湍流控制屏声学校准及校准精度影响因素

2020-12-29许玮健杨明绥武卉王萌梁宝逵

航空学报 2020年12期

许玮健，杨明绥，武卉，王萌，梁宝逵

中国航发沈阳发动机研究所，沈阳 110015

湍流控制屏是保障航空发动机及风扇部件噪声测试与研究的关键设备，其功用主要是对地面进气中存在的涡流进行整流，消除涡流与风扇干涉诱发的二次噪声，模拟发动机或风扇部件在飞行状态下的噪声特性[1]。国外相关资料表明，在进行发动机或风扇地面噪声试验时，如果不使用湍流控制屏会导致叶片离散噪声比真实值高10 dB以上，不能真实模拟发动机或风扇在空中飞行时的噪声特性。因此，在发动机或风扇进行地面试验时，需要使用湍流控制屏来消除“虚假”噪声。同时由于湍流控制屏复杂的结构特征，会使发动机或风扇噪声向远场传播时产生传递损失[1]，使得远场噪声试验结果无法真实模拟发动机或风扇的噪声特性。因此，对湍流控制屏进行声学校准，对于发动机/风扇远场噪声试验评估及风扇部件低噪声设计等问题具有重要意义。

湍流控制屏一般由厚度1 mm左右的穿孔板与壁厚0.5～0.1 mm的蜂窝结构构成，进气湍流在通过湍流控制屏时会迅速衰减，达到抑制“虚假”风扇噪声的效果。并且这种结构不会显著吸收、衍射或反射发动机噪声。国外早在20世纪70年代就开展了大量关于湍流控制屏机理及工程研制方面的研究。研究内容主要涉及以下几个方面：① 如何采用最好的结构控制进气湍流产生的二次噪声？② 如何使用湍流控制屏达到获取“真实”状态下风噪声特性的目的？③ 如何通过标定获取湍流控制屏的声学特性，达到工程领域精确评价风扇或发动机噪声的效果等。

1976年NASA[2]试验室在进行风扇地面噪声试验时，发现不均匀的进气气流会使风扇产生额外的噪声。Hanson[3]利用风扇试验件，对风扇试验件在地面试验状态下的进气湍流开展研究，发现蜂窝结构能够对不均匀的来流进行整流，奠定了湍流控制屏结构研究的基础。Shaw等[4]发现了在湍流控制屏进口位置增加帆布结构可以显著降低试验件的远场叶片通过频率(Blade Pass Frequency,BPF)噪声。Koehler[5]基于风扇增压级试验件，研究了湍流控制屏对风扇后传噪声的影响。研究结果表明，湍流控制屏对风扇后传噪声的影响主要表现在1阶BPF噪声，在不同换算转速下，均可使风扇后传的1阶BPF噪声降低10 dB。 Jones等[6-11]基于JT15D发动机，设计、分析了多种构型及尺寸的湍流控制屏对发动机声学特性的影响。1983年, Homyak等[12]基于此前研究成果，设计了一个造价低廉、更小、更轻、更简易的湍流控制屏，并通过整机试验对该湍流控制屏的传声特性进行验证，结果证明该湍流控制屏的传声特性满足设计要求。NASA试验室的Woodward和Balombin[13]对比分析了安装湍流控制屏工况下户外整机噪声试验和消声室内风扇噪声特性，试验结果表明，通过数据修正，2种工况下的噪声试验结果重复性较好，验证了湍流控制屏对发动机噪声试验的必要性和工程可用性。基于以上研究成果，国外在SAE1848A[14]、ICAO[15]等国际标准中进一步明确了发动机或风扇地面噪声试验过程中使用湍流控制屏的必要性，同时提出了0～10 kHz频率范围、露天试车台(声学半自由场)条件下湍流控制屏的声学校准要求。标准中仅提出了湍流控制屏声学校准的必要性，但在实际工程应用中，湍流控制屏的声学校准存在着声源稳定性/重复性、温湿度修正精度、湍流控制屏重复安装位置偏差等一系列影响湍流控制屏声学修正值精度的问题，国外鲜有公开资料发表。国内对工程领域的部件级风扇噪声试验研究工作刚刚起步，此前由于缺少试验平台和相关试验硬件设施等基础条件，对湍流控制屏的研究较为滞后。

