低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲特性研究

王海濤，馮和英，趙鯤，覃晨，各國基，郭鵬

低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲特性研究

王海濤1,2，馮和英1，趙鯤2，覃晨2，各國基1，郭鵬1,2

（1.湖南科技大學 機械設備健康維護湖南省重點實驗室，湖南 湘潭 411201；2.中國空氣動力研究與發展中心 氣動噪聲控制重點實驗室，四川 綿陽 621000）

將空氣幕自噪聲問題簡化為低亞聲速大寬高比矩形射流噪聲問題，并研究其特性。設計低亞聲速大寬高比矩形射流試驗臺，并系統地研究主要噪聲來源以及射流速度、方位角、寬高比等參數對遠場噪聲的影響規律。低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲主要集中在低頻部分（500 Hz以內），除寬高比為14的矩形射流噪聲因聲共振現象導致某些頻率附近存在模態噪聲峰值，從而不符合噪聲頻譜歸一化規律外，其他低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲頻譜都符合如下規律，即射流噪聲總聲壓級大致與射流速度的7.4次方成正比，與矩形噴管寬度的1.6次方成正比。低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲歸一化規律可為深入了解空氣幕自噪聲特性提供理論指導。

低亞聲速；大寬高比；矩形射流；試驗臺；遠場噪聲特性；歸一化規律

起落架噪聲是飛機起降階段的主要噪聲源[1]。空氣幕是一種可有效降低起落架氣動噪聲的新型主動降噪技術。在起落架前方施加一層空氣幕，利用高速氣流的沖擊，使空氣幕偏折，從而將起落架完全遮蔽，避免高速氣流直接撞擊起落架。這種非接觸式的主動降噪技術，從根本上去除了噪聲源，降噪效果明顯，且不需要在起落架自身安裝任何部件，不影響起落架的結構穩定性，具有較強的工程意義[2-3]。空氣幕本質是狹長噴口射流氣簾，其模型可以簡化為大寬高比（寬高比大于10）矩形射流。空氣幕降噪技術的難題之一是其自噪聲過大，為此射流出口速度通常控制在0.2馬赫以下。這樣一來，空氣幕自噪聲問題便成了低亞聲速大寬高比矩形射流噪聲問題[4-6]。

關于射流噪聲，目前研究較多的是圓形噴口射流噪聲。早在1952年，Lighthill就已經研究了圓形噴口射流的流場/聲場特性，他認為射流噪聲源與渦結構有很大聯系。射流的流場中，當噴口固壁面的影響可以忽略不計的時候，射流噪聲源就簡化成了四極子聲源，從而建立射流的總聲壓級與射流出口速度的8次方成正比的規律[7-8]。當噴口的固壁面影響較大的時候，Lighthill理論的8次方規律就失效了。鄭克揚等[9]做了大量的試驗，深入研究了射流噪聲，獲得了射流噪聲的總聲壓級與射流出口速度的規律。研究表明，當射流出口馬赫數大于0.4時，射流噪聲的總聲壓級大致符合8次方規律；馬赫數小于0.4時，其總聲壓級更符合6次方的規律。

矩形射流不同于圓形射流，屬于非對稱射流，在射流近場混合區和過渡區內流場差異較大，剪切層渦結構和湍流強度分布等都有所不同。鮑國華等[10]研究亞聲速矩形射流噪聲時發現，相對于圓形噴口射流噪聲，等面積情況下矩形噴口射流的噪聲更低[11]。馬梓然等[12]在測量不同寬高比矩形射流中心線速度場時發現，當矩形噴口寬高比增加的時候，混合區內射流更容易卷吸周圍流體，而矩形射流向下游方向發展之后，其湍流特征與圓形射流的特征漸漸相似。張勃等[13]使用數值模擬方法研究了寬高比為1～16的矩形射流，并與等面積的圓形射流進行了比較。結果表明，隨著矩形噴口寬高比的增加，射流核心段的寬度和長度均縮短，其速度衰減加快，中高頻噪聲降低。

張俊龍等[14-16]研究了寬高比為1～10的矩形射流遠場噪聲特性及其輻射聲場，研究發現，在較低的頻率下，矩形射流相較圓形射流，其輻射聲能較小，而高頻段矩形射流輻射聲能較高。當矩形噴口的寬高比增大時，矩形射流相較圓形射流的區別越來越顯著。Munro等[17]研究了寬高比為100～3 000的矩形射流噪聲，發現高馬赫數情況下，大寬高比矩形射流的噪聲強度與矩形噴口等效直徑的平方成正比，同時還與速度的8次方成正比。然而，針對低馬赫數下大寬高比矩形射流噪聲特性的研究依然很少。由于低亞聲速情況下，小尺度渦結構引起的噪聲占主導地位，而小尺度渦結構的精確捕捉一直湍流噪聲模擬的難題[18-19]，因此，低亞聲速射流噪聲的精確計算較高速射流噪聲要困難得多，試驗測量成了研究低亞聲速矩形射流噪聲的主要手段[20]。

