張津澤，徐珊姝，王國輝，胡春波

（1. 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076；2. 西北工業(yè)大學(xué)，西安，710072）

導(dǎo)流槽和混合比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲特性影響實(shí)驗(yàn)研究

張津澤1，徐珊姝1，王國輝1，胡春波2

（1. 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076；2. 西北工業(yè)大學(xué)，西安，710072）

為分析研究火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲特性的影響因素，設(shè)計(jì)了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)；采用 BK數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)及噪聲處理軟件進(jìn)行噪聲數(shù)據(jù)的采集和分析，研究發(fā)動(dòng)機(jī)混合比以及導(dǎo)流槽對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲特性的影響。結(jié)果表明：隨著發(fā)動(dòng)機(jī)混合比的上升，發(fā)動(dòng)機(jī)從富燃燃燒狀態(tài)轉(zhuǎn)換到富氧燃燒狀態(tài)，噪聲聲壓級(jí)降低；導(dǎo)流槽對(duì)噴流噪聲有遮蔽作用，且隨著導(dǎo)流槽距噴管出口距離的增大，遮蔽作用下降，噪聲聲壓級(jí)上升。

噴流噪聲；火箭發(fā)動(dòng)機(jī)；混合比；導(dǎo)流槽

0 引 言

運(yùn)載火箭在起飛過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)噴流高速?zèng)_擊到發(fā)射臺(tái)面和導(dǎo)流槽底部，以及超聲速噴流本身，都會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的噪聲污染，量級(jí)高達(dá)150 dB以上，對(duì)發(fā)射場附近人員造成影響。因此，有必要對(duì)火箭起飛發(fā)射過程中發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲的特性和影響因素進(jìn)行研究。

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的噴流噪聲開展了一系列研究。Christopher等[1]通過消聲室內(nèi)的實(shí)驗(yàn)測(cè)量，研究了噴流噪聲的發(fā)聲機(jī)制；Viswanathan等[2，3]對(duì)亞聲速下噴管尺寸及燃?xì)鉁囟葘?duì)噴流噪聲特性及其聲場分布規(guī)律的影響進(jìn)行了研究；李佳明等[4]設(shè)計(jì)了固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲試驗(yàn)，研究了噴管出口馬赫數(shù)、燃燒室壓強(qiáng)、推進(jìn)劑燃燒溫度對(duì)噴流噪聲特性的影響；陳雄洲等[5]通過固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流實(shí)驗(yàn)，研究了噴管出口密度、出口直徑及噴流速度等因素對(duì)噴流噪聲特性的影響；徐悅等[6]在小型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火試驗(yàn)中，利用聲傳感器測(cè)量了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲的頻譜特性，獲得超聲速噴流噪聲的輻射特性,對(duì)不同形狀導(dǎo)流槽的噪聲遮蔽效應(yīng)進(jìn)行了研究。此外，還針對(duì)導(dǎo)流槽型面對(duì)噴流噪聲影響開展了相應(yīng)研究[7，8]，但對(duì)真實(shí)起飛狀態(tài)下導(dǎo)流槽距離，以及發(fā)動(dòng)機(jī)混合比對(duì)噪聲的影響研究較少。因此，本文設(shè)計(jì)了小型氣氧/煤油火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲實(shí)驗(yàn)裝置，系統(tǒng)研究了發(fā)動(dòng)機(jī)混合比、導(dǎo)流槽距離等因素對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲特性的影響。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

1.1 實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)

