短艙進氣道復合材料聲襯聲學特性試驗研究

高翔，徐健，薛東文，燕群，霍施宇

（中國飛機強度研究所 航空噪聲與動強度航空科技重點實驗室，西安 710065）

現代民用渦扇航空發動機具有風扇葉尖馬赫數越來越高和涵道比逐漸變大的趨勢，風扇噪聲已經成為發動機乃至整個飛機最主要的噪聲源。為了滿足適航指標中的舒適性要求，降低風扇噪聲成為研究的熱點問題。從傳播途徑角度考慮，在短艙內鋪設聲襯進行吸聲降噪是當今最普遍且行之有效的方式[1-3]。

短艙聲襯是最常用的控制和降低發動機噪聲的有效組件[4]。使用短艙聲襯，在噪聲傳遞過程中，利用未穿孔空氣柱共振原理，有效衰減噪聲能量，從而實現減振降噪的目的。傳統聲襯結構采用金屬材料的穿孔板、蜂窩芯和無孔板通過膠膜膠結而成。隨著材料科學和加工工藝的發展，復合材料具備輕質化、良好的比強度等優點，適用于短艙聲襯結構[5]。

文中通過采用整體環狀成形工藝和無縫拼接技術，加工了復合材料制成的環形無縫進氣道聲襯。利用風扇旋轉聲模態聲源，對環裝聲襯開展了基于涵道內聲模態識別測試技術的實驗測試，并通過傳遞損失和插入損失等聲學性能測試結果，對復材聲襯降噪效果進行分析。

1 環狀無縫聲襯

聲襯結構采用微穿孔面板內蒙皮、單層蜂窩和剛性背板外蒙皮的三明治夾層結構（如圖1 所示）[6]，內蒙皮微孔排布參數設計、蜂窩芯材的厚度選取與目標噪聲頻率相對應，利用內蒙皮微孔、蜂窩空氣內腔及外蒙皮剛性背板組成無數并聯的消聲共振腔結構。噪聲傳播過程中，與內蒙皮微孔空氣柱產生共振效應，完成聲能的部分轉化，從而實現噪聲衰減。

圖1 聲襯結構三明治夾層結構Fig.1 Sandwich structure of acoustic liner

傳統聲襯的結構如圖2 所示。在加工過程中，完成孔板和背板加工后，在背板和穿孔板內側刷上薄薄的膠膜，將蜂窩芯材放入其中，進行高溫固化。固化完成后，清理穿孔板面的堵孔。這種工藝中，由于膠膜在高溫固化過程中具有流動性，會導致膠膜厚度不均勻，且膠膜會沿蜂窩晶格爬升，導致聲襯的厚度誤差較大。同時穿孔板面容易被堵孔，造成穿孔率誤差較大，降低聲襯的降噪效果。

圖2 傳統聲襯結構Fig.2 Schematic diagram of traditional acoustic liner structure

為獲得降噪效果良好的環狀聲襯，選用高分子樹脂基復合材料，相對于金屬結構，具有明顯的減重優勢，符合短艙聲襯的發展趨勢。同時采用復合材料替代傳統材料，能夠實現結構功能的一體化設計和整體環狀成形工藝。采用 “無縫拼接” 工藝，實現了聲襯的整體環狀結構加工制造，保證了穿孔率和蜂窩的完整性，整體環狀結構聲襯如圖3 所示。

圖3 環狀聲襯實物Fig.3 Real picture of annular acoustic liner

文中所設計的聲襯目標頻率為1514 Hz，結構參數見表1。另外加工直徑、長度與聲襯完全相同的剛性壁面管道作為對照組。

表1 聲襯幾何設計參數Tab.1 Geometrical design parameters of acoustic liner

2 試驗裝置及測試方法

2.1 試驗裝置描述

本試驗是在旋轉聲模態發生試驗平臺上進行的[10]，該發生器技術指標見表2。旋轉聲模態發生試驗平臺如圖4 所示，該平臺和測量裝置放置于半消聲室內部。

2.2 聲學特性測試方法

本試驗在半消聲室中進行，常溫常壓，短艙內的空氣不可壓縮，無流條件，并且忽略溫度梯度；軸向和周向平均速度分布以及管道截面形狀在軸向方向保持不變；沒有徑向速度分布；周向和軸向流速不隨時間發生變化；介質的溫度和密度在空間和時間上都是不變的。管內等熵流動且流速均勻，流速為 0v、聲壓、聲壓密度和關聯粒子速度分別為p′、ρ′、v′。同時管內平均溫度和氣體密度保持恒定，可以通過線性化的歐拉方程來建立聲波在管道內傳播的模型[3]，如式（1）所示。

對于聲波在無限長剛性等徑圓柱形管道中傳播，方程（1）可得到如式（2）所示的解析解，即特定頻率下的模態是由模態波的線性疊加得來。

式中：為順逆流傳播的周向和徑向模態波幅值，即所需要進行識別的模態幅值；x為聲壓測點所在截面的軸向位置；m和n分別為周向、徑向模態數；r和φ分別為聲壓測點所在位置的坐標（半徑和角度）；k+mn和k-mn為向管道兩端傳播的軸向波數，與管內氣體周向的馬赫數Mx、聲波角頻率ω、管道半徑R、管道特征值σmn等參數相關，表達式如式（3）所示。

