前缘下垂远场低频宽频噪声特性

2019-10-31陆维爽刘沛清郭昊

航空学报 2019年10期

陆维爽，刘沛清,*，郭昊

1. 北京航空航天大学航空气动声学工信部重点实验室，北京 100083

2. 北京航空航天大学流体力学教育部重点实验室，北京 100083

3. 北京航空航天大学航空科学与工程学院，北京 100083

飞机增升装置是保障飞机安全起降的重要部件。同时，增升装置也是飞机机体噪声源之一[1-2]。近些年，由于飞机推进系统及其降噪技术的不断发展，飞机增升装置已经成为飞机渐进以及着陆时主要的噪声源，尤其是前缘增升装置。由于前缘增升装置周围复杂的流场环境，所产生的气动噪声较为明显[3-4]。

关于前缘增升装置气动噪声研究主要集中在前缘缝翼。前缘缝翼噪声主要包括：中高频尖频噪声、中低频离散尖频噪声以及中低频宽频噪声。其中分布在中低频段的离散尖频噪声是由于缝道凹腔流-声反馈回路而产生[5-6]。由于中低频段离散尖频噪声对模型远场噪声的总声压级贡献最大，成为国内外研究者关注的重点[7-9]。为了消除、降低由于凹腔内自激振荡所产生的噪声，缝道凹腔填充、缝翼尖端延长板、凹腔封闭挡板等[10]多种降噪措施被提出，其降噪原理就是降低凹腔内自激振荡强度，甚至消除凹腔内的自激振荡现象。

前缘下垂，作为另一种较为常见的前缘增升装置，其远场噪声的总声压级要远低于前缘缝翼，被视作一种“安静”的前缘增升装置，被应用到大型飞机A350、A380机翼内翼段。由于前缘下垂构型不存在前缘增升装置与主翼之间的缝道，也没有凹腔的存在，这种增升装置彻底消除了中低频段离散尖频噪声，这使中低频段的声压级大幅下降。德国宇航中心(DLR)的SADE (SmArt high lift DEvices for next generation wings)[11-12]研究计划和LEISA (Low noise Exposing Integrated design for Start and Approach)[13]研究计划中，前缘下垂作为其中一种传统前缘缝翼的降噪构型被研究，二维增升装置气动力以及远场噪声测试试验结果表明：相较于传统前缘缝翼，虽然前缘下垂失速迎角以及最大升力系数较低，但是，在所有关注的频率范围内均具有明显的降噪效果，最大降幅达到10 dB。Andreou等[14-15]在剑桥大学Makham风洞对前缘增升装置进行气动噪声试验研究，通过对比前缘缝翼与前缘下垂构型噪声频谱结果发现，前缘下垂构型大幅降低了气动噪声，但是气动力损失严重。杨小权等[16]对安装前缘下垂增升装置与前缘缝翼增升装置的增升构型(起飞/着陆构型)流场进行了数值模拟，并对前缘下垂两段翼与前缘缝翼三段翼(起飞/着陆)构型的气动噪声进行了预测。研究结果表明：采用前缘下垂取代前缘缝翼,能够消除产生气动噪声的涡源,从而达到降低气动噪声的目的,与此同时,采用前缘下垂设计后的飞机起飞阻力降低，可以减小发动机推力，从而降低了飞机起飞时的噪声。

基于前缘增升装置噪声现有的研究情况，关于前缘下垂的研究都是与前缘缝翼进行对比分析研究，单独对前缘下垂构型进行的研究较少，其远场噪声特性并未进行更加深入、具体的研究。

因此，本文选择前缘下垂增升构型作为研究对象，利用风洞试验的方法，研究在不同风速、不同迎角下，前缘下垂构型远场噪声特性。同时，利用CFD方法提供必要的流场信息。

1 研究方法与模型

1.1 试验设备

本次试验在北京航空航天大学D5气动声学风洞中进行，D5风洞是一座低速、低湍流度、低噪声回流气动声学风洞，试验段长度为2.5 m，风洞喷口截面面积为1 m×1 m。D5风洞消声室内壁由厚CAIA-L低频吸声隔声板制成，用于模拟自由声场环境，可以吸收99%以上的反射声，自由声场的低频截止频率为200 Hz[17]。

