郭 昊 康國強(qiáng) 侯強(qiáng)中 劉沛清

(北京航空航天大學(xué)陸士嘉實(shí)驗(yàn)室(航空氣動(dòng)聲學(xué)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)， 北京 10019)

0 引言

起落架噪聲是飛機(jī)氣動(dòng)噪聲中不可忽略的一個(gè)重要部分，主要體現(xiàn)在起飛和降落階段，起落架噪聲在整個(gè)噪聲中占據(jù)了主導(dǎo)地位。Zaytsev等人通過對(duì)波音777整機(jī)的過頂噪聲陣列測(cè)量，起落架噪聲在總噪聲中有突出貢獻(xiàn)。飛機(jī)起落架噪聲主要包含了鈍體噪聲和腔體噪聲，鈍體繞流中最為典型的便是柱體繞流。

1878年，Strouhal通過研究風(fēng)吹過棒或線等柱體，第一次科學(xué)地研究了離散噪聲的產(chǎn)生，即通俗所說的風(fēng)嘯聲，發(fā)現(xiàn)雷諾數(shù)在300～10時(shí)，離散噪聲的頻率與圓柱直徑成反比，與來流風(fēng)速成正比，從而有無量綱頻率在0.2～0.22之間。自此之后有許多的學(xué)者研究了圓柱繞流的氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理。

1952年，英國科學(xué)家Lighthill在研究噴流自由湍流的聲激發(fā)中，由N-S方程中的連續(xù)性方程(1)和動(dòng)量方程(2)推導(dǎo)出了著名的Lighthill方程(3)，也就是如今的氣動(dòng)聲學(xué)基本方程，聲類比方程。

(1)

(2)

(3)

式中，

(4)

為Lighthill湍流應(yīng)力張量，式中三項(xiàng)分別表示由速度導(dǎo)致的雷諾應(yīng)力、流體黏性導(dǎo)致的黏性應(yīng)力和熱傳導(dǎo)的影響。該方程指出了流體動(dòng)力聲源的四極子聲源就是流體湍流中變化的應(yīng)力，并表明了當(dāng)聲場參數(shù)不會(huì)對(duì)流體運(yùn)動(dòng)參數(shù)產(chǎn)生影響時(shí)，可以采用與經(jīng)典聲學(xué)理論相似的方法求解，得到聲源的聲場解，具有實(shí)用意義，但是該式未考慮固體邊界的影響。

1956年，Phillips在Curle的理論的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)出了二維柱體(上下加端板或者長細(xì)比足夠大)的遠(yuǎn)場純音聲壓均方根的計(jì)算公式：

(5)

式中，為無量綱頻率，=，為展向相關(guān)系數(shù)，,為柱體表面脈動(dòng)升力系數(shù)，為監(jiān)測(cè)方位角，為監(jiān)測(cè)點(diǎn)到柱體的距離。可以看出，影響二維柱體遠(yuǎn)場噪聲的流動(dòng)參數(shù)主要有三個(gè)，分別為表征脫落渦頻率的無量綱參數(shù)、衡量展向三維效應(yīng)的，以及體現(xiàn)渦脫落強(qiáng)度的表面脈動(dòng)升力系數(shù),。

國內(nèi)，李玲等人通過實(shí)驗(yàn)研究了亞臨界雷諾數(shù)(4.1×10～1.1×10)圓柱繞流氣動(dòng)噪聲特性，發(fā)現(xiàn)在垂直流向的方向上，圓柱繞流的遠(yuǎn)場噪聲最大，且隨著偏離垂向角度的增大，遠(yuǎn)場噪聲逐漸減小，屬于典型的偶極子聲源特性。并且遠(yuǎn)場噪聲與來流速度的6次方成正比，與監(jiān)測(cè)點(diǎn)到圓柱中心距離的2次方成反比，與Phillips二維柱體純音噪聲預(yù)測(cè)公式一致。

常見的降低柱體繞流氣動(dòng)噪聲的方法可以分為被動(dòng)控制降噪和主動(dòng)控制降噪,其中主動(dòng)控制降噪主要包含了等離子體激勵(lì)器誘導(dǎo)射流控制和柱體表面吹吸氣控制等方法。主動(dòng)控制方面主要是通過向流場中注入動(dòng)量，使邊界層內(nèi)流體被加速，以達(dá)到延緩分離的效果。

