12低噪声螺旋桨

常用螺旋桨的参数（转）同一转速在不同速度时效率不同，或者说不同的速度各有其效率最高的转速螺旋桨的螺距决定了它的几何攻角，而桨叶的实际攻角还和前进速度有关，使桨叶在最有利的攻角下工作就能得到最高的效率。

可见决定螺旋桨效率的并不是转速而是转速与前进速度之间的比例关系，即状态特性（相对进距）。

螺旋桨的相对螺距h=H/D（ H为实际螺距，D为直径），状态特性（相对进距）入=V/nD （V为飞行速度，n为转速），对一般螺旋桨当h-入=0.2时可以得到最大效率。

各种螺旋桨的最高效率OS引擎螺旋槳選用表也適用一般廠牌引擎級數新引擎適用10LA 7x4 6.5 〜7x3〜& 8x4 15LA8x47x5 〜6、8x4 〜525LA9x59x5 〜640LA11x510x6〜7、10.5x6、11x5〜646LA11x611x6 〜765LA12x612x7〜8、13x6〜8 15LA-S8x48x4 〜625LA-S9x69x6、10x540LA-S11x511x5 〜646LA-S11x6 一攲11x6〜7、12x5〜6 15CV-A7x5 〜6、8x4 〜& 9x48x4 〜625FX9x5〜6、9.5x5、10x59x6、9.5x5 32SX10x6、10.5x5、11x69x7 〜& 10x6 40FX10x6、10.5x6、11x6〜7 46FX10.5x6、11x6〜& 12x6〜711x8〜10、12x7〜950SX RING11x6〜10、12x612x7 〜961FX12x6〜8、13x6〜712x9〜1191FX RING15x 8、16x6 〜8、17x6、14x7(3blade)13x11〜13、14x10〜11 108FSR RING(RN)(BX-1) 14x6〜& 15x6〜8、16x6、18x6 140RX / 140RX-FIAerobatic15x14 〜16、16x13 〜1515x14160FX RING 17x10 〜13、18x10 〜1215x12〜14、16x10〜14、16.5x10 〜13160FX-FI 16x12 〜13、17x10 〜11、18x10 〜12 16x14、16.5x12 〜13、17x12〜13FS-26S9x6 〜79x6〜7、10x6、10.5x6、8x6(3blade)FS-30S9x6 〜710x4 〜6FS-40S10x7〜7.5、11x6、9x7(3blade)10x7、10.5x6、11x7、12x5〜6、10x7(3blade)FS-52S 10x9 〜10、10.5x8 〜9、11x7 〜811x7 〜8、12x6、12.5x6FS-70S II11x9 〜10、12x7 〜8、12.5x613.5x8、14x7、11x7(3blade)FS-91S II/FS-91S ll-P11x11 〜12、12x10 〜12、13x913.5x8、14x7、15x6、16x6、12x8(3blade)FS-91S II-FI12x10 〜12、13x9、14x7 15x6、16x6FS-120S-E13x11 〜12、14x10 〜1115x9、16x6〜7、18x5 〜6、14x7(3blade)、15x8(3blade) FS-120S III13x11 〜13、14x10 〜1115x8、16x6〜7、18x5 〜6、14x7(3blade)、15x8(3blade)FT-160 (Gemi ni-160)16x6 〜8、18x6 〜8、20x6FT-300 (Super Gemi ni-300)18x10 〜14、20x8 〜11、22x8FF-320 (Pegasus) 18x10 〜14、20x8 〜10、22x8FR5-300 (Sirius) 18x10 〜14、20x8 〜10、22x8ROTARY ENGINE 49PI8x6、9x5 〜6、9.5x5、10x5BGX-1 RING(RN)18x10〜12、20x8〜1018x10〜12、20x8〜10【下载本文档，可以自由复制内容或自由编辑修改内容，更多精彩文章，期待你的好评和关注，我将一如既往为您服务】。

安东诺夫设计局安东诺夫设计局创建于1946年，它是以著名飞机设计家安东诺夫名字命名的设计局。

安东诺夫是前苏联著名的滑翔机和飞机设计家, 他曾设计过多达50余种的滑翔机，奠定了前苏联滑翔机事业基础。

安东诺夫后期转为设计运输机，在以他的名字命名的设计局领导设计了多种运输机和滑翔机。

虽然它成立较晚，但是它的发展却很快，在运输机设计方面安东诺夫设计局取得了很大的成绩。

在40年代末研制成功了安-2型多用途军用运输机，这种飞机总共生产了一万多架，至今还在俄罗斯等国家的农业航空中使用。

在中国著名的早期飞机运5就是在安-2型运输机的基础上发展的。

50年代，在安东诺夫领导下的设计局研制了安-10“乌克兰”式巨型客机，它比图-104喷气式客机耗油量小，可乘坐84名旅客，并且能带3吨半货物。

此后安东诺夫设计局又设计出一系列小型和中型民用和军用运输机，如安-12等。

在1965年安东诺夫设计局研制成功了载重约80吨的大型远程军用运输机安-22、安-124、安-225等。

前苏联解体后，安东诺夫飞机设计局归属乌克兰，后更名为安东诺夫航空科学技术联合体。

1：Ａn－２1947年首飞，1950年开始批量生产。

翼展：18.18/14.24m（上/下）机长：12.74 m机高：6.10 m巡航速度：185 km/h起飞速度：80 km/h着陆速度：85 km/h空重：3450 kg最大燃油量：900 kg最大起飞重量：5500 kg最大着陆重量：5250 kg运-5的原型2：安-3安-3是乌克兰安东诺夫设计局在安-2多用途运输机基础上发展的农业机。

1972年开始研制，制造了原型机并进行了试飞。

之后安-3的发展便停顿下来。

后来由于波兰制造的M-15农业机因经济性不佳而于1981年停产，安-3的发展计划才又复活，1982年开始加紧试飞并决定大量生产，成为前苏联和东欧各国新一代主要农业飞机。

与安-2相比其主要变化是：把746千瓦(1014马力)的活塞式发动机换成1081千瓦(1470轴马力)的涡轮螺桨发动机，机头加长91厘米，中机身加长46厘米；改进了座舱的空调和密封装置，使飞行员能在18～20℃的舒适温度和不受喷洒农药毒害的条件下工作；能携带喷粉和喷液设备，药箱容积2200升，比安-2增加50%，每公顷喷洒成本降低25～30%；飞机的起落距离缩短，爬升能力增加；螺旋桨转速低，飞机的噪音和振动减小等等。

汇报人：文小库2023-11-20•潜艇低噪声安静操纵控制技术概述•潜艇噪声来源与安静性评估•低噪声潜艇设计与优化•潜艇安静操纵控制技术潜艇低噪声安静操纵控制技术概述01潜艇作为水下隐秘行动的利器，其隐蔽性至关重要。

低噪声安静操纵控制技术是提升潜艇隐蔽性的核心技术之一。

背景通过降低潜艇的噪声水平，提高其在水下的隐蔽性，增加敌方探测难度，从而确保潜艇执行任务的成功率和生存能力。

意义技术背景与意义近年来，国内在潜艇低噪声技术方面取得了显著进展，通过改进潜艇外形设计、采用新型推进器等方式降低噪声。

国外在潜艇低噪声技术方面的研究起步较早，通过大量实验和模拟分析，积累了丰富的经验和数据。

虽然国内在这方面取得了一定的成绩，但与国外先进水平相比，还存在一定差距，需要进一步加强研究和创新。

国内研究国外研究对比与差距国内外研究现状随着科技的不断进步，新材料、新工艺、新设计等方面将持续推动潜艇低噪声技术的创新发展。

创新驱动发展未来，将综合运用多种技术手段，如主动噪声控制、新型推进器技术等，以实现潜艇噪声水平的显著降低。

多元化技术手段人工智能、大数据等技术的引入，将有助于实时监测、分析和优化潜艇的噪声性能，提高潜艇的隐蔽性和生存能力。

智能化发展技术发展趋势潜艇噪声来源与安静性评估02潜艇的机械系统（如发动机、泵和传动装置）在运行过程中会产生噪声。

为了降低机械噪声，可以采用低噪声设计、减震隔振技术和主动噪声控制等方法。

机械噪声潜艇在水下航行时，水流与潜艇表面相互作用产生的噪声。

优化潜艇外形、减少水流湍流和采用吸声材料可以有效降低水动力噪声。

水动力噪声潜艇螺旋桨旋转时产生的噪声。

通过优化螺旋桨设计、采用先进的推进技术和降低螺旋桨转速，可以降低螺旋桨噪声。

螺旋桨噪声潜艇噪声来源分析声呐测量：使用声呐设备对潜艇进行水下噪声测量，评估潜艇在不同航速、深度和航行状态下的噪声水平。

专家评估：邀请声学领域的专家，根据潜艇的设计特点、噪声控制技术和实际测量结果，对潜艇的安静性进行综合评估。

Hawker Beechcraft 公司有效页清单本清单包含所有当前页及有效修订号或日期，应该在进行相应修改后使用以保证手册的完整性和时效性。

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第1节概述目录标题 页码 引言··············································································································1-3 重要提示······································································································1-4 手册的使用··································································································1-4 警告、注意和注···················································································1-4 修改手册······································································································1-5 修订服务······································································································1-6 补充信息······································································································1-6 飞机飞行手册补充信息修订记录·······························································1-7 三面视图······································································································1-8 地面转弯指令······························································································1-9 描述性数据································································································1-10 发动机·································································································1-10 发动机数量..................................................................................1-10发动机制造商..............................................................................1-10发动机型号..................................................................................1-10发动机类型..................................................................................1-10驱动轴数量..................................................................................1-10压气机级和类型..........................................................................1-10燃烧室类型..................................................................................1-10涡轮级和类型..............................................................................1-10 压气机（燃气发生器）涡轮············································1-10动力涡轮···········································································1-10 发动机额定轴－马力..................................................................1-10压气机（燃气发生器）轴转速（N1限制）.............................1-10螺旋桨转速（N2 限制）...........................................................1-11 螺旋桨·································································································1-11 螺旋桨数量..................................................................................1-11螺旋桨制造商..............................................................................1-11桨叶数量......................................................................................1-11螺旋桨类型..................................................................................1-11螺距变化范围（30英寸力矩）.................................................1-11第1节概述目录（续）标题 页码燃油····································································································1-11 批准的发动机燃油......................................................................1-11 商业等级·············································································1-11军事等级·············································································1-11 应急发动机燃油（见第2节“限制”）.......................................1-11 商业航空汽油等级······························································1-11 可用燃油......................................................................................1-12批准的燃油添加剂......................................................................1-12 发动机滑油·························································································1-12 规格..............................................................................................1-12滑油运动黏度..............................................................................1-12滑油容量（每台发动机）..........................................................1-12 最大论证重量·····················································································1-12 客舱和入口体积·················································································1-13 后行李舱容积·····················································································1-13 前电子设备舱容积·············································································1-13 具体载荷····························································································1-13 符号、缩写和术语····················································································1-14 空速术语概括·····················································································1-14 气象术语····························································································1-16动力术语·····························································································1-17 控制和设备术语·················································································1-18 图表术语·····························································································1-19 重量和平衡术语·················································································1-20 缩写····································································································1-22引言飞行员操作手册和经FAA批准的飞机飞行手册的格式和内容与1996年10月18日发布的经过第2版修订的第1版GAMA（通用航空制造商协会）手册说明书保持一致。

