基于BWI輻射效率的低氣動噪聲共軸對轉螺旋槳的設計研究

呂昌昊 胡天翔 孫 韜 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

早在上世紀80年代，共軸對轉螺旋槳就以其潛在的高氣動效率引起科學界的關注。但是由于巨大的氣動噪聲，最終淡出了人們的視野。目前已知的共軸對轉螺旋槳飛機也僅有蘇聯的圖95以及烏克蘭的安70，如圖1所示。但是過去20年內由于燃料價格上升及航空需求的增加，共軸對轉螺旋槳高氣動效率以及最大起飛重量大等優勢再次被人們關注。同時，氣動噪聲學科的發展使得降低其噪聲成為可能。目前，歐盟已將其列為新一代發動機的備選構型進行研究。

(a) 圖-95遠程轟炸機

(b) 安-70軍用運輸機 圖1 共軸對轉螺旋槳飛機

另一方面，近年來隨著環境意識增強，噪聲早已被列入環境污染的一種。ICAO早已提出了逐步完善的飛機噪聲標準。因此，近10年來對于對轉螺旋槳的主要研究集中在氣動噪聲領域。主要包括用于初設階段的氣動、噪聲快速預測方法，通過高精度噪聲預測方法及實驗方法對遠場噪聲機理進行研究以及降噪技術的研究。

螺旋槳噪聲按照聲源可以分為厚度噪聲、載荷噪聲以及寬頻噪聲。厚度噪聲是由于葉片厚度周期性的排開空氣產生的噪聲。載荷噪聲則是由于葉片上的壓強分布反向作用于空氣上產生的。一切隨機發生的渦脫落及湍流尾跡脫落均導致寬頻噪聲，并且厚度噪聲與周期性的載荷噪聲統稱為離散噪聲。與單槳不同，共軸對轉螺旋槳的離散噪聲分為單螺旋槳噪聲的獨立噪聲和前后槳的干擾噪聲兩部分。對轉螺旋槳離散噪聲主要噪聲源按照產生機理分類，如圖2所示。首先，對轉槳的干擾噪聲是要遠超獨立噪聲的。而對轉槳的干擾噪聲又可以分為前后槳的勢流干擾產生的噪聲以及前槳尾跡(BWI)及槳尖渦撞擊后槳(BVI)產生的干擾噪聲。已有研究證實了槳間的勢流干擾噪聲遠低于黏性尾流撞擊后槳產生的噪聲。

圖2 對轉螺旋槳噪聲

隨后，Horváth進一步通過實驗驗證了該觀點并且列舉出角模態(|-|)相關矩陣，如圖3所示。圖中橫坐標與縱坐標分別為前槳和后槳在干涉頻率中占的階數，如1BPF1+1BPF2。Horváth根據輻射效率隨角模態增加而減小的特性，推斷干擾噪聲也應有類似表現，即認為輻射效率在遠場噪聲中的主控性。從角模態矩陣可以看出，根據該理論的話對角線上的噪聲應該較大，遠離對角線時噪聲衰減迅速。

圖3 對轉槳角模態矩陣

表1 12×10對轉槳角模態矩陣

表2 12×12對轉槳角模態矩陣

然而從角模態及輻射效率的角度考慮，不等槳葉數對轉槳也可以成為很好的選擇。本文通過對轉槳BWI及獨立噪聲快速預測方法，對從低至高的(單排6-12)前后等槳葉數對轉槳進行了研究。結果表明雖然低槳葉數與高槳葉數對轉槳的氣動噪聲特性不同，但是總體上前后指向性的高聲壓區仍然是由BWI噪聲控制。同時等槳葉數的設計只是使高聲壓區更集中，卻無法對其進行降低。隨后，對比了不同槳葉數共軸對轉螺旋槳遠場氣動噪聲的表現，認為不等槳葉數對轉槳氣動噪聲普遍優于等槳葉數情況。

1 方法與構型

1.1 對轉槳尾跡干擾噪聲頻域預測方法

在單槳頻域噪聲預測中，聲壓可以表示為：

這里可以表示為:

(2)

對于對轉槳，同樣有類似的參量定義。方程(3)和方程(4)分別為對轉槳前、后槳干擾噪聲公式，其中及為干擾噪聲的諧波分量。

將中輻射效率以外的項均當作前、后槳徑向分布的源強項()及()，則1及2如下：

同樣的，貝塞爾函數部分代表了對轉槳前、后槳發出的干擾噪聲的遠場輻射效率，這里前后槳具有相同的輻射效率-。上述公式在使用時需要提供槳葉徑向的源強項，這通常通過CFD計算或片條理論完成。本文采用共軸對轉螺旋槳片條理論對槳上葉素氣動力進行計算。

1.2 對轉槳研究工況

本文使用的對轉槳為某型6×6共軸對轉螺旋槳，前后槳轉速均為1 075 rpm。同時，前后槳直徑為3.95 m，其幾何布局如圖4所示。

圖4 共軸對轉螺旋槳三維視圖

對轉槳噪聲的研究應在保證其氣動表現基本不變的情況下進行，這可以通過調整包括弦長、扭角及翼型等槳葉參數完成。本文研究使用調整安裝角來調整整體扭角的方式對氣動表現進行調整。研究的基準工況為6×6，前后槳安裝角均為34°。其起飛氣動力表現為：T = 43.0 KN, P = 3 933.6 KW。在等槳葉數研究中，對6×6、8×8、10×10、12×12在前后安裝角一致的情況下進行調整，氣動力與安裝角見表3。這里由于基準構型為6×6，無法簡單的通過調整安裝角的方式得到氣動表現比較接近的4×4構型，因此未對其進行研究。同時12×12槳在31°以下氣動力計算發散，因此取31.1°作為研究對象。

