某航空部件的排气噪声预测研究

杨 泳，连 洁，向宏辉，徐开俊

(1.中国民用航空飞行学院 飞行技术学院，四川 广汉 618307；2.成都航利(集团)实业有限公司 发动机一部，四川 彭州 611936；3.中国航发四川燃气涡轮研究院 叶轮机试验研究室，四川 江油 621703)

随着人们环保意识的增强，民众对噪声控制的要求越来越高。在现实生活中，日益加重的排气噪声(也称喷流噪声)不仅成为重要的污染源，而且有可能造成航空部件结构的声疲劳破坏，从而导致重大航空事故，排气噪声污染在机场附近尤为严重。

空气由航空器高速喷流进入静止或速度较慢的气体时，会与其急剧混合，使得射流边界层中形成强烈的湍流脉动，并引起区域内压力的起伏变化，导致掺混噪声的产生。此外，如果空气流动时有激波出现，由于喷流边界的不稳定，也会造成激波的不稳定，从而产生激波噪声。影响噪声特性的主要因素包括喷流尺寸、密度和速度，其中实时速度起着决定性作用。此外由于湍流旋涡在尺度和强度上的连续扩展，也使得排气噪声具有宽频特征[1-3]。1949年至1952年，英国科学家Lighthill等以喷流噪声为研究对象，建立了气动声学基本方程(Lighthill方程[4])，从而在理论上揭示了喷流乃至流体发声的机制。之后，其他一些研究者继续深入研究，发展建立了比Lighthill原始方程更为精细的流动噪声方程，其中包括声源区非均匀平均流场对噪声产生影响的Phillips方程、Lilley方程和Powell的涡声方程以及由Crow和Lauvstad等研究出的匹配渐进展开方法[5]。

目前气动噪声预测方法有三种，即解析法、计算气动声学法(CAA)和经验/半经验法。由于产生气动噪声的机理较为复杂，其特性与流场结构等密切相关，且噪声源往往都是三维粘性并伴随不同尺度涡系结构的复杂非定常流场，因此解析法一般只用于定性分析和趋势预测。此外，因流场与声场的计算尺度和精度不同，如流场压力尺度为Pa，且1阶、2阶精度即可满足工程要求，而声场压力尺度是10-5Pa级，计算精度更是要求达到4阶以上。当计算域较大时，流场和声场要同时获得较为精确的解，所需网格数量将会非常庞大，即使在计算机技术日新月异的今天，硬件资源也是无法完全胜任的。故采用经验/半经验的方法，至少在目前看来是最为行之有效的，如波音与空客公司广泛采用的ANOPP噪声预测程序就正是基于此种方法[6]。

本文以某航空部件试验器排气系统(具有二级引射结构)为研究对象，采用仿真的技术手段，对噪声源和声传播分别进行处理，先通过流场数值仿真得出拟声源，然后采用波动理论求解其传播，从而达到预测噪声强度的目的。

1 声源求解

采用FLUENT商业CFD软件进行流场数值模拟，通过后处理的数据和图表得出所需截面流场参数并将结果作为输入参数。根据声功率与流体速度8次方成正比的关系及排气系统结构，初步判断噪声源集中在阀门及一、二级引射器处。故排气系统噪声源可分为阀门噪声、掺混噪声，在喷流产生激波的条件下还伴有激波噪声。

1.1 阀门噪声

几个与阀门状态有关的参数标准定义可参见文献[6]。根据流场计算得出出口绝对压力值，判断阀门处于何种状态，并选取相应公式进行计算辐射声功率。将阀门的总声功率按1/3倍频程展开，频带中心频率fi的范围为50～31500 Hz[7]。

声压级频谱：

(1)

其中，Wref=10-12W为参考功率，fp为峰值频率。

声功率频谱为：

Wv(fi)=Wref10SWL(fi)/10

(2)

1.2 掺混噪声

实际射流由于温度往往很高，造成流体密度较常温时有很大区别，所以在掺混噪声预测过程中需考虑温度影响因素。此外，掺混噪声一般认为是由喷流内部湍流脉动微团发出的，这些微团在发声的同时还存在着对流运动，故还需考虑对流效应对总声压级的影响。总声压级[8-9]可表示为：

(3)

其中，ρISA及cISA为标准大气密度和声速，ca表示音速，ρa表示音速下的大气密度，Vj、Aj、ρj分别是充分膨胀射流的速度、面积与密度，MC=kVj/ca，Larson[10]给出的值为0.2，R表示射流距声源距离。

指数因子ω的计算式为：

(4)

此外，由于主射流和引射射流的相对运动，将等效地使射流实际速度减小，同时流体间的剪切作用也会减弱，因此需引入相关修正项。

(5)

(6)

其中，V0为压力平衡截面引射射流平均速度。

修正后的掺混噪声总声压级：

OASPL=OALPLS+ΔD+ΔSO

(7)

同时，相对运动造成了Strouhal数的修正：

(8)

其中，θ′=θ(Vj/ca)0.1，D=4Aj/π，f表示基带中心频率，M0=V0/ca表示飞行马赫数，β表示发动机飞行攻角，Tj表示充分膨胀射流的温度，Ta表示音速下的大气温度。

按1/3倍频程展开，频带中心频率fi的范围为50～31500 Hz，不同频率和指向角下的声压级SPL(f,θ)由以下函数求得：

SPL-OASPL=F(lgS)

