多孔渗透结构影响尾缘噪声的试验

刘汉儒， 陈南树

西北工业大学 动力与能源学院， 西安 710072

多孔渗透结构影响尾缘噪声的试验

刘汉儒*， 陈南树

西北工业大学 动力与能源学院， 西安 710072

本文设计了一种尾缘(TE)上游多孔渗透结构，通过在全消声低速射流风洞，利用远场麦克风测量研究了不同工况和材料物性下尾缘辐射噪声的影响。结果表明：所设计的多孔渗透结构产生了额外的方腔噪声特征，相对密度4.7%的泡沫金属所产生的附加噪声最小，颗粒状多孔材料比泡沫金属产生的附加噪声小。对称流动条件下多孔平板尾缘噪声中出现的方腔单音噪声特征，在人工非对称流动条件干涉下消失，表明压差推动渗流穿过表面是这种设计的关键。缩小人工非对称流动与非对称曲面翼型产生的压力条件之间的差异以及避免过大面积多孔设计是改进的方向。

翼型噪声； 多孔材料； 气动声学； 人工压差； 声学风洞

翼型尾缘噪声是航空飞行器、叶轮机械以及风力发电装置重要的噪声源。如何降低尾缘噪声一直是人们关注的热点问题。特别是湍流-尾缘噪声机理复杂，至今还没有研究清楚，对其降噪措施还在研究之中[1]。但是，目前国内外已经有许多其他关于降低尾缘噪声技术的研究。

Howe[2-3]理论分析了一种锯齿形尾缘处理降噪的效果，并且指出降噪效果受锯齿宽度和长度的影响。任露泉等[4]通过数值模拟研究了带有仿生前缘圆弧齿状结构的NACA0015翼型的降噪机理，发现在雷诺数1.35×105流动条件下，这种结构在大部分频段都能够降低噪声5～10 dB，且具有整流和控制分离的特性。Gruber等[5]试验研究了带不同尺寸锯齿的翼型尾缘结构对噪声的影响，降噪结果比Howe的理论预测值低，同时在低频区域降噪效果优于高频区。宫武旗等[6]试验研究了锯齿尾缘对风机气动噪声影响规律，结果表明锯齿尾缘有明显降噪效果, 正弦形锯齿较正三角形更好。Moreau和Doolan[7]测量了带有锯齿尾缘平板的气动噪声和流场，在雷诺数 1.6×105～4.2×105范围，发现高频窄带噪声能够降低13 dB, 认为原因是尾缘脱落涡的衰减。Liu等[8]试验发现尖尾缘锯齿和带有沟槽的尾缘具有最有效的降噪效果。Chong和Vathylakis[9]试验研究发现锯齿尾缘降低宽频噪声的机理是尾缘涡结构和局部湍流边界层的干涉引起动量传输和剪切应力的再分配，从而引起了噪声辐射效率改变。仝帆等[10]采用大涡模拟与声类比的方法研究了尾缘锯齿对翼型自噪声的影响，窄带噪声最多可降低约16 dB,但尾缘锯齿对翼型气动性能有着不利影响。尾缘锯齿可以抑制层流边界层引起的涡脱落现象，并有效降低尾缘附近涡的展向相关性，这些是潜在的降噪原因。陈伟杰等[11]试验研究表明尾缘锯齿在大迎角状态下可以显著抑制边界层不稳定噪声。许影博等[12]在消声风洞试验研究表明, 翼型尾缘附加刷毛是一种可行的降噪方案, 尤其对中低频段具有比较明显的降低效果，刷毛的间距和长度是影响降噪效果的重要因素。Finez等[13]试验发现刷式尾缘能够减小边界层涡的展向相关长度达25%，降低3 dB噪声。多孔尾缘处理能够产生类似的流体穿透作用，抑制边界层湍流转化为辐射声波的效率[14]。Howe[15]最早理论提出多孔尾缘具有降低噪声的可行性。Fink和Bailey[16]测试了多孔结构的尾缘襟翼和前缘缝翼，发现了2～3 dB的噪声降低量。Geyer等[17-18]用麦克风阵列测量了多孔渗透翼型的气动噪声，表明渗透性表面降低尾缘气动噪声的潜力，但是会降低升力增加阻力。最近，Clark等[19]提出了一种改变尾缘上游边界层流动的“斗篷”结构，具有极大的宽频噪声降低潜力，并且在0°～9° 迎角下都能够发挥降噪作用。Afshari等[20]研究了在尾缘上游表面布置一种类似“篱笆”结构，能够降低尾缘表面压力波动和降低展向相关性，因而具有降低湍流边界层噪声的潜力。这种技术通过改变湍流边界层，从而影响湍流边界层-尾缘作用，达到降低尾缘噪声目的的方法，表明上游边界层的稳定对于尾缘噪声降低有潜在的作用。

