噴管間距及偏角對(duì)超聲速?lài)娏髟肼曁匦杂绊懷芯?/h1>
2022-03-29 06:08:30張津澤王國(guó)輝徐珊姝
強(qiáng)度與環(huán)境 2022年1期
張津澤 王國(guó)輝 徐珊姝
（1 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076；2 中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京，100076）
0 引言
噴流噪聲作為運(yùn)載火箭起飛過(guò)程中的主要噪聲源，發(fā)動(dòng)機(jī)噴流高速?zèng)_擊到發(fā)射臺(tái)面和導(dǎo)流槽底部，以及超聲速?lài)娏髟肼暠旧恚紩?huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的噪聲污染，量級(jí)高達(dá)150dB以上，不僅對(duì)發(fā)射場(chǎng)附近人員產(chǎn)生損害，導(dǎo)致聽(tīng)力下降、心跳加快、血壓上升等，還會(huì)對(duì)飛行器的載荷、結(jié)構(gòu)以及地面設(shè)施造成巨大的危害。因此，需要深入研究超聲速?lài)娏髟肼暤姆植继匦院陀绊懸蛩?，為發(fā)射場(chǎng)、箭上設(shè)備及人員的降噪防護(hù)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)[1]。由于理論研究和數(shù)值仿真方面的限制，學(xué)者們長(zhǎng)期以來(lái)采取實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)噴流噪聲開(kāi)展研究。Mollo-Christensen[2]等研究了噴流馬赫數(shù)、出口雷諾數(shù)對(duì)噴流噪聲指向性及聲譜特性的影響，研究發(fā)現(xiàn)，低頻噪聲主要發(fā)生在靠近軸線(xiàn)附近，而高頻噪聲則發(fā)生在較大的角度方位。Christopher[3]通過(guò)消聲室內(nèi)的試驗(yàn)測(cè)量分析噴流噪聲的發(fā)聲機(jī)制。試驗(yàn)結(jié)果表明，超音速?lài)娏髟肼暤陌l(fā)聲機(jī)制主要有兩方面，一是噴管出口湍流漩渦尺度較小的激波噪聲，一是噴流下游較大的湍流漩渦產(chǎn)生的混合噪聲。Seiner等人[4-7]對(duì)前人關(guān)于噴流的研究進(jìn)行總結(jié)，全面開(kāi)展超音速?lài)娏髟肼暤南嚓P(guān)理論和試驗(yàn)研究。其主要研究噴管型面、燃?xì)鉁囟?、壓比等因素?duì)超音速?lài)娏髟肼暤挠绊憽?guó)內(nèi)學(xué)者也展開(kāi)了大量的實(shí)驗(yàn)研究。莊家煜等[8]研究了不同形狀的噴嘴對(duì)噴流噪聲的影響。韓磊等[9]設(shè)計(jì)超聲速冷流試驗(yàn)，研究壓強(qiáng)、噴管尺寸對(duì)噪聲特性的影響。劉占卿等[10]在小型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火試驗(yàn)中，利用聲傳感器測(cè)量了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲的頻譜特性，并研究了不同導(dǎo)流槽出口型面的降噪性能。徐強(qiáng)等[11]通過(guò)對(duì)單室雙推力試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)近場(chǎng)射流噪聲的測(cè)量與分析，得到噪聲峰值頻率的變化范圍。聯(lián)合時(shí)頻分析結(jié)果表明，同一測(cè)量位置處射流噪聲的峰值頻率與燃燒室壓力的變化無(wú)關(guān)，而噪聲幅值則依賴(lài)于燃燒室壓力。
綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)噴流噪聲開(kāi)展了相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究工作，但大都針對(duì)單噴管狀態(tài)，針對(duì)多噴管狀態(tài)噴管間距、噴管偏角對(duì)超聲噴流噪聲的影響研究尚未見(jiàn)公開(kāi)報(bào)道。而運(yùn)載火箭一般采用多臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)并聯(lián)的工作模式，發(fā)動(dòng)機(jī)間距的變化會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)噴流的混合作用，從而影響噴流流場(chǎng)性質(zhì)，進(jìn)而影響到噴流噪聲的特性。此外，發(fā)動(dòng)機(jī)都有一定的安裝角，其噴流軸向并非與箭體軸向平行，在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)推力矢量控制時(shí)，噴流又會(huì)發(fā)生一定的偏轉(zhuǎn)。因此，本文通過(guò)超聲速?lài)娏髟肼晫?shí)驗(yàn)，研究多噴管狀態(tài)下噴管間距、噴管偏角對(duì)噪聲特性的影響，為真實(shí)狀態(tài)下多噴管?chē)娏髟肼曁匦匝芯康於嘶A(chǔ)，具有十分重要的意義。
1 噪聲實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)
1.1 噪聲實(shí)驗(yàn)臺(tái)
噪聲實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)分為噪聲實(shí)驗(yàn)臺(tái)和噪聲測(cè)量系統(tǒng)兩部分構(gòu)成。其中，噪聲實(shí)驗(yàn)臺(tái)的氣源采用4MPa壓縮空氣，通過(guò)減壓閥調(diào)整氣流到預(yù)定工作壓力，采用氣動(dòng)球閥控制管路的通氣開(kāi)關(guān)。當(dāng)實(shí)驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，氣動(dòng)球閥打開(kāi)，高壓氣流通過(guò)通氣管路進(jìn)入整流裝置，使得噴管前工作壓力達(dá)到穩(wěn)定值、噴管喉部壅塞，再通過(guò)噴管擴(kuò)張段使得噴管出口馬赫數(shù)達(dá)到規(guī)定工作馬赫數(shù)（Ma=3）。在整流裝置上布置兩個(gè)測(cè)壓點(diǎn)a、b，以檢測(cè)氣流是否在預(yù)定的工作壓力。實(shí)驗(yàn)臺(tái)的實(shí)物圖和原理圖如圖1所示。另外，針對(duì)噪聲實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的測(cè)試環(huán)境（戶(hù)外），為盡可能降低周?chē)h(huán)境對(duì)噪聲測(cè)量結(jié)果的影響（樹(shù)木、墻壁的聲反射作用），在測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)搭設(shè)吸聲材料（玻璃棉），降低周?chē)矬w的聲反射作用。
圖1 實(shí)驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)示意圖及實(shí)物 Fig.1 Schematic diagram and real photo of the experimental bench of the supersonic jet
1.2 噪聲測(cè)量系統(tǒng)
1.2.1 噪聲測(cè)量設(shè)備
超聲速?lài)娏髟肼暰哂蓄l帶寬，峰值頻率高等特點(diǎn)，因此，噪聲測(cè)試系統(tǒng)必須具有較寬的通頻帶和較大的動(dòng)態(tài)范圍。測(cè)量系統(tǒng)采用的聲傳感器，測(cè)試頻率范圍10Hz~100kHz，完全符合實(shí)驗(yàn)的測(cè)試要求，運(yùn)用后處理軟件對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集和分析，獲得噪聲場(chǎng)的頻域信息和聲壓級(jí)。
1.2.2 測(cè)點(diǎn)布置方案
