飛機(jī)短艙聲襯聲學(xué)性能實(shí)驗(yàn)技術(shù)

燕群，薛東文，高翔，楊嘉豐，黃文超,*

1. 中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所，西安 710065 2. 航空聲學(xué)與振動(dòng)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710065

在過(guò)去幾十年中，飛機(jī)噪聲水平已經(jīng)得到了大幅下降。但航空公司和飛機(jī)制造商仍然受到適航政策、綠色航空和來(lái)自于政府機(jī)構(gòu)的要求，需進(jìn)一步降低飛機(jī)噪聲水平。對(duì)于當(dāng)代大型客機(jī)，飛機(jī)的主要噪聲源是發(fā)動(dòng)機(jī)，在起飛和巡航階段，通過(guò)進(jìn)氣道和排氣道向外輻射的風(fēng)扇噪聲則是發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲的最主要分量。經(jīng)過(guò)多年發(fā)展，使用布置在短艙壁面上的聲襯進(jìn)行消聲，已成為對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲進(jìn)行控制的主要手段。短艙聲襯的成功設(shè)計(jì)非常依賴(lài)于專(zhuān)門(mén)的聲學(xué)性能驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)。短艙聲襯的聲學(xué)設(shè)計(jì)一般分為兩個(gè)層面，各自關(guān)注不同的研究目的與驗(yàn)證對(duì)象：在初步設(shè)計(jì)層面，一般借助聲襯聲阻抗提取技術(shù)對(duì)阻抗基礎(chǔ)設(shè)計(jì)進(jìn)行驗(yàn)證；在詳細(xì)設(shè)計(jì)層面，一般使用縮比尺度和全尺寸短艙樣件、借助聲模態(tài)測(cè)控技術(shù)對(duì)整體聲學(xué)效果進(jìn)行驗(yàn)證。

聲襯阻抗聲提取實(shí)驗(yàn)，主要用于測(cè)量平板或曲板形狀聲襯的聲阻抗特性，為建立精確的聲阻抗模型積累數(shù)據(jù)并驗(yàn)證設(shè)計(jì)的聲襯實(shí)驗(yàn)件的阻抗特性。早期荷蘭宇航院從聲阻抗的定義出發(fā)，提出了雙傳聲器法/三傳聲器法并得到了較廣泛的應(yīng)用，但只能適用于傳統(tǒng)的三明治結(jié)構(gòu)的聲襯。之后美國(guó)國(guó)家航空航天局(NASA)根據(jù)流管中阻抗邊界假設(shè)的思想，提出了反方法，改進(jìn)了適用的聲襯類(lèi)型較少的問(wèn)題，但數(shù)據(jù)處理效率較低；景曉東等提出了基于Prony方法的直接阻抗提取方法和橫向波數(shù)法，實(shí)驗(yàn)效率相較NASA反方法得到提高。然而，對(duì)于不同阻抗提取技術(shù)的適用范圍、實(shí)驗(yàn)中對(duì)頻率范圍和模態(tài)特性的要求等，前期的研究中并沒(méi)有給出清晰的結(jié)論。

另一方面，使用縮比尺度和全尺寸短艙樣件對(duì)整體聲學(xué)效果進(jìn)行驗(yàn)證的實(shí)驗(yàn)，主要用于測(cè)量桶形或環(huán)形聲襯的模態(tài)抑制/散射特性，用于評(píng)估聲傳播預(yù)計(jì)方法的精度，驗(yàn)證聲襯空間布局優(yōu)化設(shè)計(jì)的效果。NASA的先進(jìn)噪聲控制風(fēng)扇、德國(guó)宇航中心的超高涵道比風(fēng)扇等項(xiàng)目研究中，使用了全尺或縮尺風(fēng)扇作為聲源，應(yīng)用聲模態(tài)測(cè)量裝置研究噪聲經(jīng)過(guò)聲襯的聲模態(tài)散射和吸收作用，用遠(yuǎn)場(chǎng)指向性裝置測(cè)量聲襯的遠(yuǎn)場(chǎng)指向性變化，研究聲襯的降噪特性。此類(lèi)實(shí)驗(yàn)的不足在于，作為噪聲源的風(fēng)扇能夠產(chǎn)生的聲模態(tài)階數(shù)是固定的，不能根據(jù)實(shí)驗(yàn)需要調(diào)整并精確控制，導(dǎo)致對(duì)聲襯的降噪性能的驗(yàn)證不充分。

