劉興強(qiáng)， 黃文超， 延 浩， 李曉東

(1.航空噪聲與動(dòng)強(qiáng)度航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 西安 710065，2.北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京 100191)

噴流噪聲是主要的飛機(jī)噪聲源之一，對(duì)飛機(jī)的適航噪聲水平和艙內(nèi)的舒適性產(chǎn)生影響。雖然，大涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)有效地降低了噴流噪聲，但在飛機(jī)起飛到巡航的階段，發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲依然非常顯著。噴流噪聲控制方法有很多種，如降低噴流速度、氣流屏蔽、噴流消聲、強(qiáng)制摻混等。發(fā)動(dòng)機(jī)降噪措施要求十分嚴(yán)格，如附加質(zhì)量、推力損失和安裝性等。強(qiáng)制摻混器[1-4]已經(jīng)成為降低噴流噪聲的重要方法，得到了廣泛的研究和應(yīng)用。強(qiáng)制摻混器通過增加高速氣流與低速氣流之間的摻混作用，降低速度梯度，從而達(dá)到降低噪聲的作用。主要的強(qiáng)制摻混器包括波瓣混合器、鋸齒摻混器、微射流強(qiáng)制摻混裝置等。波瓣摻混器可以形成渦體陣列，將核心氣流與周圍低速氣流強(qiáng)制摻混，起到降低噪聲的目的。波瓣摻混器突出的波瓣結(jié)構(gòu)導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的推力損失較大，而且加工難度大。微射流摻混裝置，采用高壓二次流射入核心區(qū)內(nèi)，對(duì)核心區(qū)的氣流強(qiáng)行調(diào)制，并增加核心區(qū)與周圍氣流的摻混，達(dá)到降低噪聲的作用。微射流的設(shè)備復(fù)雜，高壓氣流的引入難度較大，尚未取得實(shí)際的應(yīng)用。鋸齒噴嘴的原理與波瓣形摻混器的原理基本一致[5]，但鋸齒形噴口的加工難度較小，推力損失小，成為降低噴流噪聲的主要方法。

Callender等[6-7]研究了鋸齒個(gè)數(shù)和嵌入角度對(duì)單噴、同軸雙噴流的噪聲抑制作用，鋸齒主要是影響了噴流的低頻噪聲和下游的噪聲指向性，并取得了3～6 dB的總聲壓級(jí)降噪量。文獻(xiàn)[8-11]研究了鋸齒個(gè)數(shù)、長度、嵌入角度和軸對(duì)稱性對(duì)噴流噪聲和流動(dòng)特性的影響，發(fā)現(xiàn)嵌入角度的增大，可以降低低頻噪聲，但增大了高頻噪聲；增加鋸齒的個(gè)數(shù)，有利于降噪。采用同軸雙噴流模擬高涵道比發(fā)動(dòng)機(jī)噴流，發(fā)現(xiàn)鋸齒噴口可以改變噴流的激波分布，降低低頻激波噪聲，同時(shí)也誘導(dǎo)產(chǎn)生更高頻的激波噪聲。Khritov等[12]采用數(shù)值和試驗(yàn)的方法，研究了鋸齒噴嘴對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和噪聲輻射的影響。研究發(fā)現(xiàn)，鋸齒噴嘴可以有效抑制噴口嘯叫噪聲，并平滑其他頻段的噪聲。NASA(美國國家航空航天局)的相關(guān)研究[1]中，鋸齒形摻混器可以有效地降低噪聲2～3 dB，推力損失小于0.5%。美國的AST(Aircraft Silent Technology)計(jì)劃對(duì)鋸齒噴口開展了大量的研究，并開展了飛行測(cè)試。鋸齒形摻混器也在現(xiàn)有的機(jī)型中取得應(yīng)用，如Boeing787、ARJ21等。中國在過去的幾年也開展了鋸齒形噴口的研究。單勇等[13]開展了內(nèi)外涵分開式的鋸齒形噴嘴降噪方法的試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算研究，研究認(rèn)為，鋸齒噴口在降低噪聲的同時(shí)，可以將推力損失控制在1.7%以內(nèi)。何儆玉等[14-15]對(duì)鋸齒形噴嘴開展了大量的研究，研究發(fā)現(xiàn)，鋸齒形噴嘴不僅能有效地降低噪聲，還可以很好地抑制唇口嘯叫現(xiàn)象。

針對(duì)鋸齒形摻混器開展試驗(yàn)研究，主要研究鋸齒設(shè)計(jì)參數(shù)如鋸齒長度、鋸齒的個(gè)數(shù)、鋸齒的嵌入角度等對(duì)噪聲抑制效果的影響。

