限流孔板在飛機空調(diào)管道的噪聲分析及優(yōu)化設(shè)計

趙海宇,周強,宋經(jīng)遠(yuǎn),王青山

(1. 中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國家重點實驗室,長沙 410083; 2. 中國航發(fā)沈陽發(fā)動機研究所,沈陽 110015)

飛機駕駛艙空調(diào)管道系統(tǒng)在給駕駛艙提供適宜的空氣環(huán)境時,也產(chǎn)生了較大的噪聲,嚴(yán)重影響飛行員的身心健康,其中,限流孔板作為飛機駕駛艙空調(diào)管道中限定管道流量和降壓調(diào)速的關(guān)鍵部件,其結(jié)構(gòu)將導(dǎo)致氣體流動受阻并產(chǎn)生較大湍流噪聲。目前研究限流孔板的工作機制、壓降性能等已引起國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注[1]。

Sack等[2]對多孔板氣動聲學(xué)進(jìn)行了研究,對比了單孔板與多孔板的湍流特性。Araoye等[3]研究了串聯(lián)的多級限流孔板的流動特性,分析了流速、孔板結(jié)構(gòu)參數(shù)等對管內(nèi)壓力場與速度場的影響并確定了其壓降性能。Barros Filho等[4]研究了限流孔板倒角的幾何形狀與孔板前后壓降的關(guān)系。Yau等[5]研究了不同雷諾數(shù)和孔徑比的厚限流孔板的壓降性能與阻力性能,結(jié)果表明,當(dāng)孔徑比為0.5時,壓降幅值最大,但流動穩(wěn)定性較差。Qian等[6]通過數(shù)值模擬研究了過熱蒸汽流經(jīng)多級限流孔板的影響。歐達(dá)毅等[7]對管道內(nèi)擾流板噪聲預(yù)測進(jìn)行了理論分析,建立了擾流板噪聲的分析模型,探討了兩擾流板之間的湍流效應(yīng)與聲耦合效應(yīng),指出氣流噪聲的聲功率級與擾流板的前后穩(wěn)態(tài)壓降有關(guān)。白兆亮[8]運用數(shù)值模擬的方法探究了多孔板結(jié)構(gòu)參數(shù)改變對阻力影響系數(shù)的影響,研究表明:厚徑比、孔徑比以及相對間距的增加對兩級孔板間的阻力影響系數(shù)的影響程度越小。

在上述研究基礎(chǔ)上,學(xué)者們認(rèn)識到限流孔板的孔徑尺寸以及多級孔板的布放間距對管道流場的流動狀態(tài)有較大的影響。張鷹等[9]利用Fluent軟件研究了流經(jīng)限流孔板的氣流穩(wěn)定性,結(jié)論表明,合理選擇限流孔板孔徑可使得壓降幅值提高以及出口質(zhì)量流量降低,從而達(dá)到限流目的。王天豪等[10]通過改變環(huán)形分布或矩形分布孔的孔徑研究多級孔板壓降的變化,發(fā)現(xiàn)孔中心距越大,其前后壓差越低,氣流流動越不穩(wěn)定。

目前,限流孔板噪聲特性分析與降噪優(yōu)化研究相對較少。鑒與此,本文運用ANSYS Fluent軟件對含限流孔板的直管道進(jìn)行數(shù)值模擬,研究了氣流在孔板的壓降性能及平均速度變化;在此基礎(chǔ)上,設(shè)置飛行員雙耳位置的三維坐標(biāo)為監(jiān)測點,分析監(jiān)測點的頻響曲線變化規(guī)律;最后運用參數(shù)化研究方法,改變限流孔板的通流孔徑,研究孔板通流孔徑參數(shù)變化對監(jiān)測點噪聲特性的影響,旨在得出通流孔徑的優(yōu)化參數(shù)。

1 數(shù)值仿真模型

1.1 幾何模型

本文以含限流孔板的直管為研究對象,采用三維建模軟件CATIA V5R18建立與實物尺寸一致的三維幾何模型,結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示。其中限流孔板厚2 mm,固定于直管中央。在駕駛艙布置空調(diào)管道系統(tǒng)過程中,通過設(shè)置支架固定含限流孔板的直管道,故本研究可忽略管壁與氣流的流固耦合產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)噪聲,僅研究氣流在管壁流動受阻產(chǎn)生的氣動噪聲。

圖1 含限流孔板直管道結(jié)構(gòu)Fig. 1 Structure of straight pipe with restriction orifice

