楊 泳，連 潔，向宏輝，徐開俊

(1.中國民用航空飛行學(xué)院 飛行技術(shù)學(xué)院，四川 廣漢 618307；2.成都航利(集團)實業(yè)有限公司 發(fā)動機一部，四川 彭州 611936；3.中國航發(fā)四川燃氣渦輪研究院 葉輪機試驗研究室，四川 江油 621703)

隨著人們環(huán)保意識的增強，民眾對噪聲控制的要求越來越高。在現(xiàn)實生活中，日益加重的排氣噪聲(也稱噴流噪聲)不僅成為重要的污染源，而且有可能造成航空部件結(jié)構(gòu)的聲疲勞破壞，從而導(dǎo)致重大航空事故，排氣噪聲污染在機場附近尤為嚴(yán)重。

空氣由航空器高速噴流進入靜止或速度較慢的氣體時，會與其急劇混合，使得射流邊界層中形成強烈的湍流脈動，并引起區(qū)域內(nèi)壓力的起伏變化，導(dǎo)致?lián)交煸肼暤漠a(chǎn)生。此外，如果空氣流動時有激波出現(xiàn)，由于噴流邊界的不穩(wěn)定，也會造成激波的不穩(wěn)定，從而產(chǎn)生激波噪聲。影響噪聲特性的主要因素包括噴流尺寸、密度和速度，其中實時速度起著決定性作用。此外由于湍流旋渦在尺度和強度上的連續(xù)擴展，也使得排氣噪聲具有寬頻特征[1-3]。1949年至1952年，英國科學(xué)家Lighthill等以噴流噪聲為研究對象，建立了氣動聲學(xué)基本方程(Lighthill方程[4])，從而在理論上揭示了噴流乃至流體發(fā)聲的機制。之后，其他一些研究者繼續(xù)深入研究，發(fā)展建立了比Lighthill原始方程更為精細的流動噪聲方程，其中包括聲源區(qū)非均勻平均流場對噪聲產(chǎn)生影響的Phillips方程、Lilley方程和Powell的渦聲方程以及由Crow和Lauvstad等研究出的匹配漸進展開方法[5]。

目前氣動噪聲預(yù)測方法有三種，即解析法、計算氣動聲學(xué)法(CAA)和經(jīng)驗/半經(jīng)驗法。由于產(chǎn)生氣動噪聲的機理較為復(fù)雜，其特性與流場結(jié)構(gòu)等密切相關(guān)，且噪聲源往往都是三維粘性并伴隨不同尺度渦系結(jié)構(gòu)的復(fù)雜非定常流場，因此解析法一般只用于定性分析和趨勢預(yù)測。此外，因流場與聲場的計算尺度和精度不同，如流場壓力尺度為Pa，且1階、2階精度即可滿足工程要求，而聲場壓力尺度是10-5Pa級，計算精度更是要求達到4階以上。當(dāng)計算域較大時，流場和聲場要同時獲得較為精確的解，所需網(wǎng)格數(shù)量將會非常龐大，即使在計算機技術(shù)日新月異的今天，硬件資源也是無法完全勝任的。故采用經(jīng)驗/半經(jīng)驗的方法，至少在目前看來是最為行之有效的，如波音與空客公司廣泛采用的ANOPP噪聲預(yù)測程序就正是基于此種方法[6]。

本文以某航空部件試驗器排氣系統(tǒng)(具有二級引射結(jié)構(gòu))為研究對象，采用仿真的技術(shù)手段，對噪聲源和聲傳播分別進行處理，先通過流場數(shù)值仿真得出擬聲源，然后采用波動理論求解其傳播，從而達到預(yù)測噪聲強度的目的。

1 聲源求解

采用FLUENT商業(yè)CFD軟件進行流場數(shù)值模擬，通過后處理的數(shù)據(jù)和圖表得出所需截面流場參數(shù)并將結(jié)果作為輸入?yún)?shù)。根據(jù)聲功率與流體速度8次方成正比的關(guān)系及排氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，初步判斷噪聲源集中在閥門及一、二級引射器處。故排氣系統(tǒng)噪聲源可分為閥門噪聲、摻混噪聲，在噴流產(chǎn)生激波的條件下還伴有激波噪聲。

1.1 閥門噪聲

幾個與閥門狀態(tài)有關(guān)的參數(shù)標(biāo)準(zhǔn)定義可參見文獻[6]。根據(jù)流場計算得出出口絕對壓力值，判斷閥門處于何種狀態(tài)，并選取相應(yīng)公式進行計算輻射聲功率。將閥門的總聲功率按1/3倍頻程展開，頻帶中心頻率fi的范圍為50～31500 Hz[7]。

