凹槽結構對沖擊射流流場和聲場特性的影響研究

齊龍舟，馮和英，趙 鯤，張俊龍，王海濤，楊成浩

(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)

超聲速沖擊射流現象廣泛存在于短距、垂直起降飛行器、艦載機起飛、運載火箭發射等航空航天領域[1]，并導致惡劣的噪聲輻射問題，不僅會引起飛行器部件振動及聲疲勞，還會損傷地勤人員聽力，危害其身心健康。同時，沖擊射流尾跡極易四散飛濺，干擾飛行器兩側流場，威脅兩側人員及設備安全[2-3]。因此，探索合適的超聲速射流沖擊噪聲及尾跡流場控制措施至關重要。

人們通過試驗和數值模擬研究已獲知超聲速噴流中存在兩類典型噪聲[4]：馬赫波輻射和激波噪聲，其中激波噪聲包括寬頻激波噪聲和嘯聲兩類，主要源于噴口與激波格柵結構之間的反饋環。而沖擊斜板的存在使得噴口-沖擊斜板間形成了穩定的反饋回路[5]：噴口附近，受聲激發產生了小擾動，該小擾動從流場中獲得能量，在向下游傳播的過程中迅速成長為大尺度渦結構，抵達沖擊斜板時，與斜板相互作用產生反饋聲波，該反饋聲波向射流上游傳播，部分聲波到達噴口激發新的小擾動，從而形成穩定的反饋環。

馮峰等[6]采用高精度格式的大渦模擬(large eddy simulation，LES)方法，分析了超聲速噴流馬赫波、寬頻激波噪聲輻射特性及形成機理，結果表明超聲速射流剪切層與激波格柵結構之間的相互作用構成了欠膨脹超聲速噴流主要噪聲源。葛其明等[7]研究了超聲速欠膨脹沖擊射流自激振蕩與噴嘴出口壓比的關系，研究發現流場振蕩隨噴嘴壓比的變化與沖擊單音強度隨噴嘴進出口壓比的變化規律相似，揭示了流場振蕩與沖擊單音的內在關聯。甘才俊等[8]采用小波分析技術和“聲類比”方法分析了沖擊單音的傳播方向，并進一步探究了沖擊單音與渦結構尺度之間的關系，結果表明大尺度渦結構是沖擊單音的“擬聲源”。

以上研究主要集中于射流沖擊噪聲類型、產生機理及其與流場之間的關系，而關于射流沖擊噪聲及其尾跡流動控制的研究則鮮有報道，噪聲控制研究也大多集中于關注自由射流噪聲控制問題[9]。Dhamanekar等[10]試驗研究了平板表面粗糙度對射流沖擊噪聲的影響，結果表明相較于光滑平板，粗糙平板可以顯著降低沖擊噪聲。齊龍舟等[11]采用PIV(particle image velocimetry)技術及傳聲器弧陣列等試驗測量手段探究了平板表面開槽對沖擊射流噪聲尤其是其中的嘯聲的影響，揭示了不同噴口-斜板沖擊距離下凹槽結構的降噪規律及降噪機理。

本文在齊龍舟等的基礎上進一步探究不同壓比下，開槽斜板對沖擊射流噪聲及射流沖擊斜板所致橫向壁面射流尾跡的控制效果。基于PIV技術、聲場測量試驗與分離渦模擬方法，詮釋凹槽結構對流動及噪聲的控制機理，揭示不同偏轉角及不同壓比下射流沖擊噪聲和尾跡流動隨凹槽結構的變化規律。

1 研究方法

1.1 試驗裝置

試驗完成于中國空氣動力研究與發展中心的半消聲室，其截止頻率≤100 Hz。沖擊射流裝置、PIV流場測量部分以及傳聲器弧陣列聲場測量部分均安裝布置于消聲室內部(如圖1所示)。射流裝置主要由外部2 MPa中壓氣源、儲氣罐、噴管穩定段及收縮段組成，噴管出口段采用收縮噴口，噴口直徑d=56 mm。沖擊斜板與水平面成β=55° 夾角，并被固定安裝在距離噴口4d處的支撐架上，光滑/開槽斜板總體尺寸為600 mm (長度)×600 mm (寬度)×20 mm (厚度)，可通過調節支撐架下方移動測量裝置使得斜板中心與噴口軸心對齊[12]。