工程领域进行风扇部件试验时，风扇往往缩尺，导致湍流控制屏的工作频率范围激增，甚至达到20～40 kHz频率范围的超声频段。这时会出现声波波长变短、声传播过程中的空气吸收效果十分显著、声学反射和散射现象加剧等一系列新问题。而且全消声室内的声环境近似于声学自由场，湍流控制屏的声学校准方案应如何调整，如何准确获取湍流控制屏的声学特性，才能保证缩尺风扇部件声学试验的研究需求，都是新的技术难题。2006年，Genoulaz和Julliard[16]在RACE风扇噪声试验器上进行了这方面的探索，他们在消声室内利用声源对湍流控制屏100 Hz～20 kHz 频率范围的传声特性进行试验分析，校准结果显示：100 Hz～10 kHz时，声学校准值低于1 dB，10～20 kHz的声学校准值大于1.5 dB。文中仅给出湍流控制屏100 Hz～20 kHz 频率范围的声学校准值，但并未涉及20～40 kHz的超声频段，并未给出湍流控制屏声学特性的影响因素分析、校准误差分析、风扇噪声试验数据修正等用于风扇噪声精确测试的研究内容。

本文基于中国首个自主研制的湍流控制屏，在中国首次开展了湍流控制屏在全消声室内的声学校准研究。通过结合工程应用，总结了工程应用中不同影响因素对湍流控制屏声学校准精度的影响，分析了160 Hz～40 kHz校准频率下，湍流控制屏声学修正量的特征，总结了工程应用中湍流控制屏高精度声学校准的注意事项，提出了湍流控制屏的声学校准应包含测量不确定度，为湍流控制屏的工程校准及应用提供借鉴。

1 湍流控制屏声学校准原理

基于声学插入损失原理可实现对湍流控制屏的声学校准。工程试验中，校准声源的尺寸远小于声源至受声点的距离，因此校准声源可以看成是点声源，校准原理可以用点声源入射无限大平板的插入损失表示，如图1所示。

图1 点声源入射无限大平板插入损失的示意图Fig.1 Schematic of insertion loss for infinite panel at point source incident

(1)

式中：ρ1和ρ2分别为平板和空气中的声传播速度。

假设波矢量在未插入平板前，A点的声压为

(2)

式中:k为波数。插入平板后，A点的声压为

p1=pt=

(3)

变换坐标，令

dq1dq2=

qdqdθ，x=dcosφ，y=dsinφ

可以得到

(4)

式中：J0为点声源辐射的平均声功率，则点声源入射无限大平板的插入损失表示为

(5)

2 试验设备及方法

湍流控制屏的声学校准在中国航发沈阳发动机研究所(606所)的风扇/增压级气动声学试验器完成。利用球声源作为激励源，获取有、无湍流控制屏工况，不同角向位置声学测点的声压级响应特征，对工程试验条件下湍流控制屏的传声特性开展深入研究。

2.1 试验及测试校准设备

(1)风扇/增压级气动声学试验器

风扇/增压级气动声学试验器[17]主要用于开展风扇/增压级声学性能试验测试及评估技术研究如图2所示。606所的风扇气动声学试验器占地面积1 150 m2，净空高14 m，消声室本底噪声小于10 dBA、设备空载运行时的本底噪声低于45 dBA，可满足160 Hz～40 kHz频率范围的噪声测试，可同时完成228 个声学动态信号的记录及实时处理分析。

图2 航空发动机风扇/增压级气动声学试验器Fig.2 Aero acoustic test facility for aero engine fans

(2)湍流控制屏

湍流控制屏是风扇/增压级噪声试验测试必备的试验设施。606所自主设计研发的湍流控制屏，直径3.8 m，采用246面体设计，可以很好地保证试验件进气来流的湍流度，且压力损失处于很低的水平。湍流控制屏结构如图3所示。