低亞聲速射流噪聲試驗研究的難點在于，如何有效控制背景噪聲對有效信號的影響。為此，本文利用中國空氣動力研究與發展中心（CARDC）氣動噪聲控制重點實驗室的試驗條件，在其校準級消聲室內，搭建了寬高比為10～30的大寬高比低亞聲速矩形射流模擬試驗臺。該試驗臺充分考慮了遠場條件與射流噪聲的聲源尺度、目標分析頻率、射流出口速度、監測點的極角位置和徑向距離等因素對遠場噪聲測量結果的影響，并系統地研究了射流出口速度、監測點極角、矩形寬高比等參數對噪聲特性的影響，獲得了低亞聲速大寬高比矩形噴管射流遠場噪聲歸一化規律，為進一步了解空氣幕自噪聲問題提供數據支撐。

1 試驗

1.1 裝置和噴管模型

本研究在中國空氣動力研究與發展中心氣動噪聲控制重點實驗室所屬的全消聲室內，自主搭建了低亞聲速矩形噴管射流試驗臺，對其遠場噪聲進行了系統地測量。全消聲室的長為12.4 m，寬為10 m，高為8.6 m，全消聲室底部采用隔振結構，從而避免了外界低頻噪聲對試驗的影響，全消聲室的雙墻隔聲量大于50 dBA。消聲室的截止頻率為100 Hz，其本底噪聲不高于15 dB，滿足ISO-3745標準，為校準級消聲室。

本研究利用GRAS公司的6.35 mm自由場傳聲器46BE進行噪聲測量，其頻率范圍為4～100 000 Hz。傳聲器動態范圍下限為35 dBA，由傳聲器電磁本底噪聲確定，上限為160 dB，與頻率無關，即傳聲器的聲壓動態響應范圍為35 dBA～160 dB，理論能達到的靈敏度為4 mV/Pa。數據采集端包括NI PXIe-1071數據采集板卡和BNC-2144機架式適配器，配套有數據采集工作站，最高支持128通道動態數據采集，系統模數轉換位數24 bit，精確度小于±0.1 dB，動態測量范圍不低于120 dB，抗疊混保護大于110 dB。

低亞聲速射流模擬試驗裝置主要由鼓風機、波紋管、噴管組成，矩形射流噪聲試驗臺基本構成如圖1a所示，矩形射流模擬裝置照片如圖1b所示。本文考慮了6個噴口模型，模型參數見表1。所有噴口的唇口厚度均為3 mm，高度均為15 mm。6個模型的寬高比分別為10、14、18、22、26、30，相應的寬度分別為150、210、270、330、390、450 mm。

圖1 低亞聲速矩形射流模擬裝置

表1 矩形噴管參數

Tab.1 Parameters of rectangular nozzle

不同寬高比的矩形射流試驗，僅需更換矩形噴管，從而確保了上游管路和控制參數的一致性，有利于減少除矩形噴管參數之外的其他因素對噪聲測量結果的影響。本文所研究的6個矩形噴管如圖2所示，其收縮段采用維托辛斯曲線，噴管出口為矩形噴口。

1.2 試驗方案設計

本試驗采用傳聲器陣列，不同寬高比的矩形射流裝置僅更換矩形噴管，且在試驗過程中確保傳聲器與噴管的相對位置保持不變。遠場聲場測量采用5通道傳聲器陣列，陣列架為指向性弧陣列，整體位于射流噴管左端。傳聲器的布置方式如圖3所示，傳聲器陣列平面與噴管軸線平行，以矩形噴管出口中心為原點，在徑向距離=2.25 m的圓周上分別布置5個監測點，編號為1—5號，監測點間隔為15°，極角覆蓋范圍為15°～75°，即1—5號監測點的極角分別為15°、30°、45°、60°、75°。由于本試驗的射流出口速度較低，且遠場傳聲器的距離足夠遠，故傳聲器未做風噪防護處理。對試驗測量結果的影響很小。試驗過程中，所有傳聲器同步采集，采集頻率為204 800 Hz，采樣時間為20 s。