船舶噪声与振动控制船舶噪声与振动控制是船舶设计和运行中非常重要的方面。

船舶在海上航行时，会受到各种因素的影响，产生噪声和振动。

这些噪声和振动不仅对船舶的运行效率和安全性产生影响，还会对船员和乘客的舒适度产生影响。

因此，对船舶噪声与振动进行控制是非常必要的。

船舶噪声的来源船舶噪声的来源主要有两个方面，一是船舶的机械设备，二是船舶的流体动力学特性。

机械设备船舶的机械设备包括主机、辅机、发电机、泵等，这些设备在运行过程中会产生噪声。

噪声的主要原因是设备中的零件在运动过程中产生的碰撞、摩擦和振动。

此外，设备的冷却系统、排气系统等也会产生噪声。

流体动力学特性船舶在海上航行时，会受到海水的冲击，产生流体动力学噪声。

这种噪声主要是由于船舶的船体、螺旋桨、舵等部件与海水相互作用产生的。

流体动力学噪声的频率范围较广，可以从几十赫兹到几千赫兹不等。

船舶振动的来源船舶振动的来源主要有两个方面，一是船舶的机械设备，二是船舶的流体动力学特性。

机械设备船舶的机械设备在运行过程中会产生振动。

振动的主要原因是设备中的零件在运动过程中产生的碰撞、摩擦和振动。

此外，设备的冷却系统、排气系统等也会产生振动。

流体动力学特性船舶在海上航行时，会受到海水的冲击，产生流体动力学振动。

这种振动主要是由于船舶的船体、螺旋桨、舵等部件与海水相互作用产生的。

流体动力学振动的频率范围较广，可以从几十赫兹到几千赫兹不等。

船舶噪声与振动的控制方法船舶噪声与振动的控制方法主要有以下几种：隔振降噪隔振降噪是通过隔离船舶机械设备和船体之间的振动传递，降低船舶噪声的方法。

常用的隔振降噪材料有橡胶隔振器、空气隔振器等。

吸声降噪吸声降噪是通过吸收船舶噪声的能量，降低噪声的方法。

常用的吸声材料有吸声泡沫、吸声板等。

隔声降噪隔声降噪是通过隔绝船舶噪声的传播路径，降低噪声的方法。

常用的隔声材料有隔声板、隔声窗等。

减振设计减振设计是通过优化船舶机械设备的设计，减少振动产生的方法。

螺旋桨辐射噪声评估方法螺旋桨辐射噪声评估方法是针对飞机螺旋桨引擎在运行过程中产生的噪声进行评估和控制的一种方法。

螺旋桨引擎是目前常见的飞机动力装置之一，它的运行会产生噪声，给机组和乘客带来不适，同时也会对周围环境造成污染。

因此，螺旋桨辐射噪声评估方法的研究和应用对于提高飞机的安全性和环境友好性具有重要意义。

螺旋桨辐射噪声评估方法主要包括以下几个方面：1.噪声测量与分析：通过在飞机起降、巡航和下降等不同工况下对螺旋桨引擎噪声的实时测量，获取噪声数据。

噪声测量可以采用声学传感器等设备进行，测量主要包括声压级、频率分布、声音谐波和谐波系数等参数，同时也可以进行频谱分析和噪声特征提取。

通过对测量数据的分析，可以获得噪声源的特性和辐射方向。

2.数值模拟与预测：通过数值计算方法，对螺旋桨引擎运行时产生的噪声进行模拟和预测。

数值模拟可以使用计算流体力学（CFD）方法和计算结构动力学（CSD）方法等，对桨叶和空气之间的相互作用进行数值计算，预测噪声的辐射特性。

同时，也可以利用声学传递函数（ATF）和噪声源模型等方法，对噪声的传播路径和辐射范围进行分析。

3.噪声控制技术：基于噪声测量和预测结果，结合航空法规与指导方针，采取相应的噪声控制技术。

噪声控制技术包括结构设计优化、声波吸收材料的应用、振动控制和减振措施等。

通过对引擎及其周围结构的改进和优化，减少振动和噪声的产生，从而达到控制和减少螺旋桨辐射噪声的目的。

4.噪声评价标准与监测体系：制定螺旋桨辐射噪声评价标准和监测体系，对飞机噪声进行评价和监测。

噪声评价标准可以包括国际和国内的相关标准，如ICAO（国际民航组织）和FAA（美国联邦航空局）等的标准要求。

监测体系可以采用实时监测系统，对飞机噪声进行实时监测，以便及时发现和控制噪声问题。

螺旋桨辐射噪声评估方法的研究和应用，可以帮助飞机制造商和使用者更好地理解和控制螺旋桨引擎噪声，减少对人类和环境的影响。

相关技术的发展也将推动飞机噪声控制和环保技术的发展。

noise的意思用法总结noise有噪音,嘈杂声，吵闹声,声音，声响,杂音的意思。

那你们想知道noise的用法吗?今日我给大家带来了noise的用法 ,期望能够帮忙到大家，一起来学习吧。

noise的意思n. 噪音,嘈杂声，吵闹声,声音，声响,杂音vt. 谣传,哄传,传奇vi. 发出声音,大声谈论变形：过去式: noised; 现在分词：noising; 过去分词：noised;noise用法noise可以用作名词noise的基本意思是“噪声”“吵闹声”,指刺耳、尖锐的声音,有时是混合的或多种声音夹杂在一起,含有使人不开心之义。

noise作“吵闹声”讲一般只用其单数形式。

在表示各种不同的声音时可用noises。

noise也可泛指一般“声音”,既可用作可数名词,也可用作不行数名词。

noise用作名词的用法例句The loud noise from the nearby factory chafed him.四周工厂的噪声使他烦燥。

The dog perked its ears at the noise.一听到噪声，狗就竖起了耳朵There is so much noise in this restaurant; I can hardly hear you talking.这个餐厅里太嘈杂了，我几乎听不到你说话。

noise用法例句1、Sightseers may be a little overwhelmed by the crowds and noise.拥挤的人群和吵闹的噪音可能会让游客有些茫然不知所措。

2、Flying at 1,000 ft. he heard a peculiar noise from the rotors.在1,000英尺的高度飞行时，他听到旋翼发出一种惊奇的噪音。

3、With a low-pitched rumbling noise, the propeller began to rotate.伴随着隆隆的低沉噪声，螺旋桨开头旋转起来。

北师大版物理九年级上学期《燃料的利用和环境保护》同步练习一．选择题〔共9小题〕1．以下关于热值和热机效率的描画，不正确的选项是〔〕A．使燃料熄灭更充沛，可以增大热值B．使燃料熄灭更充沛，可以提高热机效率C．燃料熄灭释放的热量越多，热值越大D．热值和热机效率都是定值，与外界条件有关2．关于熄灭的热值，以下说法正确的选项是〔〕A．熄灭的热值与燃料的种类有关系，与熄灭的质量和熄灭状况有关B．熄灭1千克某种燃料放出的热量就是这种燃料的热值C．燃料熄灭时，质量越大，热值越大D．燃料不完全熄灭时的热值比完全熄灭时的大3．将一瓶酒精用去三分之一，剩余酒精的〔〕A．热值、密度和比热容都不变B．热值、密度、比热容都变为原来的三分之二C．热值变为原来的三分之二，密度、比热容不变D．热值不变，密度、比热容变为原来的三分之二4．如下图，甲、乙、丙三图中的装置完全相反，燃料的质量相反，烧杯内的液体质量也相反，以下说法正确的选项是〔〕A．比拟不同液体的比热容，可以选择甲乙两图B．比拟不同液体的比热容，可以选择乙丙两图C．比拟不同燃料的热值，可以选择乙丙两图D．比拟不同燃料的热值，可以选择甲乙两图5．关于以下现象的说法正确的选项是〔〕A．火箭运用液态氢作燃料，是由于它含有的热量多B．物体吸收热量，温度一定降低C．海边昼夜温差比内陆小，是由于水的比热容较大D ．0℃的水变成0℃的冰，温度不变，内能不变6．如下图，某学习小组设计实验来比拟酒精、煤油和汽油的热值大小。

甲、乙、内三个装置中水的质量和初温及三种燃料的质量均相反。

当三种燃料完全熄灭后，水的末温〔均未沸腾〕关系为t 甲=t 丙＞t 乙，由此可粗略判别出它们热值q 的大小关系为〔 〕A ．q 甲＞q 乙＞q 丙B ．q 甲＞q 乙=q 丙C ．q 甲=q 乙＞q 丙D ．q 甲=q 丙＞q 乙 7．与世界动力结构相比，我国目前的动力结构存在缺乏，如下图，以下措施有利于优化我国动力结构的是〔 〕A ．继续发扬产煤大国的优势B ．减小石油和自然气的比重C ．严控核能、水电能的开发D ．加大可再生资源的开发应用 8．以下做法能使空气污染加剧的是〔 〕A ．不控制汽车尾气的排放B ．倡议运用太阳能设备C ．开展核电替代局部煤发电D ．制止在户外燃烧渣滓9．柴静录制的纪录片«天穹之下»使人们对雾霾有了更明晰的看法。

