龍雙麗,聶 宏,許 遠(yuǎn),許 鑫
(南京航空航天大學(xué) 機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,南京 210016)
飛機(jī)噪聲包括發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲和機(jī)體噪聲,其中機(jī)體噪聲包括增升裝置噪聲和起落架噪聲。隨著高涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)的成功研制和一系列發(fā)動(dòng)機(jī)降噪項(xiàng)目的進(jìn)行,發(fā)動(dòng)機(jī)的噪聲將降低到和機(jī)體噪聲同等甚至更低水平,那么,機(jī)體噪聲將是飛機(jī)降噪的瓶頸[1-2]。起落架噪聲是飛機(jī)著陸階段機(jī)體噪聲的重要組成部分,在發(fā)動(dòng)機(jī)停車且襟翼未展開的情況下,起落架噪聲可達(dá)飛機(jī)噪聲的25%[3]。由于起落架系統(tǒng)幾何外形十分復(fù)雜,流體流過復(fù)雜外形起落架會(huì)產(chǎn)生復(fù)雜的流場(chǎng),導(dǎo)致試驗(yàn)研究和數(shù)值研究都非常困難。
美國(guó)國(guó)家航空宇航局(NASA)、法國(guó)航空空間研究局(ONERA)和德國(guó)宇航研究院(DLR)等研究中心,許多著名的大學(xué)研究機(jī)構(gòu)以及各大航空工業(yè)公司(如波音公司、空中客車公司等)都在進(jìn)行一系列的起落架氣動(dòng)噪聲研究。Li等[4]在風(fēng)洞中完成A340主起落架氣動(dòng)噪聲的測(cè)試,對(duì)噪聲中純音成分的產(chǎn)生機(jī)制進(jìn)行了分析,并采用不同的降噪方法對(duì)噪聲進(jìn)行控制。Dobrzynski等[5]在聲學(xué)風(fēng)洞中對(duì)A320 縮比模型和A340全尺寸模型起落架的噪聲特性進(jìn)行研究,通過加裝整流裝置使起落架的噪聲降低3dB。Guo等[6]在NASA 完成波音737起落架的風(fēng)洞試驗(yàn),并根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到一套用于起落架噪聲預(yù)測(cè)的半經(jīng)驗(yàn)公式。
我國(guó)在飛機(jī)噪聲特別是起落架噪聲的研究方面起步較晚[7]。對(duì)起落架噪聲的研究多集中在對(duì)起落架腔模型的試驗(yàn)和數(shù)值仿真。李曉東等[8]對(duì)空腔流的振蕩發(fā)聲及聲反饋的過程進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)了空腔前緣的二次發(fā)聲現(xiàn)象。楊黨國(guó)等[9]應(yīng)用CFD 技術(shù)和FW-H 方程模擬了空腔自激振蕩發(fā)聲機(jī)理。張強(qiáng)等[10]研究了噴口邊緣自由剪切層在下游繞流物干涉下產(chǎn)生自激振蕩的機(jī)理,并進(jìn)行了相應(yīng)的試驗(yàn)。筆者對(duì)搖臂式起落架結(jié)構(gòu)件進(jìn)行氣動(dòng)噪聲試驗(yàn),首先介紹了試驗(yàn)設(shè)備和方法;然后根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的機(jī)理及噪聲源特性,為進(jìn)一步研究起落架氣動(dòng)噪聲特性打下基礎(chǔ);最后通過調(diào)整起落架的局部構(gòu)型,將不同構(gòu)型的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,探索降低起落架氣動(dòng)噪聲的途徑,為低噪聲起落架設(shè)計(jì)及應(yīng)用提供一定的參考。
試驗(yàn)在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心低湍流度航空聲學(xué)風(fēng)洞[11-13]的無(wú)回聲試驗(yàn)大廳內(nèi)進(jìn)行。風(fēng)洞開口試驗(yàn)段的橫截面積為0.55m×0.4m,長(zhǎng)度為1.4m,最大風(fēng)速為100m/s,模型區(qū)中心湍流度小于0.05%。 根據(jù)試驗(yàn)大廳的測(cè)試條件,傳聲器布置如圖1所示。利用細(xì)鉛絲和支架將其空間固定,并套有防風(fēng)罩以避免來流干擾。在進(jìn)行正式測(cè)量之前,利用CEL-110/2/RS噪聲校準(zhǔn)器對(duì)每個(gè)傳聲器進(jìn)行校準(zhǔn)。
圖1 麥克風(fēng)布置Fig.1 Microphones arrangement
