凹槽结构对冲击射流流场和声场特性的影响研究

齐龙舟，冯和英，赵 鲲，张俊龙，王海涛，杨成浩

(1.湖南科技大学 机械设备健康维护湖南省重点实验室，湖南 湘潭 411201；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，四川 绵阳 621000)

超声速冲击射流现象广泛存在于短距、垂直起降飞行器、舰载机起飞、运载火箭发射等航空航天领域[1]，并导致恶劣的噪声辐射问题，不仅会引起飞行器部件振动及声疲劳，还会损伤地勤人员听力，危害其身心健康。同时，冲击射流尾迹极易四散飞溅，干扰飞行器两侧流场，威胁两侧人员及设备安全[2-3]。因此，探索合适的超声速射流冲击噪声及尾迹流场控制措施至关重要。

人们通过试验和数值模拟研究已获知超声速喷流中存在两类典型噪声[4]：马赫波辐射和激波噪声，其中激波噪声包括宽频激波噪声和啸声两类，主要源于喷口与激波格栅结构之间的反馈环。而冲击斜板的存在使得喷口-冲击斜板间形成了稳定的反馈回路[5]：喷口附近，受声激发产生了小扰动，该小扰动从流场中获得能量，在向下游传播的过程中迅速成长为大尺度涡结构，抵达冲击斜板时，与斜板相互作用产生反馈声波，该反馈声波向射流上游传播，部分声波到达喷口激发新的小扰动，从而形成稳定的反馈环。

冯峰等[6]采用高精度格式的大涡模拟(large eddy simulation，LES)方法，分析了超声速喷流马赫波、宽频激波噪声辐射特性及形成机理，结果表明超声速射流剪切层与激波格栅结构之间的相互作用构成了欠膨胀超声速喷流主要噪声源。葛其明等[7]研究了超声速欠膨胀冲击射流自激振荡与喷嘴出口压比的关系，研究发现流场振荡随喷嘴压比的变化与冲击单音强度随喷嘴进出口压比的变化规律相似，揭示了流场振荡与冲击单音的内在关联。甘才俊等[8]采用小波分析技术和“声类比”方法分析了冲击单音的传播方向，并进一步探究了冲击单音与涡结构尺度之间的关系，结果表明大尺度涡结构是冲击单音的“拟声源”。

以上研究主要集中于射流冲击噪声类型、产生机理及其与流场之间的关系，而关于射流冲击噪声及其尾迹流动控制的研究则鲜有报道，噪声控制研究也大多集中于关注自由射流噪声控制问题[9]。Dhamanekar等[10]试验研究了平板表面粗糙度对射流冲击噪声的影响，结果表明相较于光滑平板，粗糙平板可以显著降低冲击噪声。齐龙舟等[11]采用PIV(particle image velocimetry)技术及传声器弧阵列等试验测量手段探究了平板表面开槽对冲击射流噪声尤其是其中的啸声的影响，揭示了不同喷口-斜板冲击距离下凹槽结构的降噪规律及降噪机理。

本文在齐龙舟等的基础上进一步探究不同压比下，开槽斜板对冲击射流噪声及射流冲击斜板所致横向壁面射流尾迹的控制效果。基于PIV技术、声场测量试验与分离涡模拟方法，诠释凹槽结构对流动及噪声的控制机理，揭示不同偏转角及不同压比下射流冲击噪声和尾迹流动随凹槽结构的变化规律。

1 研究方法

1.1 试验装置

试验完成于中国空气动力研究与发展中心的半消声室，其截止频率≤100 Hz。冲击射流装置、PIV流场测量部分以及传声器弧阵列声场测量部分均安装布置于消声室内部(如图1所示)。射流装置主要由外部2 MPa中压气源、储气罐、喷管稳定段及收缩段组成，喷管出口段采用收缩喷口，喷口直径d=56 mm。冲击斜板与水平面成β=55° 夹角，并被固定安装在距离喷口4d处的支撑架上，光滑/开槽斜板总体尺寸为600 mm (长度)×600 mm (宽度)×20 mm (厚度)，可通过调节支撑架下方移动测量装置使得斜板中心与喷口轴心对齐[12]。