一种马刀型低噪声螺旋桨桨叶设计方法螺旋桨是一种常见的推进装置，被广泛应用于船舶、飞机和风力发电等领域，而马刀型低噪声螺旋桨则是一种能够减少噪声产生的设计方法。

本文将介绍一种马刀型低噪声螺旋桨桨叶的设计方法。

首先，为了设计出低噪声的螺旋桨桨叶，需要考虑减少气动噪声和水动力噪声。

对于马刀型螺旋桨来说，主要通过优化桨叶形状来降低噪声的产生。

在气动噪声方面，可以采用以下方法进行优化。

首先，桨叶的厚度分布应该合理，避免过于薄或过于厚的区域，以减少气动流动引起的噪声。

其次，可以采用扭曲桨叶的设计，使得桨叶在运行时产生的湍流减少，从而减少噪声的产生。

此外，还可以通过设计合适的桨叶尖缘形状，减少尖缘处的压力差，降低噪声的产生。

在水动力噪声方面，可以采用以下方法进行优化。

首先，桨叶应该具有良好的水动力特性，减少水动力阻力和涡流的产生，从而降低噪声的产生。

其次，可以通过调整桨叶的扭曲和弯曲，以减少水动力噪声。

此外，还可以采用降噪边缘设计，如添加噪声降低刃等结构，有效减少水动力噪声。

除了优化桨叶形状，还可以采用其他方式进一步降低螺旋桨噪声。

例如，可以在螺旋桨轴的中心部分添加隔音材料，以减少噪声的传播。

此外，还可以通过优化螺旋桨与机身或船体的连接方式，减少结构传声、传振引起的噪声。

综上所述，马刀型低噪声螺旋桨桨叶的设计方法主要包括优化桨叶形状，减少气动噪声和水动力噪声的产生。

通过合理分布桨叶厚度、扭曲桨叶形状、调整桨叶尖缘形状等措施，可以有效降低噪声的产生。

此外，采用隔音材料、优化连接方式等辅助措施也可以进一步减少噪声的传播和产生。

这些设计方法可以为马刀型低噪声螺旋桨的制造和使用提供指导和参考。

船舶噪声控制技术的研究进展在现代航运业中，船舶噪声问题日益受到关注。

过大的噪声不仅会影响船员的工作和生活质量，还可能对船舶的设备运行和结构安全产生不利影响，甚至对海洋生态环境造成一定的破坏。

因此，船舶噪声控制技术的研究具有重要的现实意义。

船舶噪声的来源较为复杂，主要包括机械噪声、螺旋桨噪声和水动力噪声等。

机械噪声通常由主机、辅机、各种泵和通风系统等设备的运转产生。

这些设备在工作时，由于部件的摩擦、撞击以及振动等，会向外辐射噪声。

螺旋桨噪声则是由于螺旋桨在旋转过程中与水流相互作用而产生的，包括空泡噪声、叶频噪声等。

水动力噪声则与船舶在水中的运动有关，如水流经过船体表面时产生的摩擦噪声等。

为了有效地控制船舶噪声，研究人员在多个方面取得了显著的进展。

在声源控制方面，通过优化机械设计来降低设备本身的噪声水平是一个重要的途径。

例如，对于船舶主机，可以采用先进的燃烧技术、优化气门正时和喷油策略等，以减少燃烧过程中的冲击和振动。

对于辅机和各种泵，可以选用低噪声的型号，或者通过改进安装方式和增加减震措施来降低其振动和噪声传递。

在螺旋桨的设计上，通过改进叶片的形状和分布，提高螺旋桨的加工精度，以及采用新型的螺旋桨材料，可以有效地降低螺旋桨噪声。

在噪声传播途径控制方面，采用隔振和吸声材料是常见的方法。

隔振技术可以将振动源与船体结构隔离，减少振动的传递。

例如，在主机和辅机的安装位置设置弹性支座或减震器，可以有效地降低振动向船体的传播。

吸声材料则可以吸收声波的能量，从而降低噪声的强度。

在船舶的舱室内部，使用吸音棉、泡沫塑料等吸声材料，可以改善舱内的声学环境。

此外，采用隔声结构也是一种有效的手段。

通过在船体结构中设置隔声层，如双层钢板中间填充隔音材料，可以阻挡噪声的传播。

在主动噪声控制技术方面，近年来也取得了一定的突破。

主动噪声控制是指通过电子设备和算法，产生与噪声相位相反的声波，从而实现噪声的抵消。

这种技术在船舶上的应用虽然还处于研究和试验阶段，但具有很大的发展潜力。

２０２０年８月第３８卷第４期西北工业大学学报ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮｏｒｔｈｗｅｓｔｅｒｎＰｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙＡｕｇ．Ｖｏｌ．３８２０２０Ｎｏ．４ｈｔｔｐｓ：／／ｄｏｉ．ｏｒｇ／１０．１０５１／ｊｎｗｐｕ／２０２０３８４０６８５收稿日期：２０１９⁃０９⁃０２作者简介：宋翔（１９９５ ），西北工业大学硕士研究生，主要从事气动噪声研究㊂通信作者：余培汛（１９８６ ），西北工业大学助理研究员，主要从事飞行器设计研究㊂Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｙｕｐｅｉｘｕｎ＠ｎｗｐｕ．ｅｄｕ．ｃｎ基于Ｈａｎｓｏｎ噪声模型的螺旋桨气动与噪声优化设计宋翔，余培汛，白俊强，韩啸，彭嘉辉（西北工业大学航空学院，陕西西安㊀７１００７２）摘㊀要：针对螺旋桨气动与噪声多目标优化设计问题，采用基于非均匀有理Ｂ样条的自由曲面变形方法对全桨叶进行三维几何变形㊂为节省优化计算成本，将ＲＡＮＳ方法和Ｈａｎｓｏｎ模型相结合预测纯音噪声，其预测精度与耦合ＵＲＡＮＳ方法的ＦＷ⁃Ｈ方程相当㊂在此基础上，采用Ｋｒｉｇｉｎｇ代理模型与非支配关系排序遗传算法进行优化搜索，建立了螺旋桨气动与噪声多目标优化设计框架㊂采用该框架对某民航客机螺旋桨进行优化设计，优化以叶片不同展向站位的翼型扭转角和弦长作为设计变量㊂相比基础桨叶，在功率不增加的情形下，巡航构型风洞试验状态的轴向监测点噪声值最大下降约０．２５ｄＢ，在功率略有增加的情形下，噪声降低约１ｄＢ㊂关㊀键㊀词：自由曲面变形方法（ＦＦＤ）；多重参考坐标系（ＭＲＦ）；Ｈａｎｓｏｎ噪声模型；非支配关系排序算法（ＮＳＧＡＩＩ）中图分类号：Ｖ２１１．４㊀㊀㊀文献标志码：Ａ㊀㊀㊀文章编号：１０００⁃２７５８（２０２０）０４⁃０６８５⁃１０㊀㊀螺旋桨推进装置因为其低空㊁低马赫飞行下高的推进效率㊁出色的起降性能及经济性好等优势，广泛应用于中小型运输机㊁舰载预警机㊁支线客机等航空飞行器上㊂随着化石能源的日益枯竭和人们对环境污染问题的日益关注，对比喷气式推进装置，高推进效率㊁低燃油消耗的螺旋桨推进装置得到越来越多的重视，迎来了发展的新机遇㊂然而，噪声污染问题一直是螺旋桨飞机发展的一大挑战㊂螺旋桨噪声除了影响驾驶员和乘客的舒适度㊁对机场附近形成严重的噪声污染外，在极端情况下，会诱发结构的振动和声疲劳问题，影响飞机的安全性㊂因此，控制螺旋桨辐射噪声是现代飞行器设计必须要面对的重要问题，开展螺旋桨噪声预测及控制研究工作具有重要的现实意义㊂在螺旋桨噪声预测及控制的研究工作中，针对低噪声螺旋桨设计问题，国外已经开展了大量的研究工作㊂Ｐａｇａｎｏ等［１］对Ｐ１８０飞机螺旋桨桨叶进行了低噪声设计，在六叶桨的基础上，进行了考虑气动性能㊁气动弹性和气动噪声的多目标优化设计，获得了１．５ｄＢ的降噪量㊂Ｍａｒｉｎｕｓ等［２］利用Ｆｌｕｅｎｔ软件㊁ＦＷ⁃Ｈ方程和Ｓａｍｃｅｆ软件对气动㊁噪声和结构强度进行评估，采用改进的粒子群算法进行了优化设计㊂优化构型在起飞着陆阶段获得了５．２ｄＢ的降噪量，在巡航阶段，获得了７．７ｄＢ的降噪量㊂在不改变发动机型号㊁气动性能损失小于３％的前提下，Ｃａｎａｒｄ等［３］优化得到的ＡＮＩＢＡＬ桨叶巡航阶段的性能略差于初始桨，但噪声降低了７ｄＢ㊂国内王博［４］㊁招启军等［５］研究工作者陆续开展了基于ＣＦＤ的螺旋桨或是旋翼的优化设计，但关于螺旋桨气动与噪声优化设计的研究工作相对较少，郭旺柳等［６］采用ＵＲＡＮＳ方程和ＦＷ⁃Ｈ方程分别计算流场和声场，结合Ｋｒｉｇｉｎｇ代理模型和遗传算法针对旋翼桨尖外形进行了低噪声设计，获得了５ｄＢ的降噪量㊂朱正等［７］结合ＲＡＮＳ㊁ＦＷ⁃Ｈ方程㊁代理模型和遗传算法对旋翼桨尖外形进行了多目标优化，优化构型显著降低了桨尖涡强度和旋翼声压峰值㊂西㊀北㊀工㊀业㊀大㊀学㊀学㊀报第３８卷综合看来，国内螺旋桨气动与噪声多目标优化设计研究主要针对旋翼桨尖外形，且大多采用二次函数或者三次函数对桨尖前后缘曲线等进行参数化，难以直接对螺旋桨的三维曲面进行几何变形和重构㊂本文采用自由曲面变形和基于径向基函数插值的动网格方法对全桨进行优化，外形参数化方法更为直观㊁灵活和鲁棒㊂此外，采用ＦｆｏｗｓＷｉｌｌｉａｍｓ⁃Ｈａｗｉｎｇｓ（ＦＷ⁃Ｈ）方程进行噪声求解，为了保证足够高的计算精度，一般需要求解非定常流场，计算成本高㊂为了准确预测螺旋桨噪声的同时节约计算成本，许多针对螺旋桨噪声预测的频域计算方法发展起来㊂Ｇｕｔｉｎ［８］在１９３２年提出了第一个成功应用于螺旋桨噪声计算的声学模型，但该模型仅适用于只有轴向流动存在情形下无后掠简单外形㊁低叶尖马赫数㊁无前进速度的螺旋桨㊂Ｄｅｍｉｎｇ［９］第一个通过叠加螺旋桨平面中连续的源和汇的环模拟了有限厚度的叶片引起的噪声，但并没有有效地消除声学理论上的限制㊂１９５３年，Ｇａｒｒｉｃｋ和Ｗａｔｋｉｎｓ［１０］扩展了推力和扭矩引起的载荷噪声研究，考虑了亚声速前进飞行的影响㊂１９５６年，Ａｒｎｏｌｄｉ［１１⁃１２］进一步发展了前向飞行时螺旋桨厚度噪声理论㊂１９７１年，Ｂａｒｒｙ和Ｍａｇｌｉｏｚｚｉ［１３］完善了Ｇａｒｒｉｃｋ及Ｗａｔｋｉｎｓ和Ａｒｎｏｌｄｉ的载荷噪声和厚度噪声的理论，并考虑了叶片扭转的影响㊂１９８０年，Ｈａｎｓｏｎ［１４］在此基础上提出了不局限于低叶尖马赫数要求㊁可适用于带后掠螺旋桨前向飞行的噪声预测模型㊂随后，Ｈａｎｓｏｎ［１５］继续发展该模型并将其应用到迎角不为零飞行时螺旋桨噪声预测问题㊂Ｋｏｔｗｉｃｚ等于２０１７年［１６］和２０１９年［１７］，通过与多个模型实验结果对比，研究了不同螺旋桨噪声模型的预测精度㊂结果表明在预测纯音噪声时，叶素动量理论结合Ｈａｎｓｏｎ噪声模型的计算方式相对于其他早期噪声理论，多个算例与实验的平均误差最小［８］，具有较高的计算精度㊂因为叶素动量理论假设叶素上的作用力只与叶素所在圆环内的流体动量变化相关，忽略了相邻圆环流体之间展向的相互作用，所以本文采用计算精度相对更高的定常ＲＡＮＳ方程计算方法，将ＲＡＮＳ方程与Ｈａｎｓｏｎ相结合㊂相对于ＵＲＡＮＳ结合ＦＷ⁃Ｈ方程的方法，该方法在保证较高精度的同时计算成本相对较低，且能较为快速计算监测点的载荷噪声和厚度噪声㊂在此基础上，本文结合Ｋｒｉｇｉｎｇ代理模型和遗传算法，建立了螺旋桨多目标优化平台，并对某民航客机螺旋桨进行了降噪优化，获得了一些有意义的结论㊂１㊀桨叶参数化与网格变形１．