某型螺旋槳飛機氣動噪聲降噪研究

艾延廷，王 澤，王 志， 佟 剛，項 松

(1．沈陽航空航天大學 遼寧省航空推進系統先進測試技術重點實驗室，沈陽 110136；2. 遼寧省通用航空重點實驗室，沈陽 110136)

螺旋槳是把航空發動機轉動功率轉化為推進力的裝置，也是螺旋槳飛機最主要的噪聲源。噪聲輻射誘發的機身結構振動與聲疲勞，對飛行安全造成嚴重影響[1]；螺旋槳噪聲會影響機場所在地區附近的環境，且對人員健康有嚴重影響；同時，飛機機身處于螺旋槳直接輻射的聲場中，所誘發的氣流脈動以結構噪聲的形式傳入機艙，影響乘客旅行的舒適性。螺旋槳噪聲的研究屬于氣動聲學范疇，噪聲是由于螺旋槳高速旋轉產生的非定常流場脈動引起的。目前的降噪方法有降低聲源強度和基于破壞性的聲波干涉。其中，通過改善螺旋槳設計可以有效地降低螺旋槳氣動噪聲，達到飛行安全標準，減少噪聲污染。這需要對噪聲發聲機理、螺旋槳模型設計和氣動噪聲數值計算展開研究，通過采集相關物理量，定性分析螺旋槳氣動噪聲，不斷改進螺旋槳模型的幾何參數，達到降噪目的。

近年來，國內外很多學者在低噪聲螺旋槳設計方面展開了大量研究。Chusseau M[2]和Ohad Gur[3-4]針對輕型飛機主要設計參數對螺旋槳氣動噪聲的影響進行了分析，但未對螺旋槳氣動噪聲進行數值計算、對比驗證。Antonio Pagano[5]、Marinus B G[6]和Campos[7]等對螺旋槳氣動噪聲進行了多目標優化設計，但未對影響氣動噪聲的物理量展開定性研究。潘杰元和錢惠德[8]提出了一種螺旋槳氣動設計的數值優化方法，對2個已有的螺旋槳重新進行了優化設計計算，取得了較好的預測結果，但未進行葉片降噪優化的應用和降噪后葉片的性能分析。

本文的數值模擬過程采用流場-聲場相結合的計算方法，利用計算流體力學(Computational Fluid Dynamics，CFD)求得螺旋槳流場信息，導入到Virtual.Lab軟件中進行氣動噪聲聲場求解，實現噪聲特性分析。流場計算過程中，使用ICEM軟件進行網格劃分，運用滑移網格方法進行連接，發展了基于 FW-H的氣動噪聲模型[9]，采用大渦模擬(LES)方法對螺旋槳氣動噪聲非定常脈動流場進行計算。聲場計算使用Virtual. Lab軟件中直接邊界元(BEM)的方法將氣動噪聲等效為扇聲源，來計算螺旋槳氣動噪聲，獲得了螺旋槳在三種不同轉速下的氣動噪聲聲壓級分布規律。為了得到飛機氣動噪聲頻域和聲壓整體強度圖，本文完成了螺旋槳在三種不同轉速下的地面遠場噪聲試驗，并使用LMS Test.Lab軟件對不同轉速下測得的數據進行了分析和對比。本文對氣動噪聲降噪理論進行了分析，認為通過修改沿展向槳葉形狀可以有效降低載荷噪聲，從而完成對螺旋槳氣動噪聲的降噪優化。

1 氣動噪聲數值模擬

1.1 幾何建模與網格劃分

根據Angelo[10]和項松等[11]提出的給定工況下高效率螺旋槳設計方案，得到了螺旋槳幾何參數，如表1所示。其中，D為槳葉直徑，b為槳葉寬度，hd為槳轂高度，hr為槳轂半徑。

表1 螺旋槳幾何參數

依據弦長與徑向的分布規律，采用Catia軟件生成葉片葉型，建立螺旋槳三維模型。此方法的優勢在于避免了由坐標變換得到葉片截面而產生的眾多點與曲線，減少了工作量，提高了容錯率，模型如圖1所示。在ICEM軟件中劃分網格，網格分為內場旋轉域和外場靜止域兩部分：內場旋轉區域采用結構化四面體網格并進行局部加密，外場靜止區域采用結構化六面體網格，內外域間使用滑移網格進行連接，網格總數約387萬，如圖2所示。

圖1 螺旋槳模型

圖2 整體網格劃分

1.2 參數設定與槳葉壓力脈動求解

針對螺旋槳的湍流流場特性，采用LES和離散格式的PRESTO求解器進行非定常計算。采用LES時，使用數值方法求解大尺度湍流，并對小尺度湍流脈動建立模型；相比于直接數值方法，LES對空間分辨率的要求較低；相比于雷諾平均模擬方法，LES方法能夠獲得更多的湍流信息。選擇1 000 r/min、1 500 r/min和2 000 r/min共三種轉速進行槳葉壓力脈動計算。根據前期工作，得知葉片流場計算在20個擾動周期下趨于收斂，迭代步數為1 500步，各轉速下的時間步長(Ts)根據經驗公式Ts=20T/1 500進行設置。Fluent計算結果中出口流量監控曲線和面積加權平均曲線趨于平穩，殘差收斂于10-4，因此認為非定常計算達到穩態。