图1 射流冲击斜板试验台Fig.1 Test device for jet impact on inclined plate

表1 射流试验中变化参数Tab.1 Parameters varied during present study

本次PIV试验采用LaVision公司的TR-PIV系统，并基于单CCD相机采用二维PIV试验方案。照明光源包含2个脉冲激光器，激光器能量为2×30 mJ。2个激光脉冲之间的时间间隔为7 μs，采用片光组件照射在通过射流轴的垂直平面流场，片光厚度约为1 mm，使用Photran公司的SA-Z高速相机(分辨率为1 024×1 024 pixels，动态范围A/D为12 bit，空间分辨率为2.47 pixels/mm) 垂直片光方向对片光照明区进行拍摄并采集 PIV 图像。示踪粒子选用葵二酸二异辛酯(DEHS)，其粒径为 0.5 μm[13]，能保证对流场较好的跟随性。对采集到的粒子图像，采用Davis软件对任意相邻的粒子图像进行互相关统计分析以及快速傅里叶变换，可得到冲击射流的速度场等。

声场测量部分采用15通道传声器弧形阵列，如图2所示，阵列架为指向性弧阵列，整体位于射流喷管左端，其弧半径(由传声器至阵列中心)为3.55 m，麦克风从右到左分别编号为1号～15号，大部分麦克风间距为10°，7号～11号中间进行加密布置，间距为5°。该弧阵列可分析的指向性噪声分布范围0°～140°。麦克风为40BE型1/2英寸传声器 (频率测量范围为4 Hz～100 kHz，声压动态响应为35 dB(A)～160 dB(A))，本次试验中麦克风的采样频率设置为204 800 Hz，采样时间为20 s。

图2 传声器弧形阵列及角度分布示意图Fig.2 Microphone arc array and angle distribution

横向流动采用皮托管和16PX的DSA 3217型气体压力扫描阀进行测量[14]，通过测量不同出口压比下斜板两侧壁面射流的总压和静压来确定壁面横向射流流速。试验设备及其布置如图3所示，皮托管总压孔安装在斜板一侧中心往上偏移20 mm处，皮托管及其固定磁头安装在斜板外侧，从而减少其对冲击射流流场的干扰。

图3 横向流动测量示意图Fig.3 Schematic diagram of cross-flow measurement

1.2 数值模型及参数研究

为了更详细地探究凹槽结构对壁面横向流动的影响，在进行冲击射流试验研究的同时，本文根据试验台设计的喷嘴出口直径，喷口-斜板冲击距离，冲击斜板偏转角，以及射流出口马赫数Ma=1.04，建立了与光滑斜板相应的数值物理模型，其外流场的计算域为30d×30d×50d，并对冲击射流进行了数值模拟计算[15-16]。图4为所建立的三维物理模型及其结构化网格划分情况，由于喷管内外管壁及斜板撞击区域附近流动较为复杂，对该区域网格进行了局部加密。经过网格无关性验证(如图5所示)，确定了最终计算网格数为8.42×106。

数值计算中喷管入口采用压力入口边界条件，设总温为294 K，喷管出口压比(nozzle pressure ratio,NPR)为NPR=2.37；喷管内外壁面及斜板均设置为无滑移壁面；喷管外流场的入口及四周空间皆采用压力入口边界条件；下游出口处采用压力出口边界条件，参考压力为试验测量大气压95 kPa。

图4 网格分布示意图Fig.4 Schematic diagram of grid distribution

图5 冲击射流网格无关性验证Fig.5 Grid independence verification of impinging jet

稳态数值计算中采用Realizablek-ε模型，认为达到质量守恒且各项残差曲线皆小于10-6达到收敛。将稳态数值计算结果作为初场进行瞬态数值计算，瞬态计算采用DES分离涡模拟[17]，其中时间步长设为10-5s，先计算5 000步使流场基本达到稳定才开始声场计算。声场计算采用FW-H声学比拟方法，噪声监测点设置与试验传声器弧形阵列保持一致。流场监测方面，分别在射流轴心处及斜板边缘处取截面，探究其流场分布(见图3)。

