不同冲击距离下斜板开槽对超声速射流冲击噪声的影响

2022-09-07齐龙舟赵鲲冯和英张俊龙覃晨

航空学报 2022年8期

齐龙舟，赵鲲，冯和英，张俊龙，覃晨

1. 中国空气动力研究与发展中心空气动力学国家重点实验室，绵阳 621000 2. 中国空气动力研究与发展中心气动噪声控制重点实验室，绵阳 621000 3. 湖南科技大学机械设备健康维护湖南省重点实验室，湘潭 411201

航母甲板上短距起降的舰载机后面通常设有偏流板，以防止舰载机起飞时喷出的高速、高温、高压尾流威胁机后人员及设备的安全。但是舰载机尾流速度通常超过声速，其冲击偏流板产生的噪声峰值高达150 dB，如此高强度的噪声同样会威胁长时间、近距离工作的地勤人员的身心健康，甚至引起结构振动，造成舰载机内及航母甲板上精密仪器的疲劳损伤。因此，发展舰载机尾流冲击偏流板噪声控制技术至关重要。

舰载机尾流冲击偏流板噪声问题可以简化为超声速射流冲击斜板噪声问题。关于射流噪声控制的研究，学者们关注较多的是自由射流噪声的控制问题。改变喷嘴形状可以改变射流核心区长度和湍流尺度大小，从而实现对自由射流噪声的控制。如非圆形喷嘴能降低临界压比附近的跨声速冲击单音噪声；矩形喷管出口结构参数的变化对超声速射流噪声中的宽带激波噪声和啸声有较大的影响；在喷嘴出口处添加Tab齿、波瓣混合器，或采用带三角凸台喷嘴、V槽喷嘴、锯齿型喷嘴等，可以增加剪切层的掺混作用，破坏大尺度湍流结构的连续性，从而降低辐射噪声。在这方面，锯齿型喷嘴被认为最有应用前景而得到了推广应用。Humphrey和Edgington-Mitchell研究了锯齿型喷嘴的齿数、切入度、齿长等参数对射流噪声的影响。何敬玉等的实验研究表明，锯齿型喷管能降低低频段的喷流噪声，但也会增大高频段的噪声。单勇等认为，冠状锯齿产生的阵列流向涡是强化流体间混合、降低喷流速度峰值、抑制喷流噪声的根本所在。

相对于自由射流噪声问题，超声速射流冲击斜板噪声源更为复杂，斜板的存在显著增加了噪声控制的复杂程度。Dhamanekar和Srinivasan实验研究了不同平板表面粗糙度情况下的气动噪声特性，发现射流冲击粗糙平板时，平板表面驻点区和壁面射流区的最大风速和平均风速都随着粗糙度的增加而减小，因此，相较于光滑平板，粗糙平板可以显著降低冲击噪声。Clark等为降低翼型噪声，模仿猫头鹰翅膀“华盖”结构设计了一个用于翼型表面的小鳍栅栏降噪结构，研究表明，小鳍栅栏结构可以改变边界层湍流特征，降低翼型表面压力脉动，从而降低湍流宽频噪声，而且该结构可以带来稳健的降噪效果。基于此，本文拟通过对斜板表面微尺度进行改造来发展相关降噪技术，这方面的研究目前还鲜有报道。

本文基于冲击射流噪声模拟实验台，采用移动测量装置精准控制喷口-斜板冲击距离，通过远场噪声测量，揭示了不同冲击距离下，斜板表面凹槽结构对超声速射流冲击斜板噪声的影响，尤其是对冲击射流啸声的抑制作用，通过高频粒子图像测速法(Particle Image Velocimetry, PIV)捕捉冲击射流流场结构的变化情况，进一步分析了啸声的产生机理及开槽斜板的降噪机理。

1 实验装置与方法

1.1 实验装置与设备

实验在中国空气动力研究与发展中心气动噪声控制实验室的全校准消声室内完成。消声室净空间尺寸为10.8 m(长)×8.4 m(宽)×7.0 m(高)，其截止频率≤100 Hz。消声室内安装有射流冲击斜板模拟装置(见图1)，其动力来源于2 MPa、20 000 m中压气源，通过两级调压控制系统实现对目标压力的精确控制，控制精度达0.1%。整个装置最大供气质量流量为2 kg/s，射流核心区马赫数可达1.8。