根據(jù)實(shí)際環(huán)境，布置聲傳感器時(shí)，采用國(guó)標(biāo)GB/T3767-1996中推薦的半球形布置方案按照一定角度和高度進(jìn)行排列，并且使聲傳感器陣列的指向性對(duì)準(zhǔn)被測(cè)試的噴管出口，以噴管出口為原點(diǎn)，變換距離、高度、角度，通過(guò)計(jì)算進(jìn)行布置。 以噴管出口為坐標(biāo)原點(diǎn)，噴流軸向?yàn)閄軸正方向，噴流徑向?yàn)閅軸正方向，共布置9個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)距地面高度均與實(shí)驗(yàn)臺(tái)高度相同，為1.2m，測(cè)點(diǎn)布置位置見(jiàn)圖2，其中，1~7號(hào)測(cè)點(diǎn)位于一個(gè)半圓形平面內(nèi)，與噴流軸向夾角分別為30°、45°、60°、90°、120°、135°、150°，到噴管出口距離為1m，8、9兩個(gè)測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角為60°，到噴管出口距離分別為0.5m、2.0m，所有聲傳感器敏感面對(duì)準(zhǔn)噴管出口方向。
圖2 測(cè)點(diǎn)位置示意圖 Fig.2 Schematic diagram of the measuring points of the acoustic sensors layout
2 實(shí)驗(yàn)工況及噪聲特性分析
2.1 實(shí)驗(yàn)工況
共設(shè)計(jì)6組實(shí)驗(yàn)，工作壓強(qiáng)均為1.3MPa，具體實(shí)驗(yàn)工況及噴管尺寸如表1所示，其中噴管均采用雙噴管，噴管喉徑為5mm，出口直徑為10.3mm，噴管間距分別為25mm、30mm、35mm；噴管偏角分別為-5°、5°、10°（噴管偏角以朝噴流徑向向外為正），噴管構(gòu)型圖和實(shí)物見(jiàn)圖3。
圖3 噴管構(gòu)型圖及實(shí)物 Fig.3 Structural schematic and real photo of the nozzle
表1 實(shí)驗(yàn)工況表 Table 1 Working parameter of different test
其中，實(shí)驗(yàn)1、2、3對(duì)比分析噴管間距對(duì)噪聲特性的影響；實(shí)驗(yàn)4、5、6對(duì)比分析噴管偏角對(duì)噪聲特性的影響。
2.2 噪聲特性分析
2.2.1 噪聲輻射特性
圖4為實(shí)驗(yàn)1中兩個(gè)測(cè)壓點(diǎn)a、b的壓強(qiáng)變化曲線(xiàn)，由圖4中可見(jiàn)，氣流壓強(qiáng)逐漸上升至1.3MPa后穩(wěn)定工作，持續(xù)時(shí)間大約為10s。在進(jìn)行噪聲特性分析時(shí)，選取穩(wěn)定工作段內(nèi)的聲壓時(shí)域信號(hào)進(jìn)行處理和分析。
圖4 實(shí)驗(yàn)1壓強(qiáng)-時(shí)間曲線(xiàn) Fig.4 Pressure-time curve in the experiment No.1
圖5為實(shí)驗(yàn)1工況下1~7號(hào)測(cè)點(diǎn)的噪聲頻譜，從中可以看出，噪聲頻譜中含有高強(qiáng)度的離散純音成分，即為嘯音，其特點(diǎn)是頻帶窄、強(qiáng)度高。隨著測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角由30°逐漸增大到150°，噪聲峰值頻率不變，穩(wěn)定在10300Hz左右。
圖5 不同角度測(cè)點(diǎn)噪聲頻譜 Fig.5 Noise spectrum for sensors under different angles
圖6為實(shí)驗(yàn)1工況下1~7號(hào)測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)峰值，可以看出噴流噪聲聲壓級(jí)峰值隨噴流軸向夾角的變化。在測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角由30°逐漸增大到150°時(shí)聲壓級(jí)峰值逐漸減小。當(dāng)夾角為30°時(shí)，噴流噪聲聲壓級(jí)峰值為132.4dB，當(dāng)夾角增大到120°時(shí)，聲壓級(jí)峰值減小到113.0dB，比30°時(shí)減小了近20dB。當(dāng)測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角大于120°時(shí)，由于超聲速?lài)娏髟肼曋械膰[音和寬頻激波噪聲主要向噴流上游傳播，在135°時(shí)聲壓級(jí)峰值回升至114.1dB，在150°時(shí)又下降到110.0dB。