1.3 螺旋槳氣動噪聲分析

將Fluent計算模型導入Virtual. Lab，計算葉片上的載荷，將氣動噪聲等效為扇聲源。建立半徑15R(24 m)與地面遠場噪聲試驗半徑相同的邊界元球面，場點中心放置扇聲源，以此對螺旋槳進行氣動聲學響應分析。結果表明：螺旋槳在球形聲場的等聲壓線沿軸向兩側呈條狀分布，螺旋槳前后位置的球形表面聲壓較高，螺旋槳所在旋轉平面的球面表面聲壓較低。三種不同轉速下，螺旋槳球形場點輻射聲壓最大值分別為62.2 dB、70.1 dB、80.1 dB，均分布在球形場點軸向的前后兩端。數值模擬聲壓級相比于試驗值平均小6 dB，這是因為數值模擬未考慮地面反射對氣動噪聲的影響。這與尹堅平等[12]的研究結論中地面反射對聲源影響的修正量相吻合。因此對計算值進行修正并與試驗值相對比，結果繪制如圖3所示。

(a) 1 000 r/min

(b) 1 500 r/min

(c) 2 000 r/min

圖3 各轉速下噪聲聲壓級分布

2 地面遠場噪聲試驗

對螺旋槳進行整機地面靜態噪聲測試，以獲得氣動噪聲數據。試驗根據SAE ARP 1846A標準進行，選擇空曠露天場地，確保飛機的半徑500 m范圍內無建筑物或任何其他障礙物，保證噪聲測試不會受到其他因素影響，場地布置如圖4所示。

圖4 試驗場地

噪聲測點布置如圖5所示，在半徑為15D的圓周上，將螺旋槳中軸線正前方設為1號測點，每隔 10°布置一個測點，共19 個測點。

圖5 噪聲接收點位置示意圖

由槳葉頻率公式f=Bn/60計算各轉速下的槳葉通過頻率(BPF)，分別為33.3 Hz、50 Hz和66.7 Hz，與對應轉速下頻譜圖的基頻信號頻率相近，進而驗證了地面遠場噪聲試驗的準確性，如圖6所示。由各轉速下的頻譜圖可以看出，螺旋槳氣動噪聲是由連續的寬帶噪聲與一系列旋轉噪聲疊加組成的，這些旋轉噪聲呈現出一定的基頻與倍頻信號，且具有周期性。與寬帶噪聲相比而言，旋轉噪聲的聲壓級聚集在低階BPF附近，隨著轉速的增加，尤其在1 500 r/min和2 000 r/min的轉速頻譜圖中，旋轉噪聲頻譜分離度更加明顯，倍頻信號更加突出，與氣動噪聲總聲壓級相近。這說明隨著轉速的增加，旋轉噪聲在螺旋槳氣動噪聲中起主導作用。

(a)1 000 r/min

(b)1 500 r/min

(c)2 000 r/min

圖7為三種不同轉速下各測點的聲壓級測試結果分布。從圖中可明顯地看出，氣動噪聲隨轉速增大而增加。不同轉速下圓形場點分布規律大致相同，這說明轉速的增加并不能引起氣動噪聲輻射方向性的改變。當轉速為1 000 r/min時，噪聲沿圓周方向整體變化并不明顯，但可在10號和19號看出噪聲有明顯的減少，基本可以認定為是機體對噪聲傳播起到阻礙引起的。轉速從1 500 r/min增加到2 000 r/min時，噪聲變化量相對于1 000 r/min到1 500 r/min要小。說明在轉速大于1 000 r/min時，轉速對螺旋槳氣動噪聲的貢獻量隨著轉速的增高和氣動噪聲的增長相對減少，噪聲變化量逐漸減小。

圖7 測點總聲壓級圓周分布圖(A計權)

3 降噪仿真對比

螺旋槳氣動噪聲可分為兩部分，寬帶噪聲和旋轉噪聲。寬帶噪聲是螺旋槳在流場內與空氣互相作用的隨機性結果，旋轉噪聲是螺旋槳周期性切割流場內空氣與之相互作用的結果[13]。

螺旋槳寬帶噪聲一般認為是由槳葉的氣動力隨機分量所造成[14]。研究表明，槳葉葉面上的氣動力隨機脈動分量的來源有著多種可能性[15-17]，流湍流度、從槳葉后緣脫落的隨機渦量及槳面的湍流附面層都是可能的來源。由于湍流的復雜性與多樣性，對寬帶噪聲的定量估算比較困難，尚處于半經驗估算階段。