１㊀自由曲面变形方法螺旋桨桨叶外形参数化是优化设计的基础，本文采用基于非均匀有理Ｂ样条（ｎｏｎ⁃ｕｎｉｆｏｒｍＢ⁃ｓｐｌｉｎｅ，ＮＵＲＢＳ）的自由曲面变形（ｆｒｅｅｆｏｒｍｄｅｆｏｒｍａ⁃ｔｉｏｎ，ＦＦＤ）方法（ＮＦＦＤ），对初始构型进行展向各个剖面的扰动，继而得到优化过程中的构型㊂自由曲面变形方法最初是由Ｓｅｄｅｒｂｅｒｇ和Ｐａｒｒｙｉｎ［１８］在１９８６年提出的，其变形过程可以看作由２个部分组成㊂首先，控制点以给定的方式移动㊂其次，研究对象根据函数关系随控制点的移动而变形㊂在数学中，在通过移动控制点变形之前，需要将嵌入在ＦＦＤ框架中的点映射到参数空间，创建研究对象和控制点坐标之间的函数关系，如（１）式所示Ｘ（ｓ，ｔ，ｕ）＝ðｌｉ＝０ðｍｊ＝０ðｎｋ＝０Ｐｉ，ｊ，ｋＢｉｌ（ｓ）Ｂｊｍ（ｔ）Ｂｋｎ（ｕ）（１）式中：Ｘ（ｓ，ｔ，ｕ）和Ｐｉ，ｊ，ｋ分别为研究对象表面上任意点的坐标和控制点的坐标；ｓ，ｔ和ｕ为参数空间中表面几何点的局部坐标，该数值由初始构型表面几何点和ＦＦＤ控制点坐标确定，即求解（１）式方程组得到；（ｌ＋１），（ｍ＋１）和（ｎ＋１）为控制框３个方向的控制点数；Ｂｉｌ（ｓ），Ｂｊｍ（ｕ）和Ｂｋｎ（ｔ）为Ｂｅｒｎｓｔｅｉｎ多项式，表示为Ｂｉｌ（ｓ）＝ｌ！ｉ！（ｌ－ｉ）！ｓｉ（ｌ－ｓ）（ｌ－ｉ）㊀㊀在通过移动控制点使得控制框变形后，可以得到控制点的坐标位移ΔＰｉ，ｊ，ｋ㊂将ΔＰｉ，ｊ，ｋ代入（２）式即可得到研究对象表面几何点的坐标位移ｓｂ㊂ｓｂ＝ΔＸ（ｓ，ｔ，ｕ）＝ðｌｉ＝０ðｍｊ＝０ðｎｋ＝０ΔＰｉ，ｊ，ｋＢｉｌ（ｓ）Ｂｊｍ（ｔ）Ｂｋｎ（ｕ）（２）显然，变形后的几何上任意点的坐标可以表示为Ｘᶄ（ｓ，ｔ，ｕ）＝Ｘ（ｓ，ｔ，ｕ）＋ｓｂ（３）㊀㊀然而，采用基于Ｂｅｒｎｓｔｅｉｎ多项式的原始ＦＦＤ方法，控制点的位移将导致控制框内几何的整体变化㊂为了增强对研究对象变形的控制，ＮＦＦＤ方法［１９］采用了非均匀有理Ｂ样条构建控制框，并引入了控制点的权因子，不仅可以通过调整控制点位置而且可以通过改变控制点的权因子来改变几何外形㊂数学㊃６８６㊃第４期宋翔，等：基于Ｈａｎｓｏｎ噪声模型的螺旋桨气动与噪声优化设计上，ＮＦＦＤ方法利用ＮＵＲＢＳ基函数替换了Ｂｅｒｎｓｔｅｉｎ公式，如（４）式所示Ｘ（ｓ，ｔ，ｕ）＝ðｌｉ＝０ðｍｊ＝０ðｎｋ＝０Ｐｉ，ｊ，ｋＷｉ，ｊ，ｋＢｉ，ｐ（ｓ）Ｂｊ，ｑ（ｔ）Ｂｋ，ｒ（ｕ）ðｌｉ＝０ðｍｊ＝０ðｎｋ＝０Ｗｉ，ｊ，ｋＢｉ，ｐ（ｓ）Ｂｊ，ｑ（ｔ）Ｂｋ，ｒ（ｕ）（４）式中：Ｗｉ，ｊ，ｋ为控制点的权因子；Ｂｉ，ｐ（ｓ），Ｂｊ，ｑ（ｕ）和Ｂｋ，ｒ（ｔ）分别为ｐ阶，ｑ阶和ｒ阶的有理Ｂ样条基函数㊂１．２㊀基于径向基函数的网格变形方法为了评估其气动性能，需要生成新构型的网格用于数值模拟㊂本文选择使用径向基函数（ｒａｄｉａｌｂａｓｉｓｆｕｎｃｔｉｏｎ，ＲＢＦ）进行网格变形㊂利用ＲＢＦ实现网格变形的方法首先由Ｂｏｅｒ等［２０］提出，基于ＲＢＦ的网格变形方法仅需要初始网格坐标和表面网格点位移，可以容易地实现新网格自动生成㊂用于表示网格点位移的插值函数可写为ｓ（ｘ）＝ðＮｉ＝１γｉφ（ ｘ－ｘｉ ）（５）式中：ｓ（ｘ）为任意网格点坐标ｘ处的位移，Ｎ为表面网格点的数目；ｉ为表面网格点的编号；γｉ和ｘｉ分别为第ｉ个网格点处的插值系数和坐标；φ（ ｘ－ｘｉ ）为径向基函数㊂为了确定权重系数γｉ，将表面网格点坐标和位移代入（６）式，可以得到关于权重系数的方程组ｓｂ（ｘｂ）＝ΔｘｂΔｙｂΔｚｂéëêêêêùûúúúú＝Φｂγｘ，ｂΦｂγｙ，ｂΦｂγｚ，ｂéëêêêêùûúúúú（６）式中Δｘｂ＝［Δｘｂ１，Δｘｂ２， ，ΔｘｂＮ］ＴΔｙｂ＝［Δｙｂ１，Δｙｂ２， ，ΔｙｂＮ］ＴΔｚｂ＝［Δｚｂ１，Δｚｂ２， ，ΔｚｂＮ］Ｔγｘ，ｂ＝［γｘ，ｂ１，γｘ，ｂ２， ，γｘ，ｂＮ］Ｔγｙ，ｂ＝［γｙ，ｂ１，γｙ，ｂ２， ，γｙ，ｂＮ］Ｔγｚ，ｂ＝［γｚ，ｂ１，γｚ，ｂ２， ，γｚ，ｂＮ］Ｔ此处，ｓｂ为表面网格点位移组成的矩阵，物面边界网格位移可由（２）式得到，远场边界表面网格位移设置为零㊂Δｘｂ，Δｙｂ和Δｚｂ为３个方向的位移矩阵，γｘ，ｂ，γｙ，ｂ和γｚ，ｂ为插值系数，Φｂ为表面网格点径向基函数值φｂｉｂｊ＝φ（ ｘｂｉ－ｘｂｊ ）组成的矩阵，具体形式如下Φｂ＝φｂ１ｂ１φｂ１ｂ２ φｂ１ｂＮ︙︙⋱︙φｂＮｂ１φｂＮｂ２ φｂＮｂＮéëêêêêùûúúúúＮˑＮ㊀㊀求解方程组（６）得到权重系数后，将空间网格点坐标代入（７）式中，即可得到空间网格点位移ｓｖ（ｘｖ）＝ΔｘｖΔｙｖΔｚｖéëêêêêùûúúúú＝Φｖγｘ，ｂΦｖγｙ，ｂΦｖγｚ，ｂéëêêêêùûúúúú＝ΦｖΦ－１ｂΔｘｂΦｖΦ－１ｂΔｙｂΦｖΦ－１ｂΔｚｂéëêêêêùûúúúú（７）则新网格点的坐标即可通过网格点位移加上初始网格坐标得到㊂１．３㊀初始桨叶外形及参数化变量优化选用的初始构型为某客机的风洞实验模型，螺旋桨直径Ｄ为０．７３７ｍ，为真实模型的１／６，如图１所示㊂为了实现变形，布置了由８个与叶尖端面平行的截面组成的控制框㊂从叶根到叶尖，８个截面分别位于ｒ／Ｒ＝０．２２５，０．３１５，０．４５，０．５８６，０．７２１，０．８１１，０．９０１和１．０的展向位置处㊂设计的控制框如图２所示㊂图１㊀初始螺旋桨图２㊀包含初始叶片的控制框在叶片变形过程中，中间６个截面分别以当地翼型弦线中点为中心沿弦线方向放缩，和以中心在螺旋桨旋转轴上投影点与中心的连线为旋转轴旋转㊂优化共有１２个设计变量，即为各个截面的放缩因子和扭转角㊂为了验证方法的可行性，随机生成㊃７８６㊃西㊀北㊀工㊀业㊀大㊀学㊀学㊀报第３８卷设计变量数值，对控制框和叶片进行扰动㊂图３为变形前后控制框的对比图，实线和球体表示初始控制框的边线和节点，虚线和八面体表示变形后控制框几何㊂图４为变形前后叶片的几何对比图，图４ａ）为初始叶片，图４ｂ）为变形后叶片㊂图３㊀变形后控制框和初始控制框对比图４㊀变形后叶片与初始叶片对比２㊀性能评估及优化算法２．１㊀气动评估螺旋桨的气动性能通过多重参考坐标系（ｍｕｌｔｉｐｌｅｒｅｆｅｒｅｎｃｅｆｒａｍｅ，ＭＲＦ）方法评估，该方法可以模拟涉及相对运动的流动，具有较高的模拟精度［２１］㊂旋转参考系中的Ｎａｖｉｅｒ⁃Ｓｔｏｋｅｓ如（８）式所示∂∂ｔ∭ＶＱｄＶ＋∬∂ＶＦ㊃ｎｄＳ－㊀㊀∬∂ＶＦｖ㊃ｎｄＳ＋∭ＶＧｄＶ＝０（８）式中，Ｑ，Ｆ，Ｆｖ和Ｇ分别为守恒变量㊁无黏通量㊁黏性通量和源项㊂具体形式如下Ｑ＝ρρｕρｖρｗρＥéëêêêêêêùûúúúúúú㊀Ｆ＝ρ（ｑ－ｑｂ）ρｕ（ｑ－ｑｂ）＋ｐｎｘρｖ（ｑ－ｑｂ）＋ｐｎｙρｗ（ｑ－ｑｂ）＋ｐｎｚρＨ（ｑ－ｑｂ）＋ｐｑｂéëêêêêêêêùûúúúúúúúＧ＝０ρ（ωˑｑ）ｘρ（ωˑｑ）ｙρ（ωˑｑ）ｚ０éëêêêêêêêùûúúúúúúú㊀Ｆｖ＝０τｘｘｎｘ＋τｘｙｎｙ＋τｘｚｎｚτｘｙｎｘ＋τｙｙｎｙ＋τｙｚｎｚτｘｚｎｘ＋τｙｚｎｙ＋τｚｚｎｚψｘｎｘ＋ψｙｎｙ＋ψｚｎｚéëêêêêêêêùûúúúúúúúψｘ＝ｕτｘｘ＋ｖτｘｙ＋ｗτｘｚ＋ｋ∂Ｔ∂ｘψｙ＝ｕτｘｙ＋ｖτｙｙ＋ｗτｙｚ＋ｋ∂Ｔ∂ｙψｚ＝ｕτｘｚ＋ｖτｙｚ＋ｗτｚｚ＋ｋ∂Ｔ∂ｚ式中：ρ和Ｅ为流体密度和总能；ｕ，ｖ和ｗ分别为旋转坐标系下绝对速度的３个分量；ｑ和ｑｂ为绝对速度和坐标系运动速度；ω和ｐ为角速度矢量和压力；ｎｘ，ｎｙ和ｎｚ为绝对坐标系下坐标轴方向的单位向量；τｉｊ为黏性应力张量；ｋ和Ｔ为热传导系数和温度㊂本文使用ＳＳＴ湍流模型，基于ＭＲＦ方法求解雷诺平均Ｎａｖｉｅｒ⁃Ｓｔｏｋｅｓ方程来模拟流场㊂图５给出了螺旋桨气动评估的计算域㊁边界条件设置及近壁面网格示意图，整个计算区域由旋转域和静止域组成㊂为了降低计算成本，计算区域设为直径为２３．３Ｄ的圆柱体的六分之一，在计算域的两侧设置旋转周期边界㊂图５㊀计算区域㊁边界条件及近壁面网格２．２㊀噪声评估本文采用Ｈａｎｓｏｎ等［２２］提出的厚度和载荷噪声预测方法进行噪声求解㊂在２０１７年，Ｋｏｔｗｉｃｚ等［１６］对比早期的螺旋桨噪声预测模型，其中包括采用ＦＷ⁃Ｈ方程的噪声预测方法，发现在预测纯音噪声峰值时，计算成本相对较小的Ｈａｎｓｏｎ模型计算得到㊃８８６㊃第４期宋翔，等：基于Ｈａｎｓｏｎ噪声模型的螺旋桨气动与噪声优化设计的多个算例与实验值的平均误差最小，约有７．２ｄＢ，适合应用于设计及优化研究工作中㊂本文根据文献［２３］对ＮＡＳＡ的ＳＲ⁃２螺旋桨进行几何造型，表１给出了定义ＳＲ⁃２螺旋桨的弦长㊁扭转角和翼型，其中扭转角为各个剖面桨叶角与基准桨叶角的差值，取７５％位置处翼型桨叶角为基准，其数值为２１ʎ㊂成型后的模型如图６所示，其桨直径为０．５９１ｍ㊂数值模拟采用海平面高度下的大气参数，设置来流马赫数为０．１８，螺旋桨转速为８２００ｒｅｖ／ｍｉｎ㊂其桨尖马赫数约为０．７７㊂表１㊀ＳＲ⁃２螺旋桨成型参数展向位置／％扭转角／（ʎ）翼型系列号展向位置／％弦长／直径０．０２３．７ＮＡＣＡ６５⁃（⁃２．２）２００．００．１５１２４．０２３．７ＮＡＣＡ６５⁃（⁃２．２）２０２４．００．１５１２５．０２１．３ＮＡＣＡ６５⁃（⁃２）１５３０．００．１５２２７．５１８．６ＮＡＣＡ６５⁃０１０４０．００．１５２３０．０１６．