試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集使用兩套系統(tǒng),一套為德國(guó)BBM公司生產(chǎn)的PAK 振動(dòng)與噪聲測(cè)試系統(tǒng),對(duì)15 個(gè)通道的聲信號(hào)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。傳聲器(P1-P15)采用中科院聲望公司生產(chǎn)的“1/2”電容傳聲器(MP201)和配套的前置放大器及電纜共15 組。傳聲器直徑為13.2mm,動(dòng)態(tài)范圍設(shè)定為30~140dB。系統(tǒng)對(duì)聲信號(hào)的采樣頻率均為25600Hz,采樣時(shí)間為2s。選取樣本長(zhǎng)度為2048,頻域分析的分辨率為12.5Hz,在重疊率為50%的情況下,對(duì)每個(gè)樣本分別進(jìn)行快速傅里葉變換后作總體平均。另一套采用BK2231聲級(jí)計(jì)對(duì)測(cè)點(diǎn)P16進(jìn)行聲信號(hào)的數(shù)據(jù)采集,配合南京航空航天大學(xué)研制的NH-1數(shù)據(jù)采集及譜分析儀,對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行傳輸、存儲(chǔ)、實(shí)時(shí)處理和結(jié)果顯示。系統(tǒng)對(duì)聲信號(hào)的采樣頻率均為20000Hz,采樣時(shí)間為2s,選取樣本長(zhǎng)度為2048,頻域分析的分辨率為9.8Hz,在重疊率為50%的情況下,對(duì)每個(gè)樣本分別進(jìn)行快速傅里葉變換后作總體平均。
試驗(yàn)件為某型飛機(jī)搖臂式主起落架結(jié)構(gòu)件,測(cè)試段包括緩沖器、搖臂和支柱下部。試驗(yàn)件倒置安裝在地面支架上,如圖2。通過夾具與支架的相對(duì)移動(dòng)調(diào)節(jié)模型距離噴口的距離,通過斜撐桿的安裝位置調(diào)節(jié)模型的高度。試驗(yàn)時(shí),將測(cè)試段以外的模型、支架和夾具等物品均用吸聲海綿包裹,以降低其對(duì)測(cè)量的干擾。由于搖臂上端孔連接輪軸,試驗(yàn)時(shí)采用真空塑泥將其開口封住。
圖2 模型安裝示意Fig.2 Test model installation
在來流速度分別為60、70、80m/s時(shí),共測(cè)試4種構(gòu)型:A 由支柱、搖臂和緩沖器組成,支柱底端有開孔,其它部件的尺寸見圖3;B 在構(gòu)型A 的基礎(chǔ)上將支柱底端的孔洞用真空塑泥填堵;C 在構(gòu)型A 的基礎(chǔ)上將緩沖器的長(zhǎng)度增加60mm;D 拆除模型,測(cè)量空風(fēng)洞的背景噪聲。各構(gòu)型列于表1。
圖3 起落架部件幾何模型示意(單位:mm)Fig.3 Landing gear structure geometry(unit:mm)
表1 試驗(yàn)構(gòu)型Table 1 Test configurations
構(gòu)型A 的結(jié)果用于分析搖臂式起落架結(jié)構(gòu)件噪聲輻射的特性。構(gòu)型B和構(gòu)型C是通過構(gòu)型A 做局部修改而得到的,將其測(cè)量結(jié)果與構(gòu)型A 的測(cè)量結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,探索降低起落架噪聲的途徑和低噪聲起落架設(shè)計(jì)的方法。構(gòu)型D 的結(jié)果用于判斷各種工況中噪聲源識(shí)別情況的好壞。每種工況的測(cè)量結(jié)果均為3次有效測(cè)量的平均值。
功率譜密度(PSD)表示測(cè)量點(diǎn)脈動(dòng)壓力能量隨頻率的分布;聲壓級(jí)(SPL)表示測(cè)量點(diǎn)壓力脈動(dòng)的強(qiáng)弱特性[10]。在不同來流速度下,根據(jù)測(cè)量結(jié)果繪制構(gòu)型A 和構(gòu)型D 的功率譜密度曲線、聲壓級(jí)頻譜曲線和1/3倍頻程頻譜曲線,研究模型輻射的噪聲特性。由于各測(cè)量點(diǎn)測(cè)量結(jié)果曲線趨勢(shì)一致,限于篇幅,選擇側(cè)面點(diǎn)P3、頂端點(diǎn)P13和前端點(diǎn)P16,以它們?yōu)槔f明試驗(yàn)得到的規(guī)律。圖4和5是測(cè)量點(diǎn)P3和P13在不同速度下的功率譜密度曲線,圖6 是測(cè)量點(diǎn)P16在不同速度下的聲壓級(jí)頻譜曲線,其中對(duì)聲壓級(jí)進(jìn)行了A計(jì)權(quán)。
