飞机环控管道阀门气动噪声产生机理及其影响因素分析
许飞, 贺尔铭     
西北工业大学 航空学院, 陕西 西安 710072
摘要: 针对飞机环控管路系统中蝶形阀板产生的气动噪声,运用K-FWH积分法与CFD混合声学有限元方法分析了阀门噪声产生机理和影响因素,进行了阀门降噪优化设计。利用有限体积法获得管道内部流场脉动压力;分别利用K-FWH积分法与CFD混合法计算了阀门噪声并进行了对比验证;研究了阀门开度、位置、气流流速、管道直径和温度对噪声的影响规律并提出了新的降噪方法。研究表明:气流流经阀门时在前后壁面产生了速度和压力差,形成涡流产生强烈的气动噪声;K-FWH积分法在计算时忽略了管道和阀门结构对噪声的影响,其管道外部计算结果小于混合法;阀门开度、气流速度和管道直径显著影响管道噪声声压级大小;圆弧过渡阀板可以达到很好的降噪效果。
关键词: 气动噪声     流场     流速     大涡模拟     网格生成     噪声机理     阀门噪声    

飞机空气导管系统管线较长,其空间布置错综复杂,管路系统中存在很多蝶形阀板,引自发动机的高温高压气体流经阀门时会辐射出较大的气动噪声,这部分噪声通过附件外声场和管路内声场传递到舱内严重影响舱内环境,为了提高飞机舱内舒适度必须对其产生机制及影响因素进行研究分析。

国内外很多学者均对此作了相应研究,F Mendonca、U Karban、M Charlebois[1-3]通过仿真与实验分析研究了飞机环控管道中节流板和阀板引发的气动噪声,利用瞬态分离涡模拟(DES)分析了节流板边缘上的涡脱落现象以及由此引发的压力脉动变化。S Caro[4]利用可穿透KFW-H积分法和Lighthill声类比联合无限单元法研究了流场与平板简化模型的气动噪声产生机制。C Spehr[5]利用线性欧拉方程(LEE)分析了不同孔板间距和气流速度的脉动压力和声压级变化规律。Alois Sengissen[6]利用非结构大涡模拟(LES)预测了飞机空调管道阀门内部流场气动噪声,研究了不同出口边界条件和数据映射方法对噪声计算的影响并通过与实验对比验证了计算结果的正确性。A Belanger、Franck Pérot[7-8]利用格子Boltzman(LBM)方法对比实验结果研究了飞机环控管道节流板噪声和空调阀门噪声。Alice Chauvin等[9-10]利用Tam′s分析法对OFV蝶阀产生的低频宽带噪声进行了数值和实验对比研究。刘翠伟等[11-12]建立了天然气管道阀门流噪声模型,并对气体流经阀门的流场进行瞬态模拟和声场分析。孟令雅等[13]采用有限体积法和边界元方法研究了天然气管道中气体流经阀门时产生的气动噪声传播和衰减规律。

目前针对飞机环控管道蝶阀噪声,较少涉及具体阀门噪声影响因素的详细分析和降噪设计。本文建立了带阀门典型飞机环控管道流体和声学计算模型,计算了阀门管道内部流场特性,研究了阀门噪声的产生机理、影响因素及其变化规律,设计了圆滑过渡形阀板代替蝶形阀板降低阀门噪声,达到了较好的降噪效果。

1 研究对象

飞机环控管道工作过程中,阀门的作动会引起空气导管管路系统中的气流流动状态发生改变,导致动能向压力能转变引起气体的压力脉动,严重时可达到正常压力的几十倍甚至上百倍,产生出较强的气动噪声。

本文选取在飞机环控管道中常见的蝶阀作为研究对象,建立了含有弯头和阀门的典型环控管道模型。管道内径为75 mm,外径76.2 mm。考虑到湍流计算的复杂性,取弯管前管段378.5 mm,阀门后管段130 mm,管道总长757 mm;管道中气流为不可压缩空气,密度1.185 kg/m3,动力黏度1.789 4×10-5Pa;阀门开度30°,声速340 m/s。建立的管道几何模型简图如图 1所示,观测点为AB点。

