前緣下垂遠場低頻寬頻噪聲特性

陸維爽，劉沛清,*，郭昊

1. 北京航空航天大學 航空氣動聲學工信部重點實驗室，北京 100083

2. 北京航空航天大學 流體力學教育部重點實驗室，北京 100083

3. 北京航空航天大學 航空科學與工程學院，北京 100083

飛機增升裝置是保障飛機安全起降的重要部件。同時，增升裝置也是飛機機體噪聲源之一[1-2]。近些年，由于飛機推進系統及其降噪技術的不斷發展，飛機增升裝置已經成為飛機漸進以及著陸時主要的噪聲源，尤其是前緣增升裝置。由于前緣增升裝置周圍復雜的流場環境，所產生的氣動噪聲較為明顯[3-4]。

關于前緣增升裝置氣動噪聲研究主要集中在前緣縫翼。前緣縫翼噪聲主要包括：中高頻尖頻噪聲、中低頻離散尖頻噪聲以及中低頻寬頻噪聲。其中分布在中低頻段的離散尖頻噪聲是由于縫道凹腔流-聲反饋回路而產生[5-6]。由于中低頻段離散尖頻噪聲對模型遠場噪聲的總聲壓級貢獻最大，成為國內外研究者關注的重點[7-9]。為了消除、降低由于凹腔內自激振蕩所產生的噪聲，縫道凹腔填充、縫翼尖端延長板、凹腔封閉擋板等[10]多種降噪措施被提出，其降噪原理就是降低凹腔內自激振蕩強度，甚至消除凹腔內的自激振蕩現象。

前緣下垂，作為另一種較為常見的前緣增升裝置，其遠場噪聲的總聲壓級要遠低于前緣縫翼，被視作一種“安靜”的前緣增升裝置，被應用到大型飛機A350、A380機翼內翼段。由于前緣下垂構型不存在前緣增升裝置與主翼之間的縫道，也沒有凹腔的存在，這種增升裝置徹底消除了中低頻段離散尖頻噪聲，這使中低頻段的聲壓級大幅下降。德國宇航中心(DLR)的SADE (SmArt high lift DEvices for next generation wings)[11-12]研究計劃和LEISA (Low noise Exposing Integrated design for Start and Approach)[13]研究計劃中，前緣下垂作為其中一種傳統前緣縫翼的降噪構型被研究，二維增升裝置氣動力以及遠場噪聲測試試驗結果表明：相較于傳統前緣縫翼，雖然前緣下垂失速迎角以及最大升力系數較低，但是，在所有關注的頻率范圍內均具有明顯的降噪效果，最大降幅達到10 dB。Andreou等[14-15]在劍橋大學Makham風洞對前緣增升裝置進行氣動噪聲試驗研究，通過對比前緣縫翼與前緣下垂構型噪聲頻譜結果發現，前緣下垂構型大幅降低了氣動噪聲，但是氣動力損失嚴重。楊小權等[16]對安裝前緣下垂增升裝置與前緣縫翼增升裝置的增升構型(起飛/著陸構型)流場進行了數值模擬，并對前緣下垂兩段翼與前緣縫翼三段翼(起飛/著陸)構型的氣動噪聲進行了預測。研究結果表明：采用前緣下垂取代前緣縫翼,能夠消除產生氣動噪聲的渦源,從而達到降低氣動噪聲的目的,與此同時,采用前緣下垂設計后的飛機起飛阻力降低，可以減小發動機推力，從而降低了飛機起飛時的噪聲。

基于前緣增升裝置噪聲現有的研究情況，關于前緣下垂的研究都是與前緣縫翼進行對比分析研究，單獨對前緣下垂構型進行的研究較少，其遠場噪聲特性并未進行更加深入、具體的研究。

因此，本文選擇前緣下垂增升構型作為研究對象，利用風洞試驗的方法，研究在不同風速、不同迎角下，前緣下垂構型遠場噪聲特性。同時，利用CFD方法提供必要的流場信息。

1 研究方法與模型

1.1 試驗設備

本次試驗在北京航空航天大學D5氣動聲學風洞中進行，D5風洞是一座低速、低湍流度、低噪聲回流氣動聲學風洞，試驗段長度為2.5 m，風洞噴口截面面積為1 m×1 m。D5風洞消聲室內壁由厚CAIA-L低頻吸聲隔聲板制成，用于模擬自由聲場環境，可以吸收99%以上的反射聲，自由聲場的低頻截止頻率為200 Hz[17]。