基于FW-H方程的噪聲計算將旋轉噪聲按照噪聲特點分為三部分：葉片厚度噪聲、載荷噪聲和四極子噪聲[18]，其中厚度噪聲和載荷噪聲呈現出周期性規律。由文獻[19-20]可知，螺旋槳槳葉都存在一定的厚度，當槳葉周期性地掃過它周圍的空氣介質，并導致空氣微團的周期性非定常運動時，就產生了厚度噪聲。當發動機驅動螺旋槳并產生拉力與阻力時，螺旋槳槳葉與空氣介質作用產生的葉面壓力場也隨螺旋槳旋轉，并周期性導致噪聲頻譜變化，因此，螺旋槳載荷噪聲是由槳葉葉面的壓力場引起的，是拉力噪聲與阻力噪聲的組合。螺旋槳四極子噪聲僅在螺旋槳槳尖處于超聲速及跨聲速運行工況時才被考慮。本文研究的螺旋槳飛機處于亞聲速狀態下飛行，因此可以忽略四極子噪聲。綜上所述，螺旋槳的氣動噪聲可以用螺旋槳的厚度噪聲和載荷噪聲來表示[21-22]。

本文著眼于降低聲源強度的方法進行螺旋槳氣動噪聲的降噪。通過改進沿展向槳葉形狀，增加槳葉沿徑向的寬度，減小螺旋槳載荷噪聲，因為從噪聲功率沿徑向的分布來看，葉尖部位最高，通過設計將氣動負載沿展向分布的峰值向內徑方向移動，可實現降低載荷噪聲的目的[1]。經過不斷調整及反復的模擬計算測試，最終確定降噪效果最優的新葉片幾何參數，如表2所示。

表2 新螺旋槳幾何參數

新螺旋槳的槳葉寬度分布如圖8所示，從圖8可以看出，從葉根到葉尖，槳葉寬度先增大后減小，槳葉最大弦長向內徑方向移動。

圖8 新螺旋槳槳葉寬度分布

按照相同的氣動噪聲數值模擬，采用數值方法對轉速在1 000 r/min、1 500 r/min、2 000 r/min下的新葉片氣動噪聲進行計算，得到不同轉速下的球形場點聲壓云圖，如圖9所示。由圖9可知，噪聲最大值均分布在槳盤軸向的前后兩側，槳盤軸向所在平面氣動噪聲呈不同形狀的“8”字型分布，這是典型的載荷噪聲特性。對比橫向同轉速聲壓云圖，螺旋槳旋轉平面低噪聲區域逐漸變小，按軸向分布的噪聲帶同時趨于緩和，這說明載荷噪聲占氣動噪聲比重降低，厚度噪聲有所顯現。對比縱向的同型葉片聲壓圖，轉速的增加致使氣動噪聲增大，卻并不能改變噪聲的輻射方向性，這說明載荷噪聲在氣動噪聲中起主導作用，寬帶噪聲的隨機聲壓量對氣動噪聲特性的影響較小，可以忽略。

(a) 1 000 r/min球形場點聲壓云圖

(b) 1 500 r/min球形場點聲壓云圖

(c) 2 000 r/min球形場點聲壓云圖

對比遠場噪聲試驗和不同葉片氣動噪聲數據，得到表3。由表3可知，改變延展向槳葉形狀后，新葉片相對原葉片，在1 000 r/min轉速下氣動噪聲最大值下降了11.4 dB，在1 500 r/min轉速下氣動噪聲最大值下降了9.2 dB，在2 000 r/min轉速下氣動噪聲最大值下降8.3 dB，降噪效果明顯。

表3 螺旋槳對應各轉速下的聲壓值

4 結 論

本文對某型電動螺旋槳飛機進行了氣動噪聲降噪研究。對不同槳葉進行氣動噪聲數值計算，分析了遠場噪聲聲壓級規律及分布特性，通過與地面遠場噪聲試驗進行對比分析，得出以下結論：

1)在螺旋槳地面遠場噪聲試驗方面，不同轉速下圓形場點分布規律大致相同，表明轉速的增加并不能引起氣動噪聲輻射方向性的改變。在1 500 r/min、2 000 r/min、2 200 r/min的轉速頻譜圖中，旋轉噪聲頻譜分離度更加明顯，倍頻信號更加突出，與氣動噪聲總聲壓級相近，說明隨著轉速的增加，旋轉噪聲在螺旋槳氣動噪聲中起主導作用。

2)本文運用Virtual.Lab將LES和FW-H模型處理后的噪聲數據等效為扇聲源進行仿真計算。槳盤軸向所在平面氣動噪聲呈不同形狀的“8”字型分布，說明載荷噪聲在氣動噪聲中起主導作用。數值模擬聲壓級分布與試驗值基本吻合，驗證了數值計算是正確的。

3)在不同螺旋槳降噪仿真對比中，相比于原葉片，新葉片的氣動噪聲最大值下降了約10 dB，這證明了通過改變沿展向槳葉形狀來降低螺旋槳氣動噪聲方案的可行性。