Sohankar等人通過數(shù)值模擬方法研究了雷諾數(shù)在100～200下通過吹氣和吸氣控制穿孔在不同入射角(在0～45°)處的渦脫落情況，結(jié)果表明，在=150和=45°時(shí)在方柱的前側(cè)或后側(cè)施加吹氣或吸氣為最佳控制情況，在該條件下渦旋脫落得到抑制并且阻力系數(shù)減小了約39%。

本文主要通過數(shù)值模擬的方法研究了在方柱分離點(diǎn)處施加垂直來流速度方向吹氣控制下的氣動(dòng)噪聲特性，對(duì)零度迎角下三維方柱進(jìn)行了流場和聲場特性研究，包括固定吹氣速度3 m/s和固定吹氣速度比(吹氣速度/來流速度=0.1)的控制條件下改變來流速度大小的情況，探究吹氣降噪機(jī)理和吹氣控制效果。

1 基本算例數(shù)值計(jì)算

1.1 基本算例計(jì)算設(shè)置

在三維方柱算例驗(yàn)證的數(shù)值計(jì)算中，參考LIU Xiaowan等人的相關(guān)設(shè)置，計(jì)算模型選用三維方柱體，如圖1所示，方柱截面尺寸為D=0.041 m(高)，B=0.043 1 m(寬)，以及展向尺寸=4D。數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格劃分如圖2所示，流向(X)計(jì)算域大小取為=30D，其中方柱中心距上游入口邊界的距離為10D，距下游出口邊界的距離為20D；垂直流向(Y)的計(jì)算域大小取為=20D，其中方柱中心距上下邊界的距離均為10D。Sohankar等人研究了X-Y平面內(nèi)計(jì)算域大小對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，發(fā)現(xiàn)=24D且=16D的計(jì)算域足以獲得合理的結(jié)果。Trias等人研究了柱體在=2.2×10時(shí)的翼展方向兩點(diǎn)相關(guān)性，發(fā)現(xiàn)相關(guān)性值在小于=2D處下降為零，這表明展向計(jì)算域大小為4D足以允許應(yīng)用周期性邊界條件。在本次研究中，沿翼展方向選擇了=4D的長度，該長度已在以前的大多數(shù)數(shù)值研究中使用。

圖1 三維方柱計(jì)算模型

圖2 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分采用的軟件ANSYS ICEM，數(shù)值計(jì)算采用的軟件為ANSYS Fluent version.18，湍流模型選用DDES-SA。方柱表面第一層網(wǎng)格高度嚴(yán)格保證y≤1，近壁面網(wǎng)格增長率為1.1，遠(yuǎn)場網(wǎng)格增長率為1.2。求解器設(shè)置：壓力基求解器，非定常數(shù)值計(jì)算，采用Simple算法對(duì)速度-壓力耦合項(xiàng)進(jìn)行求解，時(shí)間離散為二階隱式格式。邊界條件設(shè)置：1)速度入口；2)壓力出口，3)上下面為對(duì)稱邊界條件，4)壁面為無滑移物面。計(jì)算參數(shù)設(shè)置：來流速度30 m/s，雷諾數(shù)=8.2×10，氣體設(shè)置為不可壓氣體。聲場計(jì)算：ANSYS Fluent中的FW-H聲學(xué)計(jì)算，聲源輻射面為方柱壁面。噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)與LIU Xiaowan等人的實(shí)驗(yàn)設(shè)置一致，為垂直來流方向在Z=0.082平面與方柱中心距離1.18 m的位置。計(jì)算選取的時(shí)間步長為5×10s，采樣時(shí)長為1.05 s，對(duì)應(yīng)大約為100個(gè)脫落渦周期。所有設(shè)置及參數(shù)如圖3所示。

對(duì)于力系數(shù)等計(jì)算公式為：

其中，可以為、、,、,、等，為參考面積，和分別為來流密度與來流速度。

圖3 計(jì)算設(shè)置及參數(shù)

1.2 網(wǎng)格驗(yàn)證

網(wǎng)格無關(guān)驗(yàn)證首先選擇展向網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行驗(yàn)證，如圖2所示N為展向網(wǎng)格數(shù)量，分別取展向網(wǎng)格數(shù)量N=32，54，82，108，162。進(jìn)行流場和聲場計(jì)算，得到相關(guān)流動(dòng)參數(shù)對(duì)比，如表1所示，并與相關(guān)文獻(xiàn)的計(jì)算或?qū)嶒?yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。其中為方柱阻力系數(shù)，為脫落渦無量綱頻率。從表2中可以看出，當(dāng)展向網(wǎng)格數(shù)量增加到82時(shí)，阻力系數(shù)收斂，當(dāng)展向網(wǎng)格數(shù)量增加到54時(shí)，數(shù)收斂，遂認(rèn)為展向網(wǎng)格在N=82時(shí)趨于收斂。