聲壓級頻譜：

(1)

其中，Wref=10-12W為參考功率，fp為峰值頻率。

聲功率頻譜為：

Wv(fi)=Wref10SWL(fi)/10

(2)

1.2 摻混噪聲

實際射流由于溫度往往很高，造成流體密度較常溫時有很大區(qū)別，所以在摻混噪聲預(yù)測過程中需考慮溫度影響因素。此外，摻混噪聲一般認為是由噴流內(nèi)部湍流脈動微團發(fā)出的，這些微團在發(fā)聲的同時還存在著對流運動，故還需考慮對流效應(yīng)對總聲壓級的影響。總聲壓級[8-9]可表示為：

(3)

其中，ρISA及cISA為標(biāo)準(zhǔn)大氣密度和聲速，ca表示音速，ρa表示音速下的大氣密度，Vj、Aj、ρj分別是充分膨脹射流的速度、面積與密度，MC=kVj/ca，Larson[10]給出的值為0.2，R表示射流距聲源距離。

指數(shù)因子ω的計算式為：

(4)

此外，由于主射流和引射射流的相對運動，將等效地使射流實際速度減小，同時流體間的剪切作用也會減弱，因此需引入相關(guān)修正項。

(5)

(6)

其中，V0為壓力平衡截面引射射流平均速度。

修正后的摻混噪聲總聲壓級：

OASPL=OALPLS+ΔD+ΔSO

(7)

同時，相對運動造成了Strouhal數(shù)的修正：

(8)

其中，θ′=θ(Vj/ca)0.1，D=4Aj/π，f表示基帶中心頻率，M0=V0/ca表示飛行馬赫數(shù)，β表示發(fā)動機飛行攻角，Tj表示充分膨脹射流的溫度，Ta表示音速下的大氣溫度。

按1/3倍頻程展開，頻帶中心頻率fi的范圍為50～31500 Hz，不同頻率和指向角下的聲壓級SPL(f,θ)由以下函數(shù)求得：

SPL-OASPL=F(lgS)

(9)

其中，函數(shù)F由實驗結(jié)果確定，具體函數(shù)對應(yīng)值可查閱相關(guān)數(shù)據(jù)表[10]。

1.3 激波噪聲

激波噪聲預(yù)測首先視流場計算結(jié)果而定，即聲源處是否有激波存在。計算基于Stone模型[11-12]，它是在Harper-Borne & Fisher的激波/湍流干涉噪聲理論模型[13]的基礎(chǔ)上建立起來的，是目前最為常用的噪聲預(yù)測模型之一。在考慮了相對速度、大氣條件等因素后的激波噪聲總聲壓級為：

(10)

其中，θM=arcsin(1/Mj)，Mj、Aj分別是充分膨脹射流的馬赫數(shù)、面積，指向性函數(shù)F為：

(11)

2 外聲場計算

由于引射器的進口是開放的，這是噪聲外傳的主要地方，較透過管壁向外輻射的噪聲大很多。故計算中實際隱含了一個假設(shè)條件，即噪聲都是通過開口處向外傳播的。排氣系統(tǒng)管道內(nèi)噪聲傳播途徑如圖1所示。

圖1 排氣系統(tǒng)管道內(nèi)噪聲傳播途徑

一級引射器進口向外輻射的聲功率主要有：閥門噪聲沿管道進入一級引射管后，部分聲功率WVηV(ηV為閥門噪聲輻射系數(shù)，計算中取0.1[14])從此處外傳；一級引射射流部分(0～90°指向角范圍內(nèi))噪聲聲功率W1前傳向上游傳播并泄露。二級引射器進口向外輻射的聲功率主要為：閥門噪聲經(jīng)一級引射入口外泄后，剩余聲能繼續(xù)向后傳播并部分從二級引射器入口傳出，外傳量為WV(1-ηV)ηV；一級引射噪聲在90～180°指向角范圍內(nèi)并從二級引射器入口處向外泄露聲功率W1后傳ηE(ηE為引射噪聲輻射系數(shù)也取0.1)；二級引射噪聲在0～90°指向角范圍向上游傳播聲功率W2前傳。