(9)

其中，函数F由实验结果确定，具体函数对应值可查阅相关数据表[10]。

1.3 激波噪声

激波噪声预测首先视流场计算结果而定，即声源处是否有激波存在。计算基于Stone模型[11-12]，它是在Harper-Borne & Fisher的激波/湍流干涉噪声理论模型[13]的基础上建立起来的，是目前最为常用的噪声预测模型之一。在考虑了相对速度、大气条件等因素后的激波噪声总声压级为：

(10)

其中，θM=arcsin(1/Mj)，Mj、Aj分别是充分膨胀射流的马赫数、面积，指向性函数F为：

(11)

2 外声场计算

由于引射器的进口是开放的，这是噪声外传的主要地方，较透过管壁向外辐射的噪声大很多。故计算中实际隐含了一个假设条件，即噪声都是通过开口处向外传播的。排气系统管道内噪声传播途径如图1所示。

图1 排气系统管道内噪声传播途径

一级引射器进口向外辐射的声功率主要有：阀门噪声沿管道进入一级引射管后，部分声功率WVηV(ηV为阀门噪声辐射系数，计算中取0.1[14])从此处外传；一级引射射流部分(0～90°指向角范围内)噪声声功率W1前传向上游传播并泄露。二级引射器进口向外辐射的声功率主要为：阀门噪声经一级引射入口外泄后，剩余声能继续向后传播并部分从二级引射器入口传出，外传量为WV(1-ηV)ηV；一级引射噪声在90～180°指向角范围内并从二级引射器入口处向外泄露声功率W1后传ηE(ηE为引射噪声辐射系数也取0.1)；二级引射噪声在0～90°指向角范围向上游传播声功率W2前传。

总排气口向外辐射的声功率包括：阀门噪声经一、二级引射入口泄漏后的剩余声功率WV(1-ηV)2；一级引射后传噪声经二级引射器入口泄漏后的剩余声功率W1后传(1-ηE)；二级引射噪声在90～180°指向角范围内向下游传播声功率W2后传。为了进行不同声源的噪声叠加，需将前面计算得到的声压级结果转化为声功率。

(12)

图2 声场计算示意图

此步骤在程序中是采用梯形公式计算得到的，且指相角以5°为步长。采用点声源假设，并根据球面波传播特性计算A、B补气口处声压级，声场计算示意图如图2所示。

计算公式如下：

(13)

其中，LA、LB分别表示一级引射器入口和二级引射器入口到A(或B)补气口的距离。

总声功率由各个频带下声功率之和给出：

(14)

从补气口向外辐射的声功率：

(15)

其中，SA/B为补气口A或B的面积。

试验室外环境噪声主要来源于两处补气口和总排气口，其总声压级为：

(16)

其中，Δair为大气吸收效应项，具体值需查阅相关数据表[14]。

3 计算结果及分析

该民用压气机、燃烧室试验器模拟真实发动机的工作情况, 工作时气流流量可达到120 kg/s，排气系统结构图如图2所示。该排气系统采用两级引射设计，经过试验器的气流首先被收集到集气蜗壳中，随后通过主排气管道上的调节阀门由主喷管排入到一级引射器内，经过和引射流的掺混后，排气气流的总温、总压降低，之后进入引射器内进一步掺混，最终排出到厂房外。由于从试验器直接排出的气流速度大，总温、总压高，因此直接将气流从出口处排入室外大气中是不可取的，而经过了两级引射器的作用后，排气气流总温和总压大大降低。为了适应这种排气系统，防止厂房内因引射吸气而导致负压过高，在试验台厂房顶部增设了两个补气口。考虑到厂房内部噪声会经过这些开口向室外自由空间辐射，因此在二级引射器出口和两个补气口处均增设了消声降噪设施。

根据上述试验器排气系统噪声的模型，在Windows .net平台下采用C++语言进行编程实现，并对各种工况下各位置噪声的总声压级及频谱图进行了计算。选取试验器的最大工况(进口流量120 kg/s，压力3 MPa，温度850 K)的各位置噪声的总声压级如表1所示，噪声频谱图如图3所示。

表1 各位置噪声总声压级

(a)补气口A

(b)补气口B

(c)总排气口C

计算结果表明：(1)由于排气系统气流速度很大导致噪声过高，如补气口噪声声压级大于140 dB，总排气口附近噪声更是高达160 dB以上。(2)补气口与总排气口的噪声峰值频率均为400 Hz左右。

因此，可增大主排气管道通径以减小排气速度或在保证引射流量的前提下，改二级引射为一级引射以减少噪声源，同时考虑主喷管出口和引射器入口相对位置的影响，并对引射器入口采取一定的型面设计，减少噪声泄露量，以达到降噪目的。此外，可在引射器内壁面铺设一定尺寸结构的声衬，以达到对400 Hz附近频率段噪声有效吸收的目的[15]。

4 结论

论文以某试验器排气系统为研究对象，采用计算机仿真的技术手段，对噪声源和声传播分别进行处理计算。结果表明排气系统气流速度很大导致噪声过高，如补气口噪声声压级大于140 dB，总排气口附近噪声更是高达160 dB以上。补气口与总排气口的噪声峰值频率均为400 Hz左右，这些计算结果将对于该试验件减噪提供结构优化设计方案和技术支持。