圖6 不同角度下的聲壓級(jí)峰值 Fig.6 Peak value of the sound pressure level under different angles
圖7為實(shí)驗(yàn)1工況下3、8、9號(hào)測(cè)點(diǎn)的噪聲頻譜，三個(gè)測(cè)點(diǎn)均與噴流軸向夾角為60°，到噴管出口距離分別為1m、2m、0.5m。從圖中可以看出，噪聲隨測(cè)點(diǎn)距離的增加衰減較為明顯，聲壓級(jí)峰值從129.2dB下降到了116.7dB，峰值頻率變化不大。
圖7 不同距離測(cè)點(diǎn)噪聲頻譜 Fig.7 Noise spectrum for sensors under different distance
2.2.2 噴管間距的影響
實(shí)驗(yàn)1、2、3對(duì)應(yīng)噴管間距分別為25mm、30mm、35mm。隨著噴管間距的增大，噪聲峰值頻率上升，對(duì)應(yīng)聲壓級(jí)峰值下降，噪聲量級(jí)也下降。以測(cè)點(diǎn)3為例，不同噴管間距狀態(tài)下噪聲頻譜見(jiàn)圖8所示，噴管間距為25mm、30mm、35mm時(shí)，峰值頻率分別為10256Hz、10352Hz、11136Hz，對(duì)應(yīng)聲壓級(jí)峰值為121.0dB、119.4dB、96.6dB?？紤]噴流間的混合和遮蔽效應(yīng)，當(dāng)噴管間距為25mm時(shí)，兩個(gè)噴管的噴流發(fā)生摻混，此時(shí)噴流噪聲為摻混后噴流的噪聲，摻混后噴流的等效出口面積大于單個(gè)噴管的出口面積，特征尺寸大，頻率低。
圖8 噴管間距對(duì)噪聲的影響 Fig.8 Effect of nozzle distance on noise
當(dāng)噴管間距上升到30mm時(shí)，噴流間摻混效應(yīng)逐漸變?nèi)?，?duì)應(yīng)聲壓級(jí)峰值下降，摻混噴流等效出口面積減小，特征尺寸減小，峰值頻率上升。當(dāng)噴管間距上升到35mm時(shí)，幾乎沒(méi)有發(fā)生噴流摻混，噴流噪聲可看作兩個(gè)單噴管?chē)娏髟肼暤寞B加，聲壓級(jí)峰值小于摻混狀態(tài)，對(duì)應(yīng)的噪聲峰值頻率接近于單噴管狀態(tài)的峰值頻率，特征尺寸小，頻率高。
2.2.3 噴管偏角的影響
試驗(yàn)4、5、6對(duì)應(yīng)噴管偏角為-5°、5°、10°，噴管間距均為30mm。隨著噴管偏角的增大，峰值頻率上升。
以測(cè)點(diǎn)3為例，噴管偏角為-5°、5°、10°時(shí)，對(duì)應(yīng)峰值頻率分別為10304Hz、10816Hz、10896Hz?？紤]噴流的混合和遮蔽效應(yīng)，由于噴管偏角增大，噴流間的摻混作用逐漸減弱，對(duì)應(yīng)的等效噴管直徑變小，峰值頻率上升。對(duì)應(yīng)的聲壓級(jí)峰值沒(méi)有明顯規(guī)律，由于帶偏角的噴管采用的是分段裝配結(jié)構(gòu)，很難保證安裝狀態(tài)的一致性，所以對(duì)嘯音的幅值（聲壓級(jí)峰值）產(chǎn)生了一定的影響。
測(cè)點(diǎn)1~4在不同噴管偏角狀態(tài)下的噪聲頻譜見(jiàn)圖9。
圖9 噴管偏角對(duì)噪聲的影響 Fig.9 Effect of nozzle angle on noise
3 結(jié)論
通過(guò)超聲速多噴管?chē)娏髟肼晫?shí)驗(yàn)，研究了噴管間距、噴管偏角對(duì)噪聲特性的影響，得到以下結(jié)論：
1）超聲速?lài)娏髟肼暰哂泻軓?qiáng)的指向性，隨著測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角由30°上升到150°，噪聲聲壓級(jí)峰值逐漸下降，峰值頻率基本不變。在測(cè)點(diǎn)距離由0.5m增大到2m時(shí)，噪聲聲壓級(jí)峰值下降，峰值頻率基本不變；