基于对渗透性和上游处理作用的综合考虑，本文探索了一种新的设计，通过在尾缘上游设置多孔渗透表面，改变尾缘上游流动达到降低湍流边界层-尾缘噪声的目的。本文通过在消声风洞中对不同的材料物性，不同的流速以及来流条件进行初步试验测试，研究了这种设计形式控制尾缘噪声的可行性和指出了相应的改进方向。

1 试验设备和测试模型

1.1 试验设备

本文的气动声学试验测试是在英国南安普顿大学声学与振动试验室(ISVR)的低噪声、低湍流、开放喷射式声学风洞进行的。该风洞的测试段是一个8 m×8 m×8 m全消声室，测试模型使用端板固定在风洞喷口，如图1所示。喷嘴出口两侧板用来支撑测试模型同时也保持了流动的二维特性。该风洞设计喷口出口的流体湍流度低于0.4%，最高马赫数可达到0.3，风速可调范围是10～120 m/s而且能够提供安静的背景噪声环境。具体的风洞设计和性能参数可参考文献[21]。

图1 ISVR声学风洞大型消声室及测试模型 Fig.1 Arechoic chamber of acoustics wind tunnel of ISVR and test model

1.2 测试设备

自由场噪声测量使用的是1/2 inch Brüel & Kjaer Falcon麦克风，位置处于模型展向中截面垂直距离尾缘1.25 m的位置，如图2所示，图中c为弦长。噪声数据采集使用的是24通道National Instrument数字采集卡，采样频率是30 kHz，采集时间为13.33 s。得到的数字信号在15 kHz过滤避免信号混淆，然后经过窗口-傅里叶变换以及平均获得1 Hz带宽的远场噪声功率谱密度。为了减小干扰，整个数据采集系统放置在隔离室内。

图2 气动声学试验设置Fig.2 Aeroacoustics measurement test set up

1.3 测试模型

如何将多孔材料布置在翼型上，公开的研究资料非常少，多孔设计完全是依靠推测和经验，是一个探索性工作[22]。湍流边界层尾缘噪声是边界层对流通过较尖尾缘产生压力波动以及散射作用导致的气动噪声[23]，与层流边界层-尾缘以及钝尾缘脱落噪声机制是不同的。本文设计出发点是将多孔渗透区布置在靠近尾缘的地方通过影响边界层发展来影响气动噪声。试验加工了带有尖尾缘的平板模型作为研究对象，尖尾缘避免了脱落噪声，如图2(b)所示。在靠近尾缘处设计了一段关于中心线对称的0.625c×0.375c的活动区域，用来灵活替换不同属性的“材料模块”(本文涉及到刚性固体、泡沫金属、聚乙烯颗粒)。平板厚度是0.037 5c，前缘是光滑过渡的圆弧。各部件表面保持最大程度的光滑平整以减少额外粗糙度噪声。为了确保尾缘边界层是湍流边界层，试验中在距离测试模型前缘0.1c处上下表面都设置了粗糙胶条，作为“湍流边界层触发(Boundary Layer Trip)”，强制层流边界层在这个位置提前转变为湍流边界层。气动噪声测试分别在10，20，30，40，50 m/s流速下进行，对应雷诺数Rec范围是1.79×105～8.9×105。同时试验也考虑了来流方向的影响。

当可替换模块只安装光滑模块时就是基准模型(Baseline)。当替换多孔材料时需要用到一个“多孔套”装夹固定，如图 3所示。试验除了使用泡沫金属，还测试了聚乙烯颗粒，用来对比多孔材料形态差异的影响。材料从侧面装入穿孔金属夹套，夹套另外两侧边各有3个螺纹孔用来和平板主体连接，安装好后如图 4所示。测试中有3种不同表面孔密度的夹套，按照孔密度从小到大分别为C1、C2、C3，孔密度越小孔径越大。泡沫金属铝有3种，相对密度ρ′分别为7.5%、5.7%和4.7%。相对密度ρ′和孔隙率φ的关系近似为φ≈1-ρ′。本文涉及的试验测试如表1所示,√对应的结果将在本文给出。