為了減弱試驗模型的導流作用，使得試驗流場更符合真實流場，并滿足遠場噪聲測量需求，使用張緊的DSM Dyneema纖維布和吸聲板將試驗段改造成了閉口試驗段，壓力面使用單層DSM布，吸力面使用吸聲板和DSM Dyneema纖維布，以消除該側噪聲干擾。其中，DSM Dyneema纖維布是由荷蘭DSM公司研制的高纖維材料，與文獻[18]提及的Kevlar布具有相同的物理屬性，有良好的氣密性和較佳的透聲性，保證了遠場噪聲測量的準確性。DSM Dyneema纖維布的密度為90 g/m3，吸聲板采用外側為1.5 mm厚穿孔板(孔隙率30%)、內側為吸聲棉(10 kg/m3)的設計。

此外，由于聲波傳播過程中經過邊界層以及DSM Dyneema纖維布會發生聲損失，需要對聲學測試結果進行聲損失的修正[19]，本文所有結果均為修正后的結果。

如圖1所示，模型垂直安裝在上、下風洞壁板之間，幾何中心距離噴口1 m。L表示模型的迎風長度，由于迎角(α)的不同，模型的迎風面積會有小幅變化，在試驗過程中，模型展長不變(為1 m)，迎風面積為展長與迎風長度的乘積；LF為在氣動力的作用下DSM布的最大變形量，與壓力面壁板所承受的壓力F有關。遠場噪聲使用Brüel & Kjr公司的12通道聲學振動分析系統進行測量，包含有12通道的緊湊型LAN-XI模塊和1/2英寸自由場傳聲器(Type 4189)，傳聲器的敏感度為50 mV/Pa，動態范圍為14.6～146 dB，采樣頻率為25.6 kHz，采樣時間為41.75 s。遠場麥克風在距離模型幾何中心2 m的位置，方位角為290°。

圖1 風洞以及試驗模型(俯視)示意圖

1.2 試驗模型與工況

本文研究分析前緣下垂增升構型在不同風速、不同迎角下的遠場聲源特性。

試驗采用二維多段翼模型，翼型的干凈弦長為0.4 m，展長為1 m。其中前緣下垂偏角為35°，在12%c(c為翼型弦長)處下垂。為了避免后緣襟翼的影響，襟翼為收起狀態，即襟翼偏角為0°。圖2為試驗模型截面圖，試驗模型由5個部分組成：前緣下垂、主翼前段、主翼中段、主翼后段以及后緣襟翼。

圖2 試驗模型截面圖

試驗測試過程中模型的前緣以及后緣增升裝置的幾何參數均保持不變，即前緣下垂偏角為35°，后緣襟翼收起。試驗所涉及的工況為：自由流速(U∞)變化范圍為30～50 m/s，每隔5 m/s測量一次；來流迎角變化范圍為4°～10°，每隔1°測量一次。同時，由于聲音傳播速度與空氣溫度相關，試驗過程中還對溫度進行監測。測試時，試驗段溫度保持在17～20 ℃之間。

1.3 數值方法

本文采用ANSYS ICEM網格生成軟件建立了二維結構網格，第1層網格距離壁面的距離為參考弦長的1×105倍，y+小于1。采用計算流體動力學軟件FLUENT作為求解器，湍流模型采用一方程Spalart-Allmaras(S-A)模型，方程中的動量和湍流動能為二階迎風格式。采用SIMPLEC算法處理了壓力-速度耦合問題。同時，為了驗證數值模擬的可靠性，選擇30P30N翼型進行驗證計算[20]。

文獻[21]中風洞試驗所得到的升力系數CL與計算所得的對比如圖3(a)所示，在迎角α≤19°時，翼型總升力系數隨著迎角的增大而增大，這一點與試驗結果吻合得較好。其中，前緣縫翼、主翼以及后緣襟翼自身的氣動性能也與試驗值吻合良好；在迎角α>19°后，計算得到的前緣縫翼的升力系數較試驗值偏大，這就間接地導致多段翼型總體升力系數的計算值偏大，并且失速迎角后移了2°左右，失速迎角在23° 附近。圖3(b)為迎角為8°時，30P30N翼型表面壓力系數Cp分布的對比圖，可以看出，縫翼、主翼和襟翼的表面Cp均吻合良好。

由于本次試驗無法準確測出壓力面DSM布的變形情況，利用CFD方法計算壓力面固壁的受力情況，進而評估DSM布的變形情況。因此，本文計算區域與閉口段尺寸相同，噴口邊界條件為速度入口，集氣口條件為壓力出口，兩側壁面以及模型邊界條件為固壁無滑移。

圖3 風洞試驗數據與數值模擬結果對比

2 前緣下垂遠場噪聲特性

圖4給出了風速為30、40、50 m/s時，各個迎角下的前緣下垂增升構型遠場噪聲頻譜圖。其中，SPL為聲壓級，黑色的虛線為對應風速下背景噪聲頻譜。從圖中可以看出，前緣下垂遠場噪聲基本以寬頻為主，在高頻段有離散的尖頻噪聲出現。從圖4(a)中可以看出，尖頻噪聲隨著迎角的增加向高頻移動。

