全尺寸短艙排氣道聲襯聲學(xué)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)驗(yàn)證

霍施宇，楊嘉豐，鄧云華，燕群

1. 中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所 航空聲學(xué)與振動(dòng)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710065 2. 中國(guó)航空制造技術(shù)研究院 航空焊接與連接技術(shù)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100024

隨著民用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)涵道比越來(lái)越大，發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇噪聲已經(jīng)逐步取代噴流噪聲成為發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲的主要噪聲源。業(yè)內(nèi)廣泛采用短艙聲襯技術(shù)抑制風(fēng)扇噪聲，即在短艙內(nèi)壁面鋪設(shè)聲襯抑制噪聲向外傳播。針對(duì)風(fēng)扇噪聲傳播特征，開展聲襯消聲設(shè)計(jì)和性能驗(yàn)證是航空聲學(xué)研究的熱點(diǎn)問(wèn)題之一。

短艙聲襯設(shè)計(jì)的核心是降低旋轉(zhuǎn)葉輪機(jī)械噪聲向管道外輻射，通過(guò)優(yōu)化設(shè)計(jì)短艙聲襯長(zhǎng)度、位置和聲阻抗等參數(shù)以獲得較好的消聲效果。目前，針對(duì)短艙進(jìn)氣道聲襯的聲學(xué)設(shè)計(jì)和試驗(yàn)研究已經(jīng)開展了大量的研究工作。早在20世紀(jì)80年代，美國(guó)NASA劉易斯實(shí)驗(yàn)室就開展了風(fēng)扇前傳噪聲的實(shí)驗(yàn)研究。中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所針對(duì)進(jìn)氣道聲襯進(jìn)行了旋轉(zhuǎn)模態(tài)發(fā)生器研制和試驗(yàn)驗(yàn)證，并開展了分段式聲襯、復(fù)合材料聲襯等新型聲襯的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，建設(shè)了一批專用的聲襯聲學(xué)試驗(yàn)系統(tǒng)，推動(dòng)了中國(guó)進(jìn)氣道聲襯設(shè)計(jì)技術(shù)的快速發(fā)展。此外，北京航空航天大學(xué)和中國(guó)航發(fā)商用航空發(fā)動(dòng)機(jī)有限責(zé)任公司也都對(duì)風(fēng)扇聲源特性和進(jìn)氣道聲襯性能進(jìn)行了較為系統(tǒng)的研究。

相比于短艙進(jìn)氣道，在排氣道內(nèi)外壁面安裝聲襯可以增大氣流與聲襯的接觸面積，使得噪聲能夠多次在涵道內(nèi)外壁面聲襯之間反射，更有利于噪聲吸收。但排氣道聲襯設(shè)計(jì)難度更大：一方面，排氣道聲襯受風(fēng)扇后傳噪聲的高聲壓級(jí)和切向流的雙重影響；另一方面，排氣道聲襯幾何結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜，需要考慮非等截面流道和反推裝置等特征結(jié)構(gòu)的影響。近年來(lái)，北京航空航天大學(xué)陳超等首先通過(guò)半經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ统醪筋A(yù)估了一組較優(yōu)的聲阻抗，在此基礎(chǔ)上采用計(jì)算聲學(xué)方法(Computational Aeroacoustics，CAA)對(duì)排氣道聲襯遠(yuǎn)場(chǎng)指向性進(jìn)行了數(shù)值模擬，最終確定了最優(yōu)聲阻抗，并通過(guò)試驗(yàn)證明了設(shè)計(jì)方法的正確性。中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所霍施宇等基于旋轉(zhuǎn)模態(tài)發(fā)生技術(shù)搭建了縮比排氣道聲襯聲學(xué)試驗(yàn)平臺(tái)，系統(tǒng)地研究了切向流、溫度等因素對(duì)排氣道聲襯降噪效果的影響。然而，上述研究對(duì)象都是縮比的等截面圓環(huán)聲襯，針對(duì)全尺寸排氣道變截面聲襯的聲學(xué)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)研究還鮮見報(bào)道。

針對(duì)排氣道聲襯應(yīng)用條件，提出了全尺寸排氣道聲襯的設(shè)計(jì)方法，并在實(shí)驗(yàn)室條件下建立了模擬排氣道聲學(xué)特征的全尺寸實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，開展了設(shè)計(jì)工況下的消聲效果試驗(yàn)，驗(yàn)證了全尺寸內(nèi)環(huán)聲襯的聲學(xué)性能，為后續(xù)開展精細(xì)化聲襯設(shè)計(jì)與驗(yàn)證奠定了技術(shù)基礎(chǔ)。

1 全尺寸排氣道聲襯設(shè)計(jì)

1.1 設(shè)計(jì)方法

短艙內(nèi)部敷設(shè)聲襯的主要區(qū)域如圖1所示。相比于進(jìn)氣道聲襯的圓形管道，排氣道聲襯應(yīng)用環(huán)境為非等截面環(huán)形管道。盡管針對(duì)非等截面管道局部聲襯的聲傳播預(yù)測(cè)有邊界元方法、傳遞單元法等解析方法，但受限于變截面管道假設(shè)、不能考慮復(fù)雜流動(dòng)等問(wèn)題，數(shù)值方法仍然是適用性更廣的方法。因此，提出基于有限元方法的排氣道聲襯設(shè)計(jì)方法。