圖1 射流沖擊斜板試驗臺Fig.1 Test device for jet impact on inclined plate

表1 射流試驗中變化參數Tab.1 Parameters varied during present study

本次PIV試驗采用LaVision公司的TR-PIV系統，并基于單CCD相機采用二維PIV試驗方案。照明光源包含2個脈沖激光器，激光器能量為2×30 mJ。2個激光脈沖之間的時間間隔為7 μs，采用片光組件照射在通過射流軸的垂直平面流場，片光厚度約為1 mm，使用Photran公司的SA-Z高速相機(分辨率為1 024×1 024 pixels，動態范圍A/D為12 bit，空間分辨率為2.47 pixels/mm) 垂直片光方向對片光照明區進行拍攝并采集 PIV 圖像。示蹤粒子選用葵二酸二異辛酯(DEHS)，其粒徑為 0.5 μm[13]，能保證對流場較好的跟隨性。對采集到的粒子圖像，采用Davis軟件對任意相鄰的粒子圖像進行互相關統計分析以及快速傅里葉變換，可得到沖擊射流的速度場等。

聲場測量部分采用15通道傳聲器弧形陣列，如圖2所示，陣列架為指向性弧陣列，整體位于射流噴管左端，其弧半徑(由傳聲器至陣列中心)為3.55 m，麥克風從右到左分別編號為1號～15號，大部分麥克風間距為10°，7號～11號中間進行加密布置，間距為5°。該弧陣列可分析的指向性噪聲分布范圍0°～140°。麥克風為40BE型1/2英寸傳聲器 (頻率測量范圍為4 Hz～100 kHz，聲壓動態響應為35 dB(A)～160 dB(A))，本次試驗中麥克風的采樣頻率設置為204 800 Hz，采樣時間為20 s。

圖2 傳聲器弧形陣列及角度分布示意圖Fig.2 Microphone arc array and angle distribution

橫向流動采用皮托管和16PX的DSA 3217型氣體壓力掃描閥進行測量[14]，通過測量不同出口壓比下斜板兩側壁面射流的總壓和靜壓來確定壁面橫向射流流速。試驗設備及其布置如圖3所示，皮托管總壓孔安裝在斜板一側中心往上偏移20 mm處，皮托管及其固定磁頭安裝在斜板外側，從而減少其對沖擊射流流場的干擾。

圖3 橫向流動測量示意圖Fig.3 Schematic diagram of cross-flow measurement

1.2 數值模型及參數研究

為了更詳細地探究凹槽結構對壁面橫向流動的影響，在進行沖擊射流試驗研究的同時，本文根據試驗臺設計的噴嘴出口直徑，噴口-斜板沖擊距離，沖擊斜板偏轉角，以及射流出口馬赫數Ma=1.04，建立了與光滑斜板相應的數值物理模型，其外流場的計算域為30d×30d×50d，并對沖擊射流進行了數值模擬計算[15-16]。圖4為所建立的三維物理模型及其結構化網格劃分情況，由于噴管內外管壁及斜板撞擊區域附近流動較為復雜，對該區域網格進行了局部加密。經過網格無關性驗證(如圖5所示)，確定了最終計算網格數為8.42×106。

數值計算中噴管入口采用壓力入口邊界條件，設總溫為294 K，噴管出口壓比(nozzle pressure ratio,NPR)為NPR=2.37；噴管內外壁面及斜板均設置為無滑移壁面；噴管外流場的入口及四周空間皆采用壓力入口邊界條件；下游出口處采用壓力出口邊界條件，參考壓力為試驗測量大氣壓95 kPa。

圖4 網格分布示意圖Fig.4 Schematic diagram of grid distribution

圖5 沖擊射流網格無關性驗證Fig.5 Grid independence verification of impinging jet

穩態數值計算中采用Realizablek-ε模型，認為達到質量守恒且各項殘差曲線皆小于10-6達到收斂。將穩態數值計算結果作為初場進行瞬態數值計算，瞬態計算采用DES分離渦模擬[17]，其中時間步長設為10-5s，先計算5 000步使流場基本達到穩定才開始聲場計算。聲場計算采用FW-H聲學比擬方法，噪聲監測點設置與試驗傳聲器弧形陣列保持一致。流場監測方面，分別在射流軸心處及斜板邊緣處取截面，探究其流場分布(見圖3)。

1.3 數值模型的試驗驗證

為驗證超聲速沖擊射流數值計算方法的準確性，圖6比較了當沖擊距離L/d=4，β=55°時，沖擊射流速度場的數值計算結果和試驗結果。圖6中主射流區域(x/d≤2.5)激波格柵的大小和間距與試驗結果基本吻合，而沖擊射流滯止區及壁面射流區結果存在部分偏差。原因之一是沖擊斜板偏轉角較大，噴口與沖擊斜板之間的沖擊距離較小，導致數值模型在滯止區的網格無法均勻分布(見圖4)。但這并不影響數值模擬對沖擊射流流場分布的準確捕捉。

