基于FLUENT的不同喷管形状喷流噪声分析

通过简化发动机喷口模型,研究喷管的喷口形状改变后对喷气噪声的影响,针对三种模型,即普通、三角形锯齿以及半圆形锯齿喷管,通过FLUENT软件进行计算分析,并将计算得到的流场以及监测点的声压级进行比较,结果表明,锯齿形尾喷口形状对降低排气噪声较为理想,在最小程度影响出口速度的情况下能减少排气噪声2～6 dB。     

可调收敛-扩张喷管周向内型面对流场的影响研究

可调喷管由调节片和密封片组成,喷管周向内型面不是严格圆形而是多边形,周向内型面对喷管流场的影响会进一步影响喷管性能。以圆形和三种多边形周向内型面收敛-扩张喷管为研究对象,给以相同轴向尺寸和进口条件,利用流体计算分析软件FLUENT对喷管内流场进行了计算分析,得到的影响规律为可调喷管结构的优化设计提供参考。研究结果表明:可调收敛-扩张喷管调节片数越多,周向内型面越接近于圆形,喷管流动损失越小。     

不同喷嘴射流流场结构及噪声

针对射流产生噪声的问题,应用Smagorinsky涡粘性模型和二阶精度的有限体积法对不同喷嘴的外部流场进行了大涡模拟,研究了不同喷嘴外部流场非定常结构特性。射流噪声计算采用FW-H(Efowcs Williams&Hawkings)方法,给出了三种喷嘴的声压级。并以Ma=0.9时直喷嘴计算和实验结果为例,分析了在有限频率段内声压级的变化规律,并与实验结果进行了比较。结果表明:在同等条件下,收缩喷管的噪声等级最大,环型喷管的噪声等级最小。     

分开排气式喷管喷流噪声预测及试验研究

为揭示涡扇发动机分开排气式喷管喷流噪声的频谱分布和指向特性,对喷管缩比模型远声场喷流噪声进行了预测及试验研究,并开展了全尺寸喷管基准型及锯齿型喷流噪声的预测工作。结果表明:采用Tam & Auriault方法可以预测出喷流噪声的声压级值和空间指向分布,喷流噪声具有明显的指向性。与基准型喷管相比,锯齿型喷管具有良好的降噪效果;内外涵锯齿型喷管在中低频段的降噪效果优于内涵锯齿型喷管,在高频段的降噪效果差于内涵锯齿型喷管;在本文研究参数范围内,指向角小于88°时内外涵锯齿型喷管总声压级(OASPL)值高于内涵锯齿型喷管。     

波瓣混合器喷流降噪技术实验

在消声室内的喷流噪声实验台上,对大涵道比涡扇发动机混合式排气系统缩比模型进行了冷喷流噪声实验,以环形混合器为基准,研究了采用波瓣混合器的喷管喷流远声场频谱特性和降噪效果.研究结果表明:与采用环形混合器的基准型喷管相比,波瓣混合器喷管在低频段有很好的降噪效果但高频段的声压级有所升高,波瓣混合器喷管下游方向(θ=150°)的总声压级明显降低而中游方向和上游方向的总声压级升高.随着波瓣混合器出口处内外涵气流速度差的增大,波瓣混合器喷管低频段的降噪效果越来越明显但高频段声压级的升高也会不同程度地增大,在波瓣混合器喷管下游方向(θ=150°)的总声压级降低更加明显的同时中游方向和上游方向的总声压级也有所升高.      

涡扇排气系统结构参数对排气声压级影响

基于三维CFD和宽带噪声模型,对不同结构的涡扇排气系统流场和出口声压场分布展开数值计算与分析,获得涵道比、波瓣强迫混合器穿透比和混合段长径比对排气出口声压级的影响规律。数值结果表明:排气系统出口声压级分布与径向速度梯度相对大小分布一致,排气出口速度梯度的减小可以降低排气噪声。涵道比在0.5～3.0,长径比在1～2之间,排气系统涵道比和排气混合段长径比的增加可以降低喷管出口平均噪声声压级;在相同涵道比下,波瓣强迫混合器穿透比的增加,出口平均噪声声压级先大幅减小后缓慢增加。     