實(shí)驗(yàn)裝置由實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)和噪聲測(cè)量系統(tǒng)兩部分組成。其中，實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)采用小型氣氧/煤油火箭發(fā)動(dòng)機(jī)。煤油采用擠壓式供應(yīng)系統(tǒng)，通過孔板限流，電磁閥控制煤油輸送管路的開關(guān)。氧氣供應(yīng)系統(tǒng)采用高壓氧氣儲(chǔ)罐作為氣源，通過減壓閥調(diào)節(jié)氧氣至安全工作壓力，通過孔板限流，電磁閥控制管路開關(guān)。在煤油和氧氣供應(yīng)系統(tǒng)以及發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室上布設(shè)壓力傳感器，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)其工作狀態(tài)，以保證實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的正常工作。在進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時(shí)，打開供應(yīng)系統(tǒng)電磁閥，氧氣和煤油分別經(jīng)過輸送管路后到達(dá)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室入口，在燃燒室內(nèi)點(diǎn)火燃燒生成高溫燃?xì)獾竭_(dá)噴管上游，流經(jīng)噴管喉部發(fā)生壅塞，經(jīng)噴管擴(kuò)張段后噴流以設(shè)計(jì)馬赫數(shù)流出。

實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)采用不銹鋼制作外殼以保證結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，采用耐高溫?zé)g的高硅氧做為燃燒室的內(nèi)襯材料。設(shè)計(jì)與發(fā)動(dòng)機(jī)尺寸相適應(yīng)的導(dǎo)流槽，實(shí)驗(yàn)時(shí)放置在噴管出口正下方，通過在導(dǎo)流槽底部添加填充物實(shí)現(xiàn)導(dǎo)流槽距離的調(diào)節(jié)，以模擬真實(shí)發(fā)射狀態(tài)。實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)和導(dǎo)流槽實(shí)物如圖1所示。

噴管采用高強(qiáng)度石墨制作，具有耐高溫、抗燒蝕、強(qiáng)度高等特性。噴管喉部直徑12 mm，出口直徑28 mm，出口馬赫數(shù)為3。噴管結(jié)構(gòu)如圖2所示。

1.2 噪聲測(cè)量系統(tǒng)

超聲速噴流噪聲具有頻帶寬、峰值頻率高等特點(diǎn)，因此，噪聲測(cè)試系統(tǒng)必須具有較寬的通頻帶和較大的動(dòng)態(tài)范圍。測(cè)量系統(tǒng)采用GRAS公司生產(chǎn)的40BE聲傳感器，測(cè)試頻率范圍10 Hz到100 kHz，完全符合實(shí)驗(yàn)測(cè)試要求。運(yùn)用BK公司的Pulse LabShop數(shù)據(jù)采集軟件和 Pulse Reflex數(shù)據(jù)處理軟件對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集和分析，可獲得噪聲場的頻域信息和聲壓級(jí)。

為了研究噴流噪聲的指向性，測(cè)點(diǎn)布置方案如圖3所示。

圖3中，測(cè)點(diǎn)1、2、3位于一個(gè)半圓平面（x-y平面）內(nèi)，距噴管出口距離為2 m，與噴流軸向夾角分別為80°、90°和100°。測(cè)點(diǎn)4與噴流軸向夾角為90°，距噴管出口距離為2.5 m。需要特別說明的是，導(dǎo)流槽遮擋的實(shí)驗(yàn)狀態(tài)下，導(dǎo)流槽的流道方向位于x-z平面內(nèi)。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

本文共設(shè)計(jì)了6組實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。其中，工況1～3可對(duì)比分析發(fā)動(dòng)機(jī)混合比對(duì)噪聲特性的影響；工況4～6可對(duì)比分析導(dǎo)流槽距離對(duì)噪聲特性的影響。

表1 實(shí)驗(yàn)工況表

2.1 噪聲輻射特性研究

以工況3為例，燃燒室壓強(qiáng)曲線如圖4所示。從圖4中可見，發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作段燃燒室壓強(qiáng)基本穩(wěn)定在1.9 MPa左右，時(shí)間為5 s左右。在進(jìn)行噪聲特性分析時(shí)，選取穩(wěn)定工作段內(nèi)的聲壓時(shí)域信號(hào)進(jìn)行處理和分析。

圖5為對(duì)比同距離、不同角度測(cè)點(diǎn)的噪聲聲壓譜，可分析測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角的變化對(duì)噪聲特性的影響。

從圖5中可見，測(cè)點(diǎn)1、2、3的角度從80°變化到100°，噪聲聲壓級(jí)逐漸降低，聲壓峰值從130.3 dB下降到126.9 dB，峰值頻率基本不變，穩(wěn)定在5～6 kHz之間，總聲壓級(jí)從140.1 dB降低到136.2 dB，可見火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲具有較強(qiáng)的指向性。

