабочего колеса в Большой кавитационной трубе
Test results obtained at KSRC Large Cavitation Tunnel for impeller with sawtooth trailing edges
Испытания моделей ВДК производились в (БКТ) Крыловского центра в соответствии со стандартными методиками. Все испытания были выполнены на установке свободной воды, т.е. в условиях однородного набегающего потока. Как было упомянуто выше, при проектировании судового движителя необходимо обеспечить его хорошие акустические, гидродинамические и кавитационные качества. Улучшение акустических характеристик в ущерб остальным редко бывает приемлемо. По этой причине программа испытаний включает в себя:
■ испытания по определению момента начала кавитации;
■ испытания по определению гидродинамических характеристик движителя;
■ измерение уровней кромочного шума.
Испытания по определению момента начала кавитации
Cavitation inception tests
При кавитационных испытаниях производится визуальное наблюдение за возникновением различных форм кавитации на вращающейся модели РК при стробоскопическом освещении. При фиксированном значении относительной поступи РК регистрируется значение критического числа ка-
витации , соответствующее моменту возникновения той или иной формы кавитации. В данных испытаниях были зафиксированы следующие формы кавитации:
■ кавитация в зазоре между концом лопасти и насадкой (щелевая кавитация);
■ кавитация на засасывающей стороне в районе наибольшей толщины цилиндрических сечений (профильная кавитация);
Рис. 12. Рабочее колесо-прототип со стандартными (прямыми) выходящими кромками лопастей
Fig. 12. Prototype impeller with standard (straight) trailing edges
■ кавитация входящих кромок с нагнетающей стороны лопасти.
Построенная по результатам испытаний кави-тационная диаграмма, т.е. график зависимости
^¡аП от относительной поступи РК У, представлена
на рис. 13. На рабочей поступи РК наблюдались щелевая и профильная формы кавитации. Значения
для профильной кавитации практически одинаковы для обоих вариантов РК. Для щелевой формы кавитации различие в значении на рабочей поступи у РК с пилообразными кромками по
• щелевая (прототип)
♦ профильная (прототип) ▲ кромочная (прототип)
щелевая (шеврон) профильная (шеврон) кромочная (шеврон)
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
J
Рис. 13. Кавитационная диаграмма модели водометного движителя. Сравнение двух вариантов рабочего колеса - с пилообразными (шеврон) и прямыми (прототип) выходящими кромками
Fig. 13. Cavitation bucket of waterjet model. Comparison of two impeller options: sawtooth trailing edges vs straight ones
I A Кт (шеврон) 0,4 _ • 10KQ (шеврон)
_ Kt (прототип)
О 10Kq (прототип)
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 J
Рис. 14. Кривые действия модели водометного движителя. Сравнение двух вариантов рабочего колеса - с пилообразными (шеврон) и прямыми (прототип) выходящими кромками
Fig. 14. Performance curves of waterjet model. Comparison of two impeller options: sawtooth trailing edges vs straight ones
P, дБ
5 дБ
а)
n, об/с —19 — 18
— 16
14 —13 —12 -—11 -■-10
P, дБ
5 дБ
4 5 8 10 16 25 40 63 / кГц
б)
4 5 8 10 16 25 40 63 /¡кГц
Рис. 15. 1/3-октавные уровни кромочного шума модели водометного движителя, измеренные в Большой кавитационной трубе: а) рабочее колесо-прототип; б) рабочее колесо с пилообразными выходящими кромками Fig. 15. 1/3-octave edge noise of waterjet model, as measured at Large Cavitation Tunnel: a) prototype impeller; b) serrated impeller
сравнению с базовым РК не превышает 5 %. Отметим, что в данном случае происходит некоторое ухудшение кавитационных характеристик РК с пилообразными выходящими кромками по сравнению с прототипом. Однако это ухудшение можно оценить как незначительное.
