航空發動機聲襯降噪與散射試驗研究

衛凱，曹琦，潘凱，燕群，薛東文

（1.中國飛機強度研究所，西安 710065；2.航空聲學與振動航空科技重點實驗室，西安 710065）

隨著渦扇發動機涵道比不斷提高，噴流噪聲在發動機噪聲中的比重不斷降低，風扇噪聲成為發動機噪聲的主要來源。為了降低發動機風扇噪聲，一方面從風扇噪聲的產生機理出發，從聲源角度降低噪聲；另一方面，則需要在噪聲的傳播路徑上降低噪聲向外輻射。聲襯是一種安裝在渦扇發動機風扇機匣前、短艙進氣道壁面上的聲學結構，主要作用是衰減沿著進氣道傳播的發動機風扇噪聲。作為傳播路徑上最主要的降噪結構，聲襯的吸聲效果有必要進一步研究。提高短艙聲襯降噪能力的措施之一為將聲襯沿發動機軸向在不同位置布局，通過噪聲模態在阻抗交界面的模態散射、反射以及聲襯內部的吸收來增大降噪量[1-6]。

近些年，聲模態散射在短艙消聲中的作用引起了學術界的關注[7-8]。大多數研究致力于如何降低短艙周向拼縫對降噪效果的影響，NASA Waston 等人進行了聲襯聲阻抗空間布局設計[9-10]。20 世紀90 年代，眾多學者應用解析方法對比了均勻聲襯、軸向非均勻聲阻抗聲襯和固壁面，發現非均勻聲阻抗聲襯降噪量最大。由于當時數值仿真能力不足，數值模擬過程中采用了過多的假設，導致結果可靠性不足。之后又有學者對聲襯出口模態分布作了研究，發現聲襯是通過改變管道中的聲源特征來實現降噪量的提升的，為聲模態的散射研究提供了思路[11]。目前，國內對于聲襯的研究大多以數值模擬形式體現，試驗方面的結論較少。文中通過對進氣道噪聲遠場指向性測量，對比分析了聲襯結構和固壁結構的降噪效果。給出了縮比試驗臺的基本情況、試驗工況和測量方法，對比分析了聲襯的降噪效果和阻抗交界面的散射現象。

1 試驗件

試驗件為環形金屬絲網復材無縫聲襯，經典構型，內壁面穿孔。聲襯試驗件的有效長度為500 mm，金屬絲網數目為400，面板厚度為1.5 mm，孔徑（圓孔）為2.5 mm，穿孔率（等邊三角形布置）為8.56%，蜂窩性高度40.9 mm。聲襯試驗件形貌如圖1 所示。聲襯試驗件在設計點工況為2973 r/min，聲模態階數為（1,0），入射聲壓級為112 dB，對應流速為26.5 m/s，噪聲頻率為942.2 Hz 下的聲阻抗值為（0.8~0.6j）。

圖1 聲襯試驗件Fig.1 Test specimen

2 試驗平臺

進氣道風扇是一個單級軸流式壓縮機，圖2 給出了風扇試驗臺的概略圖[12]。風扇設計轉速為 3000 r/min，設計流量為6.3 kg/s。風扇設計點總壓比為1.02，轉子葉片數為19，靜子葉片數為18。風扇機匣直徑為500 mm，風扇位置輪轂直徑為285 mm，輪轂比為0.57。轉子葉頂間隙為0.6 mm，靜子不存在葉頂間隙。輪轂頭部呈半球形，直徑為285 mm。進氣道風扇的轉速和流量可調。轉速通過電動馬達實現調整，流量通過涵道尾部的節流閥調整。進氣道風扇安裝于半消聲室。其進口通過窗戶安裝于半消聲室內，出口和節流閥位于半消聲室外，如圖3 所示。進氣道聲輻射在半消聲室內測量，如圖4 所示，16 個傳聲器分布在以進氣道為中心的1/4 圓弧上，圓弧半徑為5 m，傳聲器間距為6°。

圖2 風扇試驗臺概略圖Fig.2 Fan test bench

圖3 進氣道在半消聲室內的布置Fig.3 Arrangement of inlet in semi-anechoic room

圖4 傳聲器布局Fig.4 Microphone layout

進氣道安裝了一個可旋轉的模態測量裝置，可安裝于聲襯段前面或者后面。模態測量裝置由兩列沿流向布置的傳聲器組成。每列傳聲器14 個，間距為24 mm。兩列傳聲器相隔180°，如圖5 所示。為了達到周向定角度聲學測量的目的，旋轉測量段設計成由步進電機驅動，單次脈沖帶動齒輪旋轉的角度是固定的。周向每旋轉6°進行一次測量。試驗時在旋轉測量段上游20 cm 處放置兩個位置固定的傳聲器。

圖5 聲模態測量段Fig.5 Acoustic modal measurement section

對于旋轉測量，由于各周向測點位置的聲場信息不是同時采集，所以旋轉陣列相較于固定陣列難以保證各測點處的聲壓信號相位差穩定。本次試驗中為了保證每次測量時對應的轉子轉動位置相同，試驗中在轉子前緣的機匣壁面裝了紅外傳感器，反射膠紙放置于輪轂處，轉子單次旋轉可測量到單次脈沖信號。試驗中聲學信號和紅外信號同時由BBM MK II 數據采集系統采集，采樣頻率為16 384 Hz，每個測點的采集時間為12 s。

