某型螺旋桨飞机气动噪声降噪研究

艾延廷，王 泽，王 志， 佟 刚，项 松

(1．沈阳航空航天大学 辽宁省航空推进系统先进测试技术重点实验室，沈阳 110136；2. 辽宁省通用航空重点实验室，沈阳 110136)

螺旋桨是把航空发动机转动功率转化为推进力的装置，也是螺旋桨飞机最主要的噪声源。噪声辐射诱发的机身结构振动与声疲劳，对飞行安全造成严重影响[1]；螺旋桨噪声会影响机场所在地区附近的环境，且对人员健康有严重影响；同时，飞机机身处于螺旋桨直接辐射的声场中，所诱发的气流脉动以结构噪声的形式传入机舱，影响乘客旅行的舒适性。螺旋桨噪声的研究属于气动声学范畴，噪声是由于螺旋桨高速旋转产生的非定常流场脉动引起的。目前的降噪方法有降低声源强度和基于破坏性的声波干涉。其中，通过改善螺旋桨设计可以有效地降低螺旋桨气动噪声，达到飞行安全标准，减少噪声污染。这需要对噪声发声机理、螺旋桨模型设计和气动噪声数值计算展开研究，通过采集相关物理量，定性分析螺旋桨气动噪声，不断改进螺旋桨模型的几何参数，达到降噪目的。

近年来，国内外很多学者在低噪声螺旋桨设计方面展开了大量研究。Chusseau M[2]和Ohad Gur[3-4]针对轻型飞机主要设计参数对螺旋桨气动噪声的影响进行了分析，但未对螺旋桨气动噪声进行数值计算、对比验证。Antonio Pagano[5]、Marinus B G[6]和Campos[7]等对螺旋桨气动噪声进行了多目标优化设计，但未对影响气动噪声的物理量展开定性研究。潘杰元和钱惠德[8]提出了一种螺旋桨气动设计的数值优化方法，对2个已有的螺旋桨重新进行了优化设计计算，取得了较好的预测结果，但未进行叶片降噪优化的应用和降噪后叶片的性能分析。

本文的数值模拟过程采用流场-声场相结合的计算方法，利用计算流体力学(Computational Fluid Dynamics，CFD)求得螺旋桨流场信息，导入到Virtual.Lab软件中进行气动噪声声场求解，实现噪声特性分析。流场计算过程中，使用ICEM软件进行网格划分，运用滑移网格方法进行连接，发展了基于 FW-H的气动噪声模型[9]，采用大涡模拟(LES)方法对螺旋桨气动噪声非定常脉动流场进行计算。声场计算使用Virtual. Lab软件中直接边界元(BEM)的方法将气动噪声等效为扇声源，来计算螺旋桨气动噪声，获得了螺旋桨在三种不同转速下的气动噪声声压级分布规律。为了得到飞机气动噪声频域和声压整体强度图，本文完成了螺旋桨在三种不同转速下的地面远场噪声试验，并使用LMS Test.Lab软件对不同转速下测得的数据进行了分析和对比。本文对气动噪声降噪理论进行了分析，认为通过修改沿展向桨叶形状可以有效降低载荷噪声，从而完成对螺旋桨气动噪声的降噪优化。

1 气动噪声数值模拟

1.1 几何建模与网格划分

根据Angelo[10]和项松等[11]提出的给定工况下高效率螺旋桨设计方案，得到了螺旋桨几何参数，如表1所示。其中，D为桨叶直径，b为桨叶宽度，hd为桨毂高度，hr为桨毂半径。

表1 螺旋桨几何参数

依据弦长与径向的分布规律，采用Catia软件生成叶片叶型，建立螺旋桨三维模型。此方法的优势在于避免了由坐标变换得到叶片截面而产生的众多点与曲线，减少了工作量，提高了容错率，模型如图1所示。在ICEM软件中划分网格，网格分为内场旋转域和外场静止域两部分：内场旋转区域采用结构化四面体网格并进行局部加密，外场静止区域采用结构化六面体网格，内外域间使用滑移网格进行连接，网格总数约387万，如图2所示。

图1 螺旋桨模型

图2 整体网格划分

1.2 参数设定与桨叶压力脉动求解

针对螺旋桨的湍流流场特性，采用LES和离散格式的PRESTO求解器进行非定常计算。采用LES时，使用数值方法求解大尺度湍流，并对小尺度湍流脉动建立模型；相比于直接数值方法，LES对空间分辨率的要求较低；相比于雷诺平均模拟方法，LES方法能够获得更多的湍流信息。选择1 000 r/min、1 500 r/min和2 000 r/min共三种转速进行桨叶压力脉动计算。根据前期工作，得知叶片流场计算在20个扰动周期下趋于收敛，迭代步数为1 500步，各转速下的时间步长(Ts)根据经验公式Ts=20T/1 500进行设置。Fluent计算结果中出口流量监控曲线和面积加权平均曲线趋于平稳，残差收敛于10-4，因此认为非定常计算达到稳态。