國(guó)內(nèi)以中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所為代表的單位，圍繞國(guó)內(nèi)短艙聲襯的研制需求和國(guó)外相關(guān)技術(shù)的不足，先后發(fā)展聲襯聲阻抗提取技術(shù)、縮比尺度和全尺寸短艙聲襯的消聲效果驗(yàn)證技術(shù)。本文對(duì)比分析了不同聲襯阻抗提取方法的應(yīng)用范圍；開(kāi)發(fā)了模擬風(fēng)扇聲源的旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生裝置，實(shí)現(xiàn)了不同聲模態(tài)的精確控制加載，并在全尺寸短艙聲襯上開(kāi)展了聲學(xué)驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)。

1 聲襯阻抗提取

1.1 提取方法

荷蘭宇航院的Dean提出了一種以雙傳聲器測(cè)量單自由度赫姆霍茲共振型聲襯聲阻抗的技術(shù)。圖1為典型的聲襯共振單元。

圖1 典型的聲襯共振腔Fig.1 Typical resonator of acoustic liner

入射聲波可表示為

(1)

入射聲波經(jīng)背板反射后的反射聲波可表示為

(2)

入射聲波波數(shù)和反射聲波波數(shù)相等：==，并且有=，為聲速。

-截面的速度為

(3)

式中：為當(dāng)?shù)乜諝饷芏龋?span id="j5i0abt0b" class="subscript">為空腔深度。由聲阻抗的定義可得

(4)

(5)

式中：=-為-、-兩截面間的相位差；SPL與SPL分別為與的聲壓級(jí)表示。

由此可見(jiàn)，只要測(cè)出圖1中-和-兩截面的聲壓級(jí)差和相位差，就可以求得單自由度赫姆霍茲共振型聲襯的聲阻抗。具體實(shí)施時(shí)，使用雙通道設(shè)備，測(cè)量-、-兩截面的信號(hào)幅值，互譜分析測(cè)出兩傳聲器所在面處聲源信號(hào)的相位差，就可以計(jì)算出聲阻抗。雙傳聲器法需將傳聲器插入聲襯內(nèi)部，對(duì)聲襯的物理結(jié)構(gòu)有一定損壞；同時(shí)測(cè)量時(shí)要求傳感器的位置十分精確，需要專(zhuān)門(mén)的輔助裝置。雙傳聲器法測(cè)量聲襯上下面沿厚度方向的聲壓變化，反映的是聲襯局域的吸聲性能，因此要求被測(cè)聲襯的結(jié)構(gòu)為局域反應(yīng)式。

國(guó)內(nèi)景曉東等提出了在波導(dǎo)管內(nèi)正向提取壁面聲阻抗的方法：直接提取法。根據(jù)管道模態(tài)波理論，不論進(jìn)出口邊界條件如何，流管壁面聲壓都可以寫(xiě)成復(fù)指數(shù)函數(shù)之和，具體表達(dá)式為

(6)

式中：為截?cái)嗄B(tài)數(shù)；為模態(tài)復(fù)數(shù)振幅；,為方向的階特征值，其實(shí)部為正時(shí)對(duì)應(yīng)前傳波。