图1 射流冲击斜板模拟装置Fig.1 Device of jet impact on inclined plate simulation

实验所用射流模拟装置如图2所示，其喷口收缩端直径=56 mm，斜板尺寸为600 mm(长)×600 mm(宽)×20 mm(厚)。喷口中心与斜板中心在轴线方向的间距，即射流冲击距离为，喷口轴线与斜板之间的夹角，即偏转角，设为。

图2 射流冲击斜板示意图Fig.2 Schematic diagram of jet impact on inclined plate

斜板表面微尺度拓扑降噪结构选取图3 所示的凹槽型拓扑结构。为控制变量，开槽斜板总体尺寸与光滑斜板保持一致，凹槽中心线从平板边缘以12 mm固定距离沿着平板宽度方向进行阵列，总共开槽数为49个，槽宽和槽深尺寸皆为5 mm。

图3 开槽斜板实验件Fig.3 Slotted inclined plate test piece

实验中声场结果与PIV流场数据同时采集，其中声场实验采用自由场传声器弧阵列方式实现对声学频谱的指向性分析，如图4所示。传声器为G.R.A.S公司46BE型1/4英寸自由场传声器，频率测量范围为4 Hz～100 kHz，声压动态响应为35～160 dB(A)，灵敏度为2.92 mV/Pa。

图4 传声器弧形阵列实物图Fig.4 Photo of microphone arc array

数据采集系统采用NI.PXIe-4499的256通道动态数据采集系统，该系统的最高采样频率为204.8 kHz，模数转换位数为24 bit，精确度≤±0.1 dB，动态测量范围>120 dB。

1.2 实验方案

目前学术界普遍认为自由射流绝大部分声功率都是在最前面的8～10倍喷口直径内发射出来的，结合舰载机尾喷管与偏流板冲击距离的实际需求，本实验主要研究3～5倍喷口直径冲击距离内斜板对射流冲击近场噪声辐射特性变化规律的影响。实验过程中，为控制冲击距离，将斜板位置从3冲击距离处，以4 mm为偏移尺度向远离喷口方向偏移，直至移动到5冲击距离处。

关于射流冲击斜板噪声问题，斜板偏转角对冲击射流噪声辐射特性的影响是研究者们关注较多的方面。表1显示，当马赫数=1.15时，随着偏转角的增大，冲击射流流场上游远场噪声辐射逐渐增加，而下游方向远场噪声逐渐减小，该结论与文献[19]的结果类似，因此，后续实验通过角度块固定光滑/开槽斜板，使偏转角固定为=55°。

表1 不同偏转角下冲击射流远场噪声指向性

本次声场实验的所有近场噪声实验数据均由喷口正上方距离射流轴线1.12 m处的自由场传声器采集，远场传声器弧阵列采用3通道，如图5所示，由远场传声器至喷口轴心处的弧半径=3.55 m。传声器弧阵列整体布置在射流装置侧方向，传声器从冲击射流流场下游到上游所对应的远场噪声监测点分别为=30°，80°，120°的方向。实验中远场传声器弧阵列以及近场传声器采样频率均设置为204.8 kHz，采样时间为20 s。

图5 射流冲击斜板远场噪声监测点布置Fig.5 Arrangement of far-field noise monitoring points of jet impact on inclined plate

本次PIV实验采用单CCD相机的二维PIV实验方案，实验台布置如图6所示。PIV实验中激光器安装在铝型材顶端，高速相机布置在侧方向；激光器片光位于斜板竖直中心与喷口轴线所形成的平面上；为保证图像质量，应确保光腰处于斜板中心且片光厚度约为1 mm(见图7)。PIV实验中激光器频率设置为9 kHz，2个激光脉冲之间的间隔为7 μs，每次采集2 000帧图像。用于图像拍摄的HS5.1高速相机覆盖区域约为429 mm×400 mm，空间分辨率为2.47 pixel/mm。

