低速空腔聲襯降噪的試驗研究

阮佳明 郭 昊 劉 媛 劉沛清

(北京航空航天大學陸士嘉實驗室(航空氣動聲學工業和信息化部重點實驗室) , 北京 100191)

0 引言

空腔噪聲是飛機氣動噪聲的主要來源之一。民機起落架、前緣縫翼以及機身其它部件都存在腔體結構所引起的氣動噪聲，軍用飛機投彈倉的空腔結構會因為空腔的自激振蕩產生結構疲勞問題。

早在20世紀50年代，就已經出現了對空腔噪聲的研究。目前研究自激振蕩噪聲應用最為廣泛的是Rossiter公式，它是ROSSITER于1964年提出的用于預測振蕩頻率的半經驗公式。國內對空腔噪聲機理和降噪技術開展了研究。李曉東等人用高階低耗散的格式求解二維URANS方程和k-e湍流模型，分析了亞聲速下的空腔流動機理。楊黨國等應用CFD技術和氣動聲學時域理論(FW-H積分方程)，探討了空腔自激振蕩發聲機理。

聲襯作為一種有效的降噪措施，其原理為微穿孔板吸聲體，即多個亥姆霍茲共鳴器并聯，通過激發背腔共振吸收聲能。早在1947年，BOLT就開展了穿孔板的噪聲控制研究，INGARD建立了穿孔板的基本理論，我國著名聲學專家馬大猷教授則基于等效電路模型最早提出了微穿孔板理論模型，并解釋其吸聲原理為“聲場激發共鳴器然后消耗聲場能量的吸聲體”。錢玉潔則在研究不同結構參數對微穿孔板吸聲體吸聲系數以及吸聲頻帶的影響基礎上，給出了聲襯降噪設計方案。聲襯降噪技術在空腔氣動噪聲領域也有所應用，ROBERTS等人以飛機武器艙為研究背景，在高速下探究淺腔前后壁面加裝聲襯對空腔噪聲的影響。然而，目前聲襯降噪技術主要集中在高速大長深比的空腔中，對于低速深腔的應用較少。

本文針對低速空腔氣動噪聲問題，通過微穿孔板吸聲體原理對聲襯進行多參數混合設計，并將其加裝到空腔中，對比加裝聲襯前后空腔噪聲的頻譜特性，評估聲襯在空腔噪聲問題中的降噪效果，分析加裝聲襯對空腔噪聲的自激振蕩及聲共振產生的影響。

1 實驗設備

1.1 D7氣動聲學風洞

本實驗在北航D7風洞進行，該風洞是北航4 m×3 m低湍流度氣動聲學風洞(BHAW)的1∶15縮比模型風洞，同樣為一座低湍流度低噪聲的低速回流風洞。動力段采用了低噪聲風扇設計、微穿孔板消聲器，洞壁裝有聲襯降噪技術。試驗段為開口，長500 mm，其截面尺寸為200 mm×200 mm，射流核心區湍流度小于0.1%，測試風速范圍為0.1 m/s～50 m/s。試驗段外為一座小型的消聲室，如圖1所示，消聲室的長、寬、高分別為1.4 m、1.6 m和1.884 m。在設計風速 50 m/s下，場外噪聲為72 dBA。

圖1 D7氣動聲學風洞

1.2 熱線測量

使用Dantec公司生產的55P14熱線探頭進行熱線實驗。采樣頻率為25 600 Hz，每次采樣時長為50 s。

1.3 噪聲測量

本次實驗使用了4 G.R.A.S.型40LS 1/4″ CCP壁面傳聲器和1個B&K公司的4190型電容遠場傳聲器，搭配B&K公司的Labshop系統進行噪聲的采集和測量工作。5個通道同時測量。采樣時長均為50 s，采樣頻率為25 600 Hz。

2 聲襯設計

穿孔板吸聲結構是由布有穿孔的板材與板后空腔組成的空腔共振構件。結構示意圖如圖2所示。穿孔板吸聲結構可理解為許多亥姆霍茲共鳴器的并聯。

圖2 聲襯結構示意圖

穿孔板的聲阻與其孔徑的平方成反比。孔徑從毫米級縮小到絲米級的穿孔板被稱為微穿孔板。馬氏理論模型將微穿孔板看作是大量微管的并聯，微穿孔板的聲阻抗公式：

深度為D的板后空腔微穿孔板的聲阻抗公式：

=-·cot()