６ＮＡＣＡ６５⁃１０７５０．００．１５２３５．０１３．６ＮＡＣＡ１６⁃１０５６０．００．１５２４０．０１１．８ＮＡＣＡ１６⁃２０３７０．００．１４９５０．０８．５ＮＡＣＡ１６⁃２０３７５．００．１４８６０．０５．０ＮＡＣＡ１６⁃２０３８０．００．１４５７０．０１．７ＮＡＣＡ１６⁃１０２８５．００．１４０８０．０－１．７ＮＡＣＡ１６⁃１０２９０．００．１３３９０．０－４．６ＮＡＣＡ１６⁃１０２９２．５０．１２７１００．０－６．８ＮＡＣＡ１６⁃１０２９５．００．１１７ ９７．５０．１０３ ９９．００．０８７ １００．００．０５３图６㊀构建的ＮＡＳＡＳＲ⁃２模型㊀㊀采用ＲＡＮＳ方法进行气动计算㊂将ＲＡＮＳ方程计算得到的叶片表面网格格心处的定常压力㊁速度㊁网格单元格心坐标㊁单元面积及网格单元法矢作为Ｈａｎｓｏｎ噪声模型的输入，评估了文献中各个监测点的噪声值㊂图７为不同噪声求解器及实验得到的噪声指向性，图中星形为Ｈａｎｓｏｎ噪声模型计算结果，其气动数据通过叶素动量理论获得；三角形为ＳｍａｒｔＲｏｔｏｒ计算结果，采用势流和自由涡方法进行气动计算，采用ＦＷ⁃Ｈ方程进行噪声求解；方形为ＳＴＡＲ⁃ＣＣＭ＋商业软件计算结果，采用ＵＲＡＮＳ计算流场，采用ＦＷ⁃Ｈ方程进行噪声求解［１６］；圆形为实验结果，菱形为本文结合ＲＡＮＳ和Ｈａｎｓｏｎ模型计算得到的结果㊂本文计算得到的指向性与文献Ｈａｎｓｏｎ模型存在一定的偏差，这是因为本文采用的Ｈａｎｓｏｎ模型输入为精度更高的定常ＲＡＮＳ方程计算结果，而文献中采用的是有诸多假设的叶素动量理论㊂本文计算结果与其他求解器相当甚至更优，且与实验相符较好，这说明采用的噪声评估手段具有一定的可信度，可以应用于优化设计中㊂图７㊀不同噪声求解器及实验得到的噪声指向性㊃９８６㊃西㊀北㊀工㊀业㊀大㊀学㊀学㊀报第３８卷为考虑螺旋桨前后多个监测点叶片通过频率（ｂｌａｄｅｐａｓｓｉｎｇｆｒｅｑｕｅｎｃｙ，ＢＰＦ）的噪声值，在直径为５Ｄ的半圆上等距选取５０个监测点，如图８所示㊂５０个监测点ＢＰＦ的声压级通过（９）式叠加得到优化中判断螺旋桨噪声性能的指标Ｌｏｐｔ＝１０ｌｇð５０ｉ＝１１０Ｌｉ／１０（９）式中，Ｌｉ为第ｉ个监测点处的声压级㊂图８㊀监测点位置示意图２．３㊀基于Ｋｒｉｇｉｎｇ代理模型的ＮＳＧＡＩＩ算法本文采用ＮＳＧＡＩＩ算法进行优化搜索，该算法由Ｄｅｂ在Ｓｒｉｎｉｖａｓ和Ｄｅｂ提出的ＮＳＧＡ算法［２５］基础上发展而来［２５］㊂考虑到优化过程中大量的气动性能和噪声评估成本，采用拉丁超立方方法随机生成涉及几何变形的１２个设计变量的初始种群，并对初始种群的个体进行气动和噪声评估，构建设计变量㊁推力系数㊁功率系数和（９）式所示的声压级样本，继而利用该样图９㊀优化流程图本训练Ｋｒｉｇｉｎｇ代理模型㊂为了提高代理模型预测的精度，每代挑选出Ｐａｒｅｔｏ前缘上一定数目的个体进行数值计算并加到训练样本中重新训练代理模型㊂当校验点数小于Ｐａｒｅｔｏ前缘个体数时，优先选取拥挤度较大的个体㊂反之，则在下一个非支配等级上选取㊂图９为本文优化设计的框架㊂３㊀优化结果考虑气动与噪声性能的螺旋桨多目标优化设计问题可描述为目标：ｍｉｎ（ＣＰ，Ｌｏｐｔ）约束：ＣＴȡＣＴ，ｉｎｉｔｉａｌｔｉ＝ｔｉ，ｉｎｉｔｉａｌｘｌɤｘɤｘｕｘｉ，ｌ＝－５ʎ，ｘｉ，ｕ＝５ʎｘｉ＋６，ｌ＝０．５，ｘｉ＋６，ｕ＝１．５ｉ＝１，２， ，６ìîíïïïïïïïïìîíïïïïïïïïïï（１０）式中：ＣＴ，ｉｎｉｔｉａｌ和ｔｉ，ｉｎｉｔｉａｌ分别为初始构型单个叶片的推力系数和各个展向截面处翼型的最大厚度；ｘ为设计变量，其上下限分别记作ｘｌ和ｘｕ㊂（１１）式给出了单个叶片推力系数㊁功率系数和效率的计算公式，其中ｎ，λ，Ｖ和ρ分别为单位时间内转数㊁前进比㊁来流速度和密度㊂表２给出了数值模拟的参数㊂ＣＴ＝Ｔρɕ㊃ｎ２㊃Ｄ４ＣＰ＝Ｐρɕ㊃ｎ３㊃Ｄ５η＝λＣＴＣＰλ＝Ｖｎ㊃Ｄ（１１）表２㊀数值模拟参数参数名数值高度／ｍ０前进比１．７３４来流马赫数０．２来流密度／（ｋｇ㊃ｍ－３）１．２２５来流静温／Ｋ２８８．１５转速／（ｒ㊃ｓ－１）５３．２８来流静压／Ｐａ１０１３２５㊃０９６㊃第４期宋翔，等：基于Ｈａｎｓｏｎ噪声模型的螺旋桨气动与噪声优化设计优化收敛后，将样本点和每代重新计算的个体组合成新的种群，对该种群进行非支配关系排序，确定种群的Ｐａｒｅｔｏ前缘，如图１０所示㊂图中菱形的可行解为满足约束的个体，小号方形的不可行解为违反推力约束但相对于初始构型的绝对误差在０．００１以内的个体，大号方形点为初始构型，实线为Ｐａｒｅｔｏ前缘㊂从图１０ａ）中，可以看到Ｐａｒｅｔｏ前缘位于初始点的下方，相比于噪声上的收益，气动性能提升较小，这也说明初始构型具有较好的气动特性㊂从Ｐａｒｅｔｏ前缘上挑选出气动性能最优㊁噪声性能最优和兼顾两者的个体，分别记为Ａ㊁Ｂ和Ｃ，如图１０ｂ）所示，同时记初始构型为Ｄ㊂表３给出了４个构型的计算结果㊂图１０㊀可行解㊁不可行解㊁初始值及Ｐａｒｅｔｏ前缘分布图表３　优化构型及初始构型计算结果标号ＣＰＣＴＬｏｐｔ／ｄＢη／％Ａ０．０８１３１０．０３８６１１１０．９４８２．３４５Ｂ０．０８１６３０．０３８６１１１０．３４８２．０１２Ｃ０．０８１９７０．０３８６２１１０．２６８１．７０５Ｄ０．０８１３４０．０３８６１１１１．１２８２．３１０从表３中可以看到，构型Ａ对比构型Ｄ，噪声降低了０．１８ｄＢ，效率提高了０．０３％，气动与噪声性能提升较低，这是因为初始构型气动性能较优，难以优化得到在气动及噪声性能上都有明显提升的构型㊂构型Ｂ和Ｃ气动性能略有降低，但气动效率降低不超过０．７％，此时噪声指标分别降低了０．７８ｄＢ和０．８６ｄＢ㊂相对于气动性能，噪声性能是本文更关心的指标，所以允许较小的气动性能损失来换取更好的噪声特性㊂图１１给出了构型Ａ，Ｂ，Ｃ和Ｄ厚度噪声㊁载荷噪声和总噪声的指向性图，其中横坐标为监测点偏离来流方向的角度㊂图１１㊀构型Ａ，Ｂ，Ｃ和Ｄ的噪声指向性㊃１９６㊃西㊀北㊀工㊀业㊀大㊀学㊀学㊀报第３８卷㊀㊀从图１１中可以看到，对比初始构型Ｄ，构型Ａ，Ｂ和Ｃ的噪声值在螺旋桨前后大多数监测点处都有下降，降噪量依次递增㊂对比图１１ａ） １１ｃ）的噪声值，可以发现载荷噪声是主要的噪声源，构型Ａ，Ｂ和Ｃ虽然多数监测点处载荷噪声有所降低，但降低量较小，厚度噪声降低明显㊂图１２给出了各个构型对比构型Ｄ在监测点处的降噪量㊂从图１２中可以看到，优化构型Ｂ和Ｃ大多数监测点的厚度噪声降噪量在１．５ｄＢ以上，最大降噪量近２ｄＢ，如图１２ａ）所示㊂多数监测点的载荷噪声降噪量约为０．５ｄＢ左右，最大降噪量约０．８ｄＢ，如图１２ｂ）所示㊂从图１２ｃ）中可以看到，构型Ｂ和Ｃ大多数监测点的总噪声降低在０．５ｄＢ以上，构型Ｃ在螺旋桨正前方监测点的降噪量可达１ｄＢ，构型Ｂ可达０．８ｄＢ，构型Ａ约为０．２５ｄＢ㊂图１２㊀构型Ａ，Ｂ，Ｃ和Ｄ各个监测点相对于构型Ｄ的降噪量㊀㊀为了进一步分析噪声下降的原因，图１３给出了构型Ａ，Ｂ，Ｃ和Ｄ各个剖面处的翼型，除叶根和叶尖外的７个翼型分别通过圆柱面与桨叶相交得到㊂图１３㊀构型Ａ，Ｂ，Ｃ和Ｄ翼型对比从图１３中可以看到，构型Ｂ和Ｃ剖面翼型弦长减小，扭转角增大㊂Ｈａｎｓｏｎ［２６］曾提出在不考虑厚度分布的情形下，环向截面处翼型辐射的厚度噪声近似与ｔｂＢ２Ｄ成正比，其中ｔｂ为翼型最大厚度与弦长的比值，ＢＤ为弦长与螺旋桨直径的比值㊂因为优化保证翼型的最大厚度不变，所以厚度噪声近似与弦长成正比㊂因此，优化构型Ｂ和Ｃ的厚度噪声有显著的降低，如图１２ａ）所示㊂同时为保持足够的推力，各个剖面的扭转角增大补偿弦长减小导致的推力损失㊂构型Ａ几何变化类似，但是翼型弦长和扭转角变化相对较小㊂４㊀结㊀论本文基于ＮＦＦＤ方法㊁Ｈａｎｓｏｎ噪声模型等方法，建立了考虑气动性能与噪声性能的螺旋桨优化设计框架㊂采用该优化框架对某民航客机螺旋桨进行了优化设计，得到以下结论：１）基于ＮＦＦＤ方法和ＲＢＦ方法可以有效地实现螺旋桨外形参数化和网格生成㊂２）Ｈａｎｓｏｎ噪声模型可以以较低的计算成本，很好地预测螺旋桨的纯音噪声，适合应用于螺旋桨的工程设计及优化问题㊂３）基于Ｋｒｉｇｉｎｇ代理模型与ＮＳＧＡＩＩ算法建立的从Ｐａｒｅｔｏ前缘挑选个体重新训练代理模型的优化㊃２９６㊃第４期宋翔，等：基于Ｈａｎｓｏｎ噪声模型的螺旋桨气动与噪声优化设计框架具有较高的优化效率，大大降低了优化成本㊂４）综合噪声性能较好的优化构型特征为：螺旋桨桨叶各个剖面弦长减小，降低厚度噪声；扭转角增大，以保证足够的推力，同时改变叶片载荷分布，降低载荷噪声㊂厚度噪声的降噪量更为显著㊂然而，优化选取的螺旋桨和计算状态下，载荷噪声为主要噪声源，厚度噪声相对较小㊂后续可以考虑针对载荷噪声，减小弦长扰动范围，对各个剖面翼型及扭转角进行优化设计㊂参考文献：［１］㊀ＰＡＧＡＮＯＡ，ＦＲＥＤＥＲＩＣＯＬ，ＢＡＲＢＡＲＩＮＯＭ，ｅｔａｌ．Ｍｕｌｔｉ⁃ＯｂｊｅｃｔｉｖｅＡｅｒｏａｃｏｕｓｔｉｃＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆａｎＡｉｒｃｒａｆｔＰｒｏｐｅｌｌｅｒ［Ｃ］ʊ１２ｔｈＡＩＡＡ／ＩＳＳＭＯＭｕｌｔｉｄｉｓｃｉｐｌｉｎａｒｙＡｎａｌｙｓｉｓａｎｄＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ，２００８［２］㊀ＭＡＲＩＮＵＳＢＧ，ＲＯＧＥＲＭ，ＶＡＮＤＥＮＢＲＡＥＭＢＵＳＳＣＨＥＲＡ，ｅｔａｌ．ＭｕｌｔｉｄｉｓｃｉｐｌｉｎａｒｙＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒＢｌａｄｅｓ：ＦｏｃｕｓｏｎｔｈｅＡｅｒｏａｃｏｕｓｔｉｃＲｅｓｕｌｔｓ［Ｃ］ʊ１７ｔｈＡＩＡＡ／ＣＥＡＳＡｅｒｏａｃｏｕｓｔｉｃｓＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ，２０１１［３］㊀ＣＡＮＡＲＤ⁃ＣＡＲＵＡＮＡＳ，ＬＥＴＡＬＬＥＣＣ，ＢＥＡＵＭＩＥＲＰ，ｅｔａｌ．