圖1 聲襯敷設(shè)位置Fig.1 Location of acoustic liners

排氣道聲襯的整體設(shè)計(jì)思路如圖2所示，具體步驟如下：

圖2 聲襯設(shè)計(jì)方法Fig.2 Design approach for acoustic liner

1) 根據(jù)排氣道幾何形狀和噪聲源特性，構(gòu)建聲傳播數(shù)值仿真分析模型。

2) 根據(jù)實(shí)際工況確定降噪目標(biāo)，在多輪優(yōu)化之后，得到最優(yōu)壁面聲阻抗。

3) 根據(jù)聲襯聲阻抗模型，結(jié)合實(shí)際材料性能和加工工藝的條件，確定聲襯的加工參數(shù)。

4) 制備聲襯試驗(yàn)件，并通過(guò)聲學(xué)性能試驗(yàn)驗(yàn)證是否達(dá)到設(shè)計(jì)目標(biāo)。

1.2 最優(yōu)聲阻抗獲取

以某型商用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)外涵道為原型，設(shè)計(jì)了排氣管道噴管的三維簡(jiǎn)圖如圖3所示，黃色部分為排氣道內(nèi)環(huán)壁面聲襯。管道幾何參數(shù)和工作環(huán)境氣動(dòng)參數(shù)在表1中列出，用于作為聲襯設(shè)計(jì)的輸入?yún)?shù)。

表1 聲襯設(shè)計(jì)條件Table 1 Design conditions of acoustic liner

圖3 排氣道聲襯三維簡(jiǎn)圖Fig.3 3D sketch of exhaust acoustic liner

考慮航空發(fā)動(dòng)機(jī)在實(shí)際工作時(shí)，全尺寸排氣管道前部為外涵管道，后部為自由輻射聲場(chǎng)。因此，衡量排氣道消聲性能的最佳參數(shù)應(yīng)為插入損失(Insertion Loss，IL)。具體定義為固壁條件和聲襯條件下排氣道向外輻射的總聲功率級(jí)之差：

IL=′-

(1)

式中：′和分別為固壁面條件和聲阻抗邊界條件下排氣道出口的總輻射聲功率級(jí)。

將實(shí)際三維軸對(duì)稱環(huán)形結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為二維模型，構(gòu)建了排氣管道自由聲場(chǎng)聲輻射的有限元模型如圖4所示。用一段1.2 m長(zhǎng)的均勻截面環(huán)形管道來(lái)代替實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)外涵道上游部分，環(huán)管內(nèi)徑和外徑分別參照排氣管道剛性前緣尺寸，噴口之前的排氣道環(huán)管采用某型發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際幾何型線。以管道出口截面的圓心為中心，構(gòu)建半徑為5 m的輻射聲場(chǎng)，聲場(chǎng)邊界設(shè)為無(wú)反射邊界條件，以模擬無(wú)限大自由空間。求解的方程為波動(dòng)方程，主計(jì)算域采用三角形網(wǎng)格，無(wú)反射層中采用四邊形網(wǎng)格，最大網(wǎng)格尺寸不超過(guò)頻率950 Hz聲波波長(zhǎng)的1/12，同時(shí)構(gòu)建一個(gè)包圍整個(gè)出口的界面用以計(jì)算能量積分從而獲取插入損失。

圖4 排氣管道自由聲場(chǎng)聲輻射傳播計(jì)算域Fig.4 Computational domain of exhaust free field sound radiation propagation

優(yōu)化過(guò)程中，選取(6,1)模態(tài)為目標(biāo)模態(tài)，以設(shè)計(jì)工況下的排氣道輻射聲功率為目標(biāo)函數(shù)，以阻抗壁面的聲阻和聲抗為待優(yōu)化參數(shù)，輻射聲功率最小時(shí)所對(duì)應(yīng)的聲阻和聲抗即為最優(yōu)聲阻抗，數(shù)值仿真結(jié)果如表2所示。

表2 數(shù)值仿真結(jié)果Table 2 Results of numerical simulation

當(dāng)排氣道內(nèi)壁面分別為固壁和最優(yōu)聲阻抗時(shí)，外涵、排氣道的輻射聲壓級(jí)(Sound Pressure Level，SPL)如圖5所示?？梢钥闯?，由于出口的聲反射，安裝固壁時(shí)，外涵和排氣道內(nèi)存在明顯的駐波，聲壓級(jí)在管道中并無(wú)明顯衰減。而當(dāng)內(nèi)壁面為最優(yōu)阻抗邊界時(shí)，排氣道中的駐波消失，管道壁面上的聲壓級(jí)顯著減小，自由場(chǎng)中的輻射聲壓級(jí)也明顯變?nèi)酢?/p>

圖5 固壁和最優(yōu)聲阻抗下的輻射聲壓級(jí)(左：固壁 右：最優(yōu)阻抗)Fig.5 Radiation SPL couture with rigid wall and optimal impedance (Left: rigid wall; Right: optimal impedance)