图3 多孔材料模块夹套Fig.3 Cover for porous materials module

图4 测试用不同的材料模块及装配方式Fig.4 Different material module and assembling method for test

表1不同多孔模块的平板尾缘噪声测试(10～50m/s)

Table1Trailingedgenoisetestofflatplatewithdifferentporousmodule(10～50m/s)

CaseBaselineRigidρ′/%4．75．77．5GranuleC1√√√√√C2√√C3√√

2 声学试验结果

2.1 平行对称流动条件

图5为10～50 m/s来流速度下光滑平板尾缘辐射噪声声压级(Sound Pressure Level, SPL)频谱，f为频率，U为来流速度。颜色代表声压级，声压级计算的参考声压值是2×10-5Pa。从噪声特征看属于宽频特性，没有明显的单音突峰，符合湍流边界层尾缘噪声机制的特点。这说明平板前缘“粗糙条”触发了湍流边界层。图5(b)的彩色云图右下角的红色区块处于低频高速范围，这说明在高风速时(40 m/s 以上)出现有流体冲击平板前缘产生的低频噪声。

为了评估穿孔夹套所产生的额外粗糙度噪声，对3种不同穿孔夹套和刚性模块组合进行了气动噪声测试，频谱结果如图 6所示。可以看出在绝大多数流速下，中等孔密度的夹套C2产生略高噪声水平，在高速50 m/s时，孔密度较大的C3夹套产生了较高的噪声水平。只有孔密度最小的C1夹套始终都保持和基准模型一样的噪声水平。结果说明孔密度较小也就是孔径较大的穿孔夹套造成的附加粗糙度噪声最小，更适合用来作为后面研究多孔材料的装载体。

图5 光滑平板尾缘噪声(基准模型)Fig.5 Trailing edge noise of smooth flat plate (Baseline)

图6 不同穿孔金属夹套粗糙度噪声Fig.6 Roughness noise of different perforated cover

图7为不同相对密度的泡沫金属多孔材料和夹套C1组合装配后测试的气动噪声结果。相对密度为4.7%的泡沫金属在中低流速下都是噪声水平最低的，但是速度大于40 m/s后，不同材料表现出来的噪声水平逐渐一样。而且，逐渐出现了“驼峰”特征，在这里并不是尾缘脱落噪声。Rossiter[24]的方腔噪声振荡频率经验计算公式为

(1)

式中：m为模态数；Ma为来流马赫数；L为空腔长度。根据Rossiter的经验取值，常数r=0.54，k=0.57，分别为相位延迟、平均扰动对流速度与自由来流的比值。可以计算出30、40、50 m/s对称来流下m=1～5时的模态频率。在本文试验中最为显著的驼峰频率(Hump Frequency)在对称流动条件30、40、50 m/s来流速度下分别为336、433、533 Hz，与经验公式预测的模态数m=3对应频率(334, 438， 539 Hz)相当接近。本文涉及的方腔长深比为7.5，根据Rossiter理论，对于长深比大于4属于浅方腔(Shallower Cavity)，压力波动中随机分量逐渐增加，周期性逐渐削弱，频率特征则表现为宽带主频(Broader Hump)，这是由于方腔区域前缘剪切层的不稳定增长，振荡气流撞击到腔体后壁产生声源。本文试验测得的对称流动条件下的声学谱“驼峰”特征符合宽带主频的特征(Hump)， 所以是典型的浅方腔噪声。

另外，也可以看出，速度越高，噪声增量越大。相对密度小的材料孔隙率高，渗透作用强，它的噪声水平相对较低，这暗示渗透作用较大在这里表现会相对较好。根据上面的结论，选择相对噪声量较小的4.7%和不同的“穿孔夹套”C1、C2、C3进行试验，结果如图 8所示。可以看出，当使用4.7%相对密度的泡沫金属铝和夹套C1组合时，噪声水平还是最低的，再次证明了C1夹套本身的附加粗糙度噪声最小。但是这个组合在U≥30 m/s 以后，在频谱上出现“驼峰”，具有单音方腔噪声的特征。根据分析，目前的流动形式类似湍流横掠方腔。这种现象在“平板原型(Baseline)”和“刚性模块(Rigid)”的时候基本不存在，正说明流体横掠多孔区时出现类似横掠方腔的情况，产生明显单音噪声。