ＡＮＩＢＡＬ：ａＮｅｗＡｅｒｏ⁃ＡｃｏｕｓｔｉｃＯｐｔｉｍｉｚｅｄＰｒｏｐｅｌｌｅｒｆｏｒＬｉｇｈｔＡｉｒｃｒａｆｔＡｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ［Ｃ］ʊ１９ｔｈＡＩＡＡＡｖｉａｔｉｏｎＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，ＩｎｔｅｇｒａｔｉｏｎａｎｄＯｐｅｒａｔｉｏｎｓＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅａｎｄＡｉｒｃｒａｆｔＮｏｉｓｅａｎｄＥｍｉ⁃ｓｉｏｎｓＲｅｄｕｃｔｉｏｎＳｙｍｐｏｓｉｕｍ，２０１０［４］㊀王博，招启军，徐国华．悬停状态直升机桨叶扭转分布的优化数值计算［Ｊ］．航空学报，２０１２，３３（７）：１１６３⁃１１７２ＷＡＮＧＢｏ，ＺＨＡＯＱｉｊｕｎ，ＸＵＧｕｏｈｕａ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆＨｅｌｉｃｏｐｔｅｒＲｏｔｏｒＴｗｉｓｔＤｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎＨｏｖｅｒ［Ｊ］．ＡｃｔａＡｅｒｏ⁃ｎａｕｔｉｃａｅｔＡｓｔｒｏｎａｕｔｉｃａＳｉｎｉｃａ，２０１２，３３（７）：１１６３⁃１１７２（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［５］㊀招启军，蒋霜，李鹏，等．基于ＣＦＤ方法的倾转旋翼／螺旋桨气动优化分析［Ｊ］．空气动力学报，２０１７，３５（４）：５４４⁃５５３ＺＨＡＯＱｉｊｕｎ，ＪＩＡＮＧＳｈｕａｎｇ，ＬＩＰｅｎｇ，ｅｔａｌ．ＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎＡｎａｌｙｓｅｓｏｆＴｉｌｔｒｏｔｏｒ／ＰｒｏｐｅｌｌｅｒＢａｓｅｄｏｎＣＦＤＭｅｔｈｏｄ［Ｊ］．ＡｃｔａＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃＳｉｎｉｃａ，２０１７，３５（４）：５４４⁃５５３（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［６］㊀郭旺柳，宋文萍，许建华，等．旋翼桨尖气动／降噪综合优化设计研究［Ｊ］．西北工业大学学报，２０１２，３０（１）：７３⁃７９ＧＵＯＷａｎｇｌｉｕ，ＳＯＮＧＷｅｎｐｅｎｇ，ＸＵＪｉａｎｈｕａ，ｅｔａｌ．ＡｎＥｆｆｅｃｔｉｖｅＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃ／ＡｃｏｕｓｔｉｃＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆＢｌａｄｅＴｉｐＰｌａｎｆｏｒｍｆｏｒＨｅｌｉｃｏｐｔｅｒＲｏｔｏｒｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮｏｒｔｈｗｅｓｔｅｒｎＰｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２０１２，３０（１）：７３⁃７９（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［７］㊀朱正，招启军．低ＨＳＩ噪声旋翼桨尖外形优化设计方法［Ｊ］．航空学报，２０１５，３６（５）：１４４２⁃１４５２ＺＨＵＺｈｅｎｇ，ＺＨＡＯＱｉｊｕｎ．ＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎＤｅｓｉｇｎＭｅｔｈｏｄｆｏｒＲｏｔｏｒＢｌａｄｅ⁃ＴｉｐＳｈａｐｅｗｉｔｈＬｏｗＨＩＳＮｏｉｓｅＣｈａｒａｃｔｅｒ［Ｊ］．ＡｃｔａＡｅｒｏｎａｕｔｉｃａｅｔＡｓｔｒｏｎａｕｔｉｃａＳｉｎｉｃａ，２０１５，３６（５）：１４４２⁃１４５２（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［８］㊀ＧＵＴＩＮＬ．ＯｎｔｈｅＳｏｕｎｄＦｉｅｌｄｏｆａＲｏｔａｔｉｎｇＰｒｏｐｅｌｌｅｒ［Ｒ］．ＮＡＣＡＴＭ⁃１１９５，１９４８［９］㊀ＤＥＭＩＮＧＡＦ．ＮｏｉｓｅｆｒｏｍＰｒｏｐｅｌｌｅｒｓｗｉｔｈＳｙｍｍｅｔｒｉｃａｌＳｅｃｔｉｏｎｓａｔＺｅｒｏＢｌａｄｅＡｎｇｌｅ［Ｒ］．ＮＡＣＡＴＮ⁃６７９，１９３７［１０］ＧＡＲＲＩＣＫＬＥ，ＷＡＴＫＩＮＳ．ＡＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌＳｔｕｄｙｏｆｔｈｅＥｆｆｅｃｔｏｆＦｏｒｗａｒｄＳｐｅｅｄｏｎｔｈｅＦｒｅｅ⁃ＳｐａｃｅＳｏｕｎｄ⁃ＰｒｅｓｓｕｒｅＦｉｅｌｄａｒｏｕｎｄＰｒｏｐｅｌｌｅｒｓ［Ｒ］．ＮＡＣＡＲｅｐｏｒｔ１１９８，１９５３［１１］ＡＲＮＯＬＤＩＲＡ．ＰｒｏｐｅｌｌｅｒＮｏｉｓｅＣａｕｓｅｄｂｙＢｌａｄｅＴｈｉｃｋｎｅｓｓ［Ｒ］．ＵｎｉｔｅｄＡｉｒｃｒａｆｔＣｏｒｐｏｒａｔｉｏｎＲｅｓｅａｒｃｈＤｅｐａｒｔｍｅｎｔＲｅｐｏｒｔＲ⁃０８９６⁃１，１９５６［１２］ＡＲＮＯＬＤＩＲＡ．ＮｅａｒＦｉｅｌｄＣｏｍｐｕｔａｔｉｏｎｓｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒＢｌａｄｅＴｈｉｃｋｎｅｓｓＮｏｉｓｅ［Ｒ］．ＵｎｉｔｅｄＡｉｒｃｒａｆｔＣｏｒｐｏｒａｔｉｏｎＲｅｓｅａｒｃｈＤｅｐａｒｔ⁃ｍｅｎｔＲｅｐｏｒｔＲ⁃０８９６⁃２，１９５６［１３］ＢＡＲＲＹＦＷ，ＭＡＧＬＩＯＺＺＩＢ．ＮｏｉｓｅＤｅｔｅｃｔａｂｉｌｉｔｙＰｒｅｄｉｃｔｉｏｎＭｅｔｈｏｄｆｏｒＬｏｗＴｉｐＳｐｅｅｄＰｒｏｐｅｌｌｅｒｓ［Ｒ］．ＨａｍｉｌｔｏｎＳｔａｎｄａｒｄＤｉｖｉ⁃ｓｉｏｎＴＲ⁃７１⁃３７，１９７１［１４］ＨＡＮＳＯＮＤＢ．ＨｅｌｉｃｏｉｄａｌＳｕｒｆａｃｅＴｈｅｏｒｙｆｏｒＨａｒｍｏｎｉｃＮｏｉｓｅｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒｓｉｎｔｈｅＦａｒＦｉｅｌｄ［Ｊ］．ＡＩＡＡＪｏｕｒｎａｌ，１９８０，１８（１０）：１２１３⁃１２２０［１５］ＨＡＮＳＯＮＤＢ．ＳｏｕｎｄｆｒｏｍａＰｒｏｐｅｌｌｅｒａｔＡｎｇｌｅｏｆＡｔｔａｃｋ：ａＮｅｗＴｈｅｏｒｅｔｉｃａｌＶｉｅｗｐｏｉｎｔ［Ｊ］．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＲｏｙａｌＳｏｃｉｅｔｙｏｆＬｏｎｄｏｎ．ＳｅｒｉｅｓＡ：ＭａｔｈｅｍａｔｉｃａｌａｎｄＰｈｙｓｉｃａｌＳｃｉｅｎｃｅｓ，１９９５，４４９（１９３６）：３１５⁃３２８［１６］ＫＯＴＷＩＣＺＨＭＴ，ＦＥＳＺＴＹＤ，ＭＥＳＬＩＯＵＩＳＡ，ｅｔａｌ．ＡｐｐｌｉｃａｂｉｌｉｔｙｏｆＥａｒｌｙＡｃｏｕｓｔｉｃＴｈｅｏｒｙｆｏｒＭｏｄｅｒｎＰｒｏｐｅｌｌｅｒＤｅｓｉｇｎ［Ｃ］ʊ２３ｒｄＡＩＡＡ／ＣＥＡＳＡｅｒｏａｃｏｕｓｔｉｃｓＣｏｎｆｅｒｅｎｃｅ，２０１７［１７］ＫＯＴＷＩＣＺＨＭＴ，ＦＥＳＺＴＹＤ，ＭＥＳＬＩＯＵＩＳＡ，ｅｔａｌ．ＥｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆＡｃｏｕｓｔｉｃＦｒｅｑｕｅｎｃｙＭｅｔｈｏｄｓｆｏｒｔｈｅＰｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒＮｏｉｓｅ［Ｊ］．ＡＩＡＡＪｏｕｒｎａｌ，２０１９，５７（６）：２４６５⁃２４７８［１８］ＳＥＤＥＲＢＥＲＧＴＷ，ＰＡＲＲＹＳＲ．Ｆｒｅｅ⁃ＦｏｒｍＤｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆＳｏｌｉｄＧｅｏｍｅｔｒｉｃＭｏｄｅｌｓ［Ｃ］ʊＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅ１３ｔｈＡｎｎｕａｌＣｏｎ⁃㊃３９６㊃㊃４９６㊃西㊀北㊀工㊀业㊀大㊀学㊀学㊀报第３８卷ｆｅｒｅｎｃｅｏｎＣｏｍｐｕｔｅｒＧｒａｐｈｉｃｓａｎｄＩｎｔｅｒａｃｔｉｖｅＴｅｃｈｎｉｑｕｅｓ，１９８６：１５１⁃１６０［１９］ＬＡＭＯＵＳＩＮＨＪ，ＷＡＧＧＥＮＳＰＡＣＫＪＲＷＮ．ＮＵＲＢＳ⁃ＢａｓｅｄＦｒｅｅ⁃ＦｏｒｍＤｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｓ［Ｊ］．ＩＥＥＥＣｏｍｐｕｔｅｒＧｒａｐｈｉｃｓａｎｄＡｐｐｌｉｃａ⁃ｔｉｏｎｓ，１９９４（６）：５９⁃６５［２０］ＢＯＥＲＡＤ，ＶＯＮＤＥＲＳＣＨＯＯＴＭＳ，ＢＩＪＬＨ，ＭｅｓｈＤｅｆｏｒｍａｔｉｏｎＢａｓｅｄｏｎＲａｄｉａｌＢａｓｉｓＦｕｎｃｔｉｏｎＩｎｔｅｒｐｏｌａｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｕｔｅｒｓ＆Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００７，８５（１１）：７８４⁃７９５［２１］徐家宽，白俊强，黄江涛，等．考虑螺旋桨滑流影响的机翼气动优化设计研究［Ｊ］．航空学报，２０１４，３５（１１）：２９１０⁃２９２０ＸＵＪｉａｋｕａｎ，ＢＡＩＪｕｎｑｉａｎｇ，ＨＵＡＮＧＪｉａｎｇｔａｏ，ｅｔａｌ．ＳｔｕｄｙｏｆＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎＤｅｓｉｇｎｏｆＷｉｎｇｕｎｄｅｒｔｈｅＩｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒＳｌｉｐｓｔｒｅａｍ［Ｊ］．ＡｃｔａＡｅｒｏｎａｕｔｉｃａｅｔＡｓｔｒｏｎａｕｔｉｃａＳｉｎｉｃａ，２０１４，３５（１１）：２９１０⁃２９２０（ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ）［２２］ＨＡＮＳＯＮＤＢ，ＰＡＲＺＹＣＨＤＪ．ＴｈｅｏｒｙｆｏｒＮｏｉｓｅｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒｓｉｎＡｎｇｕｌａｒＩｎｆｌｏｗｗｉｔｈＰａｒａｍｅｔｒｉｃＳｔｕｄｉｅｓａｎｄＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌＶｅｒｉ⁃ｆｉｃａｔｉｏｎ［Ｒ］．ＮＡＳＡＣＲ⁃１９９３⁃４４９９，１９９３［２３］ＨＡＭＢＲＥＹＪ．ＣｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌＡｅｒｏａｃｏｕｓｔｉｃＰｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒＮｏｉｓｅＵｓｉｎｇＧｒｉｄ⁃ＢａｓｅｄａｎｄＧｒｉｄ⁃ＦｒｅｅＣＦＤＭｅｔｈｏｄｓ［Ｄ］．Ｏｔ⁃ｔａｗａ，ＣａｒｌｅｔｏｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，２０１６［２４］ＳＲＩＮＩＶＡＳＮ，ＤＥＢＫ．Ｍｕｌｔｉ⁃ＯｂｊｅｃｔｉｖｅＦｕｎｃｔｉｏｎＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎＵｓｉｎｇＮｏｎ⁃ＤｏｍｉｎａｔｅｄＳｏｒｔｉｎｇＧｅｎｅｔｉｃＡｌｇｏｒｉｔｈｍｓ［Ｊ］．ＩＥＥＥＴｒａｎｓｏｎＥｖｏｌｕｔｉｏｎａｒｙＣｏｍｐｕｔａｔｉｏｎ，１９９５，２（３）：２２１⁃２４８［２５］ＤＥＢＫ，ＰＲＡＴＡＰＡ，ＡＧＡＲＷＡＬＳ，ｅｔａｌ．ＡＦａｓｔａｎｄＥｌｉｔｉｓｔＭｕｌｔｉｏｂｊｅｃｔｉｖｅＧｅｎｅｔｉｃＡｌｇｏｒｉｔｈｍ：ＮＳＧＡ⁃Ⅱ［Ｊ］．ＩＥＥＥＴｒａｎｓｏｎＥｖｏｌｕｔｉｏｎａｒｙＣｏｍｐｕｔａｔｉｏｎ，２００２，６（２）：１８２⁃１９７［２６］ＨＡＮＳＯＮＤＢ．ＩｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒＤｅｓｉｇｎＰａｒａｍｅｔｅｒｓｏｎＦａｒ⁃ＦｉｅｌｄＨａｒｍｏｎｉｃＮｏｉｓｅｉｎＦｏｒｗａｒｄＦｌｉｇｈｔ［Ｊ］．ＡＩＡＡＪｏｕｒｎａｌ，１９８０，１８（１１）：１３１３⁃１３１９ＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃａｎｄＡｅｒｏａｃｏｕｓｔｉｃＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｏｆＰｒｏｐｅｌｌｅｒＢａｓｅｄｏｎＨａｎｓｏｎＮｏｉｓｅＭｏｄｅｌＳＯＮＧＸｉａｎｇ，ＹＵＰｅｉｘｕｎ，ＢＡＩＪｕｎｑｉａｎｇ，ＨＡＮＸｉａｏ，ＰＥＮＧＪｉａｈｕｉ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃｓ，ＮｏｒｔｈｗｅｓｔｅｒｎＰｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｘｉᶄａｎ７１００７２，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ａｉｍｉｎｇａｔｔｈｅｍｕｌｔｉ⁃ｏｂｊｅｃｔｉｖｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｄｅｓｉｇｎｐｒｏｂｌｅｍｏｆｐｒｏｐｅｌｌｅｒａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓａｎｄｎｏｉｓｅ，ｔｈｅｔｈｒｅｅ⁃ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｇｅｏｍｅｔｒｉｃｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｗｈｏｌｅｂｌａｄｅｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔｂｙｔｈｅｆｒｅｅ⁃ｆｏｒｍｓｕｒｆａｃｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｅｔｈ⁃ｏｄｂａｓｅｄｏｎｎｏｎ⁃ｕｎｉｆｏｒｍｒａｔｉｏｎａｌＢ⁃ｓｐｌｉｎｅ．Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｓａｖｅｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｃｏｓｔｏｆｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ，ｔｈｅＲＡＮＳｍｅｔｈｏｄａｎｄｔｈｅＨａｎｓｏｎｍｏｄｅｌａｒｅｃｏｍｂｉｎｅｄｔｏｐｒｅｄｉｃｔｐｕｒｅｔｏｎｅｎｏｉｓｅ，ａｎｄｔｈｅｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎａｃｃｕｒａｃｙｉｓｃｏｍｐａｒａｂｌｅｔｏｔｈｅａｃｃｕｒａｃｙｏｆｔｈｅＦＷ⁃ＨｅｑｕａｔｉｏｎｃｏｕｐｌｅｄｗｉｔｈＵＲＡＮＳｍｅｔｈｏｄ．Ｋｒｉｇｉｎｇｓｕｒｒｏｇａｔｅｍｏｄｅｌａｎｄｎｏｎ⁃ｄｏｍｉｎａｔｅｄｓｏｒｔｉｎｇｇｅｎｅｔｉｃａｌｇｏｒｉｔｈｍａｒｅｕｓｅｄｔｏｓｅａｒｃｈｆｏｒｏｐｔｉｍａｌｖａｌｕｅ，ａｎｄａｍｕｌｔｉ⁃ｏｂｊｅｃｔｉｖｅｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｄｅｓｉｇｎｆｒａｍｅｗｏｒｋｆｏｒｐｒｏ⁃ｐｅｌｌｅｒａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓａｎｄｎｏｉｓｅｉｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．Ｔｈｉｓｍｅｔｈｏｄｉｓｕｓｅｄｔｏｏｐｔｉｍｉｚｅｔｈｅｂｌａｄｅｓｈａｐｅｏｆａｐａｓｓｅｎｇｅｒａｉｒｌｉｎｅｒｐｒｏｐｅｌｌｅｒ，ａｎｄｔｈｅａｉｒｆｏｉｌｔｏｒｓｉｏｎａｎｇｌｅａｎｄｃｈｏｒｄｌｅｎｇｔｈｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐｏｓｉｔｉｏｎｓａｒｅｏｐｔｉｍｉｚｅｄａｓｄｅｓｉｇｎｖａｒｉａｂｌｅｓ．Ｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｂａｓｉｃｂｌａｄｅ，ｔｈｅｎｏｉｓｅｖａｌｕｅｏｆｔｈｅａｘｉａｌｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇｐｏｉｎｔｎｅａｒｔｈｅｃｒｕｉｓｅｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｕｎｄｅｒｔｈｅｗｉｎｄｔｕｎｎｅｌｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｃｏｎｄｉｔｉｏｎｉｓｒｅｄｕｃｅｄｂｙａｂｏｕｔ０．２５ｄＢａｔｔｈｅｓａｍｅｔｉｍｅａｓｔｈｅｐｏｗｅｒｉｓｒｅｄｕｃｅｄ．Ｉｎｔｈｅｃａｓｅｏｆａｓｌｉｇｈｔｉｎｃｒｅａｓｅｉｎｐｏｗｅｒ，ｔｈｅｎｏｉｓｅｉｓｒｅｄｕｃｅｄｂｙａｂｏｕｔ１ｄＢ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｆｒｅｅ⁃ｆｏｒｍｓｕｒｆａｃｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄ（ＮＵＲＢＳ⁃ＦＦＤ）；ｍｕｌｔｉｐｌｅｒｅｆｅｒｅｎｃｅｆｒａｍｅ（ＭＲＦ）；Ｈａｎｓｏｎｎｏｉｓｅｍｏｄｅｌ；ｎｏｎ⁃ｄｏｍｉｎａｔｅｄｓｏｒｔｉｎｇａｌｇｏｒｉｔｈｍ（ＮＳＧＡＩＩ）；Ｋｒｉｇｉｎｇｓｕｒｒｏｇａｔｅｍｏｄｅｌ©２０２０ＪｏｕｒｎａｌｏｆＮｏｒｔｈｗｅｓｔｅｒｎＰｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃａｌＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ．ＴｈｉｓｉｓａｎＯｐｅｎＡｃｃｅｓｓａｒｔｉｃｌｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄｕｎｄｅｒｔｈｅｔｅｒｍｓｏｆｔｈｅＣｒｅａｔｉｖｅＣｏｍｍｏｎｓＡｔｔｒｉｂｕｔｉｏｎＬｉｃｅｎｓｅ（ｈｔｔｐ：／／ｃｒｅａｔｉｖｅｃｏｍｍｏｎｓ．ｏｒｇ／ｌｉｃｅｎｓｅｓ／ｂｙ／４．０），ｗｈｉｃｈｐｅｒｍｉｔｓｕｎｒｅｓｔｒｉｃｔｅｄｕｓｅ，ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ，ａｎｄｒｅｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｉｎａｎｙｍｅｄｉｕｍ，ｐｒｏｖｉｄｅｄｔｈｅｏｒｉｇｉｎａｌｗｏｒｋｉｓｐｒｏｐｅｒｌｙｃｉｔｅｄ．。