图 1 飞机环控管道几何模型简图
2 研究方法 2.1 基于K-FWH积分公式的声比拟方法

FW-H方程是由福克斯*威廉姆斯和霍金斯在Lighthill方程的基础上考虑运动物体所致声场运用广义函数理论由连续方程和N-S方程重新整理而来的非齐次声波方程[14],FW-H方程能够精确地描述在静止流体中作任意运动的物体与流体相互作用的发声问题,但其直接求解比较困难。

近年来在运动物体的气动声学领域中,德国的di Francescantonio提出了求解FW-H方程新思路,使用可穿透积分面,即K-FWH公式[15],并在旋翼噪声预测问题上取得成功。之后,Brentner和Farassat从理论上证明了Kirchhoff方程是FW-H方程的特例[16-17],验证了K-FWH公式的正确性。

在流体计算中,由于在低速流场和声源面位于声源区域中时,四极子产生的体积分很小,因此可忽略代表了声源面外四极子贡献量的体积分。此时FW-H方程的解可以写作如下形式[17]

(1)

pL(x, t)和pT(x, t)分别为载荷噪声和厚度噪声, 方程(1) 核心是计算相应的延迟时间τ

(2)

式中, τ为接收时间, r是声源与接收者之间的距离。

2.2 CFD混合声学有限元方法

CFD混合声学有限元方法首先利用CFD模拟获得声源信息, 其次将CFD得到的时域脉动压力通过快速傅里叶变换转换到频域获得流场压力信息, 再联合声学有限元方法求解声传播方程, 获得任一点辐射声压。

将Helmholtz方程变分可以获得未知节点压力pi的声学有限单元公式

(3)

式中, [Ka]和[Ma]分别是声刚度矩阵和声质量矩阵。声阻尼矩阵[Ca]可以通过法向阻抗边界条件获得。由CFD流场脉动压力数据转换来的p{f}以表面偶极子作为速度边界条件加载, 激励力{Fa}通过声源分布力q和法向速度边界条件获得。通过求解上述方程, 可获得每个节点的声压{pi}, 通过组装可以获得整个求解区域的声压P

3 计算分析 3.1 阀门流场分析

进行流场分析前需要对模型进行网格划分, 由于模型尺寸较大采用四面体单元进行网格划分, 网格最小尺寸4.68×10-12 m3, 最大尺寸1.35×10-8 m3, 为了更精确地模拟阀门对气流流场影响, 在阀门处进行了网格加密处理(如图 2所示)。

图 2 阀门位置处网格加密

流场分析按照两步进行。首先利用稳态计算获得初始场数据, 然后将稳态计算结果作为初始条件进行瞬态计算, 获得管道壁面及阀门处的脉动压力数据。

入口边界为速度入口v=20 m/s, 出口边界为压力出口p=101 325 Pa, 湍流强度5%。本次计算的最高频率设定为2 000 Hz, 根据采样定理公式Δt最大计算时间步长为Δt=0.000 25 s。采样频率为4 Hz, 根据可知计算总时长为T=0.25 s, 计算步数为。结果如图 3图 4所示。

图 3 流场速度云图
图 4 流场压力云图

图 3为计算的阀门流场速度图。气流流过阀门时,由于阀门前壁面的阻挡在阀门前后壁面处形成速度差,气流产生分离并在流过阀门后重新合并,引起了强烈的分流和回流,气流不断通过阀门流向出口,补充其产生涡流引发了气动噪声。

图 4为管道和阀门壁面的脉动压力云图,气流在阀门前壁面处及弯头处压力最大,流体动能化为势能,在阀门后壁面处压力最小,流体势能转化为动能,阀门前后壁面处产生了不稳定的脉动压力差,这种压力差相当于作用在阀门表面不断变化的起伏力源,从而产生了偶极子噪声。