總排氣口向外輻射的聲功率包括：閥門噪聲經(jīng)一、二級引射入口泄漏后的剩余聲功率WV(1-ηV)2；一級引射后傳噪聲經(jīng)二級引射器入口泄漏后的剩余聲功率W1后傳(1-ηE)；二級引射噪聲在90～180°指向角范圍內(nèi)向下游傳播聲功率W2后傳。為了進行不同聲源的噪聲疊加，需將前面計算得到的聲壓級結(jié)果轉(zhuǎn)化為聲功率。

(12)

圖2 聲場計算示意圖

此步驟在程序中是采用梯形公式計算得到的，且指相角以5°為步長。采用點聲源假設(shè)，并根據(jù)球面波傳播特性計算A、B補氣口處聲壓級，聲場計算示意圖如圖2所示。

計算公式如下：

(13)

其中，LA、LB分別表示一級引射器入口和二級引射器入口到A(或B)補氣口的距離。

總聲功率由各個頻帶下聲功率之和給出：

(14)

從補氣口向外輻射的聲功率：

(15)

其中，SA/B為補氣口A或B的面積。

試驗室外環(huán)境噪聲主要來源于兩處補氣口和總排氣口，其總聲壓級為：

(16)

其中，Δair為大氣吸收效應(yīng)項，具體值需查閱相關(guān)數(shù)據(jù)表[14]。

3 計算結(jié)果及分析

該民用壓氣機、燃燒室試驗器模擬真實發(fā)動機的工作情況, 工作時氣流流量可達到120 kg/s，排氣系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖如圖2所示。該排氣系統(tǒng)采用兩級引射設(shè)計，經(jīng)過試驗器的氣流首先被收集到集氣蝸殼中，隨后通過主排氣管道上的調(diào)節(jié)閥門由主噴管排入到一級引射器內(nèi)，經(jīng)過和引射流的摻混后，排氣氣流的總溫、總壓降低，之后進入引射器內(nèi)進一步摻混，最終排出到廠房外。由于從試驗器直接排出的氣流速度大，總溫、總壓高，因此直接將氣流從出口處排入室外大氣中是不可取的，而經(jīng)過了兩級引射器的作用后，排氣氣流總溫和總壓大大降低。為了適應(yīng)這種排氣系統(tǒng)，防止廠房內(nèi)因引射吸氣而導(dǎo)致負壓過高，在試驗臺廠房頂部增設(shè)了兩個補氣口?？紤]到廠房內(nèi)部噪聲會經(jīng)過這些開口向室外自由空間輻射，因此在二級引射器出口和兩個補氣口處均增設(shè)了消聲降噪設(shè)施。

根據(jù)上述試驗器排氣系統(tǒng)噪聲的模型，在Windows .net平臺下采用C++語言進行編程實現(xiàn)，并對各種工況下各位置噪聲的總聲壓級及頻譜圖進行了計算。選取試驗器的最大工況(進口流量120 kg/s，壓力3 MPa，溫度850 K)的各位置噪聲的總聲壓級如表1所示，噪聲頻譜圖如圖3所示。

表1 各位置噪聲總聲壓級

(a)補氣口A

(b)補氣口B

(c)總排氣口C

計算結(jié)果表明：(1)由于排氣系統(tǒng)氣流速度很大導(dǎo)致噪聲過高，如補氣口噪聲聲壓級大于140 dB，總排氣口附近噪聲更是高達160 dB以上。(2)補氣口與總排氣口的噪聲峰值頻率均為400 Hz左右。

因此，可增大主排氣管道通徑以減小排氣速度或在保證引射流量的前提下，改二級引射為一級引射以減少噪聲源，同時考慮主噴管出口和引射器入口相對位置的影響，并對引射器入口采取一定的型面設(shè)計，減少噪聲泄露量，以達到降噪目的。此外，可在引射器內(nèi)壁面鋪設(shè)一定尺寸結(jié)構(gòu)的聲襯，以達到對400 Hz附近頻率段噪聲有效吸收的目的[15]。

4 結(jié)論

論文以某試驗器排氣系統(tǒng)為研究對象，采用計算機仿真的技術(shù)手段，對噪聲源和聲傳播分別進行處理計算。結(jié)果表明排氣系統(tǒng)氣流速度很大導(dǎo)致噪聲過高，如補氣口噪聲聲壓級大于140 dB，總排氣口附近噪聲更是高達160 dB以上。補氣口與總排氣口的噪聲峰值頻率均為400 Hz左右，這些計算結(jié)果將對于該試驗件減噪提供結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計方案和技術(shù)支持。