聲襯安裝段的上游和下游，管道壁面都是剛性壁面，各流速下?lián)P聲器發(fā)出的入射聲波的頻率都在管道截止頻率之下，管道內(nèi)只存在平面波。而在聲襯安裝段管道中，由于聲襯軟壁面的作用，管中在軸向和垂直于聲襯表面的方向均存在波數(shù)，此時(shí)管內(nèi)模態(tài)波的波數(shù)為復(fù)數(shù)，表明模態(tài)波是衰減的。同時(shí)有限長(zhǎng)聲襯造成的壁面阻抗間斷必然會(huì)散射出多個(gè)聲模態(tài)，消聲端也會(huì)產(chǎn)生少量的下游反射聲模態(tài)，所以流管中聲襯上方的聲場(chǎng)是比較復(fù)雜的。直接提取法借用了電磁學(xué)研究中一種重要的分析方法——Prony法。將Prony法用于對(duì)空間聲場(chǎng)的模態(tài)分解，而不是對(duì)時(shí)間信號(hào)的辨識(shí)，得到的是空間域中的復(fù)波數(shù)而不是時(shí)間域中的復(fù)頻率。在得到了單一模態(tài)波的軸向復(fù)波數(shù)后，通過(guò)頻散關(guān)系也就是不同方向波數(shù)的約束關(guān)系，就可得到法向波數(shù),，進(jìn)而代入式(7)的本征方程就直接得到了被測(cè)壁面聲襯的聲阻抗。

(7)

式中：、分別為、方向的波數(shù)；為管道邊長(zhǎng)；為馬赫數(shù)。

Prony方法所分解的模態(tài)數(shù)與聲壓測(cè)點(diǎn)數(shù)有關(guān)。當(dāng)聲襯正上方布置16個(gè)傳聲器，最多可分解出8個(gè)模態(tài)，直接提取法使用幅值最高的模態(tài)的波數(shù)來(lái)計(jì)算聲阻抗。直接提取法無(wú)需將傳聲器插入聲襯內(nèi)部，不破換聲襯的物理結(jié)構(gòu)；直接提取法測(cè)量流管內(nèi)聲襯沿流動(dòng)方向聲壓變化，對(duì)聲襯長(zhǎng)度有要求，反映聲襯整體的吸聲性能，對(duì)吸聲材料(聲襯)的結(jié)構(gòu)形式等沒(méi)有要求(如適用于發(fā)泡金屬聲襯等更多形式)。

1.2 提取實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)主要使用流管聲學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)模擬航空發(fā)動(dòng)機(jī)消聲短艙壁面聲襯實(shí)際的工作環(huán)境，所使用的流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)如圖2所示，按照基本功能流管可分為多組模塊：① 聲學(xué)測(cè)量段，包含聲場(chǎng)安裝匣和傳聲器陣列，測(cè)試聲襯實(shí)驗(yàn)件的有效尺寸為400 mm×50 mm，聲襯安裝段管道兩側(cè)壁面為剛性壁面；當(dāng)應(yīng)用直接提取法進(jìn)行阻抗測(cè)量時(shí)，聲襯正對(duì)的管道上壁面為16個(gè)等間距傳聲器組成的陣列，同時(shí)在聲襯段的上游和下游分別布置有3個(gè) 傳聲器，所有傳聲器齊平安裝于管道上壁面，用于測(cè)量壁面聲壓；當(dāng)應(yīng)用雙傳聲器阻抗提取方法進(jìn)行測(cè)量時(shí)，傳聲器安裝于聲襯內(nèi)部，傳聲器位于同一流向位置，深入不同的蜂窩內(nèi)，傳聲器頭部與穿孔板表面、中間層穿孔表面(僅雙自由度聲襯)、背板內(nèi)表面齊平，如圖3所示；② 流場(chǎng)測(cè)試段，位于聲襯安裝段的上、下游，使用壓力變送器確定管中氣流速度并測(cè)得邊界層厚度；③ 聲源段，位于聲襯上游，使用寬頻特性好的揚(yáng)聲器和特別設(shè)計(jì)的喉道；④ 上、下游消聲端，用于降低上游傳來(lái)的無(wú)關(guān)噪聲，降低下游管道端口的聲反射以提高測(cè)量區(qū)域內(nèi)聲場(chǎng)品質(zhì)，提供無(wú)反射邊界條件。

圖2 流管聲學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)圖[15]Fig.2 Structure schematic of acoustic flow duct experimental platform[15]

圖3 雙傳聲器提取方法實(shí)驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure schematic of experimental platform of in-situ method