表1 不同展向網(wǎng)格方柱氣動(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果

圖4和圖5為不同展向網(wǎng)格下沿方柱中面(Z=0.082)表面一周的壓力系數(shù)分布和不同展向網(wǎng)格下方柱尾跡中線時(shí)均流向速度分布，可以看出當(dāng)N=82時(shí)計(jì)算結(jié)果中壓力系數(shù)分布和方柱尾跡中線相對(duì)流向速度與文獻(xiàn)[8]計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較為一致。

圖4 Z=0.082平面不同展向網(wǎng)格沿方柱表面壓力系數(shù)分布

圖5 Z=0.082平面不同展向網(wǎng)格尾跡中線時(shí)均流向速度分布

如圖6所示為升力脈動(dòng)的功率譜密度，結(jié)果表明，展向網(wǎng)格數(shù)量的變化對(duì)方柱渦脫落的頻率和離散峰強(qiáng)度的影響較小，在N=82時(shí)和LIU Xiaowan等人的結(jié)果更為接近。

圖6 不同展向網(wǎng)格方柱升力脈動(dòng)PSD

接下來對(duì)數(shù)值計(jì)算中三維方柱的整體網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行收斂性驗(yàn)證，分別取網(wǎng)格數(shù)量為2M、4M、6M以及8.5M，進(jìn)行流場和聲場計(jì)算，得到相關(guān)流動(dòng)參數(shù)對(duì)比，如表2所示，并與相關(guān)文獻(xiàn)的計(jì)算或?qū)嶒?yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。其中為方柱阻力系數(shù)，為脫落渦無量綱頻率。結(jié)果表明，整體網(wǎng)格數(shù)量的增加對(duì)方柱渦脫落無量綱頻率幾乎沒有影響，但是方柱阻力系數(shù)卻呈遞減的趨勢(shì)，且網(wǎng)格數(shù)量增大到4M后，這個(gè)遞減的速度減緩了，且與文獻(xiàn)[8]中的結(jié)果較為一致。

表2 不同網(wǎng)格規(guī)模方柱氣動(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果

圖7展現(xiàn)了不同網(wǎng)格數(shù)量下方柱升力脈動(dòng)功率譜密度，圖中不同網(wǎng)格數(shù)量對(duì)應(yīng)的功率譜密度的主峰頻率和強(qiáng)度幾乎一致，表明整體網(wǎng)格的變化對(duì)方柱渦脫落的頻率和離散峰強(qiáng)度的影響都很小。

圖7 不同網(wǎng)格數(shù)量下方柱升力脈動(dòng)PSD

1.3 基本算例驗(yàn)證

對(duì)展向網(wǎng)格數(shù)量N=82，整體網(wǎng)格數(shù)量為6M，湍流模型為DDES S-A的算例進(jìn)行進(jìn)一步的驗(yàn)證。表3展示了算例結(jié)果氣動(dòng)參數(shù)與文獻(xiàn)對(duì)比結(jié)果，可以看出，驗(yàn)證算例計(jì)算結(jié)果中的阻力系數(shù)，升力脈動(dòng)系數(shù),，阻力脈動(dòng)系數(shù),和斯特勞哈爾數(shù)均與所列文獻(xiàn)結(jié)果較為一致，說明算例計(jì)算結(jié)果可以較為正確地反應(yīng)方柱渦脫落的頻率和強(qiáng)度情況。

表3 算例氣動(dòng)參數(shù)結(jié)果

圖8展現(xiàn)了-平面內(nèi)沿方柱表面一周壓力系數(shù)分布，其中-平面為=0.082處的平面，可以看出沿方柱表面一周壓力系數(shù)分布計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[8]和文獻(xiàn)[13]的實(shí)驗(yàn)吻合得較好。

圖9～圖11分別展示了=0082的-平面內(nèi)方柱尾跡中線時(shí)均流向速度、尾跡中線的流向速度脈動(dòng)和橫向速度脈動(dòng)，通過比較=0的位置可以看出尾跡回流區(qū)的大小，結(jié)果表明藍(lán)線所示的尾跡回流區(qū)大小與黑線所示的結(jié)果是一致的。圖9中，在=15附近流向速度脈動(dòng)偏低，橫向速度脈動(dòng)偏高，在2<<5處橫向速度脈動(dòng)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果貼合得較好。