2）隨著噴管間距的增大，噪聲峰值頻率上升，聲壓級(jí)峰值下降；
3）隨著噴管偏角的增大，噪聲峰值頻率上升。
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噴流噪聲作為運(yùn)載火箭起飛過(guò)程中的主要噪聲源，發(fā)動(dòng)機(jī)噴流高速?zèng)_擊到發(fā)射臺(tái)面和導(dǎo)流槽底部，以及超聲速?lài)娏髟肼暠旧恚紩?huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的噪聲污染，量級(jí)高達(dá)150dB以上，不僅對(duì)發(fā)射場(chǎng)附近人員產(chǎn)生損害，導(dǎo)致聽(tīng)力下降、心跳加快、血壓上升等，還會(huì)對(duì)飛行器的載荷、結(jié)構(gòu)以及地面設(shè)施造成巨大的危害。因此，需要深入研究超聲速?lài)娏髟肼暤姆植继匦院陀绊懸蛩?，為發(fā)射場(chǎng)、箭上設(shè)備及人員的降噪防護(hù)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)[1]。由于理論研究和數(shù)值仿真方面的限制，學(xué)者們長(zhǎng)期以來(lái)采取實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)噴流噪聲開(kāi)展研究。Mollo-Christensen[2]等研究了噴流馬赫數(shù)、出口雷諾數(shù)對(duì)噴流噪聲指向性及聲譜特性的影響，研究發(fā)現(xiàn)，低頻噪聲主要發(fā)生在靠近軸線(xiàn)附近，而高頻噪聲則發(fā)生在較大的角度方位。Christopher[3]通過(guò)消聲室內(nèi)的試驗(yàn)測(cè)量分析噴流噪聲的發(fā)聲機(jī)制。試驗(yàn)結(jié)果表明，超音速?lài)娏髟肼暤陌l(fā)聲機(jī)制主要有兩方面，一是噴管出口湍流漩渦尺度較小的激波噪聲，一是噴流下游較大的湍流漩渦產(chǎn)生的混合噪聲。Seiner等人[4-7]對(duì)前人關(guān)于噴流的研究進(jìn)行總結(jié)，全面開(kāi)展超音速?lài)娏髟肼暤南嚓P(guān)理論和試驗(yàn)研究。其主要研究噴管型面、燃?xì)鉁囟?、壓比等因素?duì)超音速?lài)娏髟肼暤挠绊憽?guó)內(nèi)學(xué)者也展開(kāi)了大量的實(shí)驗(yàn)研究。莊家煜等[8]研究了不同形狀的噴嘴對(duì)噴流噪聲的影響。韓磊等[9]設(shè)計(jì)超聲速冷流試驗(yàn)，研究壓強(qiáng)、噴管尺寸對(duì)噪聲特性的影響。劉占卿等[10]在小型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火試驗(yàn)中，利用聲傳感器測(cè)量了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴流噪聲的頻譜特性，并研究了不同導(dǎo)流槽出口型面的降噪性能。徐強(qiáng)等[11]通過(guò)對(duì)單室雙推力試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)近場(chǎng)射流噪聲的測(cè)量與分析，得到噪聲峰值頻率的變化范圍。聯(lián)合時(shí)頻分析結(jié)果表明，同一測(cè)量位置處射流噪聲的峰值頻率與燃燒室壓力的變化無(wú)關(guān)，而噪聲幅值則依賴(lài)于燃燒室壓力。
綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)噴流噪聲開(kāi)展了相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究工作，但大都針對(duì)單噴管狀態(tài)，針對(duì)多噴管狀態(tài)噴管間距、噴管偏角對(duì)超聲噴流噪聲的影響研究尚未見(jiàn)公開(kāi)報(bào)道。而運(yùn)載火箭一般采用多臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)并聯(lián)的工作模式，發(fā)動(dòng)機(jī)間距的變化會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)噴流的混合作用，從而影響噴流流場(chǎng)性質(zhì)，進(jìn)而影響到噴流噪聲的特性。此外，發(fā)動(dòng)機(jī)都有一定的安裝角，其噴流軸向并非與箭體軸向平行，在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)推力矢量控制時(shí)，噴流又會(huì)發(fā)生一定的偏轉(zhuǎn)。因此，本文通過(guò)超聲速?lài)娏髟肼晫?shí)驗(yàn)，研究多噴管狀態(tài)下噴管間距、噴管偏角對(duì)噪聲特性的影響，為真實(shí)狀態(tài)下多噴管?chē)娏髟肼曁匦匝芯康於嘶A(chǔ)，具有十分重要的意義。
1 噪聲實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)
1.1 噪聲實(shí)驗(yàn)臺(tái)
噪聲實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)分為噪聲實(shí)驗(yàn)臺(tái)和噪聲測(cè)量系統(tǒng)兩部分構(gòu)成。其中，噪聲實(shí)驗(yàn)臺(tái)的氣源采用4MPa壓縮空氣，通過(guò)減壓閥調(diào)整氣流到預(yù)定工作壓力，采用氣動(dòng)球閥控制管路的通氣開(kāi)關(guān)。當(dāng)實(shí)驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，氣動(dòng)球閥打開(kāi)，高壓氣流通過(guò)通氣管路進(jìn)入整流裝置，使得噴管前工作壓力達(dá)到穩(wěn)定值、噴管喉部壅塞，再通過(guò)噴管擴(kuò)張段使得噴管出口馬赫數(shù)達(dá)到規(guī)定工作馬赫數(shù)（Ma=3）。在整流裝置上布置兩個(gè)測(cè)壓點(diǎn)a、b，以檢測(cè)氣流是否在預(yù)定的工作壓力。實(shí)驗(yàn)臺(tái)的實(shí)物圖和原理圖如圖1所示。另外，針對(duì)噪聲實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的測(cè)試環(huán)境（戶(hù)外），為盡可能降低周?chē)h(huán)境對(duì)噪聲測(cè)量結(jié)果的影響（樹(shù)木、墻壁的聲反射作用），在測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)搭設(shè)吸聲材料（玻璃棉），降低周?chē)矬w的聲反射作用。
圖1 實(shí)驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)示意圖及實(shí)物 Fig.1 Schematic diagram and real photo of the experimental bench of the supersonic jet
1.2 噪聲測(cè)量系統(tǒng)
1.2.1 噪聲測(cè)量設(shè)備
超聲速?lài)娏髟肼暰哂蓄l帶寬，峰值頻率高等特點(diǎn)，因此，噪聲測(cè)試系統(tǒng)必須具有較寬的通頻帶和較大的動(dòng)態(tài)范圍。測(cè)量系統(tǒng)采用的聲傳感器，測(cè)試頻率范圍10Hz~100kHz，完全符合實(shí)驗(yàn)的測(cè)試要求，運(yùn)用后處理軟件對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行采集和分析，獲得噪聲場(chǎng)的頻域信息和聲壓級(jí)。
1.2.2 測(cè)點(diǎn)布置方案
