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        噴管間距及偏角對超聲速噴流噪聲特性影響研究

        2022-03-29 06:08:30張津澤王國輝徐珊姝
        強度與環(huán)境 2022年1期
        關鍵詞:噴流聲壓級偏角

        張津澤 王國輝 徐珊姝

        (1 北京宇航系統工程研究所,北京,100076;2 中國運載火箭技術研究院,北京,100076)

        0 引言

        噴流噪聲作為運載火箭起飛過程中的主要噪聲源,發(fā)動機噴流高速沖擊到發(fā)射臺面和導流槽底部,以及超聲速噴流噪聲本身,都會產生嚴重的噪聲污染,量級高達150dB以上,不僅對發(fā)射場附近人員產生損害,導致聽力下降、心跳加快、血壓上升等,還會對飛行器的載荷、結構以及地面設施造成巨大的危害。因此,需要深入研究超聲速噴流噪聲的分布特性和影響因素,為發(fā)射場、箭上設備及人員的降噪防護設計提供理論依據[1]。由于理論研究和數值仿真方面的限制,學者們長期以來采取實驗的方法對噴流噪聲開展研究。Mollo-Christensen[2]等研究了噴流馬赫數、出口雷諾數對噴流噪聲指向性及聲譜特性的影響,研究發(fā)現,低頻噪聲主要發(fā)生在靠近軸線附近,而高頻噪聲則發(fā)生在較大的角度方位。Christopher[3]通過消聲室內的試驗測量分析噴流噪聲的發(fā)聲機制。試驗結果表明,超音速噴流噪聲的發(fā)聲機制主要有兩方面,一是噴管出口湍流漩渦尺度較小的激波噪聲,一是噴流下游較大的湍流漩渦產生的混合噪聲。Seiner等人[4-7]對前人關于噴流的研究進行總結,全面開展超音速噴流噪聲的相關理論和試驗研究。其主要研究噴管型面、燃氣溫度、壓比等因素對超音速噴流噪聲的影響。國內學者也展開了大量的實驗研究。莊家煜等[8]研究了不同形狀的噴嘴對噴流噪聲的影響。韓磊等[9]設計超聲速冷流試驗,研究壓強、噴管尺寸對噪聲特性的影響。劉占卿等[10]在小型火箭發(fā)動機的點火試驗中,利用聲傳感器測量了火箭發(fā)動機噴流噪聲的頻譜特性,并研究了不同導流槽出口型面的降噪性能。徐強等[11]通過對單室雙推力試驗發(fā)動機近場射流噪聲的測量與分析,得到噪聲峰值頻率的變化范圍。聯合時頻分析結果表明,同一測量位置處射流噪聲的峰值頻率與燃燒室壓力的變化無關,而噪聲幅值則依賴于燃燒室壓力。

        綜上所述,國內外學者針對噴流噪聲開展了相關的實驗研究工作,但大都針對單噴管狀態(tài),針對多噴管狀態(tài)噴管間距、噴管偏角對超聲噴流噪聲的影響研究尚未見公開報道。而運載火箭一般采用多臺發(fā)動機并聯的工作模式,發(fā)動機間距的變化會影響發(fā)動機噴流的混合作用,從而影響噴流流場性質,進而影響到噴流噪聲的特性。此外,發(fā)動機都有一定的安裝角,其噴流軸向并非與箭體軸向平行,在進行發(fā)動機推力矢量控制時,噴流又會發(fā)生一定的偏轉。因此,本文通過超聲速噴流噪聲實驗,研究多噴管狀態(tài)下噴管間距、噴管偏角對噪聲特性的影響,為真實狀態(tài)下多噴管噴流噪聲特性研究奠定了基礎,具有十分重要的意義。