1.3 数值模型的试验验证

为验证超声速冲击射流数值计算方法的准确性，图6比较了当冲击距离L/d=4，β=55°时，冲击射流速度场的数值计算结果和试验结果。图6中主射流区域(x/d≤2.5)激波格栅的大小和间距与试验结果基本吻合，而冲击射流滞止区及壁面射流区结果存在部分偏差。原因之一是冲击斜板偏转角较大，喷口与冲击斜板之间的冲击距离较小，导致数值模型在滞止区的网格无法均匀分布(见图4)。但这并不影响数值模拟对冲击射流流场分布的准确捕捉。

图7为相同工况下，远场噪声总声压级指向性的模拟结果与试验结果。图7中，数值模拟获得的冲击射流总声压级大小及其指向性与试验结果基本吻合，最大误差不超过 5%，且误差较大的区域集中在射流中下游区域 (80°～0°)，这是因为数值计算难以准确模拟冲击斜板对下游声场的遮蔽作用。

图6 冲击射流速度场模拟结果和试验结果的对比Fig.6 Comparison of simulation results and experimental results of impinging jet velocity field

图7 总声压级的模拟结果和试验结果的比较Fig.7 Comparison of simulation results and experimental results of total sound pressure level

综上可知，基于分离涡模拟和 FW-H 声学比拟方法相结合的混合方法对射流冲击斜板流场和声场的计算结果与本次试验结果吻合较好，因此，基于该混合方法进行射流冲击斜板流动和噪声机理分析是可行的。

2 声场分析

2.1 远场噪声总声压级大小及指向性

图8反映了射流冲击光滑斜板流场轴线的下游、中游和上游3个典型噪声监测点处 (30°，80°和120°) 的总声压级随压比 (NPR) 的变化规律。图8中可以明显的看出冲击射流流场上游方向 (120°) 的声辐射最大，流场下游方向 (30°) 次之，中游方向 (80°) 最小，为‘安静区’。而且，冲击射流远场噪声总声压级大小随着 NPR 的增大逐渐增大，流场上中下游方向声辐射随出口压比的变化趋势基本保持一致。因此，下文将着重分析开槽斜板在噪声辐射较大的流场上游方向的降噪效果[18]。

图9描述了喷口-斜板冲击距离L=4d，斜板偏转角β=55°的情况下，射流分别冲击光滑斜板和典型开槽斜板(槽宽5 mm，槽深5 mm)时，120°方向上的冲击射流远场噪声总声压级大小随出口压比的变化规律。

图8 冲击射流远场噪声总声压级指向性Fig.8 Directivity of the OASPL of impinging jet noise

图9 不同压比下光滑斜板与开槽斜板总声压级对比Fig.9 Comparison OASPL of smooth/slotted inclined plate

从图9中可知，当射流出口压比NPR>2.5时，冲击斜板表面开槽可以明显降低冲击射流远场噪声，平均降噪量为2 dB(A)；当2.1

2.2 不同压比下近场噪声频谱分析

图10描述了自由射流与冲击射流在不同压比下的近场噪声频谱特性。其中冲击射流的冲击距离L/d=4，冲击偏转角β=55°的光滑斜板。从自由射流噪声频谱图11中可知：在f=3 500 Hz～4 500 Hz内出现了多个纯音(NPR<2.5)；频率f约为2 500 Hz的纯音及其二次谐频(NPR>2.5)，其纯音幅值随着压比的增加而逐渐减小，这与文献[19]的结论相符。

对于冲击射流噪声频谱特性，图10中可以明显地发现冲击斜板的存在显著增强了声辐射，主要原因是冲击斜板与喷口之间形成了喷口-斜板反馈环。具体的：f约为2 500 Hz的纯音幅值在整个测量压比范围内都显著增加，但它们所对应的二次谐频幅值却明显弱化了。f在3 500 Hz～4 500 Hz内的多个纯音，其纯音幅值也被强化了，反映在图9中为对应压比下(NPR=2.37)冲击射流总声压级出现峰值。然而，斜板的存在基本不影响各个纯音频率大小及其出现的压比范围。

图10 不同压比下自由射流与冲击射流频谱图Fig.10 Spectrum of free jet and impinging jet in different NPR

图11给出了光滑斜板与开槽斜板在不同压比下的冲击射流频谱特性。从图11中可知，开槽斜板能够明显降低NPR>2.5时的频率f约为2 500 Hz的纯音幅值，这也是图9中开槽斜板能降低NPR>2.5 时的噪声总声压级的主要原因，下文将结合PIV流场涡量变化对该现象做进一步的分析。