大涵道比涡扇发动机喷流降噪实验

对大涵道比分开排气喷管的缩比模型进行了吹风实验,模拟了双涵道喷流在加热条件下的远场噪声特性,分析了4种不同几何参数的锯齿构型对喷流噪声的影响。结果表明:喷流噪声以大尺度涡产生的低频噪声为主导,主要贡献方向为下游150°附近;锯齿喷管可以有效抑制低频部分及下游方向的噪声,最高可降低峰值声压级(SPL)约6 dB;锯齿的切入程度可以显著的影响降噪量,4种锯齿构型中切入程度高的外涵锯齿构型降噪效果最优,总声压级(OASPL)最高可降低3 dB;内涵锯齿构型的降噪效果比外涵锯齿低,总声压级最高降噪量在1 dB以内;内外涵锯齿构型可以在外涵锯齿的基础上进一步抑制低频噪声,下游方向总声压级最高降噪量为17 dB。     

风扇激波相关噪声预测方法及试验验证

为了在风扇气动设计阶段快速评估噪声,给出了1种具有工程适用性的风扇激波相关噪声分析方法,该方法利用相对 坐标系下静压的周向分布与绝对坐标系下固定观测点感受到的静压脉动的等价关系,以3维黏性流体力学定常仿真为基础,在保 证足够网格分辨率的条件下得到详细流场信息,采用波分解方法将压力脉动分解为向上游和下游传播的2部分,从而避免数值边 界反射的影响,进而完成对风扇激波相关噪声的评估。采用该方法研究了不同转速、不同负荷状态下风扇噪声的演化特点和传播 规律,将计算结果与试验结果进行了对比分析。结果表明：当只有低阶径向模态被激发时,风扇前声压级的最小误差仅为2 dB,验 证了该方法的工程适用性,表明该方法能有效进行激波相关噪声的量化评估。     

压气机旋转不稳定性的周向模态特性及其分解方法

基于实验和数值模拟的方法,研究压气机叶顶区域不稳定压力波的周向模态特性。使用基于空间傅里叶变换的周向模态分解方法对实验和数值计算结果进行了分析,给出了实验和数值计算结果的频谱模态分解结果,得到了压气机连续周向模态特征频谱峰值。对压气机叶顶区域各模态幅值和相位的时变特性做了详细分析,得到了叶顶旋转不稳定性周向模态传播速度和传播方向。结果表明:旋转不稳定性的主模态具有稳定的周向传播结构,而其他模态波的幅值和相位存在较大波动。利用多组有限测点组合方式消除了模态混叠现象影响,将可以分析的模态上限提高数倍,取决于测点数的选择;基于该方法可以用有限测点捕捉高阶模态,大大减少了实验所需的传感器数目。      

倾斜结构对三股流喷管流场及声场影响机理研究

采用数值模拟方法研究了三股流喷管的流动与噪声机理,增加倾斜结构对流动与噪声特性的影响。结果表明：在设计工况,第三股流的引入虽避免了高速风扇流与自由来流的直接接触,降低了喷流与自由来流间的掺混强度,但受轴对称式结构限制,小涵道比的第三股流沿周向均匀分布,其在各方向上的降噪效果有限,对喷管总声压级分布的影响较小。增加第三股流通道倾斜结构,其涵道比增加,喷管下侧主流核心区末端与自由来流间掺混强度降低,30°观测角下的总声压级较轴对称式的下降约2.6dB。考虑第三股流的涵道比匹配,对倾斜结构进行控制涵道比与出口气流角度的型面设计,喷管下侧主流核心区末端与自由来流间掺混强度的降低幅度低于不控制涵道比倾斜结构,30°观测角下的总声压级较轴对称式的下降约1.5dB。     