        1 噪聲實驗系統

        1.1 噪聲實驗臺

        噪聲實驗系統分為噪聲實驗臺和噪聲測量系統兩部分構成。其中,噪聲實驗臺的氣源采用4MPa壓縮空氣,通過減壓閥調整氣流到預定工作壓力,采用氣動球閥控制管路的通氣開關。當實驗開始時,氣動球閥打開,高壓氣流通過通氣管路進入整流裝置,使得噴管前工作壓力達到穩(wěn)定值、噴管喉部壅塞,再通過噴管擴張段使得噴管出口馬赫數達到規(guī)定工作馬赫數(Ma=3)。在整流裝置上布置兩個測壓點a、b,以檢測氣流是否在預定的工作壓力。實驗臺的實物圖和原理圖如圖1所示。另外,針對噪聲實驗系統的測試環(huán)境(戶外),為盡可能降低周圍環(huán)境對噪聲測量結果的影響(樹木、墻壁的聲反射作用),在測試現場搭設吸聲材料(玻璃棉),降低周圍物體的聲反射作用。

        圖1 實驗臺結構示意圖及實物 Fig.1 Schematic diagram and real photo of the experimental bench of the supersonic jet

        1.2 噪聲測量系統

        1.2.1 噪聲測量設備

        超聲速噴流噪聲具有頻帶寬,峰值頻率高等特點,因此,噪聲測試系統必須具有較寬的通頻帶和較大的動態(tài)范圍。測量系統采用的聲傳感器,測試頻率范圍10Hz~100kHz,完全符合實驗的測試要求,運用后處理軟件對數據進行采集和分析,獲得噪聲場的頻域信息和聲壓級。

        1.2.2 測點布置方案

        根據實際環(huán)境,布置聲傳感器時,采用國標GB/T3767-1996中推薦的半球形布置方案按照一定角度和高度進行排列,并且使聲傳感器陣列的指向性對準被測試的噴管出口,以噴管出口為原點,變換距離、高度、角度,通過計算進行布置。 以噴管出口為坐標原點,噴流軸向為X軸正方向,噴流徑向為Y軸正方向,共布置9個測點,測點距地面高度均與實驗臺高度相同,為1.2m,測點布置位置見圖2,其中,1~7號測點位于一個半圓形平面內,與噴流軸向夾角分別為30°、45°、60°、90°、120°、135°、150°,到噴管出口距離為1m,8、9兩個測點與噴流軸向夾角為60°,到噴管出口距離分別為0.5m、2.0m,所有聲傳感器敏感面對準噴管出口方向。

        圖2 測點位置示意圖 Fig.2 Schematic diagram of the measuring points of the acoustic sensors layout

        2 實驗工況及噪聲特性分析

        2.1 實驗工況

        共設計6組實驗,工作壓強均為1.3MPa,具體實驗工況及噴管尺寸如表1所示,其中噴管均采用雙噴管,噴管喉徑為5mm,出口直徑為10.3mm,噴管間距分別為25mm、30mm、35mm;噴管偏角分別為-5°、5°、10°(噴管偏角以朝噴流徑向向外為正),噴管構型圖和實物見圖3。

        圖3 噴管構型圖及實物 Fig.3 Structural schematic and real photo of the nozzle

        表1 實驗工況表 Table 1 Working parameter of different test

        其中,實驗1、2、3對比分析噴管間距對噪聲特性的影響;實驗4、5、6對比分析噴管偏角對噪聲特性的影響。

        2.2 噪聲特性分析

        2.2.1 噪聲輻射特性

        圖4為實驗1中兩個測壓點a、b的壓強變化曲線,由圖4中可見,氣流壓強逐漸上升至1.3MPa后穩(wěn)定工作,持續(xù)時間大約為10s。在進行噪聲特性分析時,選取穩(wěn)定工作段內的聲壓時域信號進行處理和分析。

        圖4 實驗1壓強-時間曲線 Fig.4 Pressure-time curve in the experiment No.1

        圖5為實驗1工況下1~7號測點的噪聲頻譜,從中可以看出,噪聲頻譜中含有高強度的離散純音成分,即為嘯音,其特點是頻帶窄、強度高。隨著測點與噴流軸向夾角由30°逐漸增大到150°,噪聲峰值頻率不變,穩(wěn)定在10300Hz左右。