1 試驗(yàn)設(shè)置

噴流噪聲實(shí)驗(yàn)是在北京航空航天大學(xué)流體與聲學(xué)實(shí)驗(yàn)室的全消聲室中進(jìn)行的，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)如圖1所示。全消聲室凈空間尺寸為8.9 m×6.8 m×4.65 m，低頻截止頻率為250 Hz。遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)量點(diǎn)以噴口出口為原點(diǎn)，半徑為3 m，R/D=60(R為遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)量點(diǎn)半徑，D為噴口直徑)。測(cè)量點(diǎn)從上游50°到下游150°，每隔10°一個(gè)測(cè)量點(diǎn)。

圖1 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.1 Experimental site

采用B&K4948傳聲器，采樣率為60 kHz，采樣間隔為32 Hz，測(cè)量環(huán)境溫度為299.8 K，外界環(huán)境壓力為100.2 kPa，環(huán)境濕度為82%，噴口速度為0.8、0.9、1.0 Ma等3種噴流速度。

2 試驗(yàn)件設(shè)計(jì)

噴嘴的幾何設(shè)計(jì)如圖2所示，出口直徑為50.8 mm，為了保證不同噴口出口的有效面積一致，噴口尾端40 mm采用等面積直管設(shè)計(jì)。噴口設(shè)計(jì)幾何參數(shù)是鋸齒個(gè)數(shù)、鋸齒長度和鋸齒嵌入角度，如表1所示。所有的鋸齒形噴嘴均采用軸對(duì)稱設(shè)計(jì)。

圖2 噴口草圖Fig.2 Sketch for nozzle

表1 噴口設(shè)計(jì)幾何參數(shù)Table 1 Nozzle geometric parameter

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 不確定影響分析

為了確保試驗(yàn)結(jié)果的可靠性，首先對(duì)試驗(yàn)的不確定性進(jìn)行分析，實(shí)驗(yàn)室的不確定因素如下：

(1)試驗(yàn)件加工的誤差為±0.02 mm。

(2)實(shí)驗(yàn)室的噴嘴壓力采用PID(比例微分積分控制)智能壓力變送器，氣流的壓力精度控制誤差小于1.5%。

(3)同種工況不同車次之間測(cè)量得到的頻譜曲線的關(guān)鍵頻段的誤差小于1 dB。

(4)遠(yuǎn)場(chǎng)壓力壓力傳感器的位置誤差小于5 cm，相對(duì)于測(cè)量半徑的誤差小于1.6%。

(5)不同的車次的實(shí)驗(yàn)室溫度差小于2 ℃。

圖3 NPR=1.89相同測(cè)點(diǎn)對(duì)比曲線Fig.3 Noise spectrum curves at same point for NPR=1.89

圖3所示是噴嘴壓力比(nozzle pressure ratio, NPR)為1.89基礎(chǔ)噴口3次試驗(yàn)車次的對(duì)比曲線，由圖可以看出，3條曲線非常一致，證明了試驗(yàn)的可重復(fù)性和可靠性。

3.2 鋸齒個(gè)數(shù)對(duì)噪聲抑制效果的影響

圖4所示是鋸齒個(gè)數(shù)對(duì)噪聲頻譜的影響對(duì)比曲線。當(dāng)NPR=1.52時(shí)，鋸齒噴嘴并未改變?cè)肼曨l譜形狀；400 Hz以下的低頻噪聲，3種噴嘴的噪聲控制效果基本一致；400 Hz以上的噪聲，鋸齒個(gè)數(shù)的增加，降噪量增加。NPR=1.69時(shí)，10鋸齒噴嘴可以降低整頻段的噪聲；6鋸齒噴嘴和8鋸齒噴嘴增加了9 000 Hz以上的高頻噪聲。NPR=1.89時(shí)，鋸齒噴嘴降低4 000 Hz以下的中低頻噪聲，4 000 Hz以上的噪聲增大；6 kHz到15 kHz頻段在譜線上出現(xiàn)了較高幅值的駝峰，8鋸齒駝峰幅值量較其他兩種鋸齒較低。駝峰噪聲的產(chǎn)生，可能是鋸齒結(jié)構(gòu)誘導(dǎo)產(chǎn)生了激波，導(dǎo)致噪聲駝峰的出現(xiàn)。

圖4 鋸齒個(gè)數(shù)對(duì)噪聲頻譜的影響Fig.4 Effect of chevron count on the far field noise spectrum

圖5所示是鋸齒個(gè)數(shù)改變對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)指向性影響的對(duì)比曲線,噴流噪聲指向下游，Chu與Kaplan[5]研究高亞聲速噴流時(shí)，指出噴流噪聲主要位于噴流下游核心區(qū)后面。NPR為1.52和1.69時(shí)，鋸齒個(gè)數(shù)的增加有利于降低噪聲；上游的噪聲水平抑制效果優(yōu)于下游，NPR=1.52最大降噪3.12 dB，NPR=1.69最大降噪量2.62 dB。NPR=1.69時(shí)，6鋸齒和8鋸齒增加了100°到130°的噪聲強(qiáng)度。NPR=1.89時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)增大，最大聲壓級(jí)指向下游110°；8鋸齒噴嘴的總聲壓級(jí)增加量最小。