图6 PIV实验示意图Fig.6 Schematic diagram of PIV experiment

图7 PIV实验局部细节图Fig.7 Partial details of PIV experiment

1.3 数据处理方法

声学实验过程中，数据采集系统记录的是传声器响应的电信号，需要根据实验前传声器的校准结果将电信号转换为声压信号()。为了方便评估信号的变化特征，又需将时域信号转换为频域信号，具体数据处理过程如下：首先将传声器的时域信号分为不重叠长度的数据块，然后对每一个数据块进行快速傅里叶(FFT)变换。单个数据块的FFT变换为

(1)

对应的分析频率为

(2)

式中：下标表示第个传声器；为一个数据块所包含的采样数；为采样周期。

PIV实验过程中，在同一实验条件下不同跨帧时间分别进行图像采集，每个跨帧时间下采集实验图片20帧，对每个跨帧时间，选取信噪比较高、示踪粒子分布区域较大的实验图片分别进行处理，选取最优的跨帧时间。对于非定常性比较明显的流场剖面，可以时均化流场。流场测量实验结果通过计算射流示踪粒子速度得到速度场、涡量场等，速度计算式为

(3)

式中：Δ为Δ时间内示踪粒子移动的距离。PIV图像处理采用LaVision Davis软件，该软件采用互相关算法来计算速度场，通过Multi-pass算法进一步处理图像。

2 实验结果分析

本文研究了开槽斜板降噪效果随冲击距离的变化规律，揭示了啸声对于冲击射流噪声的重要性，并从冲击射流啸声的频率、幅值等角度分析了啸声的产生机理及凹槽结构的降噪机理。

2.1 不同冲击距离下开槽斜板降噪效果

图8描述了马赫数=1.12的情况下，射流分别冲击光滑斜板和开槽斜板时，冲击射流噪声总声压级(OASPL)随冲击距离的变化情况。从图8可以看出，冲击距离为 3～5 倍喷口直径时，在斜板表面开槽可以明显降低射流冲击噪声，平均降噪量为2.5 dB(A)。尤其当=3.8和=4.6时，光滑斜板的冲击射流噪声总声压级出现了2个峰值，此时斜板表面凹槽结构对冲击射流噪声的抑制效果最为明显，降噪量分别为5.4 dB(A)和2.9 dB(A)。

图8 不同冲击距离下光滑与开槽斜板总声压级对比Fig.8 Comparison OASPL of smooth and slotted inclined plates at different impact distances

对于光滑斜板而言，在2个冲击射流噪声峰值之间，即冲击距离=4.0～4.4的区域，冲击射流噪声的总声压级相对较小，称之为“安静区”，且该区域内，开槽斜板仍然具备降噪效果。然而，当=5.0时，斜板表面开槽使得冲击射流噪声略微增加，下文将解释其原因。

为探究开槽斜板的降噪机理，下面将进一步对比分析3个特殊冲击距离下，即光滑斜板和开槽斜板噪声峰值所对应的冲击距离=3.8，4.6以及开槽斜板降噪效果较差的=5.2，射流冲击光滑斜板和开槽斜板的频谱特性。

图9(a)～图9(c)分别给出了马赫数=1.12 时，=3.8，4.6，5.2的情况下，光滑斜板和开槽斜板的冲击射流噪声频谱特性(图中SPL表示声压级)。从图9(a)可以清楚地看到冲击射流噪声的3种主要噪声成分：图中最突出的，同样也是幅值最高的是离散纯音，即啸声，啸声左边的小峰值对应的是湍流混合噪声，位于啸声右边高频段的则是宽带激波相关噪声。图9(a)还显示，开槽斜板对应的啸声幅值比光滑斜板低了17 dB，可以说基本消除了啸声，从而导致冲击射流噪声总声压级降低5.4 dB(A)。因此，斜板表面凹槽结构降低冲击射流噪声的主要原因是它能显著抑制冲击射流啸声。

图9 不同冲击距离下光滑与开槽斜板频谱图对比Fig.9 Spectrogram comparison of smooth and slotted inclined plates at different impact distances

从图9还可以看出，斜板表面开槽对低频段的湍流混合噪声也具有一定的抑制作用，但无法抑制高频段的宽带激波噪声。主要原因是斜板表面开槽能够将射流剪切层大尺度涡结构及冲击区域壁面射流剪切层涡结构破碎成小涡，由于大尺度涡结构向外辐射低频噪声，小尺度涡结构向外辐射高频噪声，因此低频段的湍流混合噪声得到明显抑制，而高频段的相关噪声略微增强。