圖8 Z=0.082平面方柱表面一周壓力系數(shù)分布

圖9 Z=0.082平面尾跡中線時(shí)均流向速度分布

圖10 Z=0.082平面尾跡中線流向速度脈動(dòng)

圖11 Z=0.082平面尾跡中線橫向速度脈動(dòng)

圖12展現(xiàn)了=0082處-平面內(nèi)時(shí)均流線圖對(duì)比(圖12(a)為計(jì)算結(jié)果，圖12(b)為對(duì)比文獻(xiàn)[8]的結(jié)果)，結(jié)果表明較為一致。

(a) N=82在Z=0.082平面時(shí)均流線

(b) LIU Xiaowan[8]等人計(jì)算結(jié)果在Z=0.082平面時(shí)均流線圖12 時(shí)均流線對(duì)比

圖13展現(xiàn)了方柱遠(yuǎn)場噪聲頻譜圖對(duì)比，聲學(xué)監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置在與來流垂直的方向上，與方柱中心距離為1.18 m，黑線為算例計(jì)算結(jié)果，紅線為兩端帶端板的方柱實(shí)驗(yàn)結(jié)果，從遠(yuǎn)場監(jiān)測(cè)的SPL圖可以得出，計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)較為吻合。

圖13 Z=0.082平面垂直流向1.18 m處方柱遠(yuǎn)場噪聲頻譜圖對(duì)比

2 三維無限長方柱吹氣控制

2.1 吹氣方式與計(jì)算工況

計(jì)算邊長為D=0.03 m的三維方柱模型，其展向長度為L=4D，包括來流速度分別為30 m/s、40 m/s、50 m/s和60 m/s下的干凈構(gòu)型、吹氣速度為3 m/s的構(gòu)型和吹氣速度為0.1的構(gòu)型。其中，吹氣位置為方柱前緣分離點(diǎn)處，進(jìn)行垂直來流方向吹氣，吹氣速度為，吹氣口的大小為寬1.5 mm，為方柱直徑的1/20，長與展長一致，為4D，如圖14所示。展向網(wǎng)格數(shù)量N=82，整體網(wǎng)格數(shù)量為6M，計(jì)算中噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置在垂直來流方向，遠(yuǎn)場噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)與方柱中心距離2.2 m，近場噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)與方柱中心距離0.09 m。圖15展示了吹氣工況。

圖14 三維方柱吹氣模型與吹氣示意圖

圖15 吹氣工況設(shè)置

2.2 固定吹氣速度降噪

針對(duì)固定吹氣速度的方法對(duì)三維方柱進(jìn)行吹氣控制，在方柱前緣分離點(diǎn)處分別向兩側(cè)施加3 m/s的吹氣控制，向流場注入動(dòng)量。保持吹氣速度不變，來流速度從30 m/s以增長間隔10 m/s增長到60 m/s，對(duì)比吹氣控制效果的變化。

表4展現(xiàn)了三維方柱在無吹氣構(gòu)型和吹氣速度為3 m/s的構(gòu)型在來流速度分別為30 m/s、40 m/s、50 m/s和60 m/s時(shí)的氣動(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果，施加吹氣和改變來流速度都對(duì)脫落渦無量綱頻率幾乎沒有影響，這是由于方柱分離點(diǎn)固定，脫落頻率對(duì)雷諾數(shù)并不敏感。

表4 三維無限長方柱氣動(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果

圖16展現(xiàn)了方柱在固定吹氣速度3 m/s下的升力脈動(dòng)系數(shù)和阻力脈動(dòng)系數(shù)對(duì)比圖，可以看出施加吹氣控制后，升力脈動(dòng)系數(shù)和阻力脈動(dòng)系數(shù)都較明顯地降低。在無吹氣時(shí)方柱升力脈動(dòng)系數(shù)幾乎不隨來流速度變化，而在來流速度為30 m/s時(shí)施加吹氣控制后升力脈動(dòng)幾乎下降到了無吹氣結(jié)果的二分之一處，而隨著來流速度的增加，升力脈動(dòng)呈現(xiàn)出遞增的趨勢(shì)，逐漸接近無吹氣狀態(tài)。

(a) 升力脈動(dòng)系數(shù)