表3 等槳葉數對轉槳安裝角與氣動表現

為了研究不等槳葉數對BWI的影響，同樣需要通過調整安裝角使各自的氣動力表現與原等槳葉槳一致。在槳葉總數為12的情況下，不同前后槳槳葉數搭配的對轉槳槳葉安裝角及氣動力表現見表4。

表4 不等槳葉數對轉槳安裝角與氣動表現

2 結果與討論

2.1 誘導角修正

上述對轉槳BWI干擾噪聲公式由Parry于2019年推導得出。但是在其推導過程并未考慮前槳尾跡由于誘導產生的誘導角度，如圖5所示。

(a) 對轉槳尾跡撞擊模型

(b) 對轉槳葉素三角形圖5 無誘導角的BWI噪聲模型

真實對轉槳前槳實際入流角受到前槳自身以及后槳對前槳的誘導作用，如圖6(a)所示。為此，需要在噪聲計算公式中加入由片條理論計算得出的前槳誘導角度進行修正。圖6(b)為考慮誘導角的BWI聲壓與未考慮誘導角的BWI的對比，可見誘導角對聲壓影響較大，不應該被忽略。

(a) 帶誘導角修正的對轉槳葉素三角形

(b) 誘導角修正對BWI模型的影響圖6 BWI模型的誘導角修正

2.2 等槳葉數氣動噪聲表現

噪聲預測中，遠場麥克風取在半徑為10 m，間隔2°的半圓上。不同槳葉數的等槳葉數對轉槳遠場噪聲指向性如圖7所示，其中OASPL取至3階干擾諧波。

首先，單槳獨立噪聲隨槳葉數增加下降很明顯，因此槳平面附近OASPL隨槳葉數增加而減小。但是槳葉數越大，前后指向性的干擾噪聲就越大。這是由于槳葉數相等時1階諧波BWI的角模態為0，此時BWI干擾噪聲輻射效率為1，噪聲主要指向前后方向。這也從輻射效率的角度說明了等槳葉數的設計只能使遠場噪聲指向性更加集中，而不能從根本上減弱它們。

(a) 6×6

(b) 8×8

(c) 10×10

(d) 12×12圖7 等槳葉數對轉槳各階諧波指向性

2.3 不等槳葉數氣動噪聲表現

圖8為槳葉總數為12的情況下，不同前后槳槳葉數搭配的對轉槳遠場OASPL指向性。首先可以看到，前后槳葉數對稱的構型OASPL雖然并不完全一致，但是整個指向性曲線平均來看最大聲壓差別不大。這說明對于前后槳葉數對稱的對轉槳，其BWI差別不大。同時可以看到，5×7搭配的BWI最低，而4×8搭配的BWI甚至要高于等槳葉數情況。這說明不等槳葉數搭配并不一定絕對導致噪聲的降低。至于5×7搭配噪聲較低原因會在下文解釋。

圖8 不等槳葉數對轉槳OASPL指向性

圖9為5×7構型各階諧波與6×6構型各階諧波聲壓對比。可以看到5×7在3階干擾諧波以內并未出現如同6×6類似的前后非常高的干擾噪聲，這是由于該類干擾噪聲是由于對應頻率的角模態為0導致輻射效率為1而引起的。對于5×7構型，其角模態為0的干擾頻率最早出現也要在7BPF+5BPF時才會出現。圖中特意對直到7階干擾噪聲的OASPL進行了計算，結果證實對于5×7構型即使包含了角模態為0的干擾噪聲，其總聲壓級也不會顯著提高。這是由于7階干擾噪聲自身隨諧波的衰減導致的。同時，7BPF+5BPF仍然處在高水平也從側面證實了輻射效率對遠場噪聲主控地位。

圖9 5×7對轉槳各階諧波指向性

3 結論

本文首先介紹了對轉槳噪聲的類別。隨后從對轉槳BWI頻域快速預測方法出發，引入了誘導角對該公式的影響。并對比了有無誘導角時對轉槳聲壓指向性的差別。

前后等槳葉數情況下，對轉槳離散噪聲的OASPL隨槳葉數有不同特性。槳葉數很大時，BWI干擾噪聲對OASPL起主要貢獻。隨著槳葉數的降低，獨立噪聲對旋轉平面中部指向性貢獻增大，主控該區域OASPL。

輻射效率對共軸對轉螺旋槳的BWI起著絕對的主控作用。前后槳葉數相反6×8、8×6的構型，OASPL相差不大。從槳葉數的角度考慮，對轉槳應該盡量去選擇前后槳葉數能滿足角模態為0的干擾噪聲出現在更高的階數這一條件。后續研究將集中在通過高精CFD與FWH相結合的混合算法對對轉槳槳葉數對對轉槳的氣動及噪聲的影響進行更深入的研究。