限流孔板在飞机空调管道的噪声分析及优化设计

赵海宇,周强,宋经远,王青山

(1. 中南大学 高性能复杂制造国家重点实验室,长沙 410083; 2. 中国航发沈阳发动机研究所,沈阳 110015)

飞机驾驶舱空调管道系统在给驾驶舱提供适宜的空气环境时,也产生了较大的噪声,严重影响飞行员的身心健康,其中,限流孔板作为飞机驾驶舱空调管道中限定管道流量和降压调速的关键部件,其结构将导致气体流动受阻并产生较大湍流噪声。目前研究限流孔板的工作机制、压降性能等已引起国内外学者的广泛关注[1]。

Sack等[2]对多孔板气动声学进行了研究,对比了单孔板与多孔板的湍流特性。Araoye等[3]研究了串联的多级限流孔板的流动特性,分析了流速、孔板结构参数等对管内压力场与速度场的影响并确定了其压降性能。Barros Filho等[4]研究了限流孔板倒角的几何形状与孔板前后压降的关系。Yau等[5]研究了不同雷诺数和孔径比的厚限流孔板的压降性能与阻力性能,结果表明,当孔径比为0.5时,压降幅值最大,但流动稳定性较差。Qian等[6]通过数值模拟研究了过热蒸汽流经多级限流孔板的影响。欧达毅等[7]对管道内扰流板噪声预测进行了理论分析,建立了扰流板噪声的分析模型,探讨了两扰流板之间的湍流效应与声耦合效应,指出气流噪声的声功率级与扰流板的前后稳态压降有关。白兆亮[8]运用数值模拟的方法探究了多孔板结构参数改变对阻力影响系数的影响,研究表明:厚径比、孔径比以及相对间距的增加对两级孔板间的阻力影响系数的影响程度越小。

在上述研究基础上,学者们认识到限流孔板的孔径尺寸以及多级孔板的布放间距对管道流场的流动状态有较大的影响。张鹰等[9]利用Fluent软件研究了流经限流孔板的气流稳定性,结论表明,合理选择限流孔板孔径可使得压降幅值提高以及出口质量流量降低,从而达到限流目的。王天豪等[10]通过改变环形分布或矩形分布孔的孔径研究多级孔板压降的变化,发现孔中心距越大,其前后压差越低,气流流动越不稳定。

目前,限流孔板噪声特性分析与降噪优化研究相对较少。鉴与此,本文运用ANSYS Fluent软件对含限流孔板的直管道进行数值模拟,研究了气流在孔板的压降性能及平均速度变化;在此基础上,设置飞行员双耳位置的三维坐标为监测点,分析监测点的频响曲线变化规律;最后运用参数化研究方法,改变限流孔板的通流孔径,研究孔板通流孔径参数变化对监测点噪声特性的影响,旨在得出通流孔径的优化参数。

1 数值仿真模型

1.1 几何模型

本文以含限流孔板的直管为研究对象,采用三维建模软件CATIA V5R18建立与实物尺寸一致的三维几何模型,结构尺寸如图1所示。其中限流孔板厚2 mm,固定于直管中央。在驾驶舱布置空调管道系统过程中,通过设置支架固定含限流孔板的直管道,故本研究可忽略管壁与气流的流固耦合产生的结构噪声,仅研究气流在管壁流动受阻产生的气动噪声。

图1 含限流孔板直管道结构Fig. 1 Structure of straight pipe with restriction orifice

1.2 数值计算理论

本文选用标准k-ε湍流模型对管道流场进行稳态定常计算确定管道气流的压力场与速度场,该计算模型可保证定常计算精度的同时,使计算能够快速收敛。当流场达到稳态后,以稳态计算值作为初始值进行瞬态非定常计算,为研究瞬态流场的物理量变化,流场瞬态非定常计算采用大涡模拟法,瞬态声场计算选择Fluent软件Acoustic模块下的FW-H模型,用于求解声场监测点的声压信号。

1.2.1 标准k-ε湍流模型

标准k-ε湍流模型的湍动能k与湍动能耗散率ε的输运方程[11]为:

Gb+Gk-ρε-YM+Sk

(1)

(2)

1.2.2 大涡模拟法

大涡模拟法[12](Large eddy simulation, LES)假定流场的质量、动量和能量主要受大涡影响,流动特性主要通过大尺度的涡来表现。大涡模拟的计算原理是通过过滤函数确定滤波尺寸,过滤去掉低于滤波尺寸的涡旋,得到的大尺度的涡直接用控制方程数值计算,而小尺度的涡则通过亚格子模型来封闭估算。在Fluent软件中,用LES方法对流体域离散过程已经默认采用了帽型过滤函数自动过滤,其形式为

(3)

式中V为计算体体积。过滤后可得LES的控制方程[13]为

(4)

式中τij为亚格子应力,表示小涡流动对流场的影响。

(5)

流场仿真中,常采用Smagorinsky-Lilly涡黏模型作为小涡数值估算的封闭模型。其亚格子应力与湍流黏性系数μt的关系为

(6)