圖6為對(duì)比同角度、不同距離測(cè)點(diǎn)的噪聲聲壓譜，可分析噪聲隨測(cè)點(diǎn)距離增加的衰減作用。

從圖6中可見，測(cè)點(diǎn)2、4的距離從2 m增加到2.5 m，噪聲聲壓級(jí)下降，尤其是1 kHz以上的高頻段，聲壓級(jí)下降3 dB以上，聲壓峰值從129.6 dB下降到126.1 dB，峰值頻率基本不變?？偮晧杭?jí)從139.6 dB降低到136 dB。

2.2 發(fā)動(dòng)機(jī)混合比的影響研究

保證煤油供應(yīng)系統(tǒng)的工作狀態(tài)不變，調(diào)節(jié)氧氣管路中的減壓閥，實(shí)現(xiàn)氧氣流量的調(diào)節(jié)，從而調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)的混合比。發(fā)動(dòng)機(jī)混合比從1.25上升到 1.45，對(duì)應(yīng)燃燒室壓強(qiáng)從1.7 MPa上升到1.9 MPa，燃燒溫度也相應(yīng)上升。若不考慮化學(xué)反應(yīng)過程和多組分效應(yīng)，隨著燃燒室壓強(qiáng)和燃?xì)鉁囟壬仙?，噴流噪聲聲壓?jí)也應(yīng)該上升[4]。

但實(shí)驗(yàn)過程中，混合比為1.25和1.35時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生處于富燃燃燒狀態(tài)，產(chǎn)生劇烈的燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象，即煤油小液滴在燃燒室內(nèi)沒有充分燃燒，在噴流下游發(fā)生爆燃現(xiàn)象，與混合比為 1.45時(shí)狀態(tài)相比噪聲聲壓級(jí)上升，尤其是中低頻段聲壓級(jí)上升。圖7為測(cè)點(diǎn)2、3在3種工作狀態(tài)下的聲壓譜。以測(cè)點(diǎn)2為例，混合比從1.25上升到1.45，噪聲峰值頻率由3.15 kHz上升到5 kHz，聲壓級(jí)下降值在中心頻率為0.8 kHz時(shí)達(dá)到最大，其差值為9.3 dB，總聲壓級(jí)從141.5 dB逐漸下降到139.5 dB。

2.3 導(dǎo)流槽的影響研究

圖8為對(duì)比不同導(dǎo)流槽距離狀態(tài)下的噪聲聲壓譜，可分析有無導(dǎo)流槽狀態(tài)和導(dǎo)流槽距離對(duì)噪聲特性的影響。

從圖8中可見，對(duì)比有導(dǎo)流槽遮蔽狀態(tài)（工況4～6）和自由噴流狀態(tài)（工況3），導(dǎo)流槽的遮蔽效應(yīng)使各測(cè)點(diǎn)的噪聲聲壓級(jí)明顯降低。以測(cè)點(diǎn)1為例，在導(dǎo)流槽遮蔽狀態(tài)下，1～10 kHz頻段內(nèi)噪聲聲壓級(jí)明顯降低，在中心頻率為8 kHz時(shí)最大可使聲壓級(jí)降低4.4 dB，對(duì)應(yīng)總聲壓級(jí)降低5.8 dB。

從圖8中還可見，對(duì)比不同導(dǎo)流槽距離狀態(tài)下的噴流噪聲特性，隨著導(dǎo)流槽距離（噴管出口至導(dǎo)流槽底部距離）從150 mm增加到350 mm，遮蔽效應(yīng)逐漸減弱，噪聲聲壓級(jí)逐漸上升，峰值頻率基本不變。以測(cè)點(diǎn)1為例，隨著導(dǎo)流槽距離從150 mm增加到350 mm，1 kHz以內(nèi)頻段內(nèi)聲壓級(jí)基本相同，1 kHz以上頻段聲壓級(jí)逐漸上升，聲壓峰值由124.6 dB上升到127.9 dB，對(duì)應(yīng)總聲壓級(jí)由134.3 dB上升到137.3dB，峰值頻率基本穩(wěn)定在10～12.5 kHz之間。