根據(jù)實(shí)際環(huán)境，布置聲傳感器時(shí)，采用國(guó)標(biāo)GB/T3767-1996中推薦的半球形布置方案按照一定角度和高度進(jìn)行排列，并且使聲傳感器陣列的指向性對(duì)準(zhǔn)被測(cè)試的噴管出口，以噴管出口為原點(diǎn)，變換距離、高度、角度，通過(guò)計(jì)算進(jìn)行布置。 以噴管出口為坐標(biāo)原點(diǎn)，噴流軸向?yàn)閄軸正方向，噴流徑向?yàn)閅軸正方向，共布置9個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)距地面高度均與實(shí)驗(yàn)臺(tái)高度相同，為1.2m，測(cè)點(diǎn)布置位置見(jiàn)圖2，其中，1~7號(hào)測(cè)點(diǎn)位于一個(gè)半圓形平面內(nèi)，與噴流軸向夾角分別為30°、45°、60°、90°、120°、135°、150°，到噴管出口距離為1m，8、9兩個(gè)測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角為60°，到噴管出口距離分別為0.5m、2.0m，所有聲傳感器敏感面對(duì)準(zhǔn)噴管出口方向。
圖2 測(cè)點(diǎn)位置示意圖 Fig.2 Schematic diagram of the measuring points of the acoustic sensors layout
2 實(shí)驗(yàn)工況及噪聲特性分析
2.1 實(shí)驗(yàn)工況
共設(shè)計(jì)6組實(shí)驗(yàn)，工作壓強(qiáng)均為1.3MPa，具體實(shí)驗(yàn)工況及噴管尺寸如表1所示，其中噴管均采用雙噴管，噴管喉徑為5mm，出口直徑為10.3mm，噴管間距分別為25mm、30mm、35mm；噴管偏角分別為-5°、5°、10°（噴管偏角以朝噴流徑向向外為正），噴管構(gòu)型圖和實(shí)物見(jiàn)圖3。
圖3 噴管構(gòu)型圖及實(shí)物 Fig.3 Structural schematic and real photo of the nozzle
表1 實(shí)驗(yàn)工況表 Table 1 Working parameter of different test
其中，實(shí)驗(yàn)1、2、3對(duì)比分析噴管間距對(duì)噪聲特性的影響；實(shí)驗(yàn)4、5、6對(duì)比分析噴管偏角對(duì)噪聲特性的影響。
2.2 噪聲特性分析
2.2.1 噪聲輻射特性
圖4為實(shí)驗(yàn)1中兩個(gè)測(cè)壓點(diǎn)a、b的壓強(qiáng)變化曲線(xiàn)，由圖4中可見(jiàn)，氣流壓強(qiáng)逐漸上升至1.3MPa后穩(wěn)定工作，持續(xù)時(shí)間大約為10s。在進(jìn)行噪聲特性分析時(shí)，選取穩(wěn)定工作段內(nèi)的聲壓時(shí)域信號(hào)進(jìn)行處理和分析。
圖4 實(shí)驗(yàn)1壓強(qiáng)-時(shí)間曲線(xiàn) Fig.4 Pressure-time curve in the experiment No.1
圖5為實(shí)驗(yàn)1工況下1~7號(hào)測(cè)點(diǎn)的噪聲頻譜，從中可以看出，噪聲頻譜中含有高強(qiáng)度的離散純音成分，即為嘯音，其特點(diǎn)是頻帶窄、強(qiáng)度高。隨著測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角由30°逐漸增大到150°，噪聲峰值頻率不變，穩(wěn)定在10300Hz左右。
圖5 不同角度測(cè)點(diǎn)噪聲頻譜 Fig.5 Noise spectrum for sensors under different angles
圖6為實(shí)驗(yàn)1工況下1~7號(hào)測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)峰值，可以看出噴流噪聲聲壓級(jí)峰值隨噴流軸向夾角的變化。在測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角由30°逐漸增大到150°時(shí)聲壓級(jí)峰值逐漸減小。當(dāng)夾角為30°時(shí)，噴流噪聲聲壓級(jí)峰值為132.4dB，當(dāng)夾角增大到120°時(shí)，聲壓級(jí)峰值減小到113.0dB，比30°時(shí)減小了近20dB。當(dāng)測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角大于120°時(shí)，由于超聲速?lài)娏髟肼曋械膰[音和寬頻激波噪聲主要向噴流上游傳播，在135°時(shí)聲壓級(jí)峰值回升至114.1dB，在150°時(shí)又下降到110.0dB。