图3 湍流控制屏Fig.3 Turbulence control screen

(3)校准传感器及声源设备

校准传声器采用B&K公司4191自由场传声器，频率范围3.15 Hz～40 kHz，声压级测试范围20 ～162 dB。

校准声源采用高、低频2个声源，低频声源的稳定发声频率为160 Hz～10 kHz；高频声源的稳定发声频率为8～40 kHz。声源结构如图4所示。

图4 校准声源Fig.4 Calibration acoustic source

2.2 校准方案及数据处理方法

由于SAE[14]、ICAO[15]等标准中仅给出露天环境(声学半自由场)针对整机的湍流控制屏校准需求，而且使用频率范围仅为0～10 kHz。因此，需要针对消声室内应用于缩尺风扇部件的湍流控制屏，校准时需考虑声学自由场的特殊性、风扇缩尺后噪声频率范围激增(可达20～40 kHz超声频段)等因素对校准方案及校准结果的影响等，制定校准方案。

消声室内湍流控制屏声学校准方案如图5所示。将校准声源置于风扇试验件进口截面，远场噪声测点采用弧形阵列布置，以校准声源位置为中心，每个传声器间隔5°，覆盖角向位置为0°～120°。结合工程条件，需考虑校准过程中声源重复性、湍流控制屏安装位置重复性、测量不确定度、环境温湿度等因素对校准的影响。校准试验如图6所示。

校准数据处理流程如图7所示。利用快速傅立叶变换方法对校准数据进行处理，选取、重叠率50%、平均次数200 次。平均后的试验结果为

图5 湍流控制屏校准试验方案Fig.5 TCS calibration test method

图6 风扇噪声试验器和湍流控制屏Fig.6 Aero acoustic test facility and turbulence control screen

图7 试验数据处理方法Fig.7 Method for experimental data treatment

(6)

式中：Yi为每个Δt傅立叶变换后的频谱结果；n为平均次数。

平均次数n，重叠率β与所需平均数据的总时长T对应关系为

T=n(1-β)Δt+(1-β)Δt

(7)

根据ARP866A标准[18]中的空气弛豫效应理论对校准过程中试验环境的弛豫效应进行计算。

3 校准精度影响因素分析

国内外可查阅的标准及文献中，仅针对湍流控制屏声学校准的方案及声学修正量特征进行了简单的阐述，并未结合实际工程应用，对湍流控制屏的声学校准精度及不确定度开展研究。

实际工程应用中，湍流控制屏的声学校准应考虑声源重复安装带来的位置偏差、环境温湿度变化、工程试验中重复安装湍流控制屏等因素对湍流控制屏声学修正量的影响。

3.1 测试系统稳定性对修正值精度的影响

3.1.1 输入电压对校准结果影响

工程试验中，受到大型试验器运转、试验厂房供电等外界因素的影响，墙壁电源的输出电压会在一定范围内波动。当校准声源和功率放大器接入墙壁电源时，电压的波动会直接影响校准声源的发声状态，进而对湍流控制屏的声学修正量产生影响。

图8给出不同角向位置声学测点在不同输入电压v、不同校准频率f下的声压级响应特征。从图中可以看出，不同校准频率下，不同角向位置的声压级响应特征曲线呈线性趋势变化。输入电

图8 不同频率下输入电压对试验测试结果影响Fig.8 Influence of input voltage for test result at different frequencies

压变化较大时，不同校准频率、不同角向位置测点的声压级变化较大，但不同校准频率下的变化量与输入电压无明显规律。从图中可以看出：微小的输入电压(0.6 V)变化也会对不同校准频率、不同角向位置的声压级响应特征产生约0.5 dB的影响。

3.1.2 声学校准系统重复性对修正值精度的影响

声学校准系统的重复性也是影响湍流控制屏声学校准精度的因素之一。图9给出3次校准工况下(温湿度、校准声源位置、输入电压等均未发生变化)，不同角向位置声学测点的声压级响应特征。