圖7為相同工況下，遠場噪聲總聲壓級指向性的模擬結果與試驗結果。圖7中，數值模擬獲得的沖擊射流總聲壓級大小及其指向性與試驗結果基本吻合，最大誤差不超過 5%，且誤差較大的區域集中在射流中下游區域 (80°～0°)，這是因為數值計算難以準確模擬沖擊斜板對下游聲場的遮蔽作用。

圖6 沖擊射流速度場模擬結果和試驗結果的對比Fig.6 Comparison of simulation results and experimental results of impinging jet velocity field

圖7 總聲壓級的模擬結果和試驗結果的比較Fig.7 Comparison of simulation results and experimental results of total sound pressure level

綜上可知，基于分離渦模擬和 FW-H 聲學比擬方法相結合的混合方法對射流沖擊斜板流場和聲場的計算結果與本次試驗結果吻合較好，因此，基于該混合方法進行射流沖擊斜板流動和噪聲機理分析是可行的。

2 聲場分析

2.1 遠場噪聲總聲壓級大小及指向性

圖8反映了射流沖擊光滑斜板流場軸線的下游、中游和上游3個典型噪聲監測點處 (30°，80°和120°) 的總聲壓級隨壓比 (NPR) 的變化規律。圖8中可以明顯的看出沖擊射流流場上游方向 (120°) 的聲輻射最大，流場下游方向 (30°) 次之，中游方向 (80°) 最小，為‘安靜區’。而且，沖擊射流遠場噪聲總聲壓級大小隨著 NPR 的增大逐漸增大，流場上中下游方向聲輻射隨出口壓比的變化趨勢基本保持一致。因此，下文將著重分析開槽斜板在噪聲輻射較大的流場上游方向的降噪效果[18]。

圖9描述了噴口-斜板沖擊距離L=4d，斜板偏轉角β=55°的情況下，射流分別沖擊光滑斜板和典型開槽斜板(槽寬5 mm，槽深5 mm)時，120°方向上的沖擊射流遠場噪聲總聲壓級大小隨出口壓比的變化規律。

圖8 沖擊射流遠場噪聲總聲壓級指向性Fig.8 Directivity of the OASPL of impinging jet noise

圖9 不同壓比下光滑斜板與開槽斜板總聲壓級對比Fig.9 Comparison OASPL of smooth/slotted inclined plate

從圖9中可知，當射流出口壓比NPR>2.5時，沖擊斜板表面開槽可以明顯降低沖擊射流遠場噪聲，平均降噪量為2 dB(A)；當2.1

2.2 不同壓比下近場噪聲頻譜分析

圖10描述了自由射流與沖擊射流在不同壓比下的近場噪聲頻譜特性。其中沖擊射流的沖擊距離L/d=4，沖擊偏轉角β=55°的光滑斜板。從自由射流噪聲頻譜圖11中可知：在f=3 500 Hz～4 500 Hz內出現了多個純音(NPR<2.5)；頻率f約為2 500 Hz的純音及其二次諧頻(NPR>2.5)，其純音幅值隨著壓比的增加而逐漸減小，這與文獻[19]的結論相符。

對于沖擊射流噪聲頻譜特性，圖10中可以明顯地發現沖擊斜板的存在顯著增強了聲輻射，主要原因是沖擊斜板與噴口之間形成了噴口-斜板反饋環。具體的：f約為2 500 Hz的純音幅值在整個測量壓比范圍內都顯著增加，但它們所對應的二次諧頻幅值卻明顯弱化了。f在3 500 Hz～4 500 Hz內的多個純音，其純音幅值也被強化了，反映在圖9中為對應壓比下(NPR=2.37)沖擊射流總聲壓級出現峰值。然而，斜板的存在基本不影響各個純音頻率大小及其出現的壓比范圍。

圖10 不同壓比下自由射流與沖擊射流頻譜圖Fig.10 Spectrum of free jet and impinging jet in different NPR

圖11給出了光滑斜板與開槽斜板在不同壓比下的沖擊射流頻譜特性。從圖11中可知，開槽斜板能夠明顯降低NPR>2.5時的頻率f約為2 500 Hz的純音幅值，這也是圖9中開槽斜板能降低NPR>2.5 時的噪聲總聲壓級的主要原因，下文將結合PIV流場渦量變化對該現象做進一步的分析。