Испытания по определению
гидродинамических
характеристик
Hydrodynamic tests
Испытания по определению гидродинамических характеристик (ГДХ) движителя проводились при фиксированной частоте вращения n модели РК и атмосферном статическом давлении в рабочем участке в широком диапазоне изменения относительной поступи рабочего колеса J. Результаты представлены на рис. 14 в безразмерной форме в виде зависимостей коэффициентов упора (KT) и момента (10Kg) рабочих колес от относительной поступи J (кривых действия). Как видно из рисунка, ГДХ ВДК, оснащенного РК с пилообразными кромками, очень близки соответствующим характеристикам прототипа.
Измерение уровней кромочного шума
Edge noise measurements
В результате акустических испытаний моделей ВДК были получены спектральные 1/3-октавные уровни кромочного шума. Измерения выполнялись при фиксированном значении рабочей относительной поступи J и постоянном избыточном давлении в рабочем участке БКТ, равном 1,5 атм., в диапазоне изменения частоты вращения гребного вала n от 10 1/с до 19 1/с. Результаты измерений представлены на рис. 15.
Анализ результатов испытаний
Analysis of test results
Как видно из рис. 13 и 14, как гидродинамические, так и кавитационные характеристики модели ВДК, оснащенного РК с пилообразными кромками, очень близки соответствующим характеристикам прототипа. Между тем сопоставление измеренных для двух моделей 1/3-октавных уровней шума позволяет выявить некоторый стабильный положительный эффект от использования пилообразной кромки.
Величина снижения уровней шума находится в диапазоне от 1 до 3 дБ, в зависимости от частоты / и режима работы модели движителя.
Оценим с помощью формулы (4) частоты, на которых можно ожидать снижение уровней кромочного шума согласно теории Хау. Для определения толщины пограничного слоя на выходящей кромке воспользуемся формулой, полученной В.М. Котловичем в результате обработки экспериментальных данных по обтеканию профилей при больших числах Рейнольдса Яе = Шс/у [15]:
5 =
0,344- с (log Re)162
(6)
P, дБ
5 дБ
1
4 5
--выходящие кромки _
пилообразные
10 16 25 40 f кГц
Для нашей задачи с - ширина хорды лопасти РК; Ш - полная скорость обтекания элемента лопасти,
Ш =7 V2 + (ппБ ■ г )2.
Оценку будем проводить для относительного радиуса Г = 0,85. Этот радиус является средним для участка лопасти с пилообразной кромкой. Ширину хорды с на этом радиусе для РК с пилообразными кромками приближенно оценим, исходя из соответствующего значения с для РК-прототипа: с ~ 0,075 м. Режимы работы модели движителя и параметры РК: п = 17 1/с, V = 3,92 м/с, Б = 0,32 м. Режим работы движителя при п = 17 1/с является средним из диапазона, в котором происходит уверенное выделение полезного сигнала над уровнем помех (п = 15^19 1/с). Рассчитанное по формуле (6) значение толщины погранслоя при этих параметрах: 5 = 1,45 мм. Учтем, что в формуле (4) и = 0,70- Ш. Рассчитанная таким образом частота, выше которой согласно теории Хау следует ожидать снижения уровней шума, /~ 7,3 кГц.
На рис. 16 представлено сравнение измеренных на указанном режиме 1/3-октавных уровней кромочного шума ВДК, оснащенного РК с пилообразными выходящими кромками, с уровнями шума ВДК с РК, у которого выходящие кромки прямые. Как видно из рисунка, систематическое снижение уровней кромочного шума для РК с пилообразными кромками наблюдается на частотах / > 8,0 кГц, что хорошо согласуется с расчетным значением частоты / = 7,3 кГц.
На рис. 17 представлено сравнение нормированных 1/3-октавных уровней кромочного шума ВДК, оснащенного РК с пилообразными выходящими кромками, с уровнями шума ВДК с РК-прототипом.