图11 不同压比下光滑与开槽斜板频谱图Fig.11 Spectrum of smooth with slotted plate in different NPR

从图11可知，开槽斜板主要是影响2 500 Hz附近的纯音，对频率f在3 500 Hz～4 500 Hz内的多个纯音基本不产生影响。下文将结合PIV试验结果，通过时间解析的方法对流场结构进行相关性分析，进而揭示该现象的形成原因。

3 流场分析

3.1 相位平均分析

本节采用PIV瞬时灰度图对速度场进行相关性分析，以探究开槽斜板不影响3 500 Hz～4 500 Hz内纯音幅值的原因[20]。

PIV试验中采样频率为9 kHz，远大于2 500 Hz纯音频率的两倍[21]，使得获取同一周期内的若干幅灰度图并进行相关性分析成为可能。图12为当NPR=2.24(射流剪切层大尺度涡结构较为明显)时冲击射流剪切层涡脱落同一周期内连续3帧瞬时PIV灰度图的流动显示。从图12可以看出：(1)t=1/3T时刻，喷口附近的流动受声激发产生了小扰动，该小扰动从流场中获得能量，小旋涡开始形成(如①所示)；(2)t=2/3T时刻，小旋涡沿着流向逐渐发展成大尺度涡结构(如②所示)，此时旋涡已经发展得比较饱满并向下游移动；(3)t=T时刻，发展得非常饱满的大尺度涡结构撞击斜板(如③所示)，结束了第1个大尺度涡结构涡脱落周期，同时，一个新的旋涡结构开始在初始位置产生(如①所示)。

图12 剪切层涡脱落周期内连续三帧PIV灰度图Fig.12 Three consecutive PIV grayscale images in the shear layer vortex shedding period

式中：cov(Xk,Xl)为Xk和Xl的协方差；var(Xk) 和var(Xl)分别为Xk和Xl的方差。从图13中可以看出：第1个速度场、第3个速度场有相同或者相近的相位；第2个速度场、第4个速度场有相同或者相近的相位。

图13 前4个速度场和其他23个速度场的相关性系数Fig.13 The correlation coefficient between the first 4 velocity fields and the other 23 velocity fields

如图14所示，当NPR=2.24 时，分别对前4个速度场与其他速度场之间的相关性系数做频率分析，可以看出功率谱密度的峰值对应的频率均在f=3744 Hz 附近(涡脱落频率)，与相同工况下，自由射流与冲击射流的远场噪声频谱分析中获取的纯音频率完全吻合(如图15所示)。这充分说明基于PIV速度场之间相关性的相位平均分析方法是完全可行且有效的。

图14 前4个速度场的频谱分析Fig.14 Spectrum of smooth of the first 4 velocity fields

图15 声场频谱分析Fig.15 Spectrum analysis of acoustic field

由PIV速度场之间的相关性分析可知，f=3 744 Hz的纯音是由冲击射流剪切层失稳形成的大尺度涡结构周期性涡脱落产生的。冲击斜板的存在显著增加了该纯音幅值。由于斜板表面开槽无法影响到射流剪切层涡脱落的频率和强度，因此图11中开槽斜板基本不影响f=3 500 Hz～4 500 Hz的纯音幅值。

3.2 平均流场特性分析

由图11可知，当NPR>2.5 时，开槽斜板降噪效果明显，能够显著降低f约为2 500 Hz的纯音幅值，本节对该降噪原因做进一步分析。

图16给出了当NPR=2.89(开槽斜板降噪效果最佳)时，冲击斜板开槽前后平均速度场的归一化涡量图。从图16中可知，冲击射流上游区域“带状”分布的涡量沿着剪切层成对称分布，斜板开槽基本上不影响该区域涡量大小，射流冲击区域涡量沿着斜板顺流侧方向扩散并逐渐减弱。在冲击射流的滞止区域，射流冲击光滑斜板出现了一个较为明显的漩涡对，而斜板表面开槽能够明显的弱化该漩涡对，这就解释了开槽斜板显著降低f约为2 500 Hz的纯音幅值的原因。

图16 斜板开槽前后冲击射流时均涡量对比Fig.16 Comparison of mean vorticity of impinging jet before and after slotting of inclined plate