圖11 不同壓比下光滑與開槽斜板頻譜圖Fig.11 Spectrum of smooth with slotted plate in different NPR

從圖11可知，開槽斜板主要是影響2 500 Hz附近的純音，對頻率f在3 500 Hz～4 500 Hz內的多個純音基本不產生影響。下文將結合PIV試驗結果，通過時間解析的方法對流場結構進行相關性分析，進而揭示該現象的形成原因。

3 流場分析

3.1 相位平均分析

本節采用PIV瞬時灰度圖對速度場進行相關性分析，以探究開槽斜板不影響3 500 Hz～4 500 Hz內純音幅值的原因[20]。

PIV試驗中采樣頻率為9 kHz，遠大于2 500 Hz純音頻率的兩倍[21]，使得獲取同一周期內的若干幅灰度圖并進行相關性分析成為可能。圖12為當NPR=2.24(射流剪切層大尺度渦結構較為明顯)時沖擊射流剪切層渦脫落同一周期內連續3幀瞬時PIV灰度圖的流動顯示。從圖12可以看出：(1)t=1/3T時刻，噴口附近的流動受聲激發產生了小擾動，該小擾動從流場中獲得能量，小旋渦開始形成(如①所示)；(2)t=2/3T時刻，小旋渦沿著流向逐漸發展成大尺度渦結構(如②所示)，此時旋渦已經發展得比較飽滿并向下游移動；(3)t=T時刻，發展得非常飽滿的大尺度渦結構撞擊斜板(如③所示)，結束了第1個大尺度渦結構渦脫落周期，同時，一個新的旋渦結構開始在初始位置產生(如①所示)。

圖12 剪切層渦脫落周期內連續三幀PIV灰度圖Fig.12 Three consecutive PIV grayscale images in the shear layer vortex shedding period

式中：cov(Xk,Xl)為Xk和Xl的協方差；var(Xk) 和var(Xl)分別為Xk和Xl的方差。從圖13中可以看出：第1個速度場、第3個速度場有相同或者相近的相位；第2個速度場、第4個速度場有相同或者相近的相位。

圖13 前4個速度場和其他23個速度場的相關性系數Fig.13 The correlation coefficient between the first 4 velocity fields and the other 23 velocity fields

如圖14所示，當NPR=2.24 時，分別對前4個速度場與其他速度場之間的相關性系數做頻率分析，可以看出功率譜密度的峰值對應的頻率均在f=3744 Hz 附近(渦脫落頻率)，與相同工況下，自由射流與沖擊射流的遠場噪聲頻譜分析中獲取的純音頻率完全吻合(如圖15所示)。這充分說明基于PIV速度場之間相關性的相位平均分析方法是完全可行且有效的。

圖14 前4個速度場的頻譜分析Fig.14 Spectrum of smooth of the first 4 velocity fields

圖15 聲場頻譜分析Fig.15 Spectrum analysis of acoustic field

由PIV速度場之間的相關性分析可知，f=3 744 Hz的純音是由沖擊射流剪切層失穩形成的大尺度渦結構周期性渦脫落產生的。沖擊斜板的存在顯著增加了該純音幅值。由于斜板表面開槽無法影響到射流剪切層渦脫落的頻率和強度，因此圖11中開槽斜板基本不影響f=3 500 Hz～4 500 Hz的純音幅值。

3.2 平均流場特性分析

由圖11可知，當NPR>2.5 時，開槽斜板降噪效果明顯，能夠顯著降低f約為2 500 Hz的純音幅值，本節對該降噪原因做進一步分析。

圖16給出了當NPR=2.89(開槽斜板降噪效果最佳)時，沖擊斜板開槽前后平均速度場的歸一化渦量圖。從圖16中可知，沖擊射流上游區域“帶狀”分布的渦量沿著剪切層成對稱分布，斜板開槽基本上不影響該區域渦量大小，射流沖擊區域渦量沿著斜板順流側方向擴散并逐漸減弱。在沖擊射流的滯止區域，射流沖擊光滑斜板出現了一個較為明顯的漩渦對，而斜板表面開槽能夠明顯的弱化該漩渦對，這就解釋了開槽斜板顯著降低f約為2 500 Hz的純音幅值的原因。

圖16 斜板開槽前后沖擊射流時均渦量對比Fig.16 Comparison of mean vorticity of impinging jet before and after slotting of inclined plate