1.2.3 FW-H方程

适用于任意运动壁面湍流声辐射场的FW-H方程[14-15]为

(7)

FW-H右项也是噪声声源项,其右侧首项为四极子声源引起的噪声,即由于流体黏滞性所致流动受阻产生的噪声;第二项为偶极子声源,主要是指流体受壁面阻碍,流体之间或流固之间的相互作用引起的噪声;第三项是单极子声源。

1.3 网格划分

结构化网格可以与几何体完全贴合,同时网格规整以及曲面区域网格光滑,更适合流体计算。本研究采用六面体填充的结构化网格划分流体域,并对管壁附近边界层网格加密。网格具体划分如图2所示。

图2 限流孔板及直管网格划分图Fig. 2 Mesh topology of restriction orifice and straight pipe

1.4 流体介质参数及边界条件

本研究选择空气作为流体介质,空气密度1.225 kg/m3,动力黏度1.789×10-5Pa·s,参考声压2×10-5Pa。限流孔板管道数值模拟采用速度入口(56 m/s)边界条件,出口边界为自由出流,管壁边界采用标准无滑移壁面。流体域定常计算采用SIMPLEC算法,压力项、动量项、湍动能项、湍动能耗散率项等均为2阶迎风插值离散,将结果残差设置为0.000 1作为判定稳态计算的收敛性依据。瞬态计算采用PISO算法,压力项、动量项等均采用2阶迎风插值格式,时间步长设定为2.5×10-6s,步数设定为30 000步,瞬态分析的总时长0.075 s。监测各重要参数的残差值变化趋于稳定或者出现周期性变化,可作瞬态计算的收敛性判据。

2 含限流孔板直管的流场特性与噪声特性

含限流孔板的直管道在初始工况下的纵截面压力分布云图及截面速度矢量图、速度流线图如图3所示。从图3a)压力云图可知:气流通过限流孔板时压力迅速降低并在孔径后方形成负压区,孔径后方管道靠近管壁部分的压力最低,随着气体流过孔径一定距离后,流体压力又逐渐升高,但未升至气体入口压力,压降效果明显。结合图3b)速度矢量图分析,气体通过限流孔板,管路特性发生改变,由于管径突然收缩导致气体流速激增,随后管道中央气流流速随着管内压力的增大而逐渐降低并趋于平稳。由图3c)速度流线图可知:孔径后方管道靠近管壁部分的气体流速最低,受管道中央高速气体挤压,管壁处低速气体回旋流动形成湍流漩涡,气流漩涡沿着管壁呈环状流动。

图3 限流孔板管道截面的压力与速度云图Fig. 3 Pressure and velocity cloud maps of restriction orifice pipe sections

图4 限流孔板管道轴向压力与速度曲线Fig. 4 Axial pressure and velocity curves of restriction orifice pipe

由图4a)轴向压降曲线可知:在管道入口至限流孔板之间,管内流体压力随着轴向距离的增加而缓慢降低,气流流经限流孔板时受孔径制约,使气体产生加速效应并导致孔板前后形成高压差;在限流孔板至出口段,气体流速下降,压力回升直至稳定;总体上看,入口至出口总压差约10 265 Pa。图4b)轴向速度曲线说明气流在限流孔板边缘处速度突变,加速度值极高,随后迅速下降,并在距限流孔板约50 mm之后恢复稳定。气流经狭窄孔道加速,流速最高可达140 m/s,易产生极大的气流噪声。

以稳态数据为初始值,继续对管道做瞬态计算,以飞行员双耳处三维坐标作为声压监测点,得到监测点在时域下的声压数据,采用快速傅里叶变换(FFT)将声压的时域数据转化为频域响应数据,研究管道声场不同频率下的声压级分量。限流孔板限制管道高速气流流动,气动能量相对集中于高频段,故本文计算两监测点在0～10 kHz的频率范围内的声压级。图5为含限流孔板的直管道在初始工况下两监测点的声压级频响曲线。

图5 含限流孔板的直管道外监测点流动噪声的频响曲线Fig. 5 Frequency response curve of flow noise at monitoring points outside straight pipe with restriction orifice

由图5可知:两监测点声压级频响曲线整体规律大体一致,均呈现出较显著的波动性变化,两曲线在500 Hz以下的声压级均较低,噪声能量主要集中在1 000 Hz以上的中高频段。两监测点声压级曲线均在0～4 000 Hz呈递增趋势,在4 000～8 000 Hz区间内呈现较稳定的波动变化,在8 000 Hz后声压值峰值呈递减趋势。频点声压级主要集中于60～80 dB范围内变化。

(8)

式中:Lpi为各频点的声压级;n为计算频点的个数。

由式(8)计算可知:监测1在0～10 kHz频率段内的总噪声值为103.17 dB,监测点2在0～10 kHz频段的总噪声值为101.76 dB,两监测点的平均总声压级约102.5 dB。