1.2 數(shù)值計算理論

本文選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對管道流場進(jìn)行穩(wěn)態(tài)定常計算確定管道氣流的壓力場與速度場,該計算模型可保證定常計算精度的同時,使計算能夠快速收斂。當(dāng)流場達(dá)到穩(wěn)態(tài)后,以穩(wěn)態(tài)計算值作為初始值進(jìn)行瞬態(tài)非定常計算,為研究瞬態(tài)流場的物理量變化,流場瞬態(tài)非定常計算采用大渦模擬法,瞬態(tài)聲場計算選擇Fluent軟件Acoustic模塊下的FW-H模型,用于求解聲場監(jiān)測點的聲壓信號。

1.2.1 標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型

標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型的湍動能k與湍動能耗散率ε的輸運方程[11]為:

Gb+Gk-ρε-YM+Sk

(1)

(2)

1.2.2 大渦模擬法

大渦模擬法[12](Large eddy simulation, LES)假定流場的質(zhì)量、動量和能量主要受大渦影響,流動特性主要通過大尺度的渦來表現(xiàn)。大渦模擬的計算原理是通過過濾函數(shù)確定濾波尺寸,過濾去掉低于濾波尺寸的渦旋,得到的大尺度的渦直接用控制方程數(shù)值計算,而小尺度的渦則通過亞格子模型來封閉估算。在Fluent軟件中,用LES方法對流體域離散過程已經(jīng)默認(rèn)采用了帽型過濾函數(shù)自動過濾,其形式為

(3)

式中V為計算體體積。過濾后可得LES的控制方程[13]為

(4)

式中τij為亞格子應(yīng)力,表示小渦流動對流場的影響。

(5)

流場仿真中,常采用Smagorinsky-Lilly渦黏模型作為小渦數(shù)值估算的封閉模型。其亞格子應(yīng)力與湍流黏性系數(shù)μt的關(guān)系為

(6)

1.2.3 FW-H方程

適用于任意運動壁面湍流聲輻射場的FW-H方程[14-15]為

(7)

FW-H右項也是噪聲聲源項,其右側(cè)首項為四極子聲源引起的噪聲,即由于流體黏滯性所致流動受阻產(chǎn)生的噪聲;第二項為偶極子聲源,主要是指流體受壁面阻礙,流體之間或流固之間的相互作用引起的噪聲;第三項是單極子聲源。

1.3 網(wǎng)格劃分

結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格可以與幾何體完全貼合,同時網(wǎng)格規(guī)整以及曲面區(qū)域網(wǎng)格光滑,更適合流體計算。本研究采用六面體填充的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分流體域,并對管壁附近邊界層網(wǎng)格加密。網(wǎng)格具體劃分如圖2所示。

圖2 限流孔板及直管網(wǎng)格劃分圖Fig. 2 Mesh topology of restriction orifice and straight pipe

1.4 流體介質(zhì)參數(shù)及邊界條件

本研究選擇空氣作為流體介質(zhì),空氣密度1.225 kg/m3,動力黏度1.789×10-5Pa·s,參考聲壓2×10-5Pa。限流孔板管道數(shù)值模擬采用速度入口(56 m/s)邊界條件,出口邊界為自由出流,管壁邊界采用標(biāo)準(zhǔn)無滑移壁面。流體域定常計算采用SIMPLEC算法,壓力項、動量項、湍動能項、湍動能耗散率項等均為2階迎風(fēng)插值離散,將結(jié)果殘差設(shè)置為0.000 1作為判定穩(wěn)態(tài)計算的收斂性依據(jù)。瞬態(tài)計算采用PISO算法,壓力項、動量項等均采用2階迎風(fēng)插值格式,時間步長設(shè)定為2.5×10-6s,步數(shù)設(shè)定為30 000步,瞬態(tài)分析的總時長0.075 s。監(jiān)測各重要參數(shù)的殘差值變化趨于穩(wěn)定或者出現(xiàn)周期性變化,可作瞬態(tài)計算的收斂性判據(jù)。

2 含限流孔板直管的流場特性與噪聲特性

含限流孔板的直管道在初始工況下的縱截面壓力分布云圖及截面速度矢量圖、速度流線圖如圖3所示。從圖3a)壓力云圖可知:氣流通過限流孔板時壓力迅速降低并在孔徑后方形成負(fù)壓區(qū),孔徑后方管道靠近管壁部分的壓力最低,隨著氣體流過孔徑一定距離后,流體壓力又逐漸升高,但未升至氣體入口壓力,壓降效果明顯。結(jié)合圖3b)速度矢量圖分析,氣體通過限流孔板,管路特性發(fā)生改變,由于管徑突然收縮導(dǎo)致氣體流速激增,隨后管道中央氣流流速隨著管內(nèi)壓力的增大而逐漸降低并趨于平穩(wěn)。由圖3c)速度流線圖可知:孔徑后方管道靠近管壁部分的氣體流速最低,受管道中央高速氣體擠壓,管壁處低速氣體回旋流動形成湍流漩渦,氣流漩渦沿著管壁呈環(huán)狀流動。