为了减弱试验模型的导流作用，使得试验流场更符合真实流场，并满足远场噪声测量需求，使用张紧的DSM Dyneema纤维布和吸声板将试验段改造成了闭口试验段，压力面使用单层DSM布，吸力面使用吸声板和DSM Dyneema纤维布，以消除该侧噪声干扰。其中，DSM Dyneema纤维布是由荷兰DSM公司研制的高纤维材料，与文献[18]提及的Kevlar布具有相同的物理属性，有良好的气密性和较佳的透声性，保证了远场噪声测量的准确性。DSM Dyneema纤维布的密度为90 g/m3，吸声板采用外侧为1.5 mm厚穿孔板(孔隙率30%)、内侧为吸声棉(10 kg/m3)的设计。

此外，由于声波传播过程中经过边界层以及DSM Dyneema纤维布会发生声损失，需要对声学测试结果进行声损失的修正[19]，本文所有结果均为修正后的结果。

如图1所示，模型垂直安装在上、下风洞壁板之间，几何中心距离喷口1 m。L表示模型的迎风长度，由于迎角(α)的不同，模型的迎风面积会有小幅变化，在试验过程中，模型展长不变(为1 m)，迎风面积为展长与迎风长度的乘积；LF为在气动力的作用下DSM布的最大变形量，与压力面壁板所承受的压力F有关。远场噪声使用Brüel & Kjr公司的12通道声学振动分析系统进行测量，包含有12通道的紧凑型LAN-XI模块和1/2英寸自由场传声器(Type 4189)，传声器的敏感度为50 mV/Pa，动态范围为14.6～146 dB，采样频率为25.6 kHz，采样时间为41.75 s。远场麦克风在距离模型几何中心2 m的位置，方位角为290°。

图1 风洞以及试验模型(俯视)示意图

1.2 试验模型与工况

本文研究分析前缘下垂增升构型在不同风速、不同迎角下的远场声源特性。

试验采用二维多段翼模型，翼型的干净弦长为0.4 m，展长为1 m。其中前缘下垂偏角为35°，在12%c(c为翼型弦长)处下垂。为了避免后缘襟翼的影响，襟翼为收起状态，即襟翼偏角为0°。图2为试验模型截面图，试验模型由5个部分组成：前缘下垂、主翼前段、主翼中段、主翼后段以及后缘襟翼。

图2 试验模型截面图

试验测试过程中模型的前缘以及后缘增升装置的几何参数均保持不变，即前缘下垂偏角为35°，后缘襟翼收起。试验所涉及的工况为：自由流速(U∞)变化范围为30～50 m/s，每隔5 m/s测量一次；来流迎角变化范围为4°～10°，每隔1°测量一次。同时，由于声音传播速度与空气温度相关，试验过程中还对温度进行监测。测试时，试验段温度保持在17～20 ℃之间。

1.3 数值方法

本文采用ANSYS ICEM网格生成软件建立了二维结构网格，第1层网格距离壁面的距离为参考弦长的1×105倍，y+小于1。采用计算流体动力学软件FLUENT作为求解器，湍流模型采用一方程Spalart-Allmaras(S-A)模型，方程中的动量和湍流动能为二阶迎风格式。采用SIMPLEC算法处理了压力-速度耦合问题。同时，为了验证数值模拟的可靠性，选择30P30N翼型进行验证计算[20]。

文献[21]中风洞试验所得到的升力系数CL与计算所得的对比如图3(a)所示，在迎角α≤19°时，翼型总升力系数随着迎角的增大而增大，这一点与试验结果吻合得较好。其中，前缘缝翼、主翼以及后缘襟翼自身的气动性能也与试验值吻合良好；在迎角α>19°后，计算得到的前缘缝翼的升力系数较试验值偏大，这就间接地导致多段翼型总体升力系数的计算值偏大，并且失速迎角后移了2°左右，失速迎角在23° 附近。图3(b)为迎角为8°时，30P30N翼型表面压力系数Cp分布的对比图，可以看出，缝翼、主翼和襟翼的表面Cp均吻合良好。