        圖5 不同角度測點噪聲頻譜 Fig.5 Noise spectrum for sensors under different angles

        圖6為實驗1工況下1~7號測點的聲壓級峰值,可以看出噴流噪聲聲壓級峰值隨噴流軸向夾角的變化。在測點與噴流軸向夾角由30°逐漸增大到150°時聲壓級峰值逐漸減小。當夾角為30°時,噴流噪聲聲壓級峰值為132.4dB,當夾角增大到120°時,聲壓級峰值減小到113.0dB,比30°時減小了近20dB。當測點與噴流軸向夾角大于120°時,由于超聲速噴流噪聲中的嘯音和寬頻激波噪聲主要向噴流上游傳播,在135°時聲壓級峰值回升至114.1dB,在150°時又下降到110.0dB。

        圖6 不同角度下的聲壓級峰值 Fig.6 Peak value of the sound pressure level under different angles

        圖7為實驗1工況下3、8、9號測點的噪聲頻譜,三個測點均與噴流軸向夾角為60°,到噴管出口距離分別為1m、2m、0.5m。從圖中可以看出,噪聲隨測點距離的增加衰減較為明顯,聲壓級峰值從129.2dB下降到了116.7dB,峰值頻率變化不大。

        圖7 不同距離測點噪聲頻譜 Fig.7 Noise spectrum for sensors under different distance

        2.2.2 噴管間距的影響

        實驗1、2、3對應噴管間距分別為25mm、30mm、35mm。隨著噴管間距的增大,噪聲峰值頻率上升,對應聲壓級峰值下降,噪聲量級也下降。以測點3為例,不同噴管間距狀態(tài)下噪聲頻譜見圖8所示,噴管間距為25mm、30mm、35mm時,峰值頻率分別為10256Hz、10352Hz、11136Hz,對應聲壓級峰值為121.0dB、119.4dB、96.6dB??紤]噴流間的混合和遮蔽效應,當噴管間距為25mm時,兩個噴管的噴流發(fā)生摻混,此時噴流噪聲為摻混后噴流的噪聲,摻混后噴流的等效出口面積大于單個噴管的出口面積,特征尺寸大,頻率低。

        圖8 噴管間距對噪聲的影響 Fig.8 Effect of nozzle distance on noise

        當噴管間距上升到30mm時,噴流間摻混效應逐漸變弱,對應聲壓級峰值下降,摻混噴流等效出口面積減小,特征尺寸減小,峰值頻率上升。當噴管間距上升到35mm時,幾乎沒有發(fā)生噴流摻混,噴流噪聲可看作兩個單噴管噴流噪聲的疊加,聲壓級峰值小于摻混狀態(tài),對應的噪聲峰值頻率接近于單噴管狀態(tài)的峰值頻率,特征尺寸小,頻率高。

        2.2.3 噴管偏角的影響

        試驗4、5、6對應噴管偏角為-5°、5°、10°,噴管間距均為30mm。隨著噴管偏角的增大,峰值頻率上升。

        以測點3為例,噴管偏角為-5°、5°、10°時,對應峰值頻率分別為10304Hz、10816Hz、10896Hz??紤]噴流的混合和遮蔽效應,由于噴管偏角增大,噴流間的摻混作用逐漸減弱,對應的等效噴管直徑變小,峰值頻率上升。對應的聲壓級峰值沒有明顯規(guī)律,由于帶偏角的噴管采用的是分段裝配結構,很難保證安裝狀態(tài)的一致性,所以對嘯音的幅值(聲壓級峰值)產生了一定的影響。

        測點1~4在不同噴管偏角狀態(tài)下的噪聲頻譜見圖9。

        圖9 噴管偏角對噪聲的影響 Fig.9 Effect of nozzle angle on noise

        3 結論

        通過超聲速多噴管噴流噪聲實驗,研究了噴管間距、噴管偏角對噪聲特性的影響,得到以下結論:

        1)超聲速噴流噪聲具有很強的指向性,隨著測點與噴流軸向夾角由30°上升到150°,噪聲聲壓級峰值逐漸下降,峰值頻率基本不變。在測點距離由0.5m增大到2m時,噪聲聲壓級峰值下降,峰值頻率基本不變;

        2)隨著噴管間距的增大,噪聲峰值頻率上升,聲壓級峰值下降;

        3)隨著噴管偏角的增大,噪聲峰值頻率上升。

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