管道橫截面為50 mm×50 mm正方形截面。各流速下的管中平面波截止頻率為

(8)

式中：和為、方向的階數(shù)；和為、方向的長(zhǎng)度。平面波截止頻率如表1所示。

表1 各流速下管道截止頻率Table 1 Cut-off frequencies of duct at different Mach numbers

為了對(duì)比兩種提取技術(shù)的實(shí)際表現(xiàn)，安排測(cè)試1件單自由度(SDOF)聲襯(見(jiàn)圖4)作為對(duì)比，其結(jié)構(gòu)參數(shù)=1.2 mm為穿孔板的孔徑；=1.2 mm為穿孔板厚度；=7.62%為穿孔率；=18 mm 為腔深；=8.6 mm為蜂窩芯對(duì)邊寬。

圖4 單自由度聲襯示意圖Fig.4 Schematic diagram of single degree of freedom liner

考慮到管道的截止頻率，實(shí)驗(yàn)測(cè)試頻率為100～4 400 Hz，步長(zhǎng)100 Hz，各頻率入射聲波由揚(yáng)聲器組依次掃頻激發(fā)，入射聲壓級(jí)130 dB以上，以最靠近揚(yáng)聲器組的傳聲器測(cè)得的為準(zhǔn)。

1.3 兩種提取方法對(duì)比

如圖5所示，紅色線為雙傳聲器法測(cè)量的結(jié)果(其中，左三角代表雙傳聲器法測(cè)得的聲阻，下三角代表雙傳聲器法測(cè)得的聲抗)，黑色線為直接提取法測(cè)量結(jié)果(其中，右三角代表直接提取法測(cè)得的聲阻，實(shí)心圓圈代表直接提取法測(cè)得的聲抗)。兩種測(cè)量的阻抗在較寬頻段內(nèi)吻合得比較好，在低頻和高頻區(qū)間表現(xiàn)出明顯差異。

圖5 雙傳聲器法與直接提取法測(cè)量結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of measured results between in-situ method and direct eduction method

在低頻區(qū)間100～400 Hz范圍內(nèi)，聲襯實(shí)驗(yàn)件相比于聲波波長(zhǎng)過(guò)短(聲襯實(shí)驗(yàn)件長(zhǎng)度為400 mm)，聲襯對(duì)聲波的作用長(zhǎng)度有限，導(dǎo)致直接提取法測(cè)量的準(zhǔn)確性不高，聲阻和聲抗的結(jié)果明顯波動(dòng)過(guò)大。在此頻率區(qū)間內(nèi)，雙傳聲器法不受實(shí)驗(yàn)件尺寸效應(yīng)影響，從而準(zhǔn)確度較高。在高頻區(qū)間3 300～3 800 Hz 范圍內(nèi)，流管內(nèi)開(kāi)始出現(xiàn)高階聲模態(tài)，但仍然是平面波占優(yōu)，同時(shí)傳聲器位于管道壁面的中間位置，該位置為高階聲模態(tài)的駐點(diǎn)從而受到較小的影響，兩種測(cè)量方法在這一范圍內(nèi)吻合度較高。在更高頻區(qū)間，即4 000～ 4 400 Hz范圍內(nèi)，涵道內(nèi)存在的高階聲模態(tài)幅值更大，直接提取法的理論基本假設(shè)即平面波假設(shè)不再符合實(shí)際情況，從測(cè)量結(jié)果來(lái)看，直接提取法測(cè)量的聲阻隨著頻率的升高意外地增大，也與一般聲襯聲阻變化規(guī)律不符。另一方面，雙傳聲器法理論上不受頻率的限制，但實(shí)際實(shí)驗(yàn)中，2支傳聲器的安裝間距誤差對(duì)流管內(nèi)高階模態(tài)也表現(xiàn)出敏感特性，當(dāng)噪聲頻率繼續(xù)提高，所導(dǎo)致的2支傳聲器所對(duì)應(yīng)的聲襯表面的聲波相位是不同的，從而使得測(cè)試值與理論值開(kāi)始產(chǎn)生偏差。從測(cè)量結(jié)果來(lái)看，該方法測(cè)量得到的聲阻和聲抗也都出現(xiàn)了一定的波動(dòng)，相比于直接提取法波動(dòng)幅度較小?？梢员砻髟诟哳l段內(nèi)，雙傳聲器法測(cè)量得到的結(jié)果更好。