从图9中可以看出：除部分角向位置存在0.1～0.2 dB的偏差外，其余角向位置的声压级响应完全一致，说明声学校准系统重复性对湍流控制屏声学校准精度的影响可忽略不计。

图9 低频声源重复性试验Fig.9 Repeatability test on low frequency acoustic source

3.2 声源位置偏差对校准精度的影响

由于现有技术条件限制，单个校准声源无法满足“160 Hz～40 kHz稳定发声”要求。因此，校准过程中需对校准声源进行更换。校准声源更换时，很难保证声源重复安装时位置完全重合，而声源位置微小的偏差都会对湍流控制屏声学修正值的精度产生较大的影响。

图10为校准声源重复安装位置偏差对声学修正量的影响。其中x=0°为校准过程中声源位置不发生变化时，湍流控制屏不同角向位置的声学修正量；x=3°为有、无湍流控制屏工况时，声源角向位置发生了3°偏转。

从湍流控制屏的声学修正量结果中可以看出，声源位置偏差会对湍流控制屏的声学修正量产生较大的影响，且随着校准频率的增大，声源位置偏差对修正量的影响有明显增大的趋势。1 000 Hz 时，2种工况下，湍流控制屏声学修正量的结果基本重合；随着校准频率的增大，声源位置偏差对修正量的影响逐渐变大，2 500 Hz时，声源位置偏差对湍流控制屏声学修正量的影响最大达到4 dB，且修正量的指向性发生了明显变化，x=3°工况下相邻测点的最大差值达到4.5 dB。

图10 声源角向位置偏转对试验结果影响Fig.10 Influence of acoustic source rotation on test results

上述现象产生的原因主要是由校准声源的指向性问题导致。理想情况下，校准声源应为无指向性声源，在各方向的声压应是相同的，在校准空间内可看作点声源。但实际工程应用中，保证声源全频段的无指向性是很难实现的。由于声源存在指向性，导致声源位置出现偏差时，湍流控制屏在某角向位置的声学修正量并不是该角向位置下有、无湍流控制屏试验结果的差值。因此，校准试验中，要保证每次校准结果是在相同声源位置和角度下进行，一旦声源安装位置和角度发声变化，用于校准的数据需重新组合。

图11为x=3°工况有、无湍流控制屏各角向位置声学测点的声压级响应特征。从图中可以看出，1 kHz时，除部分测点外，有、无湍流控制屏工况下各角向位置声学测点的声压级响应幅值基本重合，且无湍流控制屏工况时，各角向位置的声压级响应幅值差别不大。此时，校准声源近似于无指向性声源，在此校准频率下，校准声源位置发生微小变化对湍流控制屏声学修正值的精度影响较小；2.5 kHz时，有、无湍流控制屏工况下，各角向位置声学测点的声压级响应特征出现明显的“偏移”现象，且有/无湍流控制屏工况下，声源存在明显的指向性，某些相邻角向位置声压级幅值的差值超过3 dB。在此校准频率下，校准声源的位置发生微小的变化都会使湍流控制屏的声学修正量产生较大的误差。

图11 声源发生3°偏转时有/无湍流控制屏远场噪声试验结果对比Fig.11 Influence of 3°rotation of acoustic source on for field noise test results with and without turbulence control screen

实际工程应用中，要保证校准声源是理想的无指向性声源是很难实现的。因此实际工程校准中，应保证校准过程中校准声源位置完全一致，避免声源指向性影响湍流控制屏声学校准精度。

3.3 湍流控制屏重复安装带来的空间位置偏差对修正值的影响

国内外可查阅的标准及文献中，仅针对湍流控制屏声学校准的方案进行了简单的阐述。但实际工程应用中，在进行试验件、试验件转接段、测试仪表的更换时，都需要对湍流控制屏进行重复的拆卸、安装。目前国内对湍流控制屏的拆卸、安装仍是通过人工手段进行，安装位置精度仅能控制在一定范围之内。工程应用中，“湍流控制屏重复安装，声学修正量是否仍然适用”，是风扇/增压级声学性能精准、量化评估面临的问题。