导流槽构型对火箭起飞时流场和声场的影响

为了研究四喷管运载火箭起飞时火箭周围噪声环境问题,建立燃气/空气双组分的可压缩流动模型,采用2阶Roe格式、SAS(scale-adaptive simulation)湍流模型和声学类比积分法Ffowcs-Williams Hawkings(FW-H)求解三维Navier-Stokes方程。以单机火箭的噪声问题为对象开展数值模拟,并将噪声数值计算结果与试验数据对比,误差在3dB以内(相对误差小于1.6%),验证预测噪声方法的有效性,进而研究四喷管运载火箭起飞阶段采用不同导流槽构型对箭体舱段区域噪声环境的影响,结果表明:在相同噪声接收点处,单侧导流槽对应的总声压级比双侧导流槽大,两者的总声压级(OASPL)之差最大为10.7dB。另外,当采用单侧导流槽时,沿周向接收点的噪声总声压相对单侧导流槽中心截面呈对称分布,而且沿导流出口方向逐渐增大。所建立的噪声数值方法为大推力捆绑运载火箭舱段的噪声环境预测及其控制提供一定参考。     

某涡轮级转静干涉噪声数值研究

通过采用结合相位延迟方法的非定常数值计算,得到真实叶片数下某高压涡轮级叶片通过频率及其倍频下的脉动压力.然后在转子后管道中利用模态匹配方法,摒除了管道末端非物理反射及其非声压脉动的影响,从而获得转子后管道中向下游传播的转静干涉噪声分量.结果分析表明:该涡轮级在叶片通过频率下,周向模态m=3未被截止,且为主要转静干涉噪声源;在2倍叶片通过频率下,周向模态m=6,-64未被截止.      

二维增升装置前缘缝翼的远场噪声分析

以计算流体力学软件FLUENT工具,二维增升装置模型L1T2为基准,采用LES模型和Ffcows Williams-Hall积分方法,计算二维增升装置前缘缝翼的远场噪声。通过计算24组不同缝道参数的二维增升装置的缝翼噪声和最大升力系数,分析了气动性能与噪声强度之间的关系,并采用建立响应面的方法对缝道参数进行了优化,使原增升装置模型的噪声强度得到了降低。结果表明:当缝道参数大小适中时噪声总声压级较小,反之噪声总声压级显著增大;当缝道宽度减小而重叠量增加时,噪声总声压级持续减小。适当的缝道参数组合是能够使所设计的增升装置较好地兼顾气动性能和噪声强度要求的。     

S弯喷管喷流噪声特性研究

为了研究S弯喷管亚声速喷流的噪声特性,采用大涡模拟结合FW-H方程方法,通过数值模拟得到轴对称喷管和S弯喷管的流场及远场噪声。结果表明：S弯喷管的S形弯曲及圆转方构型导致了主流流向变化和横向压力梯度,S弯喷管出口截面角区及下方中心线附近均有不同尺度的旋涡分布,通过加强掺混减弱喷流与大气之间的剪切,使得S弯喷管噪声源尺度小于轴对称喷管。S弯喷管将St=0.08~0.2的噪声转移到St=0.2~0.3,在喷流下游10°~50°,S弯喷管相比于轴对称喷管噪声总声压级减小了6~8dB,在20°接收点处降噪效果最佳,相比于轴对称喷管减小了约8dB。在喷流上游S弯喷管降噪效果减弱,仅减小了2~4dB。在下游10°~80°处,S弯喷管水平探测面噪声总声压级比垂直探测面高2~3dB,在喷流上游二者差异较小。     

外涵偏轴分开排气喷管的流场和声场数值计算

以某型涡扇发动机为原型,建立了1/10缩比的分开排气式涡扇发动机排气喷管物理模型,采用大涡模拟(LES)计算了不同外涵偏轴距离的排气喷管非稳态流场,利用FW-H(Ffows Williams-Hawkings)声学模型和傅里叶变换得到了排气喷流噪声声压级空间分布特征.计算结果表明:外涵偏轴式分开排气喷管有抑制排气喷流噪声的作用.喷流噪声整体抑制效果与偏轴距离有关,在偏轴距离为0.15D时,排气喷管下方的噪声降低达到最大,且排气噪声峰值由原型的146.7dB降低到139.5dB,降低了7.2dB.研究的排气结构和数值计算方法可作为分开排气式涡扇发动机降噪设计的参考.      

匀速及加速行驶时带后视镜轿车气动噪声的研究

应用计算流体力学软件FLUENT对带后视镜简化直背式轿车外部流场及车外某接收点处的气动噪声进行了数值计算和分析.脉动流场计算采用大涡模拟湍流模型,动量方程的离散格式采用有限中心差分格式.分别对两种匀速运动情况和一种加速运动进行了计算,由此研究不同车速、匀速和加速运动对接收点处脉动流场和气动噪声的影响.对于匀速运动,车速越大,接收点处流速越大,压力越小,脉动压力的脉动幅度越大,在每个频率上所对应的声压级基本上越大,总声压级也越大;在同一行驶速度下,加速运动比匀速运动在接收点处的流速要大,压力要小,在每个频率上所对应的声压级基本上要大,总声压级要大,声压级随频率的变化情况与匀速运动一样.      

二元喷管热喷流噪声特性试验研究

本文用露天热喷管试验台产生喷射噪声,在收敛喷管处临界状态,测量了圆锥喷管、不同宽高比的二元喷管进口加旋与不加旋等条件下的喷射噪声,对二元喷管热喷流噪声的空间分布和频谱进行了分析。结果表明,二元喷管与圆锥喷管热喷热流噪声的声谱分布不同,它减小了喷射噪声低频范围的声压级,并且将噪声能量转移到高频范围,为加快噪声传输过程中的衰减建立了良好条件;二元喷管宽高比参数增大和喷管进口加轴向旋流具有抑制噪声辐射的     

圆柱坐标系下连续旋转爆轰发动机的数值模拟

使用两步化学反应模型对连续旋转爆轰发动机(Continuous rotating detonation engine,CRDE)进行了二维数值模拟研究。数值计算获得了同轴圆管腔中间层曲面上连续爆轰的多个循环过程。分析了燃料入射、提前燃烧、爆轰波结构和波传播速度等几个关键问题。计算获得燃烧室内流场结构与之前实验研究结果定性符合。计算中燃料以最大1400m/s沿轴向入射,爆轰波可约以2400m/s沿周向连续循环传播。计算的燃烧室内爆轰波循环频率约为2300Hz。     

动态舱门对空腔复杂流动和噪声特性影响分析

为研究运动舱门对内埋弹舱（空腔）非定常流场和舱内噪声特性的影响,开发了应用于运动问题的动态嵌套重叠网格组装方法,采用改进的脱体涡模拟方法对亚声速流场（Ma=0.6）进行了高精度数值模拟。首先采用空腔标准模型（M219）验证所用的高精度数值格式的有效性,然后应用发展的方法对干净空腔（C201）、带静态舱门（30°、60°、90°和120°）的空腔以及运动舱门的空腔进行模拟,并分析静、动态舱门对空腔湍流流场和腔内气动噪声的影响。针对运动舱门的非稳态非定常流动问题,采用经验模态分解方法分析空腔中的湍流脉动特征和声压级。通过分析研究结果发现,与干净空腔相比,舱门小开度（30°）时,舱门会限制法向和展向的流动,从而降低腔内流场与外部流场的流动掺混和交换,腔内壁面总声压级比干净空腔低5～8 dB,但是两者变化趋势一致,且二阶Rossiter模态频率偏高;在打开角度较大（60°以后）时,舱门对腔内流动的影响主要表现在展向,此时空腔上方的剪切层涡结构运动的高度更高,舱门阻碍噪声的展向传播,使得腔内的总声压级升高（3～10 dB不等）,二阶Rossiter模态的强度增大。然而舱门开启过程中,腔内总声压级...     

多喷管射流气动声学特性的数值研究

采用大涡模拟结合动力Smagorinsky亚格子模型对四喷管超声速高温射流进行了三维非稳态数值模拟。基于非稳态计算的结果,利用FW-H面积分方法对四喷管射流远场的声学特性进行计算,并将结果与单喷管得到的结果进行对比。结果表明,多喷管射流形成了复杂的流场,其产生的气动声场并不仅仅是单喷管简单的叠加,由于四股射流之间的相互影响使得声场也产生了新的特点,不但表现在总声压级数值上,还对改变了射流噪声辐射的指向性,最大声压级的位置由原来的50°左右变化到30°。