通过对含限流孔板的直管道做流场分析与噪声分析得知,限流孔的孔径将对管道的流场特性与声场特性产生重要影响,狭窄孔道压降效果好,但由于气流流速突变,气流冲击形成漩涡将导致管道气动噪声激增。两监测点的噪声集中于中高频段,总声压级值较高,可考虑通过改变限流孔板孔径尺寸达到被动降噪的目的。

3 限流孔板通流孔径的降噪优化设计

本小节以限流孔板通流孔径作为参数化研究的对象,主要研究限流孔板的通流孔径参数对气动噪声的影响,通过结构优化实现限流孔板的降噪。表1列出了各工况对应的限流孔板的通流孔径参数。

表1 不同工况的限流孔板通流孔径参数Tab. 1 Parameters of restriction orifice through-flow aperture in different operating conditions

对各工况的声压级进行计算,并将5种工况下的监测点声压级频响曲线与原结构(初始工况)频响曲线进行对比,如图6所示。

图6 监测点在不同限流孔板通流孔径工况下 的声压级频响曲线对比Fig. 6 Comparison of sound pressure level frequency response curves at monitoring points under different restriction orifice flow aperture conditions

由图6可知:两监测点在不同工况下,声压级频响曲线变化规律基本相同,均在10 kHz范围内的低频段上升,在中频段内稳定波动,在高频阶段声压级降低。对比同一监测点不同工况的声压级曲线可知,初始工况在4.5～10 kHz的中高频域内的声压级明显高于其它工况,说明增大限流孔板通流孔径可有效降低孔板的中高频噪声;同时,曲线分布也呈现出限流孔板通流孔径越大,声压级曲线峰值越低的特点。计算两监测点在各工况下的总声压级值并对比降噪效果,如表2和表3所示。降噪效果定义为当前工况与前一工况之差,降噪幅度定义为当前工况降噪效果绝对值与前一工况总声压级之比。

表2 监测点1在各工况下的总声压级及降噪效果对比Tab. 2 Comparison of total sound pressure level and noise reduction effect of monitoring point 1 under various operating conditions

表3 监测点2在各工况下的总声压级及降噪效果对比Tab. 3 Comparison of total sound pressure level and noise reduction effect of monitoring point 2 under various operating conditions

由表2与表3可知:5个工况相对于初始工况来说,均有明显的降噪效果,且随着限流孔板的通流孔径逐渐增大,产生的噪声降低,整体降噪幅度增大。但各工况相对前一工况的降噪效果则差异性较大,其中,工况1相对初始工况,两监测点噪声值均降低了7 dB以上,环比情况下降噪效率最高;此外,工况4相对于工况3,两监测点的降噪幅度均约3.4%,明显高于工况1之外的其余工况。

限流孔板主要功能是实现管道压力降低功能,在对限流孔板进行通流孔径降噪优化的同时,需考虑其压降性能的变化,图7为各工况下限流孔板管道的轴向压降曲线,表4为总压降性能对比。

图7 各工况下限流孔板管道的轴向压降曲线对比Fig. 7 Comparison of axial pressure drop curves of restriction orifice pipe under various operating conditions

表4 各工况的总压降性能对比Tab. 4 Comparison of total pressure drop performance in vanous operating condition

从图7及表4可知:初始工况的总压降最大,其压降性能相对其它工况最优,且限流孔板前后最大压差明显高于其余工况,压降效果最好。随着限流孔板通流孔径的增大,入口与出口的总压降及孔板前后的最大压差呈现递减的趋势,说明增大限流孔板通流孔径作为降噪优化设计手段时,将以降低压降性能为代价。同时,从表4可知:当通流孔径由初始工况增大到工况1时,总压降及孔板前后最大压差的降幅最大,这可能是由于管道内中央部分气体流速高,近管壁部分气体流速低,孔板直径在两工况间的区域正处于高速气流与低速气流的中间过渡层,扩大通流孔径后高速气流受阻程度大幅降低导致。

综合对不同工况的限流孔板噪声特性和流场压降性能分析,增大限流孔径均具有较好的降噪效果,但为保证限流孔板具有良好的压降性能,将通流孔径由原来的20 mm增大到22 mm,两监测点平均降噪效果可达9 dB,总压降达5 693 Pa,为限流孔板孔径相对较好的降噪设计方案。

4 结论

本文通过数值预报方法研究了飞机空调管道中限流孔板的流场特性、气动噪声特性以及降噪优化,得出以下结论:

1) 气流通过限流孔板压力迅速降低,总体上压降效果明显;气流流过狭窄限流孔道,加速效应明显,易产生极大的气动噪声。

2) 含限流孔板的直管在两监测点的声压级频响曲线呈较显著的波动性变化,气动噪声能量主要集中在1 000 Hz以上的中高频段。

3) 限流孔板的通流孔径越大,噪声越低,但会牺牲部分压降性能。为保证较好的压降效果,将限流孔板通流孔径增大到22 mm时,降噪效果较优,且压降性能良好。