早期研究表明：啸声主要声源位于射流势流核第3～5个激波格栅结构后边缘之间，其产生源于反馈循环：射流剪切层失稳形成的大尺度涡结构与激波格栅的相互作用产生不稳定波，通过周围亚声速流体向上游传播到喷管唇缘，与其相互作用激发了新的不稳定波，这些波向下游传播，从而封闭了反馈回路。因此，图10进一步探究了冲击斜板在第3～5个激波格栅间移动时的啸声变化情况，图10(a)～图10(c)分别为光滑斜板位于超声速射流势流核中第3.5、4.5、5.5个激波格栅位置处PIV时均速度场，而图10(d)～图10(f) 则是与光滑斜板处于同一位置的开槽斜板PIV时均速度场，这3个位置与图9声场频谱分析中斜板所对应的3个位置保持一致。

对比图9中3个不同冲击距离下的频谱特性，不难发现，当=3.8时斜板表面开槽能够显著降低啸声，而=4.6，5.2时，开槽斜板不再能抑制啸声，因此，凹槽结构对啸声的抑制作用随着冲击距离的增加而显著降低。反映在图10(d)～图10(f) 所对应的PIV流场中则是，开槽斜板是否破坏了第4个激波格栅结构。文献[22]的研究表明，啸声声源区域主要位于第3～5个激波格栅后边缘之间，而特定马赫数下，某个激波格栅后边缘处为主要声源区，其余部分只为啸声产生提供部分能量。

图10 不同冲击距离下斜板开槽前后PIV时均速度场Fig.10 PIV time average velocity field before and after slotting of inclined plate at different impact distances

结合图10及文献[22]的结论可知，马赫数=1.12时，冲击射流啸声主要声源区位于第4个激波格栅后边缘处，而凹槽结构是否能抑制啸声也取决于它是否破坏了第4个激波格栅结构。

结合图8可知，当=3.8时，斜板表面凹槽结构降噪效果最佳，而=5.0时，冲击射流噪声反而略有增加，为进一步揭示凹槽结构的降噪机理，下面将分析PIV流场实验结果，对比2种冲击距离下斜板表面凹槽结构对射流轴心处马赫数轮廓以及壁面射流流速的影响。

图11为2种不同冲击距离下，射流冲击光滑斜板和开槽斜板时，射流轴心处马赫数轮廓随轴的变化规律。图中斜板表面凹槽结构对射流轴心处马赫数轮廓基本无影响，这也是开槽斜板基本不影响宽带激波相关噪声的原因(图9)。但是，轴心处马赫数轮廓随着轴的周期性波动说明冲击距离对轴心处马赫数轮廓影响较大。例如=3.8时，斜板位于第4个激波格栅最大马赫数附近，冲击区域速度梯度较大，而=5.0时，斜板位于第5个激波格栅最小马赫数附近，斜板基本不影响轴心处马赫数轮廓，冲击区域速度梯度较小。结合图8可知，射流冲击区域速度梯度的变化对冲击射流噪声影响较大。

图11 斜板开槽前后冲击射流轴心处马赫数轮廓Fig.11 Mach number profile of impact jet axis before and after slotting of inclined plate

图12为不同冲击距离下，斜板顺流侧距离斜板中心=1处的壁面射流剪切层速度沿轴的分布情况。由图可知，当=3.8时，开槽斜板壁面射流的最大速度、平均速度以及剪切层厚度都明显小于光滑斜板，因而其对应的冲击射流噪声较小。而当=5.0时，情况刚好相反，这也是斜板开槽略微增加冲击噪声的原因。

图12 斜板开槽前后壁面射流流速随y轴分布(r/d=1)Fig.12 Wall-jet velocity distribution along y-axis before and after slotting of inclined plate(r/d=1)

图13描述了马赫数=1.12，冲击距离=3.8时，光滑斜板与开槽斜板远场噪声的总声压级指向性及频谱特性，远场噪声监测点为 120°、80°和30°(分别对应着远处噪声的上游、中游、下游区域)。由图可知，于光滑斜板而言，上中下游方向，啸声都占绝对主导地位，斜板开槽都能显著抑制啸声。