由圖4~6可以看處,在不同的來流速度下,工況A 的譜曲線均比工況D(背景噪聲)的譜曲線高10dB以上,說明試驗(yàn)中的氣動(dòng)噪聲源能夠被測(cè)量設(shè)備有效識(shí)別。從各點(diǎn)的譜線中可以看到,各點(diǎn)頻譜曲線趨勢(shì)一致;模型的噪聲呈現(xiàn)寬頻的特性;功率譜密度和聲壓級(jí)曲線的幅值均隨著來流速度的增加而增大;噪聲譜中存在明顯的優(yōu)勢(shì)頻率,優(yōu)勢(shì)頻率下噪聲包含的能量最大,并且優(yōu)勢(shì)頻率隨著來流速度的增大而增大。另外,各頻譜曲線中第2、3和4峰值分別對(duì)應(yīng)頻率為1000、2000和3000Hz,說明模型輻射噪聲中包含某種純音成分。該純音成分不隨來流速度的變化而改變,可能為起落架支柱底端孔洞所致,為孔洞空腔的聲學(xué)模態(tài)[8-10]。這些峰值分別對(duì)應(yīng)空腔的第1、2、3階自激振蕩模態(tài)頻率。
圖4 不同速度下P3處的功率譜密度譜特性曲線Fig.4 PSDvs frequency at P3
圖5 不同速度下P13處的功率譜密度譜特性曲線Fig.5 PSDvs frequency at P13
圖6 不同速度下P16處的聲壓級(jí)頻譜特性曲線Fig.6 SPLvs frequency at P16
圖7是測(cè)量點(diǎn)P3、P13和P16在各速度下的1/3倍頻程譜曲線。其中,對(duì)聲壓級(jí)進(jìn)行了A計(jì)權(quán),將1/3倍頻程頻率按式(1)進(jìn)行歸一化,得到無(wú)量綱參數(shù)St。式中f是頻率,D為特征尺寸,取支柱的直徑,v為來流速度。
圖7 不同速度下各點(diǎn)的1/3倍頻程譜特性曲線Fig.7 SPLvs St at different velocities and receivers
從圖7可以看到,在每個(gè)1/3倍頻程頻率對(duì)應(yīng)的St處,其頻段內(nèi)的能量均隨著速度的增加而增大;當(dāng)v=60m/s時(shí),在P3點(diǎn)和P16點(diǎn)處,St=0.4(即f=315Hz)時(shí)模型輻射的能量最大;當(dāng)v=70m/s時(shí),P3點(diǎn)和P16點(diǎn)處,St=0.54(即f=500Hz)時(shí)模型輻射的能量 最 大;當(dāng)v=80m/s 時(shí),St=0.60(即f=630Hz)時(shí)模型輻射的能量最大;在各速度下,P13點(diǎn)在與P3和P16 點(diǎn)峰值對(duì)應(yīng)的St數(shù)相同處也有峰值,但是,在St=1.09(即f=1000Hz)時(shí)的峰值最大,說明此處包含的能量最大,這是由于模型噪聲中包含的純音具有一定的空間指向特性,在P13點(diǎn)處指向較強(qiáng),在頻譜中能量疊加之后,形成St=1.09(即f=1000Hz)時(shí)能量最大。
從以上分析還可以發(fā)現(xiàn),各點(diǎn)處能量峰值對(duì)應(yīng)的St不一致,說明這個(gè)峰值可能不是鈍體繞流產(chǎn)生。考慮到支柱、搖臂和緩沖器的相對(duì)位置關(guān)系,緩沖器位于支柱和搖臂的后方,推斷各點(diǎn)中的第一個(gè)能量峰值可能為部件之間的干擾噪聲形成。
模型產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲聲場(chǎng)的指向特性如圖8和9所示。圖中,極坐標(biāo)為各傳聲器的布置位置,極半徑為總聲壓級(jí)的歸一化結(jié)果OASPL′,如式(2)所示。式中,OASPL為各傳聲器的總聲壓級(jí),是200~10000Hz之間各頻率對(duì)應(yīng)聲壓級(jí)的疊加;將各點(diǎn)的總聲壓級(jí)按照速度的6 次方和距離的平方進(jìn)行歸一化[6];參考值取vref=100m/s,rref=1000mm。
圖8 測(cè)量點(diǎn)P1~P10的指向性圖Fig.8 Directivity at receivers P1~P10
圖9 測(cè)量點(diǎn)P11~P15的指向性圖Fig.9 Directivity at receivers P11~P15
由圖中可以看出,不同來流速度下,各測(cè)量點(diǎn)的指向性曲線趨勢(shì)一致,均呈圓弧形指向。在xoz平面,83°角位置的點(diǎn)聲壓級(jí)最大,148°角位置點(diǎn)聲壓級(jí)最小。在yoz平面,108°角位置的點(diǎn)的聲壓級(jí)最大,36°位置點(diǎn)的聲壓級(jí)最小。