式（2）中表示旋轉聲模態的形狀因子，形狀因子與管道結構、聲學邊界和聲模態的形式密切相關。在剛性壁面等徑圓形管道內，模態形狀因子的表達式如式（4）所示。

式中：Jm為第一類Bessel 函數；σmn為管道模態特征值，求解過程需要用到第一類和第二類Bessel函數。

將線性方程式（2）展開可以得到矩陣方程組，如式（5）所示。

式（5）中：pi為第i個傳聲器測得的聲壓信號在指定頻率下的時域信號傅里葉變換值。求解式（5）需滿足的兩個方面的前提條件：根據矩陣方程組求解方法，選取測點式應保證式（5）所示矩陣方程組為超定線性方程；根據Shannon 采樣定理，若要準確反演一個波形，至少應保證必須滿足測點數大于等于模態波數的2 倍以上，即在進行周向模態（或徑向模態）分解中，為了不產生混淆，周向模態（或徑向模態）測點個數應大于2 倍周向模態階數（或徑向模態階數）。

為進行聲襯的降噪特性測試，進行插入損失的測試。插入損失是分別在安裝聲襯和剛壁管道的條件下測試聲襯下游（即圖4 所示唇口同一截面）的測試模態幅值，剛壁管道條件下的模態幅值與聲襯條件下的模態幅值即為插入損失測試結果。試驗通過旋轉掃描式傳聲器陣列進行插入損失的測試，旋轉掃描式傳聲器陣列如圖4 所示，掃描耙上沿直徑方向均布傳聲器陣列。試驗中，掃描耙間歇旋轉分段掃描獲取同一截面內的聲場信息，掃描耙轉動角度不低于180°，即保證掃描耙上每個半徑位置傳聲器陣列能夠覆蓋整個圓周。試驗過程中，持續實時同步采集旋轉掃描式傳聲器陣列聲壓信號。在試驗前，需要根據掃描耙上的傳聲器安裝孔位確定坐標矩陣中的半徑，根據掃描耙的轉動角度步長確定坐標矩陣中的角度。

圖4 插入損失測試傳聲器陣列Fig.4 Test microphone array of the transmission loss

3 結果與分析

對于管道內模態分解，了解模態截通特性后，確定模態分解的頻率范圍是很重要的。根據Tyler &Sofrin 理論方法[3]，如式（6）所示，管道內模態截通頻率計算結果見表3。

表3 管道截通頻率Tab.3 Cut-off frequency of duct Hz

根據管道截通頻率表，以(10,0)階模態測試工況，分別選取1400、1514、1750 Hz 等三個頻率點處進行試驗結果描述。

插入損失的測試方法是在相同的聲源條件下分別在安裝固壁和聲襯兩種安裝狀態下測試管道內下游同一截面上的模態參數。插入損失的計算方法是在所發生的主模態下，將安裝固壁件測得的模態幅值與安裝聲襯件測得的模態幅值做差，得出聲襯的插入損失。(10,0)模態工況條件下，1400、1514、1750 Hz等三個頻率點處，剛壁管道條件下和聲襯條件下的測試結果如圖5—圖7 所示。

徑向模態為n，周向模態為m，則模態數M表示（m,n）階模態正向傳播，其中：

徑向模態為n，周向模態為m，則模態數M表示（m,-n）階模態正向傳播，其中：

M=10(m-1)+2n+2（n=0,1,2,3,4；m=,1,2,…,12）

由圖5—圖7 可以看出，基于旋轉徑向傳聲器陣列的模態測量方法采用了21 個傳聲器組成的陣列，可以同時測試周向和徑向聲模態的幅值。根據試驗結果可以看出，聲襯在(10,0)模態下，1400、1514、1750 Hz 都有降噪效果。同時根據圖7 中各徑向模態的幅值，可以認為聲襯在1750 Hz 的降噪效果比設計點處更佳。聲襯在1514 Hz 條件下同樣具有降噪效果，符合設計預期。

4 結論

首先基于聲襯的設計要求，采用環狀整體成形工藝和無縫拼接技術研制出了復材環狀無縫聲襯。采用風扇旋轉聲模態發生試驗系統開展了測試試驗，通過實驗對比驗證了聲襯的降噪效果。同時根據管道聲學模態分析方法和測試技術，結合中國飛機強度研究所旋轉聲模態發生試驗平臺，經過兩種測量方法進行對比，主要結論如下。

圖6 模態數(10,0)、1514 Hz 條件下插入損失測試結果Fig.6 TL Test results of f =1514 Hz & (10, 0) : a) test results under solid wall condition; b) test results under solid acoustic condition

圖7 模態數(10,0)、1750 Hz 條件下插入損失測試結果Fig.7 TL Test results of f =1750 Hz & (10, 0): a) test results under solid wall condition;b) test results under solid acoustic condition

1）相比于傳統金屬材料聲襯，文中所述復合材料聲襯的質量明顯減小，拼縫位置的無縫處理工藝能夠顯著提高聲襯的質量，所設計的無縫聲襯在目標工況下降噪效果良好。

2）基于旋轉徑向傳聲器陣列的模態測量方法，可以用少量傳聲器獲得較多測點位置的信息，能夠同時識別分析周向和徑向聲模態，應用該方法能夠有效地減少模態測試所需要的傳聲器總數。