3.3 鋸齒長度對(duì)噪聲抑制效果的影響

Calkin等[9]在進(jìn)行鋸齒噴口的試驗(yàn)研究時(shí)，發(fā)現(xiàn)8鋸齒結(jié)構(gòu)降噪效果最好。本試驗(yàn)中8鋸齒結(jié)構(gòu)噴嘴，在NPR=1.89時(shí)對(duì)高頻噪聲的影響最小。故，選擇8鋸齒噴嘴，改變鋸齒的長度，觀測(cè)對(duì)噪聲的影響。鋸齒的長度分別是15、25、35 mm 3種，鋸齒的嵌入角度均為0°。

圖6所示為鋸齒長度對(duì)噪聲頻譜的影響，NPR=1.52時(shí)，增加鋸齒的長度并未改善噪聲抑制效果，15 mm鋸齒與25 mm鋸齒的噪聲抑制效果相當(dāng)；35 mm鋸齒降噪效果減弱，并增加高頻噪聲水平。NPR=1.69時(shí)，25 mm鋸齒和35 mm鋸齒誘導(dǎo)產(chǎn)生了激波噪聲，在6 kHz到18 kHz形成較高幅值的駝峰，高頻噪聲也有所增大。NPR=1.89時(shí)，鋸齒長度的增加，削弱了4 kHz以下的噪聲抑制效果，增大了6～15 kHz的駝峰的幅值。通過試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)鋸齒長度的增大，不利于噴流的噪聲控制，最優(yōu)的鋸齒長度還需要進(jìn)一步的研究。

圖5 鋸齒個(gè)數(shù)對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)指向性的影響Fig.5 Effect of chevron count on the far field noise directivity

圖6 鋸齒長度對(duì)噪聲頻譜曲線的影響Fig.6 Effect of chevron length on far field noise spectrum

圖7所示是遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)指向性曲線，鋸齒長度的增加，總聲壓級(jí)增高；NPR=1.52時(shí)，鋸齒噴嘴降低了噴流上游的噪聲，下游總聲壓級(jí)增高。NPR為1.69和1.89時(shí)，最大聲壓指向下游110°；上游噪聲的增加量高于下游。

圖7 鋸齒長度對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)指向性的影響Fig.7 Effect of chevron length on far field noise directivity

3.4 鋸齒嵌入角度對(duì)噪聲抑制效果的影響

鋸齒的嵌入角度的研究依然采用8鋸齒噴嘴結(jié)構(gòu)，鋸齒的長度均采用15 mm。鋸齒嵌入角度包括0°、5°、10°三種。

圖8所示是鋸齒嵌入角度對(duì)噪聲頻譜的影響對(duì)比曲線。鋸齒嵌入角度的增大，有效地抑制了中低頻噪聲的水平，增大了高頻噪聲水平。NPR=1.52時(shí)，有效地降低了9 kHz以下的噪聲水平，10°嵌入角降噪量約3.5 dB；同時(shí)，顯著增大了9 kHz以上高頻噪聲的幅值。NPR=1.69時(shí)，增大了6 kHz以上的噪聲水平，同時(shí)產(chǎn)生了幅值較高的駝峰頻段。NPR=1.89時(shí)，嵌入角度的增大，增加了6 kHz到15 kHz的誘導(dǎo)激波噪聲的幅值；同時(shí)，增大了15 kHz以上的寬頻噪聲水平。

圖9所示是鋸齒角度對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲指向性的影響對(duì)比曲線。鋸齒嵌入角度的增大，改變了遠(yuǎn)場(chǎng)的指向性，最大聲壓級(jí)指向下游110°；上游總聲壓級(jí)增大，下游140°和150°噪聲水平下降。

4 結(jié)論

針對(duì)鋸齒形噴嘴的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)降噪效果的影響開展了試驗(yàn)研究，得到以下結(jié)論：

(1)安裝鋸齒形噴嘴可以有效地降中低頻噪聲的水平。

(2)NPR=1.69和1.89時(shí)，鋸齒噴嘴的誘導(dǎo)產(chǎn)生了激波噪聲，在頻譜曲線上產(chǎn)生了較高幅值的駝峰。

(3)增加鋸齒的個(gè)數(shù)有利于降低噪聲水平，鋸齒個(gè)數(shù)為8時(shí)，誘導(dǎo)的激波噪聲最小。

(4)增加鋸齒的長度，削弱了噪聲抑制效果。

圖8 鋸齒嵌入角度對(duì)噪聲頻譜的影響Fig.8 Effect of chevron penetration on far field noise spectrum

圖9 鋸齒角度對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲指向性的影響Fig.9 Effect of chevron penetration on far field noise directivity

(5)增加鋸齒的嵌入角度，可以有效增加中低頻噪聲的降噪量，同時(shí)也增大了誘導(dǎo)激波噪聲和高頻噪聲的水平。