(b) 阻力脈動(dòng)系數(shù)圖16 無吹氣與固定吹氣速度3 m/s控制的方柱繞流升力與阻力脈動(dòng)系數(shù)對(duì)比

圖17展現(xiàn)了不同來流速度下方柱尾跡中線時(shí)均流向速度曲線圖，其中橫坐標(biāo)為0的位置為方柱幾何模型的中心。對(duì)比相同來流速度下有無吹氣構(gòu)型的結(jié)果，通過流向速度為0的位置可以判斷出方柱尾跡回流區(qū)的大?。涸趤砹魉俣葹?0 m/s時(shí)施加3 m/s速度的吹氣控制后，方柱尾跡回流區(qū)會(huì)變小，而來流速度增加后，方柱尾跡回流區(qū)的變化減小了，即來流速度增加后吹氣控制的效果減弱。

(a) 30 m/s

(b) 40 m/s

(c) 50 m/s

(d) 60 m/s圖17 不同來流速度方柱在Z=0.082平面尾跡中線時(shí)均流向速度

圖18展現(xiàn)了不同來流速度下方柱繞流遠(yuǎn)場PSD，離散峰出現(xiàn)在=0.12處，對(duì)應(yīng)方柱的卡門渦脫。黑線為無吹氣構(gòu)型計(jì)算結(jié)果，紅線為3 m/s吹氣的計(jì)算結(jié)果，對(duì)比相同來流速度下兩者的遠(yuǎn)場噪聲PSD可以看出，施加吹氣控制后，原本非常強(qiáng)的離散峰得到了一定程度的減弱，主峰處的離散聲有4.2 dB～9.5 dB的降低，并且在主峰頻率附近區(qū)域也有一定程度的降低。對(duì)比不同來流速度下的結(jié)果可以看出，當(dāng)來流速度增大后，降噪效果明顯減弱。

(a) 30 m/s

(b) 40 m/s

(c) 50 m/s

(d) 60 m/s

圖19展現(xiàn)了不同來流速度下方柱繞流近場PSD，離散峰出現(xiàn)在=0.12處。黑線為無吹氣構(gòu)型計(jì)算結(jié)果，紅線3 m/s吹氣的計(jì)算結(jié)果，施加吹氣控制后，主峰處的離散聲有5 dB～12 dB的降低，并且在主峰頻率附近區(qū)域也有一定程度的降低。但是近場噪聲所展現(xiàn)出來的降噪效果隨著來流速度的改變，并沒有在頻譜圖中有較為直觀的改變。

(a) 30 m/s

(b) 40 m/s

(c) 50 m/s

(d) 60 m/s

(a) 遠(yuǎn)場總聲壓級(jí)

(b) 近場總聲壓級(jí)

圖20展現(xiàn)了方柱遠(yuǎn)場噪聲和近場噪聲的總聲壓級(jí)，可以看出隨著來流速度的增加，總聲壓級(jí)呈現(xiàn)出遞增的趨勢(shì)。對(duì)比圖中無吹氣結(jié)果和吹氣3 m/s結(jié)果，在來流速度為30 m/s時(shí)總聲壓級(jí)有6 dB左右的降低，隨著來流速度的增加，降噪效果逐漸減弱，當(dāng)來流速度增大到60 m/s時(shí)，降噪效果幾乎為零。

2.2 固定吹氣比降噪

用固定吹氣速度比的方法對(duì)三維方柱進(jìn)行吹氣控制，在方柱前緣分離點(diǎn)處分別向兩側(cè)施加0.1倍來流速度的吹氣控制，向流場注入動(dòng)量。保持吹氣速度比不變，即吹氣速度為來流速度的十分之一，并在來流速度從30 m/s以增長間隔10 m/s增長到60 m/s下，對(duì)比吹氣控制效果的變化。

表5展現(xiàn)了三維方柱在無吹氣構(gòu)型和吹氣速度為0.1的構(gòu)型在來流速度分別為30 m/s、40 m/s、50 m/s和60 m/s時(shí)的氣動(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果。

表5 固定吹氣比三維方柱氣動(dòng)參數(shù)計(jì)算結(jié)果

圖21展現(xiàn)了方柱升力和阻力脈動(dòng)系數(shù)對(duì)比圖，可以看出施加吹氣控制后，升力和阻力脈動(dòng)系數(shù)都較明顯地降低。與固定3 m/s吹氣速度的結(jié)果相比，施加0.1倍來流速度大小的吹氣速度后的升力脈動(dòng)系數(shù)隨來流速度增長的幅度要小很多，說明在相同來流速度下，增加吹氣速度是可以增大控制效果的。

(a) 升力脈動(dòng)系數(shù)

