張津澤 王國輝 徐珊姝

（1 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京，100076；2 中國運載火箭技術研究院，北京，100076）

0 引言

噴流噪聲作為運載火箭起飛過程中的主要噪聲源，發(fā)動機噴流高速沖擊到發(fā)射臺面和導流槽底部，以及超聲速噴流噪聲本身，都會產生嚴重的噪聲污染，量級高達150dB以上，不僅對發(fā)射場附近人員產生損害，導致聽力下降、心跳加快、血壓上升等，還會對飛行器的載荷、結構以及地面設施造成巨大的危害。因此，需要深入研究超聲速噴流噪聲的分布特性和影響因素，為發(fā)射場、箭上設備及人員的降噪防護設計提供理論依據(jù)[1]。由于理論研究和數(shù)值仿真方面的限制，學者們長期以來采取實驗的方法對噴流噪聲開展研究。Mollo-Christensen[2]等研究了噴流馬赫數(shù)、出口雷諾數(shù)對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)生在靠近軸線附近，而高頻噪聲則發(fā)生在較大的角度方位。Christopher[3]通過消聲室內的試驗測量分析噴流噪聲的發(fā)聲機制。試驗結果表明，超音速噴流噪聲的發(fā)聲機制主要有兩方面，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生的混合噪聲。Seiner等人[4-7]對前人關于噴流的研究進行總結，全面開展超音速噴流噪聲的相關理論和試驗研究。其主要研究噴管型面、燃氣溫度、壓比等因素對超音速噴流噪聲的影響。國內學者也展開了大量的實驗研究。莊家煜等[8]研究了不同形狀的噴嘴對噴流噪聲的影響。韓磊等[9]設計超聲速冷流試驗，研究壓強、噴管尺寸對噪聲特性的影響。劉占卿等[10]在小型火箭發(fā)動機的點火試驗中，利用聲傳感器測量了火箭發(fā)動機噴流噪聲的頻譜特性，并研究了不同導流槽出口型面的降噪性能。徐強等[11]通過對單室雙推力試驗發(fā)動機近場射流噪聲的測量與分析，得到噪聲峰值頻率的變化范圍。聯(lián)合時頻分析結果表明，同一測量位置處射流噪聲的峰值頻率與燃燒室壓力的變化無關，而噪聲幅值則依賴于燃燒室壓力。

綜上所述，國內外學者針對噴流噪聲開展了相關的實驗研究工作，但大都針對單噴管狀態(tài)，針對多噴管狀態(tài)噴管間距、噴管偏角對超聲噴流噪聲的影響研究尚未見公開報道。而運載火箭一般采用多臺發(fā)動機并聯(lián)的工作模式，發(fā)動機間距的變化會影響發(fā)動機噴流的混合作用，從而影響噴流流場性質，進而影響到噴流噪聲的特性。此外，發(fā)動機都有一定的安裝角，其噴流軸向并非與箭體軸向平行，在進行發(fā)動機推力矢量控制時，噴流又會發(fā)生一定的偏轉。因此，本文通過超聲速噴流噪聲實驗，研究多噴管狀態(tài)下噴管間距、噴管偏角對噪聲特性的影響，為真實狀態(tài)下多噴管噴流噪聲特性研究奠定了基礎，具有十分重要的意義。

1 噪聲實驗系統(tǒng)

1.1 噪聲實驗臺

噪聲實驗系統(tǒng)分為噪聲實驗臺和噪聲測量系統(tǒng)兩部分構成。其中，噪聲實驗臺的氣源采用4MPa壓縮空氣，通過減壓閥調整氣流到預定工作壓力，采用氣動球閥控制管路的通氣開關。當實驗開始時，氣動球閥打開，高壓氣流通過通氣管路進入整流裝置，使得噴管前工作壓力達到穩(wěn)定值、噴管喉部壅塞，再通過噴管擴張段使得噴管出口馬赫數(shù)達到規(guī)定工作馬赫數(shù)（Ma=3）。在整流裝置上布置兩個測壓點a、b，以檢測氣流是否在預定的工作壓力。實驗臺的實物圖和原理圖如圖1所示。另外，針對噪聲實驗系統(tǒng)的測試環(huán)境（戶外），為盡可能降低周圍環(huán)境對噪聲測量結果的影響（樹木、墻壁的聲反射作用），在測試現(xiàn)場搭設吸聲材料（玻璃棉），降低周圍物體的聲反射作用。

圖1 實驗臺結構示意圖及實物 Fig.1 Schematic diagram and real photo of the experimental bench of the supersonic jet

1.2 噪聲測量系統(tǒng)

1.2.1 噪聲測量設備

超聲速噴流噪聲具有頻帶寬，峰值頻率高等特點，因此，噪聲測試系統(tǒng)必須具有較寬的通頻帶和較大的動態(tài)范圍。測量系統(tǒng)采用的聲傳感器，測試頻率范圍10Hz~100kHz，完全符合實驗的測試要求，運用后處理軟件對數(shù)據(jù)進行采集和分析，獲得噪聲場的頻域信息和聲壓級。

1.2.2 測點布置方案

根據(jù)實際環(huán)境，布置聲傳感器時，采用國標GB/T3767-1996中推薦的半球形布置方案按照一定角度和高度進行排列，并且使聲傳感器陣列的指向性對準被測試的噴管出口，以噴管出口為原點，變換距離、高度、角度，通過計算進行布置。 以噴管出口為坐標原點，噴流軸向為X軸正方向，噴流徑向為Y軸正方向，共布置9個測點，測點距地面高度均與實驗臺高度相同，為1.2m，測點布置位置見圖2，其中，1~7號測點位于一個半圓形平面內，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、9兩個測點與噴流軸向夾角為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準噴管出口方向。