圖3 限流孔板管道截面的壓力與速度云圖Fig. 3 Pressure and velocity cloud maps of restriction orifice pipe sections

圖4 限流孔板管道軸向壓力與速度曲線Fig. 4 Axial pressure and velocity curves of restriction orifice pipe

由圖4a)軸向壓降曲線可知:在管道入口至限流孔板之間,管內(nèi)流體壓力隨著軸向距離的增加而緩慢降低,氣流流經(jīng)限流孔板時受孔徑制約,使氣體產(chǎn)生加速效應(yīng)并導(dǎo)致孔板前后形成高壓差;在限流孔板至出口段,氣體流速下降,壓力回升直至穩(wěn)定;總體上看,入口至出口總壓差約10 265 Pa。圖4b)軸向速度曲線說明氣流在限流孔板邊緣處速度突變,加速度值極高,隨后迅速下降,并在距限流孔板約50 mm之后恢復(fù)穩(wěn)定。氣流經(jīng)狹窄孔道加速,流速最高可達(dá)140 m/s,易產(chǎn)生極大的氣流噪聲。

以穩(wěn)態(tài)數(shù)據(jù)為初始值,繼續(xù)對管道做瞬態(tài)計算,以飛行員雙耳處三維坐標(biāo)作為聲壓監(jiān)測點,得到監(jiān)測點在時域下的聲壓數(shù)據(jù),采用快速傅里葉變換(FFT)將聲壓的時域數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化為頻域響應(yīng)數(shù)據(jù),研究管道聲場不同頻率下的聲壓級分量。限流孔板限制管道高速氣流流動,氣動能量相對集中于高頻段,故本文計算兩監(jiān)測點在0～10 kHz的頻率范圍內(nèi)的聲壓級。圖5為含限流孔板的直管道在初始工況下兩監(jiān)測點的聲壓級頻響曲線。

圖5 含限流孔板的直管道外監(jiān)測點流動噪聲的頻響曲線Fig. 5 Frequency response curve of flow noise at monitoring points outside straight pipe with restriction orifice

由圖5可知:兩監(jiān)測點聲壓級頻響曲線整體規(guī)律大體一致,均呈現(xiàn)出較顯著的波動性變化,兩曲線在500 Hz以下的聲壓級均較低,噪聲能量主要集中在1 000 Hz以上的中高頻段。兩監(jiān)測點聲壓級曲線均在0～4 000 Hz呈遞增趨勢,在4 000～8 000 Hz區(qū)間內(nèi)呈現(xiàn)較穩(wěn)定的波動變化,在8 000 Hz后聲壓值峰值呈遞減趨勢。頻點聲壓級主要集中于60～80 dB范圍內(nèi)變化。

(8)

式中:Lpi為各頻點的聲壓級;n為計算頻點的個數(shù)。

由式(8)計算可知:監(jiān)測1在0～10 kHz頻率段內(nèi)的總噪聲值為103.17 dB,監(jiān)測點2在0～10 kHz頻段的總噪聲值為101.76 dB,兩監(jiān)測點的平均總聲壓級約102.5 dB。

通過對含限流孔板的直管道做流場分析與噪聲分析得知,限流孔的孔徑將對管道的流場特性與聲場特性產(chǎn)生重要影響,狹窄孔道壓降效果好,但由于氣流流速突變,氣流沖擊形成漩渦將導(dǎo)致管道氣動噪聲激增。兩監(jiān)測點的噪聲集中于中高頻段,總聲壓級值較高,可考慮通過改變限流孔板孔徑尺寸達(dá)到被動降噪的目的。

3 限流孔板通流孔徑的降噪優(yōu)化設(shè)計

本小節(jié)以限流孔板通流孔徑作為參數(shù)化研究的對象,主要研究限流孔板的通流孔徑參數(shù)對氣動噪聲的影響,通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化實現(xiàn)限流孔板的降噪。表1列出了各工況對應(yīng)的限流孔板的通流孔徑參數(shù)。

表1 不同工況的限流孔板通流孔徑參數(shù)Tab. 1 Parameters of restriction orifice through-flow aperture in different operating conditions

對各工況的聲壓級進(jìn)行計算,并將5種工況下的監(jiān)測點聲壓級頻響曲線與原結(jié)構(gòu)(初始工況)頻響曲線進(jìn)行對比,如圖6所示。

圖6 監(jiān)測點在不同限流孔板通流孔徑工況下 的聲壓級頻響曲線對比Fig. 6 Comparison of sound pressure level frequency response curves at monitoring points under different restriction orifice flow aperture conditions