图12中，A、B、C、D距墙壁和湍流控制屏中心的距离是工程中用以确定湍流控制屏安装位置的指标，分别用x1～x8分别代表A、B、C、D距墙壁和湍流控制屏中心的“实际距离”与“标准距离”的差值。

图13为2种安装工况下各角向声学测点的声压级响应特征，2种工况下，湍流控制屏的安装位置如表1所示。从图中各角向位置的声响应特征可以看出，湍流控制屏30 mm的安装位置偏差会给某些角向位置带来3 dB的校准偏差，且随着校准频率的增大，湍流控制屏位置偏差对各角向位置的声压级响应偏差影响有增大的趋势。

国内目前现有的技术手段仅能将湍流控制屏安装位置的偏差控制在5 mm之内。图14给出了湍流控制屏重复安装位置精度控制在5 mm之内的3种工况下，各角向位置声学测点的声压级响应特征，3种工况下湍流控制屏的空间位置如表2所示。

图12 湍流控制屏测点Fig.12 Test point of TCS

图13 湍流控制屏位置偏差对试验结果影响Fig.13 Influence of TCS positional deviation for test results

表1 2种工况下湍流控制屏实际安装位置与理想安装位置差值

图14 空间位置精度对校准结果影响Fig.14 Influence of positional deviation for calibration results

从图14中可以看出，湍流控制屏的位置安装精度控制在5 mm之内时，各角向位置的声压级幅值重复性在0.2 dB之内。

工程试验中，湍流控制屏声学修正量用以对风扇远场噪声性能进行修正，从而达到获取风扇“真实”的远场噪声特性的目的，而声学修正量的精度直接影响对风扇远场噪声性能评估精度。因此，校准时应考虑实际工程试验中湍流控制屏重复安装精度对声学修正量精度的影响，从而实现对风扇远场噪声特性的精确修正。

表2 3种工况下湍流控制屏实际安装位置与理想安装位置差值

3.4 温湿度修正对校准结果影响

声波在大气中传播时，声能量会由于空气分子的耗散而衰减，用吸收系数表示，直接取决于大气的温度和相对湿度。由于湍流控制屏的声学校准通常无法在同一天内完成，因此，要保证湍流控制屏声学修正量的精度，需考虑不同次校准时环境温湿度的变化。

图15给出2组温湿度条件下不同角向位置声学测点的声响应特征。从测量结果中可以看出，校准频率较低时，温湿度变化对试验结果影响较小，可忽略不计；随着校准频率的增大，温湿度变化对试验结果的影响变大。由于试验环境的温湿度场近似均匀，不同校准频率下，温湿度变化对不同角向位置声响应幅值的影响基本相同。

根据当前校准工况对应的环境温度和相对湿度，对声吸收系数进行计算，其中，第j个频带上的大气声衰减系数：

α(j)=10[2.05lg(f0/1 000)+1.139 4×10-3θ′-1.191 698 4]+

η(δ)×10[lg(f0)+8.429 94×10-3θ′-2.755 624]

(8)

单位为dB/100 m；

式中:θ′为温度，单位是℃；f0为1/3倍频程中心频率。

δ=

(9)

其中:H为相对湿度，用%表示。

η(δ)与δ的关系如表3所示。

对不同温度、相对湿度、校准频率下的声吸收

图15 温湿度变化后远场噪声曲线Fig.15 Curves of far field noise at different temperature and humidity

表3 η(δ)的值Table 3 Values of η(δ)

系数进行计算，从而获取不同校准频率在标准工况(温度25°、湿度70%)下的修正结果。

表4给出图15所示的2种温湿度条件下，不同角向位置声压级响应基于标准工况下的修正值。图16给出温湿度修正后的结果。从图16中可以看出，温湿度修正后，不同校准频率、不同角向位置的声压级响应吻合度较好，但由于试验环境温湿度场只是近似均匀，实际工程应用中，无法针对试验环境中存在的温度、湿度梯度，对各角向位置的声响应特征进行精细化修正，会导致声学修正量存在一定的偏差。从校准结果中可以看出，温湿度修正会对湍流控制屏的声学修正量产生±0.2 dB的偏差。