由于本次试验无法准确测出压力面DSM布的变形情况，利用CFD方法计算压力面固壁的受力情况，进而评估DSM布的变形情况。因此，本文计算区域与闭口段尺寸相同，喷口边界条件为速度入口，集气口条件为压力出口，两侧壁面以及模型边界条件为固壁无滑移。

图3 风洞试验数据与数值模拟结果对比

2 前缘下垂远场噪声特性

图4给出了风速为30、40、50 m/s时，各个迎角下的前缘下垂增升构型远场噪声频谱图。其中，SPL为声压级，黑色的虚线为对应风速下背景噪声频谱。从图中可以看出，前缘下垂远场噪声基本以宽频为主，在高频段有离散的尖频噪声出现。从图4(a)中可以看出，尖频噪声随着迎角的增加向高频移动。

图4 迎角对前缘下垂远场噪声特性的影响

此外，前缘下垂宽频噪声幅值在所关注的频谱范围(200 Hz～10 kHz)内，相较于背景噪声高出2～3 dB，特别是在低频范围(200～500 Hz)，比背景噪声高出近5 dB。同时可以看出，迎角的改变对前缘下垂低频宽频噪声的幅值的影响比较明显。图5为低频范围模型远场噪声频谱图，随着迎角从4°增加7°，低频宽频噪声幅值逐渐减小，而随着迎角进一步由7°增加10°，宽频幅值出现增加的趋势。

图5 低频宽频噪声频谱图

从图5中还可以看出，当迎角不变时，随着风速由30 m/s增加到50 m/s，宽频的幅值逐渐增加。

3 前缘下垂宽频噪声马赫数相似率

先前关于前缘缝翼噪声研究[22]发现增升构型噪声数据符合速度幂次律，噪声声压级与来流速度的5～6次方成正比，具体取决于增升构型前/后缘增升装置的缝道参数设置。而Dobrzynski和Pott-Pollenske[23]通过风洞试验的方法对增升构型的远场噪声数据进行测量分析，发现缝翼噪声频谱声压级符合马赫数(Ma)的4.5次方幂次律。Mendoza等[24]在NASA兰利研究中心的静音风洞对高升力装置(缝翼和主翼)进行了气动噪声研究，发现不同Ma条件下的缝翼噪声频谱在全频段与Ma的5次方重叠较好，而按照Ma的4次方进行无量纲化的声压级曲线在中频频域重叠程度更好。可以看出，前缘缝翼噪声与Ma的相似率基本在4～6次方之间。因此，本节主要探究前缘下垂噪声符合的速度相似律。

图6给出了迎角为4°时，前缘下垂宽频噪声未进行Ma相似、进行Ma的4次方、5次方和6次方相似的频谱图。其中，参考速度Uref为10 m/s。从图6(c)中可以看到，在低频范围(200～400 Hz)，前缘下垂宽频噪声频谱重叠度良好，符合Ma的5次方幂次律；而在中、高频范围(400 Hz以上)，噪声频谱与Ma的6次方重叠程度更好。

图6 迎角为4°时宽频噪声的Ma相似频谱图

可以看出，本文所关注的低频段的前缘下垂宽频噪声基本符合Ma的5次方幂次律。图7为各个迎角下，前缘下垂低频宽频噪声的Ma相似率频谱图。其中，n代表Ma的次方数。频谱结果与图6中的结果相同，在低频范围内，噪声频谱曲线与Ma的5次方的重叠度更好。前缘下垂在低频的声源特性介于单极子声源与偶极子声源之间。

图7 不同迎角下低频宽频噪声Ma相似频谱图

4 迎角对前缘下垂低频宽频噪声的影响

从图4和图5的结果可以看出，迎角的改变对前缘下垂低频宽频噪声的幅值的影响比较明显，且在不同的速度下，影响规律基本一致。因此，本节选取来流速度为50 m/s，迎角为4°～8°下的远场噪声数据，重点分析迎角的改变对前缘下垂低频宽频噪声影响规律。