按速度的6次方歸一化后,位置相同各點(diǎn)的總聲壓級(jí)差值在3dB 以內(nèi),說明模型輻射的噪聲與來流速度的6次方成正比。根據(jù)萊特希爾氣動(dòng)聲學(xué)理論:?jiǎn)螛O子、偶極子和四極子聲源的總聲功率分別與來流速度的4次方、6次方和8次方成正比。結(jié)果表明,模型產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的主要噪聲源具有偶極子聲源的特性,由物體表面脈動(dòng)力形成。
調(diào)整起落架的局部構(gòu)型,在構(gòu)型A 的基礎(chǔ)上,將支柱底端的孔洞用真空塑泥填充,得到構(gòu)型B,分別測(cè)量速度為60、70、80m/s時(shí)構(gòu)型B 輻射的噪聲特性,將測(cè)量結(jié)果與構(gòu)型A 的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。以測(cè)量點(diǎn)P3、P13和P16為例,說明孔洞對(duì)模型輻射噪聲的影響。圖10是不同來流速度下構(gòu)型B和構(gòu)型A 在測(cè)量點(diǎn)P3、P13和P16點(diǎn)處的窄帶頻譜曲線對(duì)比。
由圖10可以看出,在支柱底端的孔洞被真空塑泥填充之后,構(gòu)型B 的頻譜特性曲線中第一個(gè)峰值與構(gòu)型A中第一個(gè)峰值相吻合;構(gòu)型A的頻譜中第2、3、4峰值消失,進(jìn)一步證明了構(gòu)型A 中第2、3、4峰值是由支柱底端孔洞引起的,是空腔自激振蕩噪聲。根據(jù)頻譜中能量幅值可以看出,支柱底端孔洞引起的空腔自激振蕩噪聲具有明顯的指向特性。結(jié)果表明,封堵支柱底端的孔洞能夠降低起落架的噪聲級(jí)。
圖10 不同速度下構(gòu)型A 和B頻譜對(duì)比Fig.10 Spectra comparisons of configuration A and B at different velocities and receivers
調(diào)整起落架的局部構(gòu)型,在構(gòu)型A 的基礎(chǔ)上,將緩沖器長(zhǎng)度增加60mm,得到構(gòu)型C,分別測(cè)量速度為60、70、80m/s時(shí)構(gòu)型C 輻射的噪聲特性,將測(cè)量結(jié)果與構(gòu)型A 的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。以測(cè)量點(diǎn)P3、P13和P16為例,說明模型長(zhǎng)度對(duì)模型輻射噪聲的影響。圖11是不同來流速度下構(gòu)型C 和構(gòu)型A 在測(cè)量點(diǎn)P3、P13和P16點(diǎn)處的寬帶頻譜曲線對(duì)比。
由圖11可以看出,工況C 的1/3倍頻譜特性曲線與工況A 的結(jié)果趨勢(shì)一致。但是,由于緩沖器長(zhǎng)度的增加使起落架的長(zhǎng)度增長(zhǎng),從1/3倍頻程曲線幅值上可以看出,工況C 輻射的噪聲比工況A 輻射的噪聲大1~2dB。這說明模型的氣動(dòng)噪聲隨長(zhǎng)度的增加而增大。因此,減小起落架的長(zhǎng)度能夠降低起落架氣動(dòng)噪聲。
圖11 不同速度下構(gòu)型A 和C的1/3倍頻程頻譜對(duì)比Fig.11 1/3octave spectra comparisons of configuration A and C at different velocities and receivers
試驗(yàn)測(cè)量了搖臂式起落架在來流速度分別為60m/s、70m/s、80m/s時(shí)的氣動(dòng)噪聲,研究了模型輻射噪聲的特性,并通過修改起落架局部構(gòu)型來對(duì)比研究不同外形起落架的噪聲特性,探索降低起落架噪聲的方法。得出如下結(jié)論:
(1)搖臂式起落架部件輻射的噪聲呈現(xiàn)寬頻的特性;功率譜密度和聲壓級(jí)曲線的幅值均隨著來流速度的增加而增大;
(2)噪聲頻譜中存在明顯的優(yōu)勢(shì)頻率,優(yōu)勢(shì)頻率下噪聲包含的能量最大,并且優(yōu)勢(shì)頻率隨著來流速度的增大而增大;
(3)模型輻射噪聲與來流速度6次方成正比,說明該噪聲源具有偶極子聲源的特性,且具有一定的指向性;
(4)噪聲中包含由起落架中孔洞所致的某種純音成分,為空腔自激振蕩噪聲。封堵起落架支柱下端的孔洞,能消除此純音成分,降低起落架氣動(dòng)噪聲的總聲壓級(jí)。減小起落架長(zhǎng)度也能夠降低起落架氣動(dòng)噪聲的總聲壓級(jí)。
致謝:感謝中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心風(fēng)洞設(shè)計(jì)所及所有試驗(yàn)參與人員給予的極大支持與幫助。
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