2 短艙聲模態(tài)測(cè)試技術(shù)

2.1 旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器設(shè)計(jì)原理

在聲襯研制過(guò)程中，需要使用不同尺寸樣件對(duì)整體聲學(xué)效果進(jìn)行驗(yàn)證，主要測(cè)量聲襯的模態(tài)抑制/散射特性。國(guó)外NASA、德國(guó)宇航中心等單位使用了全尺或縮尺風(fēng)扇作為聲源開(kāi)展研究。但由于作為噪聲源的風(fēng)扇能夠產(chǎn)生的聲模態(tài)階數(shù)是固定的，不能根據(jù)實(shí)驗(yàn)需要進(jìn)行調(diào)整，會(huì)導(dǎo)致對(duì)聲襯的降噪性能的驗(yàn)證并不充分。為了能夠發(fā)出更多數(shù)量的、可控的聲模態(tài)，一種可行的技術(shù)手段是使用周向均布在機(jī)匣上、基于相位調(diào)控的揚(yáng)聲器陣替代旋轉(zhuǎn)的風(fēng)扇轉(zhuǎn)子作為聲源開(kāi)展實(shí)驗(yàn)，可以測(cè)量聲襯對(duì)各個(gè)模態(tài)的抑制或散射效果。同時(shí)此技術(shù)手段可以使得短艙的研制與驗(yàn)證在發(fā)動(dòng)機(jī)/風(fēng)扇未研制出來(lái)之前便可開(kāi)展，提高研制效率。

設(shè)無(wú)限長(zhǎng)圓管內(nèi)觀察點(diǎn)的位置和時(shí)間坐標(biāo)為，多個(gè)點(diǎn)聲源在管道內(nèi)的聲壓解可以表示為

(9)

(10)

(11)

可以發(fā)現(xiàn)周向聲模態(tài)幅值與點(diǎn)聲源強(qiáng)度都存在一個(gè)只與周向模態(tài)階數(shù)有關(guān)的表達(dá)式exp[j(-)]。將其與點(diǎn)聲源的特征相關(guān)聯(lián)，可以得到

自然界和人類(lèi)活動(dòng)中的現(xiàn)象有確定和不確定兩類(lèi)，不確定的現(xiàn)象又有隨機(jī)與模糊現(xiàn)象，相應(yīng)地出現(xiàn)了模糊數(shù)學(xué)分支，簡(jiǎn)稱(chēng)F數(shù)學(xué)。事實(shí)上，人們?cè)趯⒁恍┦挛餁w類(lèi)時(shí)，會(huì)遇到有些對(duì)象是模糊不清、不能明確定義的類(lèi)型，比如年輕人、好看的畫(huà)、優(yōu)秀的調(diào)酒師、滿(mǎn)意的服務(wù)等，同樣的事物對(duì)于不同的人感受是不同的，商業(yè)銀行客戶(hù)滿(mǎn)意度也是如此。所以對(duì)客戶(hù)滿(mǎn)意的評(píng)價(jià)應(yīng)用傳統(tǒng)數(shù)學(xué)是很難解決的，只能用模糊數(shù)學(xué)的理論與方法建立評(píng)判模型，將定性的描述量化，從而得到相應(yīng)的結(jié)果。本文采用二級(jí)F綜合評(píng)判模型。

(12)

式(12)每一行對(duì)應(yīng)一個(gè)周向模態(tài)階數(shù)。這樣就可以使得管道內(nèi)某幾個(gè)周向模態(tài)階數(shù)對(duì)應(yīng)的為0，從而實(shí)現(xiàn)通過(guò)控制點(diǎn)聲源的幅值和在管道內(nèi)的位置對(duì)管道內(nèi)周向聲模態(tài)階數(shù)進(jìn)行控制的目的。