圖2 矩形噴管模型

圖3 矩形射流遠場噪聲監測點布置

1.3 數據處理方法

本文通過Welch方法來求功率譜密度，從而對矩形射流遠場噪聲數據進行頻譜的分析，并把數據分為多塊，每塊數據加窗函數進行傅里葉變換，再將其平均，每個數據塊大小為8 192，其數據重疊率為0.5。其中，窗函數采用Hanning窗，頻域結果中窄帶聲壓級（SPL）頻譜分辨率為25 Hz，基于窄帶聲壓級頻譜計算可以得到待求的總聲壓級。經過多次測量，綜合數據采集精度、采樣時間和數據處理進行評估，窄帶聲壓級頻譜和總聲壓級的不確定度分別為±1.0、±0.3 dB。

2 結果分析與討論

基于以上設計的低亞聲速大寬高比矩形射流噪聲試驗臺，討論了背景噪聲，重點研究了遠場噪聲特性，系統分析了聲壓級隨監測點的極角、射流出口速度、矩形噴管寬度的變化規律，揭示了低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲的歸一化規律。

2.1 背景噪聲控制

低亞聲速射流噪聲測量過程中，如何有效控制背景噪聲的干擾是首要問題，隔聲量不足和傳聲器的電磁本底噪聲過高都會導致低亞聲速射流噪聲測量誤差過大。只有當射流噪聲蓋過背景噪聲時，射流噪聲的結果才可以用作歸一化頻譜規律的分析與研究。因此，本文專門設計了一個低亞聲速矩形射流試驗臺，旨在有效控制背景噪聲，并且該試驗臺充分考慮了遠場條件與射流出口速度、監測點的極角位置和徑向距離等因素對射流噪聲測量結果的影響。

試驗測量過程中，當鼓風機調整到對應轉速時，切斷波紋管，并將傳聲器所測量的噪聲數據作為背景噪聲，接通波紋管所測量的噪聲數據則為射流噪聲。針對研究的6個噴管模型，設置了9種不同的風機轉速工況，并測量了每種工況下各模型對應的射流出口速度1—9，結果見表2。由于相同風機轉速工況下，不同模型對應的射流出口速度各不相同，因此表2中不同模型對應的同一個v（=1, 2,…, 9）值各不相同。

表2 速度參數

Tab.2 Parameters of velocity m/s

寬高比為10、30的2個矩形噴管在監測點5處（極角為75°）傳聲器測量得到的背景噪聲和射流遠場噪聲的聲壓級頻譜如圖4所示，圖中只選取了4種典型轉速工況不同射流出口速度（1、4、7、9）下的射流噪聲及相應的背景噪聲（1、4、7、9）做頻譜分析。從圖4可知，低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲主要集中在低頻部分（500 Hz以內），且隨著頻率的增加，其聲壓級呈下降趨勢。在低頻范圍內，在上述4種典型轉速工況下，2個模型的射流噪聲整體高于背景噪聲。隨著風機轉速的增加，射流噪聲較背景噪聲的差異性越來越明顯。因此，傳聲器接收到的噪聲信號可以準確清晰地區分出射流噪聲和背景噪聲。針對其他幾個模型做相同的分析，寬高比為10～30的矩形噴管射流，當射流出口速度在1以上，頻率在100～10 000 Hz時，本文設計的試驗臺可有效控制背景噪聲的影響。

2.2 矩形射流遠場噪聲特性

Ahujia等[17]系統測量了3種不同直徑的圓形射流，得到圓形射流聲壓級（SPL）SPL頻譜的歸一化公式為：

圖4 背景噪聲和射流噪聲頻譜對比

式中：SPLs為“標準”工況下的射流噪聲聲壓級的測量值；v、、、c、分別為射流出口速度、噴管直徑、徑向距離、對流馬赫數、監測點的極角；帶下標“s”的變量則為“標準”工況下的參考值。任何射流工況下的聲壓級都可以轉換成SPLs。式（1）僅適用于圓形噴管射流噪聲預測，下面將參照式（1）研究矩形射流噪聲的聲壓級頻譜預測公式。

由于本文徑向距離=2.25 m，即式（1）等式右邊第4項為0。依據文獻[15]，當≥2.25 m時，的大小對遠場聲壓級幾乎沒有影響。因此，本文研究的矩形射流噪聲聲壓級頻譜預測公式可以寫成：

