锯齿喷口参数对喷流噪声特性的影响

2020-04-24刘兴强黄文超李晓东

科学技术与工程 2020年5期

刘兴强，黄文超，延浩，李晓东

(1.航空噪声与动强度航空科技重点实验室，西安 710065，2.北京航空航天大学能源与动力工程学院，北京 100191)

喷流噪声是主要的飞机噪声源之一，对飞机的适航噪声水平和舱内的舒适性产生影响。虽然，大涵道比发动机有效地降低了喷流噪声，但在飞机起飞到巡航的阶段，发动机喷流噪声依然非常显著。喷流噪声控制方法有很多种，如降低喷流速度、气流屏蔽、喷流消声、强制掺混等。发动机降噪措施要求十分严格，如附加质量、推力损失和安装性等。强制掺混器[1-4]已经成为降低喷流噪声的重要方法，得到了广泛的研究和应用。强制掺混器通过增加高速气流与低速气流之间的掺混作用，降低速度梯度，从而达到降低噪声的作用。主要的强制掺混器包括波瓣混合器、锯齿掺混器、微射流强制掺混装置等。波瓣掺混器可以形成涡体阵列，将核心气流与周围低速气流强制掺混，起到降低噪声的目的。波瓣掺混器突出的波瓣结构导致发动机的推力损失较大，而且加工难度大。微射流掺混装置，采用高压二次流射入核心区内，对核心区的气流强行调制，并增加核心区与周围气流的掺混，达到降低噪声的作用。微射流的设备复杂，高压气流的引入难度较大，尚未取得实际的应用。锯齿喷嘴的原理与波瓣形掺混器的原理基本一致[5]，但锯齿形喷口的加工难度较小，推力损失小，成为降低喷流噪声的主要方法。

Callender等[6-7]研究了锯齿个数和嵌入角度对单喷、同轴双喷流的噪声抑制作用，锯齿主要是影响了喷流的低频噪声和下游的噪声指向性，并取得了3～6 dB的总声压级降噪量。文献[8-11]研究了锯齿个数、长度、嵌入角度和轴对称性对喷流噪声和流动特性的影响，发现嵌入角度的增大，可以降低低频噪声，但增大了高频噪声；增加锯齿的个数，有利于降噪。采用同轴双喷流模拟高涵道比发动机喷流，发现锯齿喷口可以改变喷流的激波分布，降低低频激波噪声，同时也诱导产生更高频的激波噪声。Khritov等[12]采用数值和试验的方法，研究了锯齿喷嘴对流场结构和噪声辐射的影响。研究发现，锯齿喷嘴可以有效抑制喷口啸叫噪声，并平滑其他频段的噪声。NASA(美国国家航空航天局)的相关研究[1]中，锯齿形掺混器可以有效地降低噪声2～3 dB，推力损失小于0.5%。美国的AST(Aircraft Silent Technology)计划对锯齿喷口开展了大量的研究，并开展了飞行测试。锯齿形掺混器也在现有的机型中取得应用，如Boeing787、ARJ21等。中国在过去的几年也开展了锯齿形喷口的研究。单勇等[13]开展了内外涵分开式的锯齿形喷嘴降噪方法的试验和数值计算研究，研究认为，锯齿喷口在降低噪声的同时，可以将推力损失控制在1.7%以内。何儆玉等[14-15]对锯齿形喷嘴开展了大量的研究，研究发现，锯齿形喷嘴不仅能有效地降低噪声，还可以很好地抑制唇口啸叫现象。

针对锯齿形掺混器开展试验研究，主要研究锯齿设计参数如锯齿长度、锯齿的个数、锯齿的嵌入角度等对噪声抑制效果的影响。

1 试验设置

喷流噪声实验是在北京航空航天大学流体与声学实验室的全消声室中进行的，试验现场如图1所示。全消声室净空间尺寸为8.9 m×6.8 m×4.65 m，低频截止频率为250 Hz。远场测量点以喷口出口为原点，半径为3 m，R/D=60(R为远场测量点半径，D为喷口直径)。测量点从上游50°到下游150°，每隔10°一个测量点。

图1 试验现场Fig.1 Experimental site

采用B&K4948传声器，采样率为60 kHz，采样间隔为32 Hz，测量环境温度为299.8 K，外界环境压力为100.2 kPa，环境湿度为82%，喷口速度为0.8、0.9、1.0 Ma等3种喷流速度。

2 试验件设计

喷嘴的几何设计如图2所示，出口直径为50.8 mm，为了保证不同喷口出口的有效面积一致，喷口尾端40 mm采用等面积直管设计。喷口设计几何参数是锯齿个数、锯齿长度和锯齿嵌入角度，如表1所示。所有的锯齿形喷嘴均采用轴对称设计。