3.2 声场分析

通过流场分析获得管道壁面以及阀门处的脉动压力数据后,CFD混合声学有限元方法将压力数据转换为表面偶极子,作为速度边界条件加载,通过计算公式(3) 获得任一点的声压数据。计算所得管道内部及出口声压/(dB)云图如图 5所示。

图 5 阀门声场云图

从图中可看出,最高声压值存在于阀门后与管道出口之间,管道入口与阀门之间声压值变化不大,随着与管道出口距离增大,声压值逐渐减小。

3.2.1 K-FWH积分法与CFD混合法对比

图 6图 7分别给出了气流流过管道时,2种方法计算不同位置处声压级随频率变化曲线。对于管道内部噪声,2种计算方法计算所得声压级相差不大,在低频段混合法计算结果大于K-FWH积分法,而在高频段,两者差距变小且K-FWH积分法声压级高于混合法。但对于管道外部噪声,由于K-FWH积分法在计算时忽略了管道结构对噪声的影响,其计算结果在整个频带内均小于混合法。此外2种方法也间接验证了本次计算结果的正确性。

图 6 管道内部阀门处噪声对比
图 7 管道外部噪声对比

在整个频段内,低频处的声压级高于高频处,说明声能量主要集中于低频段范围。随着频率升高,声压级误差减小到2%以内。通过对比A点和B点声压级可知管道内外噪声特性大致一样,且靠近管道出口的声压级下降速度快于远离管道处。

3.2.2 主要噪声源辨识

为了确定阀门管道的主要噪声源,分别计算阀门和阀门加壁面2种不同噪声源产生的气动噪声,采用CFD混合声学有限元方法计算两者辐射产生的噪声声压级,结果如图 8所示。

图 8 不同声源计算噪声结果对比

从图中可以看出,管壁带来的噪声波动和计算误差造成的声压变化非常小,说明管道噪声主要是由阀门引起的。

3.2.3 气流速度和温度对噪声的影响规律

图 9给出了不同气流速度条件下管道出口B点的声压级对比结果,随着气流速度增大,管道内部声压级升高,但并未改变其峰值频率。根据FW-H方程可知,偶极子力源项与声压成正比,管道气流速度越高,公式右边的偶极子力源项越大,引起公式左边声压项增大。

图 9 气流速度对声压级影响

由于管道内气流马赫数,流场计算时忽略了流体中密度的改变量,随着管道内部温度升高,管道出口声压级未产生明显变化。

3.2.4 阀门开度和位置对噪声的影响规律

图 10给出了不同阀门开度条件下管道出口B点的声压级曲线,随着阀门开度增大,阀门内部声压级明显增大。这是因为阀门开度增大,会减小阀门与壁面处的剩余空间,改变气流的流动状态和阀门前后壁面的脉动压力差值,使声压级产生较大变化。

图 10 阀门开度对声压级影响

改变阀门位置并未改变管道与阀门结构,阀门与管道壁面间距没有变化,内部气流流场压力差也未产生明显改变,声压级变化不大。

3.2.5 管道直径对噪声的影响规律

图 11给出了在流速20 m/s,阀门开度为45°时不同管道直径出口B点的声压级曲线。随着管道直径变大,管道出口的声压级相应变大,但管道直径R=76.2 mm以上中低频段声压级变化不大,高频段随管道直径变大继续增大。

图 11 不同管道直径对声压级的影响
4 阀门噪声优化设计

目前飞机环控管路系统中常采用安装消声器的方式降噪,这种方式易受消声器消声性能影响且所占空间较大。针对以上分析结果可知,减小管道阀门噪声可通过改变阀门处的气流状态来实现。据此,本文通过改变阀门形状,设计了一种圆弧形过渡阀板来替代蝶形阀板,使气流能更平稳地流过阀板与管道壁面间隙从而改善阀门噪声(如图 12所示)。