表4 试验测试环境温湿度及基于标准温湿度的远场声压级修正结果Table 4 Test temperature and humidity and modification values of modification results of far field sound pressure level

图16 温湿度修正后远场噪声曲线Fig.16 Curves of far field noise after modification of temperature and humidity

4 测量不确定度

工程应用中，湍流控制屏重复安装精度、温湿度修正、测量精度等因素都会影响湍流控制屏声学修正量的精度，而国外标准、文献中均未提出湍流控制屏的声学修正量应包含测量不确定度。

前文已经对湍流控制屏重复安装、温湿度修正等因素对湍流控制屏声学修正量的影响进行了分析，并基于试验研究，给出误差范围。本部分内容针对影响湍流控制屏校准精度的影响因素，对实际工程应用中湍流控制屏的校准不确定度开展研究。

4.1 原理及分析方法

测量不确定度[19]一般由多个分量组成，其中根据一系列测量值的统计分布进行测量的不确定度用A类评定，根基经验或其他信息假设的概率分布进行测量的不确定度用B类评定。

根据前文分析，工程应用中湍流控制屏校准的不确定度主要由以下分量引入：① 湍流控制屏重复安装带来的位置偏差引入的不确定度分量uA；② 温湿度修正引入的不确定度分量uB；③ 传声器、数据采集系统校准不确定度uC、uD；其中，uA、uB的标准不确定度分量按A类评定，uC、uD的标准不确定度分量按B类评定。

标准不确定度的A类评定方法如下：

对测量结果进行次独立的重复观测，测量值为：，从测量数据中找出最大值和最小值，根据测量次数查表得到极差系数和自由度，按式(10)计算标准偏差

s(x)=(xmax-xmin)/dn

(10)

式中：dn为极差系数；v为自由度。dn与v关系如表5所示。

表5 极差系数dn与自由度vTable 5 dn and v

(11)

标准不确定度的B类评定方法主要依据设备的校准证书、检定证书或手册中给出的参考不确定度获取。

uB=a/k′

(12)

式中：a为输入量的可能值的区间半宽度；k′为包含因子或置信因子。当测试设备的最大允许误差为±Δ，则：

a=Δ

(13)

置信因子k′根据置信水平p来确定，假设为正态分布时，p与k′满足表6关系。

表6 正态分布置信因子与概率的关系Table 6 Relation of k′ and p

通过测量模型由输入量估计值的标准不确定度适当合成可以获取被测量的估计值的合成不确定度，当测量模型为线性模型时，合成不确定度可以通过式(14)计算得出：

(14)

当各输入量均不相关时，r(xi,xj)为0，则合成不确定度可以简化为

(15)

4.2 湍流控制屏声学校准不确定度

3次试验下，湍流控制屏不同角向位置的声学修正量如表7所示。根据式(11)，得到：ui=0.27 dB。同理，由温湿度修正引入的不确定度ui=0.07 dB。

根据数据采集系统校准规范[20]、传声器校准规范[21]及标准不确定度的B类评定方法，传声器、数据采集系统的校准不确定度u3、u4=0.07 dB；根据式(15)，得到湍流控制屏声学校准的合成不确定度u=0.29 dB。

表7 湍流控制屏不同角向位置的声学修正量(3 150 Hz)Table 7 Modification acoustic values of TCS at different angular positions (3 150 Hz)

5 湍流控制屏的声学修正量

依据湍流控制屏声学校准原理，结合本文总结的工程应用中控制湍流控制屏校准精度的事项，获取湍流控制屏高精度的声学修正量。

图17给出部分校准频率下湍流控制屏各角向位置的声学修正量特征。从图中可以看出：校准频率在1 000 Hz以下时，除部分角向位置外，湍流控制屏的声学修正量可控制在±1.5 dB；校准频率在1 000 Hz～20 kHz时，湍流控制屏的声学修正量可控制在±2 dB；校准频率在20～40 kHz 时，除部分测点外，湍流控制屏的声学修正量范围为-0.5～+3 dB。