图7 不同相对密度泡沫金属和穿孔夹套C1配装的声频谱Fig.7 Sound spectrum of metalfoam of different relative densities with perforated cover C1

图9为泡沫金属和聚乙烯颗粒以及刚性固体3种材料模块的气动噪声测试结果。可看出在低速，20 m/s 以下时，多孔模块噪声水平和基准模型比较接近，当U≥30 m/s时，驼峰噪声逐渐出现，噪声水平较高。但是聚乙烯颗粒多孔材料的噪声水平略低于泡沫金属，分析原因是聚乙烯颗粒较软具有弹性变形并且可以移动，使横流撞击方腔后壁减弱。至于声压级增大的原因和前文解释一样。虽然没有达到有效的噪声降低目的，但对进一步试验指明了方向。具体的物理机制理解还需要更多的研究。

图8 相对密度4.7%的泡沫金属装配不同多孔夹套的声频谱Fig.8 Sound sprctrum of metalfoam module of 4.7% relative density with different perforated covers

图9 不同替换材料的声频谱Fig.9 Sound spectrum of different replace materials

2.2 非对称流动的“人工压差”条件

在Geyer的试验研究中，测试对象是非对称弯曲翼型，上下流速不同产生压差，可推动流体通过多孔区域，改变翼型附面流场，影响气动噪声，因此有效降低了噪声。本文测试的多孔对称平板在平行来流条件下，并不会有预期的流动控制作用，所以没有出现噪声降低。因此，考虑不改变测试模型情况下，人为产生非对称来流的“人工压差”条件。具体是通过干涉平板下面流场使流动加速，造成上下面流速不同，表面压力不同，产生压差条件，推动流体穿过多孔界面。试验设置和原理分别如图10和图11所示。图12展示了在这种设计下的平板原型噪声水平，从噪声特征看还是属于宽频特性。非对称流动条件下平板原型噪声水平比对称流动条件下的略高，因为这种上下表面流速不同的情形，也可类似有了一定来流迎角。

图10 非对称流动“人工压差”的设置 Fig.10 Set up of non-symmetric flow and artificial pressure difference

图11 非对称流动“人工压差”原理Fig.11 Concept of non-symmetric flow and artificial pressure difference

图13是在非对称流动条件下多孔平板模型的气动噪声测试结果，包括泡沫金属和聚乙烯颗粒材料2种。2种材料的孔隙率控制在0.95左右，孔密度PPI(单位英寸上孔的个数)大约在20。可以看出，在50 m/s以下，“驼峰”型噪声基本消失。颗粒状多孔材料似乎比泡沫金属形态的多孔材料噪声水平略低，分析原因，虽然孔隙率和孔密度相近，但是材料内部形态的不同仍然能导致渗透性上的差异。按照Ergun[25]、Vafai和Kim[26]的渗透率与孔隙参数的经验公式，估算聚乙烯颗粒填充的渗透率值为1.09×10-5m2，按照Calmidi和Mahajan[27-28]提出的经验关系估算开孔泡沫金属的渗透率为2.57×10-6m2，可见聚乙烯颗粒填充的渗透性更大一些，并且具有一定弹性变形和移动性。需要指出的是，精确的渗透率数值需要通过流动阻力试验测出，拟合压降和速度关系，间接得出渗透率值[29]。图 14单独对比展示了不同速度下，相对密度为4.7%的泡沫金属在对称流动和非对称流动条件下噪声频谱云图。在图14(a)中能清晰看到颜色此起彼伏变化，具有“驼峰(Hump Tone)”噪声特征，而且高流速突出。但是这种现象在图14(b)中几乎消失，具有显著宽频噪声特征。这是因为在对称流动中，多孔腔体前缘剪切层振荡与腔体后壁作用产生带宽较宽的主频声学特征。而在非对称流动下，方腔上游剪切层倾斜离开多孔区域，气流冲击后壁的强度大为降低，造成声谱“驼峰”特征消失。这说明人工非对称流动条件引起边界层流体穿过多孔区域的重要性。作者的初步数值模拟也显示出2种条件下多孔方腔附近的这种流动变化。

图12 非对称流动条件光滑平板噪声(基准模型)Fig.12 Noise of smooth flat plate under non-symmetric flow (Baseline)