1.3 螺旋桨气动噪声分析

将Fluent计算模型导入Virtual. Lab，计算叶片上的载荷，将气动噪声等效为扇声源。建立半径15R(24 m)与地面远场噪声试验半径相同的边界元球面，场点中心放置扇声源，以此对螺旋桨进行气动声学响应分析。结果表明：螺旋桨在球形声场的等声压线沿轴向两侧呈条状分布，螺旋桨前后位置的球形表面声压较高，螺旋桨所在旋转平面的球面表面声压较低。三种不同转速下，螺旋桨球形场点辐射声压最大值分别为62.2 dB、70.1 dB、80.1 dB，均分布在球形场点轴向的前后两端。数值模拟声压级相比于试验值平均小6 dB，这是因为数值模拟未考虑地面反射对气动噪声的影响。这与尹坚平等[12]的研究结论中地面反射对声源影响的修正量相吻合。因此对计算值进行修正并与试验值相对比，结果绘制如图3所示。

(a) 1 000 r/min

(b) 1 500 r/min

(c) 2 000 r/min

图3 各转速下噪声声压级分布

2 地面远场噪声试验

对螺旋桨进行整机地面静态噪声测试，以获得气动噪声数据。试验根据SAE ARP 1846A标准进行，选择空旷露天场地，确保飞机的半径500 m范围内无建筑物或任何其他障碍物，保证噪声测试不会受到其他因素影响，场地布置如图4所示。

图4 试验场地

噪声测点布置如图5所示，在半径为15D的圆周上，将螺旋桨中轴线正前方设为1号测点，每隔 10°布置一个测点，共19 个测点。

图5 噪声接收点位置示意图

由桨叶频率公式f=Bn/60计算各转速下的桨叶通过频率(BPF)，分别为33.3 Hz、50 Hz和66.7 Hz，与对应转速下频谱图的基频信号频率相近，进而验证了地面远场噪声试验的准确性，如图6所示。由各转速下的频谱图可以看出，螺旋桨气动噪声是由连续的宽带噪声与一系列旋转噪声叠加组成的，这些旋转噪声呈现出一定的基频与倍频信号，且具有周期性。与宽带噪声相比而言，旋转噪声的声压级聚集在低阶BPF附近，随着转速的增加，尤其在1 500 r/min和2 000 r/min的转速频谱图中，旋转噪声频谱分离度更加明显，倍频信号更加突出，与气动噪声总声压级相近。这说明随着转速的增加，旋转噪声在螺旋桨气动噪声中起主导作用。

(a)1 000 r/min

(b)1 500 r/min

(c)2 000 r/min

图7为三种不同转速下各测点的声压级测试结果分布。从图中可明显地看出，气动噪声随转速增大而增加。不同转速下圆形场点分布规律大致相同，这说明转速的增加并不能引起气动噪声辐射方向性的改变。当转速为1 000 r/min时，噪声沿圆周方向整体变化并不明显，但可在10号和19号看出噪声有明显的减少，基本可以认定为是机体对噪声传播起到阻碍引起的。转速从1 500 r/min增加到2 000 r/min时，噪声变化量相对于1 000 r/min到1 500 r/min要小。说明在转速大于1 000 r/min时，转速对螺旋桨气动噪声的贡献量随着转速的增高和气动噪声的增长相对减少，噪声变化量逐渐减小。

图7 测点总声压级圆周分布图(A计权)

3 降噪仿真对比

螺旋桨气动噪声可分为两部分，宽带噪声和旋转噪声。宽带噪声是螺旋桨在流场内与空气互相作用的随机性结果，旋转噪声是螺旋桨周期性切割流场内空气与之相互作用的结果[13]。

螺旋桨宽带噪声一般认为是由桨叶的气动力随机分量所造成[14]。研究表明，桨叶叶面上的气动力随机脉动分量的来源有着多种可能性[15-17]，流湍流度、从桨叶后缘脱落的随机涡量及桨面的湍流附面层都是可能的来源。由于湍流的复杂性与多样性，对宽带噪声的定量估算比较困难，尚处于半经验估算阶段。