图13 声场幅值指向性Fig.13 Sound field amplitude directivity

由于声波的衍射，湍流混合噪声在下游方向对总声压级贡献较大，反映在图13中为下游方向在1 kHz以下的湍流混合噪声相对于中上游方向明显较高。选取特征长度为=/2=0.3 m的斜板,当频率<<1 133 Hz(为滞止声速)时，该频率段声波的波长比障碍物尺寸大得多，声波会绕过障碍物，从而使得斜板对高频段声波产生遮蔽作用。

如图13所示，开槽斜板对远场噪声总声压级指向性基本无影响，但略微增加了中下游方向高频段的相关噪声。这是因为斜板表面开槽导致冲击区域流动掺混加强、湍流运动加剧。图中开槽斜板上游区域高频段噪声源基本不受影响，但中下游区域高频段噪声源明显增强，说明高频段噪声源主要向下游方向传播。

综上可知，开槽斜板降噪的根源在于其对超声速冲击射流啸声的显著抑制作用，2.2节将着重研究不同冲击距离下，啸声的产生机理及开槽斜板对啸声变化规律的影响。

2.2 不同冲击距离下开槽斜板对啸声的影响

图14给出了同一马赫数下冲击射流啸声频率随冲击距离的变化规律。由于射流装置与固定激光器片光源的铝型材相互干涉，喷口与斜板距离太近会影响PIV速度场拍摄，因此，图14中没有给出斜板位于第3个激波格栅时对应的时均速度场。从图14可知，冲击距离为3～5时，光滑斜板分别破坏了射流势流核中第4个及第5个激波格栅，使得冲击射流的啸声频率出现了2次峰值。这是因为某个激波格栅结构被破坏的过程中会影响斜板附近边界层掺混以及混合区内的对流速度，由啸声频率公式=/[(1+)](为平均激波格栅间距，为对流马赫数，为对流速度)可知，啸声频率会随着对流速度的变化而变化。因此，射流势流核某个激波格栅被破坏的过程中，啸声频率都会出现峰值。

图14 啸声频率随冲击距离变化Fig.14 Variation of screech frequency with impact distance

图15描述了超声速射流冲击光滑斜板和开槽斜板时，啸声幅值随冲击距离的变化规律。从图中可以清楚地看到，射流冲击光滑斜板时，冲击距离=3.75，4.70时，啸声幅值最大，与图8中冲击射流总声压级峰值出现位置基本一致，说明啸声对总声压级的贡献占比较大。而且，=3.75, 4.70时光滑斜板分别处于第3.5和第4.5个激波格栅处，由于一半激波格栅被破坏，使得边界层掺混加强，湍流运动变化加剧，不稳定波产生概率增加，从而增强了啸声反馈回路。而当冲击距离=4.10时, 射流势流核保持了4个完整的激波格栅，啸声幅值出现极小值，这与图8的结论相符。

图15 不同冲击距离开槽斜板对啸声幅值的影响Fig.15 Influence of slotted inclined plate with different impact distances on screech amplitude

从图15还可以看出，在=3～5的冲击距离下，斜板开槽对啸声都有明显的抑制效果，相对于光滑斜板，开槽斜板啸声幅值平均降低了10 dB，尤其是当<4.28时，啸声抑制效果更显著，啸声幅值基本保持稳定。但是，随着冲击距离的增加，凹槽结构对射流势流核的影响变小，导致啸声的抑制效果逐渐变差，以至于冲击距离从4.28增加到4.43的过程中，啸声幅值显著增加。

图16反映了冲击距离为4.28和4.43时，射流冲击开槽斜板的轴向速度脉动均方根(Root Mean Square，RMS)值对应的平均场。从图中可以看出，当冲击距离由4.28增加到4.43时，第4个激波格栅后边缘处射流剪切层轴向速度脉动明显被强化，使得通过周围亚声速流体向上游传播到喷管唇缘的声波也显著增强，形成了正啸声反馈回路，从而导致啸声增加了9.4 dB。同样验证了2.1节啸声声源位于射流势流核第4个激波格栅后边缘处。

综上所述，啸声对总声压级的贡献占很大比重。因此，能有效抑制啸声的斜板开槽降噪策略有望为航母甲板营造相对“安静”的区域。并且，开槽斜板的降噪效果与冲击距离密切相关，存在降噪效果最佳的冲击距离。