图13 非对称流动下的多孔平板气动噪声Fig.13 Aeroacoustics of porous flat plate under non-symmetric flow

图14 对称流动和非对称流动条件下泡沫金属平板噪声云图对比Fig.14 Comparison of noise contours of metalfoam flat between symmetric and non-symmetric flow conditions

从前面的结论可知“多孔平板”设计有所改进，但是没有达到如Geyer的多孔翼型SD7003降噪效果。分析原因是：本文试验中的“人工非对称流动条件”可改变压差分布的能力和特征和Geyer研究的非对称翼型曲面压力分布是存在差异的。深入揭示原因还需要更多的研究工作，所以下一步工作是用曲面翼型来验证。正如Herr和Reichenberger[30]指出的，渗透结构对尾缘噪声影响，与结构设计有很强的敏感性关系，探索和尝试不同结构对于理解机理和改进设计非常必要。

3 结 论

本文试验研究了一种多孔渗透表面对尾缘噪声的影响。测试了不同材料相对密度、形态以及不同来流速度下的气动声学响应，为改进降噪设计提供重要的参考信息。研究结论如下：

1) 对于所设计的多孔渗透结构试验发现相对密度小的泡沫金属配合大孔径夹套时产生较小的附加噪声。另外，颗粒状多孔材料比泡沫金属产生的附加噪声更小。

2) 对称流动条件下多孔平板尾缘噪声中出现额外方腔噪声，非对称流动条件下压差推动流体穿过多孔区，方腔噪声特征消失。表明这种设计的关键因素是要有压差渗透流动穿过表面。

3) 尾缘上游大面积的多孔渗透结构会带来额外的方腔噪声，所以改进的方向是将多孔部分设计成非完全穿透形式，比如许多孤立通道。并且下一步会在非对称曲面翼型上进行气动声学测试。

致 谢

感谢国家留学基金委(CSC)公派留学项目资助。特别感谢布里斯托大学Mahdi Azarpeyvand博士的研究合作以及伦敦布鲁内尔大学Chong Tze Pei博士在试验中的帮助。

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(责任编辑： 张晗)

Test on effects of porous permeable section on trailing edge noise

LIUHanru*,CHENNanshu

SchoolofPowerandEnergy,NorthwesternPolytechnicalUniversity,Xi’an710072,China

A novel porous permeable section of the trailing edge (TE) is designed and tested in acoustics wind tunnel using far-field microphone to investigate the effects of various flow conditions and material properties on the TE noise. The results show that the current porous permeable section causes extra cavity noise component. The 4.7% relative density of metal foam causes the minimum extra noise, and the granular porous materials produces less extra noise than that of metal foam. Under the symmetrical flow condition, the TE noise of porous flat plate contains the cavity tonal component which disappears under the artificial nonsymmetrical flow condition. It indicates that the pressure difference pushing the airflow pass through the porous surface is crucial for the design of the porous section. It is found that reducing the discrepancy of pressure distribution between artificial nonsymmetrical flow and practical nonsymmetrical airfoil, as well as reducing the excessive porous area, should be focused on during the design of porous section for TE noise reduction.

airfoil noise; porous materials; aeroacoustics; artificial pressure difference; acoustics wind tunnel

2016-09-05；Revised2016-10-08；Accepted2016-12-02；Publishedonline2016-12-211520

URL：www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20161221.1520.008.html

s：NationalNaturalScienceFoundationofChina(51506179);theFundamentalResearchFundsfortheCentralUniversities(3102016ZY018)

2016-09-05；退修日期2016-10-08；录用日期2016-12-02； < class="emphasis_bold">网络出版时间

时间：2016-12-211520

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20161221.1520.008.html

国家自然科学基金 (51506179)； 中央高校基本科研业务费专项资金 (3102016ZY018)

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.E-mailhrliu@nwpu.edu.cn

刘汉儒， 陈南树． 多孔渗透结构影响尾缘噪声的试验J． 航空学报,2017,38(6):120746.LIUHR,CHENNS.TestoneffectsofporouspermeablesectionontrailingedgenoiseJ.ActaAeronauticaetAstronauticaSinica,2017,38(6):120746.

http://hkxb.buaa.edu.cnhkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2016.120746

V231

A

1000-6893(2017)06-120746-11

*Correspondingauthor.E-mailhrliu@nwpu.edu.cn