Для нормирования измеренных уровней кромочного шума указанных моделей ВДК использу-
Рис. 16. Измеренные 1/3-октавные уровни шума водометного движительного комплекса. Сравнение двух вариантов рабочего колеса -с пилообразными и прямыми выходящими кромками. N = 17 1/с; V = 3,92 м/с
Fig. 16. Measurement data for 1/3-octave waterjet noise: sawtooth vs straight trailing edges. N = 17 1/s; V = 3.92 m/s
ется методика, разработанная в Крыловском центре и включающая следующие операции:
■ производится сравнение измеренных уровней шума модели с уровнями фонового шума. При необходимости производится выбраковка измеренных уровней согласно принятым в методике правилам;
■ уровни шума, измеренные непосредственно в процессе испытаний, пересчитываются на условия работы ВДК в безграничном потоке
P, дБ
5 дБ
выходящие кромки прямые
выходящие кромки пилообразные
100
1000
fn
Рис. 17. Нормированные 1/3-октавные уровни шума водометного движительного комплекса. Сравнение двух вариантов рабочего колеса - с пилообразными и прямыми выходящими кромками
Fig. 17. Non-dimensional 1/3-octave noise levels of waterjet: sawtooth vs straight trailing edges
путем введения поправки, полученной в результате акустической калибровки БКТ;
■ производится нормирование измеренных уровней шума на каждом режиме испытаний. Нормирование осуществлялось согласно принятым в методике формулам:
P(f) = P(f) - 70lgD - 50lgn + 20lgr, f = f,
n
где r - расстояние от центра диска РК до гидрофона;
■ выполняется осреднение нормированных спектров кромочного шума для различных частот вращения вала n.
Из рис. 17 видно, что нормированные уровни шума движителя, оснащенного РК с пилообразными кромками, ниже уровней шума движителя с РК-прототипом на 2-3 дБ в диапазоне значений безразмерной частоты fin > 450. Поскольку нормированные спектры являются осредненными для разных значений n, рисунок показывает, что снижение уровней шума является систематическим и проявляется в широком диапазоне режимов работы движителя.
Выводы
Conclusion
В статье дан обзор работ, посвященных применению пилообразной выходящей кромки лопастей и крыльев для снижения воздушного шума, и рассмотрена возможность использования такой кромки при проектировании судовых движителей.
Спроектирована и изготовлена модель РК с пилообразными кромками, проведены ее акустические, кавитационные и гидродинамические испытания.
Результаты испытаний показали возможность применения пилообразной выходящей кромки для снижения уровней высокочастотного шума, создаваемого судовыми движителями. Снижение уровней кромочного шума модели ВДК, оснащенного РК с пилообразными кромками, составило 1^3 дБ в диапазоне частот f = 10^63 кГц. При этом спроектированный движитель сохранил высокие пропуль-сивные и кавитационные качества по сравнению с движителем-прототипом, РК которого имеют гладкие кромки лопастей.
В работе исследован только один вариант геометрии зубца лопасти. При этом, как показали многочисленные эксперименты в области аэроакустики, эффект снижения шума при применении
пилообразной кромки сильно зависит от геометрии зубца и может варьироваться от 1^2 до 7^10 дБ. Поэтому есть все основания полагать, что положительный эффект, полученный для представленной модели РК с пилообразными кромками, не является максимальным, и его можно увеличить, варьируя геометрию зубца. В частности, зубцы с более выраженной пилообразностью (без скругления во впадинах и на вершинах зубцов), а также с большим отношением амплитуды зубца к его ширине должны давать больший эффект по снижению шумности. При этом очевидно, что выходящие кромки с узкими и острыми зубцами будут более сложны в изготовлении и менее удобны в эксплуатации.
Библиографический список
1. Oerlemans S, Fisher M, Maeder T, Kogler K. Reduction of wind turbine noise using optimized airfoils and trailing-edge serrations // AIAA Journal. 2009. Vol. 47, № 6. P. 1470-1481.