3 測試工況及方法

試驗主要研究復材聲襯典型件在若干頻率下的消聲性能。重點關注不同流動速度、頻率對消聲效果的影響。測試工況見表1。

表1 測試工況Tab.1 Test conditions

本次試驗測試類型主要包括：聲襯上、下游聲模態測量，遠場指向性測量。這里主要介紹管道內聲模態方法。安裝試驗臺架后，首先標定試驗臺主電機轉速與進氣道內氣流平均速度的對應關系。調節變頻器，使電機穩定運行在指定轉速下。數據采集系統采集風扇上下游總壓、靜壓、溫度數據，在指定步長和指定采集時間內測量時域噪聲信號。同時測量遠場噪聲時域信號，采集時間為1 min。改變試驗臺電機轉速，重復以上步驟，完成全部工況。

4 試驗結果與分析

4.1 管道內聲模態

4.1.1 2973 r/min 下的模態分析

2973 r/min 為1 階通過頻率（BPF）下聲襯的設計頻率，（1,0）模態為聲襯的設計模態。聲襯在該頻率和模態下應有明顯的消聲效果。該轉速下，管道內不同葉片通過頻率測量得到的聲模態分布如圖6所示。其中每個模態對應的三條柱狀圖，左邊的代表固壁下的測量，中間的代表聲襯上游（聲傳播方向）下的測量，右邊的代表聲襯下游（聲傳播方向）下的測量。

可以看出，在設計工況下，聲襯具有顯著的降噪效果，降低（1,0）聲模態的聲功率級達到24.3 dB。在平面波下具有最小的消聲效果，隨著模態階數的升高，聲襯的降噪能力有所提升，試驗結果與經驗相符。對于個別模態，如（±3,0），安裝聲襯以后，靠近聲源一側的模態測量裝置測到的聲功率反而升高，這主要是由于聲模態在阻抗交界面上反射引起的。

對于該轉速下的 2BPF，可以看出該頻率下的（1,0）階聲模態并沒有顯著的降噪效果，甚至聲功率還有所提升。原因是一方面該轉速對應的噪聲頻率已經偏離聲襯設計頻率；另一方面，高階聲模態在阻抗交界面向低階聲模態散射。在這個轉速下，對于剛接通的最高階周向聲模態（-7,0）、（7,0），聲襯具有顯著降噪效果，再次證明了聲襯對高階聲模態的降噪效果。從結果中還可以得出，對于徑向的高階聲模態，如（0,1）相比于（0,0），高階徑向聲模態具有更高的降噪量。對于該轉速下的3BPF，由于截通聲模態個數大大增加，聲模態在阻抗交界面上的散射非常復雜，精細地分析各個模態的降噪效果并不容易。

4.1.2 2679 r/min 下的模態分析

在2679 r/min 轉速下，1BPF 的（1,0）階聲模態的降噪效果非常明顯，降低聲功率級接近50 dB。2BPF、3BPF 下的模態分布特性與2973 r/min 時比較近似，如圖7 所示。2385 r/min 下的模態分析圖此處因篇幅原因未給出，結論與前兩種轉速工況一致。

圖7 2679 r/min 各葉片通過頻率下的聲模態分布Fig.7 Distributions of acoustic modal of different BPF at 2679 r/min

4.2 遠場指向性

4.2.1 2973 r/min 下遠場指向性分析

遠場24°測點測量得到的聲壓級頻譜如圖8 所示?？梢钥闯觯谠O計頻率（1BPF）附近500~1500 Hz都具有明顯的消聲效果。

1BPF、2BPF、3BPF 下遠場指向性測量結果如圖9 所示。可以看出，在1BPF 下，不同測點下都具有很好的消聲效果，尤其在低角度下（18°附近）具有最為明顯的降噪效果，而該角度正好對應較低階聲模態的幅值，與設計工況是對應的。隨著頻率的升高，不同頻率下的降噪量明顯降低，這也與頻譜觀測的結果是對應的。在2BPF 下，降噪量主要體現在60°附近，即對高階聲模態具有降噪作用。在高頻下，高階聲模態的降噪量更為顯著，這和模態測量結果是相吻合的。

圖8 遠場24°測點測量得到的聲壓級頻譜Fig.8 SPL spectrum at 24°

圖9 2973 r/min 遠場指向性Fig.9 Far field directivity at 2973 r/min

4.2.2 2697 r/min 下遠場指向性分析

2697 r/min 下各通過頻率的遠場指向性測量結果如圖10 所示。可以發現，在1BPF 下，降噪量高于2973 r/min，與模態測量結果的結論相符。隨著頻率的升高，不同頻率下的降噪量明顯降低。在2BPF 下，降噪量主要體現在48°附近，即對高階聲模態具有降噪作用。2385 r/min 的遠場指向性圖此處為節省篇幅未給出。結論和前兩種轉速結論一致。

5 結論

文中對渦扇發動機短艙進氣道聲襯開展了噪聲試驗研究。研究了固壁和具有聲襯結構兩種形式下的聲模態和遠場指向性，得出以下結論：

1）設計工況下，聲模態聲功率級的降噪量達到24.3 dB。從遠場指向性結果看，設計頻率的降噪量達到23 dB，設計工況下聲襯具有顯著的降噪效果。

2）偏離設計頻率越遠，則降噪量顯著降低。

3）聲襯對不同的聲模態降噪量顯著不同，聲襯除了在設計模態上有顯著降噪效果外，在高階聲模態上也有明顯的降噪效果。

4）通過試驗，觀測到了進氣道內阻抗交界面上發生的模態散射作用。這導致部分向下游傳播的聲模態的聲功率級有所提升。