(13)

當(dāng)管道內(nèi)形成的目標(biāo)周向模態(tài)階數(shù)為時(shí)，管道內(nèi)還會(huì)形成±階的周向聲模態(tài)(對(duì)于管道內(nèi)截止的模態(tài)，雖然能夠形成但不會(huì)傳播)，所以不能期望通過(guò)控制有限個(gè)點(diǎn)聲源來(lái)實(shí)現(xiàn)超出-2 +1≤≤2-1范圍的聲模態(tài)的傳播。

2.2 旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器實(shí)驗(yàn)裝置

應(yīng)用22個(gè)揚(yáng)聲器沿涵道周向均布，根據(jù)聲模態(tài)發(fā)生器設(shè)計(jì)原理，在每個(gè)揚(yáng)聲器發(fā)出相同幅值的聲壓值、相位差一定的情況下即可形成管道內(nèi)指定的周向聲模態(tài)。涵道內(nèi)徑0.26 m，外徑0.35 m。涵道內(nèi)最高流速=0.3，最高噪聲頻率為3 000 Hz。 周向聲模態(tài)階數(shù)范圍為0～8，根據(jù)聲模態(tài)的截通理論，涵道內(nèi)可傳播的聲模態(tài)僅為周向聲模態(tài)。如圖6所示，排氣道聲學(xué)實(shí)驗(yàn)裝置按氣流方向分別為：轉(zhuǎn)接段、流場(chǎng)測(cè)量段、旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生段、導(dǎo)流段、聲襯上游聲模態(tài)測(cè)量段、固壁段(聲襯段)、聲襯下游聲模態(tài)測(cè)量段、排氣口以及中心內(nèi)錐。聲模態(tài)測(cè)量可采用互相關(guān)方法來(lái)獲得管道內(nèi)的聲模態(tài)分布，當(dāng)研究聲襯對(duì)聲模態(tài)的散射和反射作用時(shí)采用旋轉(zhuǎn)機(jī)匣或旋轉(zhuǎn)掃描耙的方式，在緊鄰聲襯的涵道壁面測(cè)量。為了研究聲襯對(duì)聲模態(tài)的作用，在聲襯的上下游均設(shè)有聲模態(tài)測(cè)量段。

圖6 旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器實(shí)驗(yàn)裝置Fig.6 Experimental instruments of spinning synthesizer

2.3 旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器實(shí)驗(yàn)裝置效果驗(yàn)證

縮比排氣道聲襯聲學(xué)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)在=0.3、發(fā)聲頻率=1 250 Hz下的3階周向聲模態(tài)和=2 000 Hz下的5階周向聲模態(tài)測(cè)試結(jié)果如圖7、圖8所示，SPL表示聲壓級(jí)。模態(tài)的分辨率分別達(dá)到了13 dB和21 dB，說(shuō)明旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器精確地產(chǎn)生了所需要的管道聲模態(tài)。

圖7 f0=1 250 Hz下(3, 0)周向聲模態(tài)測(cè)試Fig.7 (3, 0) circumferential modes amplitude test at f0=1 250 Hz

圖8 f0=2 000 Hz下(5, 0)周向聲模態(tài)測(cè)試Fig.8 (5, 0) circumferential modes amplitude test at f0=2 000 Hz

3 全尺寸短艙聲襯降噪效果驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)

3.1 全尺寸短艙聲襯聲學(xué)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

全尺寸短艙聲襯聲學(xué)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖9所示。由旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器模擬風(fēng)扇噪聲源，該發(fā)生系統(tǒng)由沿周向均布的32個(gè)揚(yáng)聲器及信號(hào)發(fā)生系統(tǒng)組成。旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器與短艙進(jìn)氣道之間有采用32個(gè)周向均布的傳聲器組成的聲模態(tài)測(cè)量環(huán)。根據(jù)2.1節(jié)所示的聲模態(tài)發(fā)生方法和管道聲模態(tài)截止特性分析可知，該聲模態(tài)發(fā)生系統(tǒng)能夠?qū)崿F(xiàn)2 000 Hz下周向0～15階聲模態(tài)的發(fā)生與測(cè)量。旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器位置的涵道內(nèi)表面為圓柱形狀，直徑1.55 m。