基于FW-H方程的噪声计算将旋转噪声按照噪声特点分为三部分：叶片厚度噪声、载荷噪声和四极子噪声[18]，其中厚度噪声和载荷噪声呈现出周期性规律。由文献[19-20]可知，螺旋桨桨叶都存在一定的厚度，当桨叶周期性地扫过它周围的空气介质，并导致空气微团的周期性非定常运动时，就产生了厚度噪声。当发动机驱动螺旋桨并产生拉力与阻力时，螺旋桨桨叶与空气介质作用产生的叶面压力场也随螺旋桨旋转，并周期性导致噪声频谱变化，因此，螺旋桨载荷噪声是由桨叶叶面的压力场引起的，是拉力噪声与阻力噪声的组合。螺旋桨四极子噪声仅在螺旋桨桨尖处于超声速及跨声速运行工况时才被考虑。本文研究的螺旋桨飞机处于亚声速状态下飞行，因此可以忽略四极子噪声。综上所述，螺旋桨的气动噪声可以用螺旋桨的厚度噪声和载荷噪声来表示[21-22]。

本文着眼于降低声源强度的方法进行螺旋桨气动噪声的降噪。通过改进沿展向桨叶形状，增加桨叶沿径向的宽度，减小螺旋桨载荷噪声，因为从噪声功率沿径向的分布来看，叶尖部位最高，通过设计将气动负载沿展向分布的峰值向内径方向移动，可实现降低载荷噪声的目的[1]。经过不断调整及反复的模拟计算测试，最终确定降噪效果最优的新叶片几何参数，如表2所示。

表2 新螺旋桨几何参数

新螺旋桨的桨叶宽度分布如图8所示，从图8可以看出，从叶根到叶尖，桨叶宽度先增大后减小，桨叶最大弦长向内径方向移动。

图8 新螺旋桨桨叶宽度分布

按照相同的气动噪声数值模拟，采用数值方法对转速在1 000 r/min、1 500 r/min、2 000 r/min下的新叶片气动噪声进行计算，得到不同转速下的球形场点声压云图，如图9所示。由图9可知，噪声最大值均分布在桨盘轴向的前后两侧，桨盘轴向所在平面气动噪声呈不同形状的“8”字型分布，这是典型的载荷噪声特性。对比横向同转速声压云图，螺旋桨旋转平面低噪声区域逐渐变小，按轴向分布的噪声带同时趋于缓和，这说明载荷噪声占气动噪声比重降低，厚度噪声有所显现。对比纵向的同型叶片声压图，转速的增加致使气动噪声增大，却并不能改变噪声的辐射方向性，这说明载荷噪声在气动噪声中起主导作用，宽带噪声的随机声压量对气动噪声特性的影响较小，可以忽略。

(a) 1 000 r/min球形场点声压云图

(b) 1 500 r/min球形场点声压云图

(c) 2 000 r/min球形场点声压云图

对比远场噪声试验和不同叶片气动噪声数据，得到表3。由表3可知，改变延展向桨叶形状后，新叶片相对原叶片，在1 000 r/min转速下气动噪声最大值下降了11.4 dB，在1 500 r/min转速下气动噪声最大值下降了9.2 dB，在2 000 r/min转速下气动噪声最大值下降8.3 dB，降噪效果明显。

表3 螺旋桨对应各转速下的声压值

4 结 论

本文对某型电动螺旋桨飞机进行了气动噪声降噪研究。对不同桨叶进行气动噪声数值计算，分析了远场噪声声压级规律及分布特性，通过与地面远场噪声试验进行对比分析，得出以下结论：

1)在螺旋桨地面远场噪声试验方面，不同转速下圆形场点分布规律大致相同，表明转速的增加并不能引起气动噪声辐射方向性的改变。在1 500 r/min、2 000 r/min、2 200 r/min的转速频谱图中，旋转噪声频谱分离度更加明显，倍频信号更加突出，与气动噪声总声压级相近，说明随着转速的增加，旋转噪声在螺旋桨气动噪声中起主导作用。

2)本文运用Virtual.Lab将LES和FW-H模型处理后的噪声数据等效为扇声源进行仿真计算。桨盘轴向所在平面气动噪声呈不同形状的“8”字型分布，说明载荷噪声在气动噪声中起主导作用。数值模拟声压级分布与试验值基本吻合，验证了数值计算是正确的。

3)在不同螺旋桨降噪仿真对比中，相比于原叶片，新叶片的气动噪声最大值下降了约10 dB，这证明了通过改变沿展向桨叶形状来降低螺旋桨气动噪声方案的可行性。