3.3 凹槽結構對橫向流動的影響

采用數值模擬的方法研究了射流沖擊不同偏轉角下的光滑斜板時橫向流動的變化情況。當NPR=2.37，L=4d，沖擊斜板偏轉角從β=45° 逐漸增加到 55°及 65° 時，光滑斜板兩側沿射流方向所取截面上的速度場分布情況，如圖17所示。圖17中，沖擊斜板順流側至逆流側橫向流動流速變化較大，順流側近壁面出現部分高速區域，且隨著偏轉角的增加，高速區域的范圍及其速度幅值均明顯增加。當β=65°時，斜板壁面射流高速區域及流速均較大，最高速度可達98 m/s，該流速對沖擊斜板兩側人員及設備均會造成威脅，不在考慮范圍之內。當β=45°時，橫流速度不太大，開槽斜板的影響難以凸顯。因此，下文將通過試驗探究β=55°情況下開槽斜板對沖擊射流尾跡的影響。其中開槽斜板的開槽中心線從平板邊緣以12 mm固定距離沿著平板寬度方向進行陣列，總共開槽數為49。開槽斜板豎直放置，沿著斜板傾斜方向對斜板壁面射流有導流效果，從而有效抑制壁面射流橫向流動。

圖17 不同偏轉角下的沖擊射流橫向流速分布Fig.17 The distribution of cross flow of impinging jet with different deflection angles

圖18描述了β=55°，L/d=4的情況下，射流沖擊光滑斜板和開槽斜板時，斜板兩側時均橫向流速隨NPR的變化規律。圖18中：S代表槽寬；H代表槽深。并對比分析了槽深H=5 mm時,槽寬S分別為3 mm，4 mm，5 mm的開槽斜板對沖擊射流尾跡的控制效果。從圖18中可知：當1.02

圖18 不同槽寬下，沖擊射流尾跡隨壓比的變化Fig.18 Under different groove widths,the wake of the impinging jet varies with the pressure ratio

為進一步探究斜板表面凹槽結構的槽深對沖擊射流尾跡的影響，對不同壓比下，槽寬S=5 mm,槽深H分別為3 mm，4 mm，5 mm的開槽斜板橫向壁面射流時均流速進行了試驗測量，試驗結果如圖19所示，隨著槽深的增加，開槽斜板對沖擊射流橫向流動的抑制效果先增強，之后明顯減弱，在槽寬H=4 mm時對橫向流動的抑制效果最為顯著。當NPR=3.1 時，斜板表面開槽后最大橫向壁面射流時均流速從71 m/s顯著降低到了43 m/s，降幅達39 %。且不同槽深的開槽斜板均能夠有效控制沖擊射流橫向流動尾跡。

圖19 不同槽深下，沖擊射流尾跡隨壓比的變化Fig.19 Under different groove depths,the wake of the impinging jet varies with the pressure ratio

4 結 論

本文在對不同壓比下射流沖擊斜板的流場與聲場進行試驗測量，以及基于分離渦模擬建立的射流沖擊斜板噪聲有限元分析模型的基礎上，探究了斜板表面開槽對欠膨脹超聲速射流沖擊斜板引起的射流沖擊噪聲及壁面橫向射流的影響，結合PIV流場結果和相關性分析對降噪機理進行了解析，并初步探究了凹槽參數對壁面橫向射流尾跡的控制效果。由試驗結果與數值模擬得出以下結論：

(1) 當射流出口壓比NPR>2.5 時，開槽斜板可以明顯降低沖擊射流遠場噪聲，平均降噪量為2 dB(A)。但開槽斜板主要是影響2 500 Hz附近的純音，對頻率f在3 500 Hz～4 500 Hz內的多個純音基本不產生影響。

(2) 由相位平均分析和平均流場特性分析可知，f=3 744 Hz 的純音主要是剪切層渦脫落產生，而斜板表面開槽無法影響到射流剪切層渦脫落的頻率和強度，因此開槽斜板對該純音幅值基本無影響。而f=2 500 Hz的純音幅值顯著降低主要是因為開槽斜板能夠明顯弱化射流沖擊滯止區中的漩渦對。

(3) 開槽斜板在有效降低射流沖擊噪聲的同時也能有效控制沖擊射流橫向流動尾跡，對比不同槽寬槽深的開槽斜板可知，槽寬S=4 mm，槽深H=5 mm對橫向壁面射流控制效果最佳，斜板表面開槽后最大橫向壁面射流流速從71 m/s顯著降低到了38 m/s，降幅達46%。且不同槽寬、槽深的開槽斜板均能夠有效控制沖擊射流橫向流動尾跡。