圖9為對(duì)比相同實(shí)驗(yàn)狀態(tài)、不同測(cè)點(diǎn)的噪聲聲壓譜，可分析導(dǎo)流槽遮蔽效應(yīng)對(duì)噪聲輻射特性的影響。

從圖9中可見，由于測(cè)點(diǎn)1相對(duì)導(dǎo)流槽的位置更低一些，故導(dǎo)流槽的遮蔽效應(yīng)更為明顯，對(duì)應(yīng)的噪聲聲壓級(jí)更低，在1 kHz以上的高頻段差別更為明顯，測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)2的噪聲峰值頻率基本相同。以導(dǎo)流槽距離為250 mm時(shí)為例，在3.15 kHz時(shí)2個(gè)測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)相差最大，為4.8 dB。此時(shí)測(cè)點(diǎn)1的總聲壓級(jí)為135.6 dB，測(cè)點(diǎn)2的總聲壓級(jí)為137.6 dB。對(duì)比2.1節(jié)中得出的噪聲輻射特性結(jié)論：自由噴流狀態(tài)下測(cè)點(diǎn)1聲壓級(jí)高于測(cè)點(diǎn)2，可見導(dǎo)流槽的遮蔽效應(yīng)對(duì)噪聲輻射特性產(chǎn)生影響。

3 結(jié) 論

a）火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲具有較強(qiáng)的指向性。隨著測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角從 80°變化到 100°，噪聲聲壓級(jí)降低，峰值頻率基本不變，穩(wěn)定在5～6 kHz之間，隨著測(cè)點(diǎn)到噴管出口距離從2 m增大到2.5 m，噪聲降低，總聲壓級(jí)下降3.6 dB。

b）隨著發(fā)動(dòng)機(jī)混合比的下降，發(fā)動(dòng)機(jī)由富氧燃燒狀態(tài)變換到富燃燃燒狀態(tài)，雖然發(fā)動(dòng)機(jī)燃溫和燃燒室室壓下降，但噴流下游發(fā)生爆燃現(xiàn)象，噪聲聲壓級(jí)上升，峰值頻率下降。

c）導(dǎo)流槽對(duì)噴流噪聲有很強(qiáng)的遮蔽作用，在導(dǎo)流槽底部距噴管出口150 mm時(shí)，最大可使噪聲總聲壓級(jí)降低5.8 dB。但隨著導(dǎo)流槽距噴管出口距離的增加，遮蔽作用逐漸下降，噪聲聲壓級(jí)逐漸上升。

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Experimental Study on Effect of Flame Deflector and Mixture Ratio on Jet Noise Characteristic

Zhang Jin-ze1, Xu Shan-shu1, Wang Guo-hui1, Hu Chun-bo2
(1. Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering, Beijing, 100076; 2. Northwestern Polytechnical University, Xi’an, 710072)

To investigate the characteristic of jet noise for rocket engine, design a experimental rocket engine to produce supersonic jet. The jet noise is measured by the BK data acquisition system and analyzed by the noise processing software. The impact of mixture ratio for rocket engine and distance from nozzle exit to flame deflector on the jet noise is analyzed. As the experimental result shows, the sound pressure level of jet noise declined with the increase of mixture ratio, and the working condition of rocket engine has changed from Fuel-rich combustion to Oxygen-rich combustion. The flame deflector has shadowing effect on jet noise.With the increase of distance from nozzle exit to flame deflector, the shadowing effect trailed off and the sound pressure level reduced.

Jet noise; Rocket engine; Mixture ratio; Flame deflector

V433.9

A

1004-7182(2017)05-0037-04

10.7654/j.issn.1004-7182.20170509

2016-05-29；

2016-12-09

張津澤（1991-)，男，助理工程師，主要研究方向?yàn)榛鸺l(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲技術(shù)