图 12 圆角过渡形修正阀门

计算得到的新型阀门管道B点声压级曲线与原阀门噪声对比如图 13所示,降噪性能如表 1所示。

图 13 修正阀门后管道外部噪声优化曲线
表 1 修正阀门后管道外部噪声优化
噪声峰值频率/Hz 优化前
/dB
优化后
/dB
优化效果
/%
203.8 159.8 88.61 86.94 1.88
319.7 315.7 77.82 85.47 -9.83
475.5 455.5 66.42 66.03 0.58
623.4 631.4 69.86 63.73 8.77
807.2 795.2 56.09 39.16 30.18

阀门改型后管道噪声趋势虽未产生太大变化,但监测点噪声声压级明显降低,阀门噪声取得了很大改善。表 1中除极个别频率下噪声峰值增大外,其余频率下对应噪声均有所降低,且频率越高,优化效果越好。

5 结论

本文以典型飞机环控系统阀门处管道为对象,分别运用K-FWH积分法和CFD混合声学有限元方法研究了阀门噪声产生机理、影响因素及其变化规律,主要结论如下:

1) 气流流过阀门时在阀门前后壁面处以及管道壁面气流形成速度差,气流产生了强烈的分离流动和回流,气流不断通过阀门流向出口,补充其产生涡流从而产生了强烈的气动噪声。

2) 管道内部最高声压值存在于阀门后与管道出口之间,随着与管道出口距离增大,声压值逐渐减小。

3) 对于管道内部噪声,2种计算方法计算所得声压级相差不到5%,但对于管道外部噪声,由于K-FWH积分法在计算时忽略了管道和阀门结构对噪声的影响,其计算结果在整个频带内均小于CFD混合声学有限元法。

4) 管壁带来的噪声波动在2.12%以内,管道噪声主要是由阀门引起的。管道内部气流速度、阀门开度和管道直径会显著的改变噪声声压级;管道内部温度影响气体状态,改变最高声压级对应频率;阀门位置对声压级影响不大。

5) 通过使用圆弧形过渡阀板来替代蝶形阀板,阀门噪声趋势虽未产生太大变化,但主要噪声峰值均有所降低,频率越高,优化效果越好。

参考文献
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Simulation of Flow-Induced Noise Generation on Orifice Plates in an Aircraft Climate Control System
Xu Fei, He Erming     
School of Aeronautics, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China
Abstract: The noise generated by a valve placed in the pipeline of an aircraft climate control system was investigated with two approaches based on Lighthill's analogy, one is the variational formulation of the Lighthill's analogy implemented in a Finite Element framework, the other is the so-called porous Ffowcs Williams-Hawkings (KFW-H) formulation. The finite volume method is used to obtain the fluctuating pressure data, the radiation noise of the valve is obtained by integrating the FW-H equation method and the acoustic finite element hybrid method.The effects of flow velocity, valve opening, valve position, pipe diameter and temperature on the sound pressure lever were studied respectively.The result show: air flowing produced a pressure difference between the front and rear valve, which generate vortex and produces strong aerodynamic noise. the calculation results of the KFW-H on the whole frequency are less than CFD mixed acoustic finite element method Because miss of the influence of structure on the noise.The valve opening and flow speed will significantly affect the aerodynamic noise of the pipeline.The use of circular arc valve plate instead of butterfly valve plate can achieve good noise reduction effect.
Key words: aeroacoustics     flow fields     flow velocity     large eddy simulation     mesh generation     valves noise     Noise generation mechanism    
valves noise    
西北工业大学主办。
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许飞, 贺尔铭
Xu Fei, He Erming
飞机环控管道阀门气动噪声产生机理及其影响因素分析
Simulation of Flow-Induced Noise Generation on Orifice Plates in an Aircraft Climate Control System
西北工业大学学报, 2017, 35(4): 608-614.
Journal of Northwestern Polytechnical University, 2017, 35(4): 608-614.

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收稿日期: 2017-03-01

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