图2 喷口草图Fig.2 Sketch for nozzle

表1 喷口设计几何参数Table 1 Nozzle geometric parameter

3 试验结果分析

3.1 不确定影响分析

为了确保试验结果的可靠性，首先对试验的不确定性进行分析，实验室的不确定因素如下：

(1)试验件加工的误差为±0.02 mm。

(2)实验室的喷嘴压力采用PID(比例微分积分控制)智能压力变送器，气流的压力精度控制误差小于1.5%。

(3)同种工况不同车次之间测量得到的频谱曲线的关键频段的误差小于1 dB。

(4)远场压力压力传感器的位置误差小于5 cm，相对于测量半径的误差小于1.6%。

(5)不同的车次的实验室温度差小于2 ℃。

图3 NPR=1.89相同测点对比曲线Fig.3 Noise spectrum curves at same point for NPR=1.89

图3所示是喷嘴压力比(nozzle pressure ratio, NPR)为1.89基础喷口3次试验车次的对比曲线，由图可以看出，3条曲线非常一致，证明了试验的可重复性和可靠性。

3.2 锯齿个数对噪声抑制效果的影响

图4所示是锯齿个数对噪声频谱的影响对比曲线。当NPR=1.52时，锯齿喷嘴并未改变噪声频谱形状；400 Hz以下的低频噪声，3种喷嘴的噪声控制效果基本一致；400 Hz以上的噪声，锯齿个数的增加，降噪量增加。NPR=1.69时，10锯齿喷嘴可以降低整频段的噪声；6锯齿喷嘴和8锯齿喷嘴增加了9 000 Hz以上的高频噪声。NPR=1.89时，锯齿喷嘴降低4 000 Hz以下的中低频噪声，4 000 Hz以上的噪声增大；6 kHz到15 kHz频段在谱线上出现了较高幅值的驼峰，8锯齿驼峰幅值量较其他两种锯齿较低。驼峰噪声的产生，可能是锯齿结构诱导产生了激波，导致噪声驼峰的出现。

图4 锯齿个数对噪声频谱的影响Fig.4 Effect of chevron count on the far field noise spectrum

图5所示是锯齿个数改变对远场指向性影响的对比曲线,喷流噪声指向下游，Chu与Kaplan[5]研究高亚声速喷流时，指出喷流噪声主要位于喷流下游核心区后面。NPR为1.52和1.69时，锯齿个数的增加有利于降低噪声；上游的噪声水平抑制效果优于下游，NPR=1.52最大降噪3.12 dB，NPR=1.69最大降噪量2.62 dB。NPR=1.69时，6锯齿和8锯齿增加了100°到130°的噪声强度。NPR=1.89时，远场总声压级增大，最大声压级指向下游110°；8锯齿喷嘴的总声压级增加量最小。

3.3 锯齿长度对噪声抑制效果的影响

Calkin等[9]在进行锯齿喷口的试验研究时，发现8锯齿结构降噪效果最好。本试验中8锯齿结构喷嘴，在NPR=1.89时对高频噪声的影响最小。故，选择8锯齿喷嘴，改变锯齿的长度，观测对噪声的影响。锯齿的长度分别是15、25、35 mm 3种，锯齿的嵌入角度均为0°。

图6所示为锯齿长度对噪声频谱的影响，NPR=1.52时，增加锯齿的长度并未改善噪声抑制效果，15 mm锯齿与25 mm锯齿的噪声抑制效果相当；35 mm锯齿降噪效果减弱，并增加高频噪声水平。NPR=1.69时，25 mm锯齿和35 mm锯齿诱导产生了激波噪声，在6 kHz到18 kHz形成较高幅值的驼峰，高频噪声也有所增大。NPR=1.89时，锯齿长度的增加，削弱了4 kHz以下的噪声抑制效果，增大了6～15 kHz的驼峰的幅值。通过试验，发现锯齿长度的增大，不利于喷流的噪声控制，最优的锯齿长度还需要进一步的研究。

图5 锯齿个数对远场指向性的影响Fig.5 Effect of chevron count on the far field noise directivity

图6 锯齿长度对噪声频谱曲线的影响Fig.6 Effect of chevron length on far field noise spectrum

图7所示是远场总声压级指向性曲线，锯齿长度的增加，总声压级增高；NPR=1.52时，锯齿喷嘴降低了喷流上游的噪声，下游总声压级增高。NPR为1.69和1.89时，最大声压指向下游110°；上游噪声的增加量高于下游。

图7 锯齿长度对远场指向性的影响Fig.7 Effect of chevron length on far field noise directivity

3.4 锯齿嵌入角度对噪声抑制效果的影响

锯齿的嵌入角度的研究依然采用8锯齿喷嘴结构，锯齿的长度均采用15 mm。锯齿嵌入角度包括0°、5°、10°三种。

图8所示是锯齿嵌入角度对噪声频谱的影响对比曲线。锯齿嵌入角度的增大，有效地抑制了中低频噪声的水平，增大了高频噪声水平。NPR=1.52时，有效地降低了9 kHz以下的噪声水平，10°嵌入角降噪量约3.5 dB；同时，显著增大了9 kHz以上高频噪声的幅值。NPR=1.69时，增大了6 kHz以上的噪声水平，同时产生了幅值较高的驼峰频段。NPR=1.89时，嵌入角度的增大，增加了6 kHz到15 kHz的诱导激波噪声的幅值；同时，增大了15 kHz以上的宽频噪声水平。

图9所示是锯齿角度对远场噪声指向性的影响对比曲线。锯齿嵌入角度的增大，改变了远场的指向性，最大声压级指向下游110°；上游总声压级增大，下游140°和150°噪声水平下降。