圖4 迎角對前緣下垂遠場噪聲特性的影響

此外，前緣下垂寬頻噪聲幅值在所關注的頻譜范圍(200 Hz～10 kHz)內，相較于背景噪聲高出2～3 dB，特別是在低頻范圍(200～500 Hz)，比背景噪聲高出近5 dB。同時可以看出，迎角的改變對前緣下垂低頻寬頻噪聲的幅值的影響比較明顯。圖5為低頻范圍模型遠場噪聲頻譜圖，隨著迎角從4°增加7°，低頻寬頻噪聲幅值逐漸減小，而隨著迎角進一步由7°增加10°，寬頻幅值出現增加的趨勢。

圖5 低頻寬頻噪聲頻譜圖

從圖5中還可以看出，當迎角不變時，隨著風速由30 m/s增加到50 m/s，寬頻的幅值逐漸增加。

3 前緣下垂寬頻噪聲馬赫數相似率

先前關于前緣縫翼噪聲研究[22]發現增升構型噪聲數據符合速度冪次律，噪聲聲壓級與來流速度的5～6次方成正比，具體取決于增升構型前/后緣增升裝置的縫道參數設置。而Dobrzynski和Pott-Pollenske[23]通過風洞試驗的方法對增升構型的遠場噪聲數據進行測量分析，發現縫翼噪聲頻譜聲壓級符合馬赫數(Ma)的4.5次方冪次律。Mendoza等[24]在NASA蘭利研究中心的靜音風洞對高升力裝置(縫翼和主翼)進行了氣動噪聲研究，發現不同Ma條件下的縫翼噪聲頻譜在全頻段與Ma的5次方重疊較好，而按照Ma的4次方進行無量綱化的聲壓級曲線在中頻頻域重疊程度更好。可以看出，前緣縫翼噪聲與Ma的相似率基本在4～6次方之間。因此，本節主要探究前緣下垂噪聲符合的速度相似律。

圖6給出了迎角為4°時，前緣下垂寬頻噪聲未進行Ma相似、進行Ma的4次方、5次方和6次方相似的頻譜圖。其中，參考速度Uref為10 m/s。從圖6(c)中可以看到，在低頻范圍(200～400 Hz)，前緣下垂寬頻噪聲頻譜重疊度良好，符合Ma的5次方冪次律；而在中、高頻范圍(400 Hz以上)，噪聲頻譜與Ma的6次方重疊程度更好。

圖6 迎角為4°時寬頻噪聲的Ma相似頻譜圖

可以看出，本文所關注的低頻段的前緣下垂寬頻噪聲基本符合Ma的5次方冪次律。圖7為各個迎角下，前緣下垂低頻寬頻噪聲的Ma相似率頻譜圖。其中，n代表Ma的次方數。頻譜結果與圖6中的結果相同，在低頻范圍內，噪聲頻譜曲線與Ma的5次方的重疊度更好。前緣下垂在低頻的聲源特性介于單極子聲源與偶極子聲源之間。

圖7 不同迎角下低頻寬頻噪聲Ma相似頻譜圖

4 迎角對前緣下垂低頻寬頻噪聲的影響

從圖4和圖5的結果可以看出，迎角的改變對前緣下垂低頻寬頻噪聲的幅值的影響比較明顯，且在不同的速度下，影響規律基本一致。因此，本節選取來流速度為50 m/s，迎角為4°～8°下的遠場噪聲數據，重點分析迎角的改變對前緣下垂低頻寬頻噪聲影響規律。

為了更加清楚地分析各個迎角下低頻寬頻噪聲曲線的變化趨勢，將頻譜圖分為小迎角范圍(4°～7°)和大迎角范圍(7°～10°)兩部分，如圖8所示。

由于為了避免后緣襟翼噪聲的干擾，襟翼被收起，即此時的增升構型為單段翼構型。單段翼噪聲主要包括：中低頻寬頻噪聲以及高頻尖頻噪聲。其中，寬頻噪聲的產生與構型的幾何外形(厚度、彎度等)[25]以及構型附近流場特性(氣動力、迎風面積等)有關。高頻尖頻噪聲主要與尾緣渦脫落[26]有關。高頻的尾緣渦脫落噪聲在圖4(a)中已經看到。下文僅探討低頻寬頻噪聲的變化規律。

顯然，迎角的改變會影響構型的氣動力以及構型在風場中的迎風尺寸。根據模型遠場氣動噪聲測量的相似律[27]：

圖8 來流風速為50 m/s時不同迎角下前緣下垂的低頻寬頻噪聲頻譜圖

(1)