新型低噪声多叶耦合螺旋桨性能研究马骋;钱正芳;陈科;蔡昊鹏【摘要】A new-type marine propeller called Multi-Blade Coupling Propeller (MBCP) is provided, and the hydrodynamic performance of it is studied. The MBCP adopts a brand-new form of axial misplacement for inner radius blades and even placement in the same blade-plane for outer radius blades. Thus the mul-ti-layer coupling distribution of propeller blade is achieved. Favorable hydrodynamic interference between different blades is created, and the influence of hydrofoil cascade effect is reduced. Then the blade num-ber can be increased or the area ratio can be enlarged while the propeller efficiency maintains in the same level. Therefore, the performance of cavitaion, noise and unsteady force can be improved. The MBCP may provide a new research direction for the low-noise propeller design work. The CFD numerical simulation and model test of the MBCP are carried out to study the open water and cavitation performance of the MBCP. Theoretical and experimental research shows that cavitation performance and efficiency of the MBCP can be improved about 20% and 7% respectively, compared with a now-utilized five-blade marine pro-peller. The error of CFD numerical simulation is less than 3%. The new-type low-noise multi-blade cou-pling propeller presented in this paper may be of great military significance.%提出了一种船用螺旋桨的新构型--低噪声多叶耦合螺旋桨，并研究了该新构型的水动力性能。