由圖6可知:兩監(jiān)測點在不同工況下,聲壓級頻響曲線變化規(guī)律基本相同,均在10 kHz范圍內(nèi)的低頻段上升,在中頻段內(nèi)穩(wěn)定波動,在高頻階段聲壓級降低。對比同一監(jiān)測點不同工況的聲壓級曲線可知,初始工況在4.5～10 kHz的中高頻域內(nèi)的聲壓級明顯高于其它工況,說明增大限流孔板通流孔徑可有效降低孔板的中高頻噪聲;同時,曲線分布也呈現(xiàn)出限流孔板通流孔徑越大,聲壓級曲線峰值越低的特點。計算兩監(jiān)測點在各工況下的總聲壓級值并對比降噪效果,如表2和表3所示。降噪效果定義為當(dāng)前工況與前一工況之差,降噪幅度定義為當(dāng)前工況降噪效果絕對值與前一工況總聲壓級之比。

表2 監(jiān)測點1在各工況下的總聲壓級及降噪效果對比Tab. 2 Comparison of total sound pressure level and noise reduction effect of monitoring point 1 under various operating conditions

表3 監(jiān)測點2在各工況下的總聲壓級及降噪效果對比Tab. 3 Comparison of total sound pressure level and noise reduction effect of monitoring point 2 under various operating conditions

由表2與表3可知:5個工況相對于初始工況來說,均有明顯的降噪效果,且隨著限流孔板的通流孔徑逐漸增大,產(chǎn)生的噪聲降低,整體降噪幅度增大。但各工況相對前一工況的降噪效果則差異性較大,其中,工況1相對初始工況,兩監(jiān)測點噪聲值均降低了7 dB以上,環(huán)比情況下降噪效率最高;此外,工況4相對于工況3,兩監(jiān)測點的降噪幅度均約3.4%,明顯高于工況1之外的其余工況。

限流孔板主要功能是實現(xiàn)管道壓力降低功能,在對限流孔板進(jìn)行通流孔徑降噪優(yōu)化的同時,需考慮其壓降性能的變化,圖7為各工況下限流孔板管道的軸向壓降曲線,表4為總壓降性能對比。

圖7 各工況下限流孔板管道的軸向壓降曲線對比Fig. 7 Comparison of axial pressure drop curves of restriction orifice pipe under various operating conditions

表4 各工況的總壓降性能對比Tab. 4 Comparison of total pressure drop performance in vanous operating condition

從圖7及表4可知:初始工況的總壓降最大,其壓降性能相對其它工況最優(yōu),且限流孔板前后最大壓差明顯高于其余工況,壓降效果最好。隨著限流孔板通流孔徑的增大,入口與出口的總壓降及孔板前后的最大壓差呈現(xiàn)遞減的趨勢,說明增大限流孔板通流孔徑作為降噪優(yōu)化設(shè)計手段時,將以降低壓降性能為代價。同時,從表4可知:當(dāng)通流孔徑由初始工況增大到工況1時,總壓降及孔板前后最大壓差的降幅最大,這可能是由于管道內(nèi)中央部分氣體流速高,近管壁部分氣體流速低,孔板直徑在兩工況間的區(qū)域正處于高速氣流與低速氣流的中間過渡層,擴大通流孔徑后高速氣流受阻程度大幅降低導(dǎo)致。

綜合對不同工況的限流孔板噪聲特性和流場壓降性能分析,增大限流孔徑均具有較好的降噪效果,但為保證限流孔板具有良好的壓降性能,將通流孔徑由原來的20 mm增大到22 mm,兩監(jiān)測點平均降噪效果可達(dá)9 dB,總壓降達(dá)5 693 Pa,為限流孔板孔徑相對較好的降噪設(shè)計方案。

4 結(jié)論

本文通過數(shù)值預(yù)報方法研究了飛機空調(diào)管道中限流孔板的流場特性、氣動噪聲特性以及降噪優(yōu)化,得出以下結(jié)論:

1) 氣流通過限流孔板壓力迅速降低,總體上壓降效果明顯;氣流流過狹窄限流孔道,加速效應(yīng)明顯,易產(chǎn)生極大的氣動噪聲。

2) 含限流孔板的直管在兩監(jiān)測點的聲壓級頻響曲線呈較顯著的波動性變化,氣動噪聲能量主要集中在1 000 Hz以上的中高頻段。

3) 限流孔板的通流孔徑越大,噪聲越低,但會犧牲部分壓降性能。為保證較好的壓降效果,將限流孔板通流孔徑增大到22 mm時,降噪效果較優(yōu),且壓降性能良好。