圖9 全尺寸短艙聲襯聲學(xué)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.9 Full scale experimental platform of nacelle liner

使用的實(shí)驗(yàn)件共3件，分別為1件固壁實(shí)驗(yàn)件、1件基于上一代聲襯技術(shù)設(shè)計(jì)的金屬聲襯(簡(jiǎn)稱(chēng)“分片聲襯”)實(shí)驗(yàn)件及1件新型復(fù)材無(wú)縫金屬絲網(wǎng)軸向分段式聲襯(簡(jiǎn)稱(chēng)“無(wú)縫聲襯”)，3件實(shí)驗(yàn)件的有效內(nèi)徑均為1 550 mm，軸向有效長(zhǎng)度均為650 mm。其中分片聲襯實(shí)驗(yàn)件為有拼縫的既有某型短艙聲襯，如圖10所示，可以看到分片聲襯內(nèi)表面沿周向有明顯的鉚接拼縫，分片聲襯實(shí)驗(yàn)件聲襯結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

表2 分片聲襯基本結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Basic structure parameters of acoustic liner with splices

圖10 分片聲襯實(shí)驗(yàn)件Fig.10 Test piece of acoustic liner with splices

無(wú)縫聲襯實(shí)驗(yàn)件為軸向分段式無(wú)縫金屬絲網(wǎng)聲襯。如圖11所示，與分片聲襯不同，無(wú)縫聲襯內(nèi)表面沿周向沒(méi)有拼縫，在聲襯內(nèi)表面穿孔板上安裝了微徑金屬絲網(wǎng)；無(wú)縫聲襯沿軸向?yàn)榉侄问浇Y(jié)構(gòu)，共分為兩段，兩段在孔徑、穿孔率及蜂窩芯高度上均有不同，無(wú)縫聲襯實(shí)驗(yàn)件聲襯結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示?？梢钥闯?，由于金屬絲網(wǎng)會(huì)導(dǎo)致較大的聲阻，因此穿孔板的孔徑不再作為提高聲襯聲阻的主要途徑，因而穿孔率較高。

圖11 無(wú)縫聲襯實(shí)驗(yàn)件Fig.11 Test piece of acoustic liner with zero splice

表3 無(wú)縫聲襯基本結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 3 Basic structure parameters of acoustic liner with zero splice

3.2 基于旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器的全尺寸聲襯降噪實(shí)驗(yàn)

如圖12所示，在設(shè)定工況下，分片聲襯在18°～42°及54°～90°指向角扇區(qū)之間有一定降噪量，72°有最大降噪量，約12.6 dB，但是在其他角度下降噪性能十分有限，在一些角度出現(xiàn)了噪聲增大的情況。從峰-峰值降噪量來(lái)看(這里定義“峰-峰值降噪量”為聲襯實(shí)驗(yàn)件下的指向性峰值聲壓級(jí)減去固壁實(shí)驗(yàn)件下的指向性峰值聲壓級(jí))，分片聲襯的降噪量約為-10 dB，即出現(xiàn)了峰值噪聲增大10 dB的情況；無(wú)縫聲襯在各角度均表現(xiàn)出了更好的降噪性能，在大部分角度下均有超過(guò)10 dB的降噪量，尤其是在48°～90°內(nèi)，降噪量均超過(guò)20 dB，峰-峰值降噪量約為16.4 dB，較分片聲襯而言，降噪性能大幅提升約26.4 dB。

圖12 f0=1 250 Hz下(15, 0)周向模態(tài)的指向性Fig.12 Acoustic directivity of (15, 0) circumferential mode at f0=1 250 Hz