圖6 不同角度下的聲壓級(jí)峰值 Fig.6 Peak value of the sound pressure level under different angles
圖7為實(shí)驗(yàn)1工況下3、8、9號(hào)測(cè)點(diǎn)的噪聲頻譜，三個(gè)測(cè)點(diǎn)均與噴流軸向夾角為60°，到噴管出口距離分別為1m、2m、0.5m。從圖中可以看出，噪聲隨測(cè)點(diǎn)距離的增加衰減較為明顯，聲壓級(jí)峰值從129.2dB下降到了116.7dB，峰值頻率變化不大。
圖7 不同距離測(cè)點(diǎn)噪聲頻譜 Fig.7 Noise spectrum for sensors under different distance
2.2.2 噴管間距的影響
實(shí)驗(yàn)1、2、3對(duì)應(yīng)噴管間距分別為25mm、30mm、35mm。隨著噴管間距的增大，噪聲峰值頻率上升，對(duì)應(yīng)聲壓級(jí)峰值下降，噪聲量級(jí)也下降。以測(cè)點(diǎn)3為例，不同噴管間距狀態(tài)下噪聲頻譜見(jiàn)圖8所示，噴管間距為25mm、30mm、35mm時(shí)，峰值頻率分別為10256Hz、10352Hz、11136Hz，對(duì)應(yīng)聲壓級(jí)峰值為121.0dB、119.4dB、96.6dB?？紤]噴流間的混合和遮蔽效應(yīng)，當(dāng)噴管間距為25mm時(shí)，兩個(gè)噴管的噴流發(fā)生摻混，此時(shí)噴流噪聲為摻混后噴流的噪聲，摻混后噴流的等效出口面積大于單個(gè)噴管的出口面積，特征尺寸大，頻率低。
圖8 噴管間距對(duì)噪聲的影響 Fig.8 Effect of nozzle distance on noise
當(dāng)噴管間距上升到30mm時(shí)，噴流間摻混效應(yīng)逐漸變?nèi)?，?duì)應(yīng)聲壓級(jí)峰值下降，摻混噴流等效出口面積減小，特征尺寸減小，峰值頻率上升。當(dāng)噴管間距上升到35mm時(shí)，幾乎沒(méi)有發(fā)生噴流摻混，噴流噪聲可看作兩個(gè)單噴管?chē)娏髟肼暤寞B加，聲壓級(jí)峰值小于摻混狀態(tài)，對(duì)應(yīng)的噪聲峰值頻率接近于單噴管狀態(tài)的峰值頻率，特征尺寸小，頻率高。
2.2.3 噴管偏角的影響
試驗(yàn)4、5、6對(duì)應(yīng)噴管偏角為-5°、5°、10°，噴管間距均為30mm。隨著噴管偏角的增大，峰值頻率上升。
以測(cè)點(diǎn)3為例，噴管偏角為-5°、5°、10°時(shí)，對(duì)應(yīng)峰值頻率分別為10304Hz、10816Hz、10896Hz?？紤]噴流的混合和遮蔽效應(yīng)，由于噴管偏角增大，噴流間的摻混作用逐漸減弱，對(duì)應(yīng)的等效噴管直徑變小，峰值頻率上升。對(duì)應(yīng)的聲壓級(jí)峰值沒(méi)有明顯規(guī)律，由于帶偏角的噴管采用的是分段裝配結(jié)構(gòu)，很難保證安裝狀態(tài)的一致性，所以對(duì)嘯音的幅值（聲壓級(jí)峰值）產(chǎn)生了一定的影響。
測(cè)點(diǎn)1~4在不同噴管偏角狀態(tài)下的噪聲頻譜見(jiàn)圖9。
圖9 噴管偏角對(duì)噪聲的影響 Fig.9 Effect of nozzle angle on noise
3 結(jié)論
通過(guò)超聲速多噴管?chē)娏髟肼晫?shí)驗(yàn)，研究了噴管間距、噴管偏角對(duì)噪聲特性的影響，得到以下結(jié)論：
1）超聲速?lài)娏髟肼暰哂泻軓?qiáng)的指向性，隨著測(cè)點(diǎn)與噴流軸向夾角由30°上升到150°，噪聲聲壓級(jí)峰值逐漸下降，峰值頻率基本不變。在測(cè)點(diǎn)距離由0.5m增大到2m時(shí)，噪聲聲壓級(jí)峰值下降，峰值頻率基本不變；
2）隨著噴管間距的增大，噪聲峰值頻率上升，聲壓級(jí)峰值下降；
3）隨著噴管偏角的增大，噪聲峰值頻率上升。
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