式中：S為模型迎風面積；D為模型與測量點的距離；下標model表示測試模型的相關參數信息；下標scaled表示參考模型的相關參數信息。由于前緣下垂偏角為35°，后緣襟翼偏角為0°，可以看到，由于模型展長固定，隨著迎角從4°增加到10°，構型的有效迎風面積只與模型的迎風長度L有關。此外，構型壓力面選用DSM布作為壁板，受到氣動力的影響，DSM布會產生小幅變形，這會間接影響模型附近流場，進一步影響噪聲的幅值。

圖9為CFD計算出的不同迎角下構型壓力面壁板受力圖。其中，假設壓力面壁板為固壁，即不會形變。可以看出，隨著迎角的增加，壓力面壁板受到的壓力逐漸增加，具體受力數值如圖10中曲線(六邊形空心點)所示。圖10展示的是不同迎角下，構型壓力面受力以及構型迎風長度的具體數值。隨著迎角的增加，迎風長度先減小再增加。

圖9 不同迎角下構型壓力面壁板受力

圖10 迎角對壓力面受力以及迎風長度的影響

圖11給出了僅考慮有效迎風面積、僅考慮壓力面DSM布變形以及綜合考慮兩者對遠場低頻寬頻噪聲幅值影響的歸一化頻譜圖。其中，參考值Lref和Fref為圖10中迎角為0°時對應的值。

首先，僅考慮有效迎風面積對噪聲的影響，如圖11(a)所示。可以看到，經過歸一化處理后，在大迎角范圍重疊度良好。迎風長度L在小迎角范圍內變化不是很大，然而在大迎角范圍，增幅明顯。因此，當僅考慮構型有效迎風面積的影響時，噪聲頻譜在大迎角范圍時的歸一化曲線重合得更好。換言之，有效迎風面積這個參數在大迎角時對遠場噪聲幅值的影響更加明顯。

此外，僅考慮壓力面DSM布的變形對噪聲的影響，如圖11(b)所示。可以看到，經過歸一化處理后，在小迎角范圍重疊度較好。由于對試驗過程中布的形變量無法精準掌握，所以用壓力面固壁受力情況對DSM布的變形情況進行評估。顯然，隨著迎角的增加，壓力面受力增加，DSM布向外膨脹形變，導致實際風洞內、外壓強相較于計算值要小，實際DSM布的受力變形量也要比評估修正值要小。因此，在大迎角時，由于修正值較大，經過歸一化處理后的頻譜曲線重疊不好。

接下來綜合考慮有效迎風面積以及壓力面DSM布變形對噪聲的影響，如圖11(c)所示。可以看到，經過歸一化處理后，在所關注的迎角范圍內重疊度均良好。只不過由于在大迎角時DSM布形變修正值略大，重疊度稍差一些。

從圖11(c)中可以看出，小迎角范圍的擬合結果是3種情況中最好的。在小迎角范圍時，遠場噪聲頻譜幅值是同時受到有效迎風面積以及壓力面DSM布變形影響的。在大迎角范圍，圖11(a)中的擬合結果是3種情況中最好的。對于在大迎角范圍時，遠場噪聲頻譜幅值對有效迎風面積的改變更加敏感。

圖11 壓力面受力和迎風長度對前緣下垂低頻寬頻噪聲的影響(U∞=50 m/s)

因此，當迎角改變時，遠場低頻寬頻噪聲的變化規律與有效迎風面積以及壓力面DSM布變形情況有關。進一步，遠場低頻寬頻噪聲幅值變化規律與模型附近流場特性有關。

5 結 論

1) 前緣下垂增升構型遠場噪聲頻譜以寬頻噪聲為主。隨著迎角的增加，中高頻寬頻幅值變化不大，但是在低頻范圍(200～500 Hz)內，寬頻幅值變化明顯。隨著來流風速的增加，寬頻幅值逐漸增加。

2) 通過分析前緣下垂遠場噪聲頻譜結果發現，低頻(200～400 Hz)寬頻噪聲幅值與Ma的5次方冪次律吻合良好，而在中高頻范圍(400 Hz以上)，噪聲幅值與Ma的6次方重疊程度更好。前緣下垂在低頻的聲源特性介于單極子聲源與偶極子聲源之間。

3) 由于迎角的增加會影響增升構型氣動力以及構型在風場中的迎風尺寸。通過分別分析有效迎風面積、壓力面DSM布變形以及兩者共同對遠場噪聲幅值的影響，發現在迎角變化時，遠場低頻寬頻噪聲幅值變化規律與模型附近流動通過的面積有關。