式中：為矩形噴口寬度。因此，只需要獲得指數值、、，便可預測射流噪聲的聲壓級。

2.2.1 監測點極角

由于不同噴管的聲壓級頻譜特征大致相同，因此本小節選模型6為代表，研究極角對遠場噪聲的影響，即獲取式（2）右邊第4項的指數值。由文獻[21]可知，對流馬赫數c通常取0.65M，其中M=v/0，v為不同風機轉速下的射流出口速度，0為聲速，約為340 m/s。

9種風機轉速工況下，模型6的射流總聲壓級隨10lg(1?ccos)的變化關系如圖5所示。從圖5可以看出，射流總聲壓級隨變量10lg(1?Mcos)呈線性變化，這與文獻[17]描述圓形噴管射流的規律一致，說明將10lg(1?Mcos)作為變量是合理的。從圖5中還可以看出，9種工況下，所擬合的直線斜率在?26.2～?16.5，平均值約為?20。由于取不同斜率值對修正后的總聲壓級影響不大，因此這里選?20作為擬合值，即可以認為矩形射流總聲壓級大致與變量(1?Mcos)的?20次方成正比。

圖5 模型6總聲壓級隨10lg(1?Mccosθ)的變化規律

Fig.5 OASPL versus 10lg(1?Mcos), model 6

2.2.2 射流出口速度

為了避免極角的附加影響，依據文獻[22]以及圖5的分析，后面的討論僅關注75°極角（5號監測點）的測量數據。極角為75°時，10lg(1?Mcos)?20小到幾乎可以忽略該項，因此下面的討論直接忽略該項。本小結的目標是獲得式（2）右邊第2項10lg(v/s)的指數值，為方便起見，這里s設為100 m/s。

6種噴管模型的射流工況下，5號監測點測得的射流總聲壓級隨10lg(v/100)的變化關系如圖6所示。可以看出，射流總聲壓級隨變量10lg(v/100)呈線性變化，說明將10lg(v/100)作為變量是合理的。從圖6中還可以看出，6種噴管的射流工況下，所擬合的直線斜率在6.4～7.4，其中寬高比最大的噴管5和噴管6射流總聲壓級所擬合的直線斜率是7.4。由于這2個模型對應的寬高比較大，因此這里選7.4作為擬合值，即矩形射流總聲壓級大致與變量v的7.4次方成正比。

9種風機轉速工況下，模型6在75°極角處測得的矩形射流聲壓級和修正后的聲壓級隨頻率的變化關系如圖7所示。從圖7a可以看出，9種工況下，主要噪聲都集中在500 Hz以內，即低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲主要集中在低頻部分。為檢測聲壓級隨速度變化的擬合結果，圖7b展示了修正后的聲壓級頻譜分布，即SPL?74lg(v/100)的頻譜分布。從圖7b中可以看出，9種不同速度下的窄帶聲壓級經過修正后，得到了較好的歸一化結果，說明指數取7.4較為合理。

圖6 總聲壓級隨10 lg(vj /100)的變化規律（θ=75°）

圖7 不同工況下的噪聲頻譜（模型6）

2.2.3 噴管寬度

本小節的目標是獲得式（2）右邊第3項10lg(/s)的指數值，為方便起見，這里s設為1。4種風機轉速工況（3、4、6、7）下，75°極角附近修正后的射流總聲壓級SPL?74lg(v/100)隨10lg的變化關系如圖8所示。可以看出，修正后的射流總聲壓級隨變量10lg呈線性變化，說明聲壓級預測公式（2）是合理的。從圖8中還可以看出，4種工況下，所擬合的直線斜率在1.5～1.6，平均值更接近1.6。因此，這里指數選為1.6。

2.3 低亞聲速矩形射流歸一化規律總結

基于以上分析，低亞聲速矩形射流遠場噪聲聲壓級預測式（2）的各項指數、、分別取值為7.4、1.6、?20，即聲壓級與射流出口速度v的7.4次方、噴口寬度的1.6次方以及極角參數(1?ccos)的?20次方成正比。

圖8 總聲壓級隨10 lgW的變化關系（θ=75°）

Fig.8 OASPL versus 10 lg, (=75°)

為檢驗式（2）對低亞聲速矩形射流遠場噪聲聲壓級的預測效果，圖9a、b對比了實驗測量獲得的聲壓級頻譜圖和采用式（2）預測的歸一化聲壓級頻譜圖，圖中8個速度工況是針對6個模型隨機選取的。從圖9a可以看出，除模型2因聲共振現象[23]在400、800 Hz附近出現尖峰噪聲外，其他不同寬高比矩形噴口在8種工況下的聲壓級頻譜分布規律大致相似，具備歸一化處理的前提。由圖9b可以看出，式（2）所預測的6個矩形噴口在8種隨機工況下的射流聲壓級具有較好的歸一化效果，盡管模型2在400、800 Hz附近的模態噪聲依然存在，但不影響整體預測效果。其中，SPL的表達式為：