为了更加清楚地分析各个迎角下低频宽频噪声曲线的变化趋势，将频谱图分为小迎角范围(4°～7°)和大迎角范围(7°～10°)两部分，如图8所示。

由于为了避免后缘襟翼噪声的干扰，襟翼被收起，即此时的增升构型为单段翼构型。单段翼噪声主要包括：中低频宽频噪声以及高频尖频噪声。其中，宽频噪声的产生与构型的几何外形(厚度、弯度等)[25]以及构型附近流场特性(气动力、迎风面积等)有关。高频尖频噪声主要与尾缘涡脱落[26]有关。高频的尾缘涡脱落噪声在图4(a)中已经看到。下文仅探讨低频宽频噪声的变化规律。

显然，迎角的改变会影响构型的气动力以及构型在风场中的迎风尺寸。根据模型远场气动噪声测量的相似律[27]：

图8 来流风速为50 m/s时不同迎角下前缘下垂的低频宽频噪声频谱图

(1)

式中：S为模型迎风面积；D为模型与测量点的距离；下标model表示测试模型的相关参数信息；下标scaled表示参考模型的相关参数信息。由于前缘下垂偏角为35°，后缘襟翼偏角为0°，可以看到，由于模型展长固定，随着迎角从4°增加到10°，构型的有效迎风面积只与模型的迎风长度L有关。此外，构型压力面选用DSM布作为壁板，受到气动力的影响，DSM布会产生小幅变形，这会间接影响模型附近流场，进一步影响噪声的幅值。

图9为CFD计算出的不同迎角下构型压力面壁板受力图。其中，假设压力面壁板为固壁，即不会形变。可以看出，随着迎角的增加，压力面壁板受到的压力逐渐增加，具体受力数值如图10中曲线(六边形空心点)所示。图10展示的是不同迎角下，构型压力面受力以及构型迎风长度的具体数值。随着迎角的增加，迎风长度先减小再增加。

图9 不同迎角下构型压力面壁板受力

图10 迎角对压力面受力以及迎风长度的影响

图11给出了仅考虑有效迎风面积、仅考虑压力面DSM布变形以及综合考虑两者对远场低频宽频噪声幅值影响的归一化频谱图。其中，参考值Lref和Fref为图10中迎角为0°时对应的值。

首先，仅考虑有效迎风面积对噪声的影响，如图11(a)所示。可以看到，经过归一化处理后，在大迎角范围重叠度良好。迎风长度L在小迎角范围内变化不是很大，然而在大迎角范围，增幅明显。因此，当仅考虑构型有效迎风面积的影响时，噪声频谱在大迎角范围时的归一化曲线重合得更好。换言之，有效迎风面积这个参数在大迎角时对远场噪声幅值的影响更加明显。

此外，仅考虑压力面DSM布的变形对噪声的影响，如图11(b)所示。可以看到，经过归一化处理后，在小迎角范围重叠度较好。由于对试验过程中布的形变量无法精准掌握，所以用压力面固壁受力情况对DSM布的变形情况进行评估。显然，随着迎角的增加，压力面受力增加，DSM布向外膨胀形变，导致实际风洞内、外压强相较于计算值要小，实际DSM布的受力变形量也要比评估修正值要小。因此，在大迎角时，由于修正值较大，经过归一化处理后的频谱曲线重叠不好。

接下来综合考虑有效迎风面积以及压力面DSM布变形对噪声的影响，如图11(c)所示。可以看到，经过归一化处理后，在所关注的迎角范围内重叠度均良好。只不过由于在大迎角时DSM布形变修正值略大，重叠度稍差一些。

从图11(c)中可以看出，小迎角范围的拟合结果是3种情况中最好的。在小迎角范围时，远场噪声频谱幅值是同时受到有效迎风面积以及压力面DSM布变形影响的。在大迎角范围，图11(a)中的拟合结果是3种情况中最好的。对于在大迎角范围时，远场噪声频谱幅值对有效迎风面积的改变更加敏感。