(2)

微穿孔板吸聲體的聲阻抗率可表示為：

=-

(3)

用對式進行歸一化得到相對聲阻抗率的表達式：

(4)

為相對聲阻率及為相對聲質量：

(5)

(6)

根據聲波垂直入射條件下，微穿孔板吸聲體的垂直入射吸聲系數為：

(7)

當微穿孔板吸聲體的聲阻抗率的實部和虛部分離時，吸聲系數可表示為：

(8)

微穿孔板吸聲體的吸聲系數在共振時達到最大值，為：

(9)

吸聲系數達到最大時的頻率即共振頻率滿足：

2-cot(2)=0

(10)

聲學特性參數包括下限頻率和上限頻率。以及對應頻率的吸聲系數需滿足的最小值限制和，最大吸聲系數需滿足的最小值限制。

圖3為文獻[13]中給出的聲襯參數設計計算原理流程圖。在圖中，不同板材，B取值不同。普通非金屬微穿孔板：B=10，金屬板或熱傳導系數很大的微穿孔板：B=22.3。

圖3 聲襯參數設計計算原理流程圖

如圖4按照空腔噪聲頻譜特性進行聲襯設計，通過MATLAB程序得到非金屬材料所需具體結構參數如表1所示。

圖4 空腔頻譜特性與所設計聲襯吸聲系數

表1 非金屬材料聲襯具體結構參數

3 實驗測試與結果分析

3.1 來流邊界層

對空腔來流邊界層進行測量速度型結果如圖5所示，可以看出所測得的速度型與布拉休斯解吻合得很好，為層流。

圖5 空腔前緣來流邊界層速度型

邊界層RMS如圖6所示，RMS值偏大的原因是邊界層中感受到了空腔自激振蕩的頻率脈動，從邊界層頻譜云(圖7)中也可以看出。

圖6 空腔前緣來流邊界層RMS

圖7 空腔前緣來流邊界層頻譜云圖

3.2 聲襯布置于空腔底部

空腔模型如圖8所示，流向長度為80 mm，深度為50 mm，寬度為60 mm，聲襯布置在空腔底部。

圖8 空腔底部加裝聲襯示意圖

圖9為風速20 m/s～35 m/s時空腔原始構型頻譜圖與加裝聲襯頻譜圖的對比，從圖中可以看出，空腔底部加裝聲襯后，會對聲襯吸聲頻帶內的離散噪聲及寬頻噪聲有一定的抑制作用，但由于空腔噪聲“模態切換”的現象存在，當抑制一個模態的離散噪聲后會導致其他模態噪聲發生時間的增加。

(a) U∞=20 m/s

(b) U∞=25 m/s

(c) U∞=30 m/s

(d) U∞=35 m/s圖9 U∞=20 m/s～35 m/s空腔原始構型與加裝聲襯頻譜對比

3.3 聲襯布置于空腔后緣

空腔模型如圖10所示，流向長度為55 mm,深度為80 mm，寬度為60 mm，聲襯布置在空腔后緣。

圖10 空腔后緣加裝聲襯示意圖

如圖11所示為風速20 m/s～35m/s時空腔原始構型頻譜圖與加裝聲襯頻譜圖的對比，從圖中可以看出，空腔后緣加裝聲襯后同樣會抑制聲襯吸聲頻帶內的峰值，同時激發不在吸聲頻帶內的離散噪聲。在空腔后緣加裝聲襯還會導致額外的聲共振模態，導致部分噪聲的增加。

(a) U∞=20 m/s

(b) U∞=25 m/s

(c) U∞=30 m/s

(d) U∞=35 m/s圖11 U∞=20 m/s～35 m/s空腔原始構型與加裝聲襯頻譜對比

4 結論

聲襯作為一種吸聲材料在空腔噪聲的抑制方面有一定的效果。

1)在空腔中加裝聲襯可以明顯抑制在其吸聲系數較高頻帶內的離散噪聲，但會激發吸聲系數不高的頻帶的離散噪聲，這主要是由于空腔自激振蕩噪聲的模態切換現象引起的。

2)由于聲襯本身為腔體結構，在空腔中加裝聲襯會改變空腔的聲共振模態，聲襯加裝的位置不同，對聲共振模態的改變也不同。