圖9 不同工況下的噪聲頻譜

基于以上分析，低亞聲速大寬高比矩形射流噪聲聲壓級預測公式可以寫成：

3 結論

本文通過試驗研究了低亞聲速大寬高比矩形射流噪聲隨監測點的極角、射流速度及寬高比的變化規律，分析了低亞聲速矩形射流與圓形射流的區別，獲得低亞聲速大寬高比的矩形射流遠場噪聲的歸一化規律，并得出以下結論。

1）本文通過對低亞聲速大寬高比矩形射流噪聲試驗數據的結果分析，獲得了一種矩形射流噪聲聲壓級預測公式。該公式適用的工況如下，監測點極角范圍為15°～75°，射流出口速度范圍為40～70 m/s，矩形噴管寬高比為10～30。

2）低亞聲速大寬高比矩形射流噪聲集中在低頻部分（<500 Hz），且隨著頻率的增加，其聲壓級呈現下降趨勢。頻率在100～10 000 Hz范圍內的低亞聲速矩形射流噪聲的聲壓級大致與(1?Mcos)的?20次方成正比，與射流出口速度的7.4次方成正比，與矩形噴管寬度的1.6次方成正比。

3）寬高比為14的矩形射流在400、800 Hz附近不符合上述聲壓級頻譜歸一化規律，因為該模型在這2個頻率附近產生了聲共振現象。

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Far Field Noise Characteristics of High Aspect-ratio Rectangular Jet with Low Subsonic Velocity

WANG Hai-tao1,2, FENG He-ying1, ZHAO Kun2, QIN Chen2, GE Guo-ji1, GUO Peng1,2

(1. Hunan Key Laboratory of Mechanical Equipment Health Maintenance, Hunan University of Science and Technology, Hunan Xiangtan 411201, China; 2. State Key Laboratory of Aerodynamics, Aerodynamics Research and Development Center, Sichuan Mianyang 621000, China)

The air curtain is a new active noise control technology which can effectively reduce the aerodynamic noise of the landing gear. However, the development of the air curtain is limited by its self-noise, which can be simplified as a high aspect-ratio rectangular jet noise problem with low subsonic speed. In this paper, the high aspect-ratio rectangular jet test rig with low subsonic velocity was designed specially, and the main noise sources and the effect of jet velocity, azimuth angle, aspect ratio and other parameters on far field noise were studied systematically. It was found that the far field noise of high aspect-ratio rectangular jet with low subsonic velocity was mainly concentrated on the low frequency part (<500 Hz). Except for the rectangular jet noise with the aspect-ratio of 14, which did not conform to the noise spectrum normalization law, because it had a modal noise peak near some frequencies caused by acoustic resonance phenomenon, other far field noise spectrum of the high aspect-ratio rectangular jet with a low subsonic velocity all conformed to the following law, that the overall sound pressure level of jet noise was roughly proportional to 7.4 power of the jet velocity and 1.6 power of the rectangular nozzle width. The normalization law of far field noise for high aspect-ratio rectangular jet with low subsonic velocity can provide theoretical guidance for further understanding the self-noise characteristics of air curtain.

low subsonic speed; high aspect-ratio; rectangular jet; test rig; far field noise characteristics; normalization law

2022-11-14；

2022-12-27

WANG Hai-tao (1997—), Male, Postgraduate.

趙鯤（1989—），男，博士。

ZHAO Kun (1989—), Male, Doctor.

王海濤, 馮和英, 趙鯤, 等. 低亞聲速大寬高比矩形射流遠場噪聲特性研究[J]. 裝備環境工程, 2023, 20(6): 010-017.

V211.7；O358；O422.2

A

1672-9242(2023)06-0010-08

10.7643/ issn.1672-9242.2023.06.002

2022–11–14；

2022–12–27

國家自然科學基金（11902340）；湖南省自然科學基金面上項目（2022JJ30249）

Fund：The National Natural Science Foundation of China (11902340); General Program of Hunan National Natural Science Foundation (2022JJ30249)

王海濤（1997—），男，碩士研究生。

WANG Hai-tao, FENG He-ying, ZHAO Kun, et al.Far Field Noise Characteristics of High Aspect-ratio Rectangular Jet with Low Subsonic Velocity[J]. Equipment Environmental Engineering, 2023, 20(6): 010-017.

責任編輯：劉世忠