2. Ning Z., Hu H. An experimental study on the aerodynamics and aeroacoustic characteristics of small propellers of UAV // Proc. of the 2016 AIAA Science and Technology Forum and Exposition (SciTech2016). New York: Red Hook, 2016. P. AIAA 2016-1785, p. 1-17.
3. Mengle V.G., StokerR.W., BrusniakL., ElkobyR. Flaperon modification effect on jet-flap interaction noise reduction for chevron nozzles // Proc. of the 13th AIAA/CEAS Aeroacoustics Conference (28th AIAA Aeroacoustics Conference). Reston, 2007. P. AIAA 2007-3666, p. 1-19.
4. Беляев И.Ю., Зайцев М.Ю., Копьев В.Ф. Влияние шевронов на шум предкрылка // Акустический журнал. 2015. Т. 61, № 6. С. 754-763.
5. Wind tunnel test of trailing edge serrations for the reduction of wind turbine noise / Fischer A. [et al.] // Proc. of the Inter-noise 2014. Melbourne, 2014. P. 1-10. URL: https://www.acoustic.asn.au/conference_proceeding/ INTERN0ISE2014/papers/p693.pdf.
6. Fink M.R., Bailey D.A. Airframe noise reduction studies and clean-airframe noise investigation. Hampton, 1980. 80 p. (NASA Contr. report; № 159311).
7. Crighton D.G. Airframe Noise // Aeroacoustics of flight vehicles: theory and practice. Vol. 1: Noise Sources. Washington, 1991. P. 391-447. (NASA Ref. Publication 1258, Vol. 1).
8. Bohn A.J., Shovlin M.D. Upper surface blowing noise of the NASA ames quiet short-haul research aircraft // Journal of Aircraft. 1981. Vol. 18, № 10. P. 826-832.
9. Williams J., Hall L. Aerodynamic sound generation by turbulent flow in the vicinity of a scattering half plane // Journal of Fluid Mechanics. 1970. Vol. 40, № 4. P. 657-670.
10. Howe M.S. A review of the theory of trailing edge noise // Journal of Sound and Vibration. 1978. Vol. 61, № 3. P. 437-465.
11. Howe M.S. Aerodynamic noise of a serrated trailing edge // Journal of Fluids and Structures. 1991. Vol. 5, № 1. P. 33-45.
12. Howe M.S. Noise produced by a sawtooth trailing edge // Journal of the Acoustical Society. 1991. Vol. 90, № 1. P. 482-487.
13. Левковский Ю.Л. Шум гребных винтов. Санкт-Петербург: ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, 2005. 184 с.
14. MetzgerF.B. An assessment of propeller aircraft noise reduction technology. Hampton, 1995. 123 p. (NASA Contr. Report; № 198237).
15. Справочник по теории корабля: В 3-х т. Т. 1. Гидромеханика. Сопротивление движению судов. Судовые движители / [Я.И. Войткунский и др.]. Л.: Судостроение, 1985. 764 с.
16. Lyu B., AzarpeyvandM., Sinayoko S. Prediction of noise from serrated trailing-edges // Journal of Fluid Mechanics. 2016. № 793. P. 556-588.
17. Brooks T.F., Pope D.S., MarcoliniM.A. Airfoil Self-Noise and Prediction. Springfield, 1989. 142 p. (NASA Ref. Publication; № 1218).
References
1. S. Oerlemans, M. Fisher, T. Maeder, K. Kogler. Reduction of wind turbine noise using optimized airfoils and trailing-edge serrations // AIAA Journal. 2009. Vol. 47, № 6. P. 1470-1481.
2. Z. Ning, H. Hu. An experimental study on the aerodynamics and aeroacoustic characteristics of small propellers of UAV // Proc. of the 2016 AIAA Science and Technology Forum and Exposition (SciTech2016). New York: Red Hook, 2016. P. AIAA 2016-1785, p. 1-17.