圖2 測點位置示意圖 Fig.2 Schematic diagram of the measuring points of the acoustic sensors layout

2 實驗工況及噪聲特性分析

2.1 實驗工況

共設計6組實驗，工作壓強均為1.3MPa，具體實驗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），噴管構型圖和實物見圖3。

圖3 噴管構型圖及實物 Fig.3 Structural schematic and real photo of the nozzle

表1 實驗工況表 Table 1 Working parameter of different test

其中，實驗1、2、3對比分析噴管間距對噪聲特性的影響；實驗4、5、6對比分析噴管偏角對噪聲特性的影響。

2.2 噪聲特性分析

2.2.1 噪聲輻射特性

圖4為實驗1中兩個測壓點a、b的壓強變化曲線，由圖4中可見，氣流壓強逐漸上升至1.3MPa后穩(wěn)定工作，持續(xù)時間大約為10s。在進行噪聲特性分析時，選取穩(wěn)定工作段內的聲壓時域信號進行處理和分析。

圖4 實驗1壓強-時間曲線 Fig.4 Pressure-time curve in the experiment No.1

圖5為實驗1工況下1~7號測點的噪聲頻譜，從中可以看出，噪聲頻譜中含有高強度的離散純音成分，即為嘯音，其特點是頻帶窄、強度高。隨著測點與噴流軸向夾角由30°逐漸增大到150°，噪聲峰值頻率不變，穩(wěn)定在10300Hz左右。

圖5 不同角度測點噪聲頻譜 Fig.5 Noise spectrum for sensors under different angles

圖6為實驗1工況下1~7號測點的聲壓級峰值，可以看出噴流噪聲聲壓級峰值隨噴流軸向夾角的變化。在測點與噴流軸向夾角由30°逐漸增大到150°時聲壓級峰值逐漸減小。當夾角為30°時，噴流噪聲聲壓級峰值為132.4dB，當夾角增大到120°時，聲壓級峰值減小到113.0dB，比30°時減小了近20dB。當測點與噴流軸向夾角大于120°時，由于超聲速噴流噪聲中的嘯音和寬頻激波噪聲主要向噴流上游傳播，在135°時聲壓級峰值回升至114.1dB，在150°時又下降到110.0dB。

圖6 不同角度下的聲壓級峰值 Fig.6 Peak value of the sound pressure level under different angles

圖7為實驗1工況下3、8、9號測點的噪聲頻譜，三個測點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，噪聲隨測點距離的增加衰減較為明顯，聲壓級峰值從129.2dB下降到了116.7dB，峰值頻率變化不大。

圖7 不同距離測點噪聲頻譜 Fig.7 Noise spectrum for sensors under different distance

2.2.2 噴管間距的影響

實驗1、2、3對應噴管間距分別為25mm、30mm、35mm。隨著噴管間距的增大，噪聲峰值頻率上升，對應聲壓級峰值下降，噪聲量級也下降。以測點3為例，不同噴管間距狀態(tài)下噪聲頻譜見圖8所示，噴管間距為25mm、30mm、35mm時，峰值頻率分別為10256Hz、10352Hz、11136Hz，對應聲壓級峰值為121.0dB、119.4dB、96.6dB?？紤]噴流間的混合和遮蔽效應，當噴管間距為25mm時，兩個噴管的噴流發(fā)生摻混，此時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噴管的出口面積，特征尺寸大，頻率低。

圖8 噴管間距對噪聲的影響 Fig.8 Effect of nozzle distance on noise

當噴管間距上升到30mm時，噴流間摻混效應逐漸變弱，對應聲壓級峰值下降，摻混噴流等效出口面積減小，特征尺寸減小，峰值頻率上升。當噴管間距上升到35mm時，幾乎沒有發(fā)生噴流摻混，噴流噪聲可看作兩個單噴管噴流噪聲的疊加，聲壓級峰值小于摻混狀態(tài)，對應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4、5、6對應噴管偏角為-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。

以測點3為例，噴管偏角為-5°、5°、10°時，對應峰值頻率分別為10304Hz、10816Hz、10896Hz?？紤]噴流的混合和遮蔽效應，由于噴管偏角增大，噴流間的摻混作用逐漸減弱，對應的等效噴管直徑變小，峰值頻率上升。對應的聲壓級峰值沒有明顯規(guī)律，由于帶偏角的噴管采用的是分段裝配結構，很難保證安裝狀態(tài)的一致性，所以對嘯音的幅值（聲壓級峰值）產生了一定的影響。

測點1~4在不同噴管偏角狀態(tài)下的噪聲頻譜見圖9。

圖9 噴管偏角對噪聲的影響 Fig.9 Effect of nozzle angle on noise

3 結論

通過超聲速多噴管噴流噪聲實驗，研究了噴管間距、噴管偏角對噪聲特性的影響，得到以下結論：

1）超聲速噴流噪聲具有很強的指向性，隨著測點與噴流軸向夾角由30°上升到150°，噪聲聲壓級峰值逐漸下降，峰值頻率基本不變。在測點距離由0.5m增大到2m時，噪聲聲壓級峰值下降，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，聲壓級峰值下降；

3）隨著噴管偏角的增大，噪聲峰值頻率上升。