如圖13所示，在另一工況下，分片聲襯在54°有最大降噪量約35.4 dB，但是在0°～35°及72°～90°之間均出現(xiàn)了噪聲增大的現(xiàn)象，這說(shuō)明其在此角度下的降噪性能是以犧牲其他角度降噪性能來(lái)實(shí)現(xiàn)的。從峰-峰值降噪量來(lái)看，分片聲襯的降噪量接近-3.9 dB，即出現(xiàn)了峰值噪聲增大的現(xiàn)象；無(wú)縫聲襯在各角度均表現(xiàn)出了可觀的降噪性能，尤其是在0°～60°的大部分角度下均有超過(guò)10 dB的降噪量，峰-峰值降噪量約為9.1 dB，較分片聲襯而言，降噪性能大幅提升約13 dB。

圖13 f0=2 000 Hz下(15, 0)周向模態(tài)的指向性Fig.13 Acoustic directivity of (15, 0) circumferential mode at f0=2 000 Hz

為了進(jìn)一步研究無(wú)縫聲襯降噪量提升的主要機(jī)制，實(shí)驗(yàn)中使用模態(tài)發(fā)生器依次發(fā)出單獨(dú)純凈的聲模態(tài)，對(duì)兩型聲襯實(shí)驗(yàn)件開(kāi)展對(duì)比測(cè)試。如表4 所示，分片聲襯在1 250 Hz及2 000 Hz的10階周向模態(tài)、12階周向模態(tài)及15階周向模態(tài)下的峰-峰值降噪性能均為負(fù)值，即該分段式聲襯在以上工況均未能成功實(shí)現(xiàn)峰值噪聲的降噪功能，尤其是在1 250 Hz、 15階周向模態(tài)及2 000 Hz、12階 周向模態(tài)下峰-峰值降噪量分別為-10 dB及-15.4 dB，這表明在上述兩個(gè)工況下分片聲襯對(duì)噪聲模態(tài)抑制的設(shè)計(jì)有所欠缺，吸聲及控制模態(tài)散射等要求未得到有效實(shí)現(xiàn)，是導(dǎo)致其降噪性能十分有限的主要原因。對(duì)于無(wú)縫聲襯，在各個(gè)工況下均實(shí)現(xiàn)了較優(yōu)的降噪性能，在大部分工況下，無(wú)縫聲襯均能夠?qū)崿F(xiàn)對(duì)多個(gè)模態(tài)的有效抑制，這是無(wú)縫聲襯相較于分片聲襯而言表現(xiàn)出更好降噪性能的主要原因。

表4 峰-峰值降噪量分析Table 4 Analysis of noise reduction with value of peak-to-peak

4 結(jié) 論

針對(duì)飛機(jī)短艙聲襯聲學(xué)性能實(shí)驗(yàn)技術(shù)的2個(gè)方面：聲襯聲阻抗提取技術(shù)、基于相位控制陣列的聲模態(tài)測(cè)控技術(shù)，開(kāi)展了研究與應(yīng)用驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，得到的主要結(jié)論如下：

1) 基于雙傳聲器法和直接提取法的聲襯聲阻抗提取技術(shù)在中頻段均具有很好的精度，無(wú)量綱聲阻和無(wú)量綱聲抗之差均低于0.2；在低頻段雙傳聲器法具有更高的精度；在高頻段，二者的提取精度均降低，且雙傳聲器法的精度下降較小。

2) 基于相位控制陣列的旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器經(jīng)過(guò)精細(xì)的相位和幅值控制，可以達(dá)到高于10 dB的模態(tài)分辨率，可用于短艙聲襯聲學(xué)效果的驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)。

3) 應(yīng)用旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器對(duì)兩型全尺寸進(jìn)氣道聲襯開(kāi)展了實(shí)驗(yàn)研究，新一代技術(shù)研制的無(wú)縫聲襯相比上一代成型工藝制成的帶拼縫聲襯在多聲模態(tài)調(diào)控和關(guān)鍵頻率處降噪效果提升明顯，使得無(wú)縫聲襯的整體降噪效果提升5.2 dB以上。

通過(guò)研究，文章形成了短艙聲襯聲學(xué)性能實(shí)驗(yàn)的關(guān)鍵技術(shù)，并最終用于全尺寸短艙聲襯實(shí)驗(yàn)件的實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了新一代短艙聲襯的降噪能力。