3. V.G. Mengle, R.W. Stoker, L. Brusniak, R. Elkoby. Flaperon modification effect on jet-flap interaction noise reduction for chevron nozzles // Proc. of the 13 th AI-AA/CEAS Aeroacoustics Conference (28th AIAA Aero-acoustics Conference). Reston, 2007. P. AIAA 20073666, p. 1-19.
4. I. Belyaev, M. Zaitsev, V. Kopyev. Effect of chevrons on slat noise of straight and swept wings // Acoustical Physics. 2015. Vol. 61. No. 6. P. 754-763 (in Russian).
5. Wind tunnel test of trailing edge serrations for the reduction of wind turbine noise / A. Fischer [et al.] // Proc. of the Inter-noise 2014. Melbourne, 2014. P. 1-10. URL:
https://www.acoustic.asn.au/conference_proceeding/INT ERNOISE2014/papers/p693.pdf.
6. M.R. Fink, D.A. Bailey. Airframe noise reduction studies and clean-airframe noise investigation. Hampton, 1980. 80 p. (NASA Contr. report; № 159311).
7. D.G. Crighton. Airframe Noise // Aeroacoustics of flight vehicles: theory and practice. Vol. 1: Noise Sources. Washington, 1991. P. 391-447. (NASA Ref. Publication 1258, Vol. 1).
8. A.J. Bohn, M.D. Shovlin. Upper surface blowing noise of the NASA ames quiet short-haul research aircraft // Journal of Aircraft. 1981. Vol. 18, № 10. P. 826-832.
9. J. Williams, L. Hall. Aerodynamic sound generation by turbulent flow in the vicinity of a scattering half plane // Journal of Fluid Mechanics. 1970. Vol. 40, № 4. P. 657-670.
10. M.S. Howe. A review of the theory of trailing edge noise // Journal of Sound and Vibration. 1978. Vol. 61, № 3. P. 437-465.
11. M.S. Howe. Aerodynamic noise of a serrated trailing edge // Journal of Fluids and Structures. 1991. Vol. 5, № 1. P. 33-45.
12. M.S. Howe. Noise produced by a sawtooth trailing edge // Journal of the Acoustical Society. 1991. Vol. 90, № 1. P 482-487.
13. Yu. Levkovsky. Noise of propellers. St. Petersburg: KSRI, 2005 (in Russian).
14. F.B. Metzger. An assessment of propeller aircraft noise reduction technology. Hampton, 1995. 123 p. (NASA Contr. Report; № 198237).
15. Ship Theory. Reference book. Under editorship of Ya. Voitkunsky. In 3 vol. Vol. 1. Hydromechanics. Resistance. Propulsors. Leningrad, Sudostroyeniye, 1985 (in Russian).
16. B. Lyu, M. Azarpeyvand, S. Sinayoko. Prediction of noise from serrated trailing-edges // Journal of Fluid Mechanics. 2016. № 793. P. 556-588.
17. T.F. Brooks, D.S. Pope, M.A. Marcolini. Airfoil Self-Noise and Prediction. Springfield, 1989. 142 p. (NASA Ref. Publication; № 1218).
Сведения об авторах
Егоров Юрий Александрович, начальник стенда ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 386-67-49. E-mail: yurjo@mail.ru. Коваль Анастасия Александровна, начальник сектора ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 386-67-49. E-mail: krylov@krylov.spb.ru.
About the authors
Yury A. Yegorov, Test Rig Manager, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 386-67-49. E-mail: yurjo@mail.ru.
Anastasia A. Koval, Head of Sector, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoye sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 386-67-49. E-mail: krylov@krylov.spb.ru.
Поступила / Received: 17.06.19 Принята в печать / Accepted: 20.11.19 © Егоров Ю.А., Коваль А.А., 2019