(b) 阻力脈動(dòng)系數(shù)圖21 無吹氣與固定吹氣比控制的方柱繞流升力與阻力脈動(dòng)系數(shù)對(duì)比

圖22展現(xiàn)了不同來流速度下方柱在=0.082平面尾跡中線時(shí)均流向速度曲線圖，其中橫坐標(biāo)為0的位置為方柱幾何模型的中心。對(duì)比相同來流速度下有無吹氣構(gòu)型的結(jié)果，通過速度為0的位置可以判斷出方柱尾跡回流區(qū)的大小，可以明顯看出，在方柱前緣分離點(diǎn)處施加十分之一來流速度大小的吹氣控制后，方柱尾跡回流區(qū)會(huì)變小，在來流速度為30 m/s時(shí)最明顯，而來流速度增加后，方柱尾跡回流區(qū)的變化減小了，說明來流速度增加后吹氣控制的效果減弱了。

(a) 30 m/s

(b) 40 m/s

(c) 50 m/s

(d) 60 m/s圖22 不同來流速度下方柱在Z=0.082平面尾跡中線時(shí)均流向速度

圖23展現(xiàn)了不同來流速度下方柱繞流遠(yuǎn)場PSD，離散峰出現(xiàn)在=0.12處。黑線為無吹氣構(gòu)型計(jì)算結(jié)果，藍(lán)線為施加0.1吹氣速度的計(jì)算結(jié)果，對(duì)比相同來流速度下兩者的遠(yuǎn)場PSD可以看出，施加吹氣控制后，主峰處的離散聲有5 dB～9.5 dB的降低，并且在主峰頻率附近區(qū)域也有一定程度的降低。對(duì)比不同來流速度下的結(jié)果可以看出，當(dāng)來流速度增大后，降噪效果明顯減弱。

(a) 30 m/s

(b) 40 m/s

(c) 50 m/s

(d) 60 m/s圖23 不同來流速度下方柱繞流遠(yuǎn)場PSD

圖24展現(xiàn)了不同來流速度下方柱繞流近場氣動(dòng)噪聲頻譜圖，離散峰出現(xiàn)在=0.12處。黑線為無吹氣構(gòu)型計(jì)算結(jié)果，藍(lán)線為施加0.1吹氣速度的計(jì)算結(jié)果，對(duì)比相同來流速度下兩者的近場噪聲頻譜圖可以看出，施加吹氣控制后，主峰處的離散聲有8.2 dB左右的降低，并且在主峰頻率附近區(qū)域也有一定程度的降低。但是近場噪聲所展現(xiàn)出來的降噪效果隨著來流速度的改變，并沒有在頻譜圖中有較為直觀的改變。

(a) 30 m/s

(b) 40 m/s

(c) 50 m/s

(d) 60 m/s圖24 不同來流速度下方柱繞流近場PSD

圖25展現(xiàn)了方柱遠(yuǎn)場噪聲和近場噪聲的總聲壓級(jí)，可以看出隨著來流速度的增加，總聲壓級(jí)呈現(xiàn)出遞增的趨勢(shì)，對(duì)比圖中無吹氣結(jié)果和吹氣0.1的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在來流速度為30 m/s時(shí)總聲壓級(jí)有6 dB左右的降低。與吹氣3 m/s的結(jié)果相比，吹氣0.1倍來流速度所展現(xiàn)的降噪效果更好，在來流速度為60 m/s時(shí)仍然有接近2 dB的降噪效果，如圖26所示。

(a) 遠(yuǎn)場總聲壓級(jí)

(b) 近場總聲壓級(jí)圖25 無吹氣與固定吹氣比近遠(yuǎn)場總聲壓級(jí)對(duì)比

3 結(jié)論

吹氣控制對(duì)方柱繞流的柱體噪聲有一定的控制效果。

1) 吹氣控制可使方柱阻力系數(shù)減小，升力脈動(dòng)系數(shù),降低，脫落渦頻率幾乎不改變，尾跡回流區(qū)減小；

(a) 遠(yuǎn)場總聲壓級(jí)

(b) 近場總聲壓級(jí)圖26 無吹氣、固定吹氣速度與固定吹氣比近遠(yuǎn)場總聲壓級(jí)對(duì)比

2) 吹氣控制對(duì)小速度情況(30 m/s)的降噪更有效果，升力脈動(dòng)系數(shù),降低為無吹氣控制的一半；

3) 通過在固定吹氣速度和固定吹氣速度比控制效果對(duì)比，可以知道越大的吹氣速度對(duì)柱體繞流噪聲降噪更有效果。