3.3 凹槽结构对横向流动的影响

采用数值模拟的方法研究了射流冲击不同偏转角下的光滑斜板时横向流动的变化情况。当NPR=2.37，L=4d，冲击斜板偏转角从β=45° 逐渐增加到 55°及 65° 时，光滑斜板两侧沿射流方向所取截面上的速度场分布情况，如图17所示。图17中，冲击斜板顺流侧至逆流侧横向流动流速变化较大，顺流侧近壁面出现部分高速区域，且随着偏转角的增加，高速区域的范围及其速度幅值均明显增加。当β=65°时，斜板壁面射流高速区域及流速均较大，最高速度可达98 m/s，该流速对冲击斜板两侧人员及设备均会造成威胁，不在考虑范围之内。当β=45°时，横流速度不太大，开槽斜板的影响难以凸显。因此，下文将通过试验探究β=55°情况下开槽斜板对冲击射流尾迹的影响。其中开槽斜板的开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。开槽斜板竖直放置，沿着斜板倾斜方向对斜板壁面射流有导流效果，从而有效抑制壁面射流横向流动。

图17 不同偏转角下的冲击射流横向流速分布Fig.17 The distribution of cross flow of impinging jet with different deflection angles

图18描述了β=55°，L/d=4的情况下，射流冲击光滑斜板和开槽斜板时，斜板两侧时均横向流速随NPR的变化规律。图18中：S代表槽宽；H代表槽深。并对比分析了槽深H=5 mm时,槽宽S分别为3 mm，4 mm，5 mm的开槽斜板对冲击射流尾迹的控制效果。从图18中可知：当1.02

图18 不同槽宽下，冲击射流尾迹随压比的变化Fig.18 Under different groove widths,the wake of the impinging jet varies with the pressure ratio

为进一步探究斜板表面凹槽结构的槽深对冲击射流尾迹的影响，对不同压比下，槽宽S=5 mm,槽深H分别为3 mm，4 mm，5 mm的开槽斜板横向壁面射流时均流速进行了试验测量，试验结果如图19所示，随着槽深的增加，开槽斜板对冲击射流横向流动的抑制效果先增强，之后明显减弱，在槽宽H=4 mm时对横向流动的抑制效果最为显著。当NPR=3.1 时，斜板表面开槽后最大横向壁面射流时均流速从71 m/s显著降低到了43 m/s，降幅达39 %。且不同槽深的开槽斜板均能够有效控制冲击射流横向流动尾迹。

图19 不同槽深下，冲击射流尾迹随压比的变化Fig.19 Under different groove depths,the wake of the impinging jet varies with the pressure ratio

4 结 论

本文在对不同压比下射流冲击斜板的流场与声场进行试验测量，以及基于分离涡模拟建立的射流冲击斜板噪声有限元分析模型的基础上，探究了斜板表面开槽对欠膨胀超声速射流冲击斜板引起的射流冲击噪声及壁面横向射流的影响，结合PIV流场结果和相关性分析对降噪机理进行了解析，并初步探究了凹槽参数对壁面横向射流尾迹的控制效果。由试验结果与数值模拟得出以下结论：

(1) 当射流出口压比NPR>2.5 时，开槽斜板可以明显降低冲击射流远场噪声，平均降噪量为2 dB(A)。但开槽斜板主要是影响2 500 Hz附近的纯音，对频率f在3 500 Hz～4 500 Hz内的多个纯音基本不产生影响。

(2) 由相位平均分析和平均流场特性分析可知，f=3 744 Hz 的纯音主要是剪切层涡脱落产生，而斜板表面开槽无法影响到射流剪切层涡脱落的频率和强度，因此开槽斜板对该纯音幅值基本无影响。而f=2 500 Hz的纯音幅值显著降低主要是因为开槽斜板能够明显弱化射流冲击滞止区中的漩涡对。

(3) 开槽斜板在有效降低射流冲击噪声的同时也能有效控制冲击射流横向流动尾迹，对比不同槽宽槽深的开槽斜板可知，槽宽S=4 mm，槽深H=5 mm对横向壁面射流控制效果最佳，斜板表面开槽后最大横向壁面射流流速从71 m/s显著降低到了38 m/s，降幅达46%。且不同槽宽、槽深的开槽斜板均能够有效控制冲击射流横向流动尾迹。