為了能夠更好的對(duì)比排氣道安裝前后聲場(chǎng)的變化，在剛性壁面和最優(yōu)阻抗壁面兩種條件下，選取以排氣出口為中心、半徑為3 m和5 m處的(頻率950 Hz、6 階模態(tài))聲壓級(jí)進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示?？梢钥闯?，當(dāng)排氣道內(nèi)壁面由固壁變?yōu)樽顑?yōu)阻抗時(shí)，其輻射聲壓級(jí)明顯降低，在30°～40°和60°～90°指向角范圍內(nèi)都有10 dB以上的降噪量，而在50°～60°之間的降噪量較小，5 m處甚至出現(xiàn)阻抗壁面增加了輻射聲壓級(jí)的現(xiàn)象。需要指出的是，由于數(shù)值仿真進(jìn)行的是理想化的聲傳播計(jì)算，所以在0°～15°指向角附近，輻射聲壓級(jí)會(huì)非常低，但在實(shí)際試驗(yàn)中，由于背景噪聲以及地面反射效應(yīng)的存在，這種超低的聲壓級(jí)并不會(huì)存在。

圖6 不同半徑處聲壓級(jí)指向性分析結(jié)果Fig.6 Analysis results for directivity of SPL at different radiuses

1.3 最優(yōu)聲阻抗實(shí)現(xiàn)

如圖7所示，聲襯主要由穿孔面板、蜂窩芯、無(wú)孔背板組成，可以看作為多個(gè)亥姆霍茲共振器并聯(lián)。

圖7 聲襯示意圖Fig.7 Sketch of acoustic liner

穿孔面中的空氣類似于質(zhì)量塊，而蜂窩腔中的空氣類似于彈簧，即單個(gè)亥姆霍茲共振器可以看成小孔空氣質(zhì)量與空腔空氣彈簧組成的彈簧系統(tǒng)。當(dāng)入射聲波頻率與彈簧系統(tǒng)頻率一致時(shí)產(chǎn)生共振，小孔空氣劇烈振動(dòng)摩擦，聲能轉(zhuǎn)換為熱能而耗散。聲阻和聲抗是決定聲襯降噪效果的主要參數(shù)，分別表征聲能的耗散與共振效應(yīng)，既由幾何參數(shù)決定又受應(yīng)用環(huán)境影響，沒有解析解，只能依賴半經(jīng)驗(yàn)公式。采用業(yè)內(nèi)廣泛使用的Goodrich聲阻抗模型，對(duì)聲襯的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

Goodrich模型在考慮聲襯孔徑(=2)、穿孔率、穿孔板厚度、蜂窩腔深等結(jié)構(gòu)參數(shù)的基礎(chǔ)上，還考慮了高聲壓級(jí)(聲質(zhì)點(diǎn)速度)和切向流(切向流速、邊界層位移厚度)等工作環(huán)境影響，其無(wú)量綱聲阻抗表達(dá)式為

=++-icot()

(2)

式中：為波數(shù)；為穿孔板原始聲阻抗，具體展開項(xiàng)為

(3)

為高聲壓級(jí)誘導(dǎo)的非線性聲阻抗項(xiàng)：

(4)

為涵道內(nèi)高速切向流誘導(dǎo)的非線性聲阻項(xiàng)：

(5)

在考慮到幾何加工參數(shù)盡量取整，孔間距、小孔直徑和穿孔率不可過(guò)大等原則后，聲襯最優(yōu)幾何參數(shù)見表3，實(shí)際聲阻抗=0.590-1.120i。

表3 聲襯實(shí)際參數(shù)Table 3 Actual parameters of acoustic liner

2 聲學(xué)試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 平臺(tái)設(shè)計(jì)

航空發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)，空氣由短艙進(jìn)氣道流經(jīng)風(fēng)扇時(shí)，在轉(zhuǎn)子葉片和靜子葉片周圍會(huì)形成勢(shì)流場(chǎng)和尾跡，這種勢(shì)流場(chǎng)或尾跡與葉片之間相互干涉產(chǎn)生的噪聲就是渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)最主要的噪聲源——轉(zhuǎn)靜干涉噪聲，其主要特征是管道內(nèi)聲模態(tài)以螺旋方式向前和向后傳播。根據(jù)Tyler和Sofrin經(jīng)典理論，風(fēng)扇葉片轉(zhuǎn)靜干涉形成的旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)周向階數(shù)表達(dá)式為

=±

(6)

式中：是轉(zhuǎn)子葉片數(shù)；是靜子葉片數(shù)；和為任意常數(shù)。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)表現(xiàn)為管道內(nèi)任意徑向位置聲壓的周期性變化，因而風(fēng)扇產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)周向模態(tài)可以通過(guò)周向均布的電動(dòng)揚(yáng)聲器產(chǎn)生頻率相同、相位不同的噪聲進(jìn)行模擬，聲音在涵道內(nèi)疊加后就可以形成周向旋轉(zhuǎn)模態(tài)特征。

周向模態(tài)最高階次和揚(yáng)聲器數(shù)目需滿足：

(7)

式中：為揚(yáng)聲器數(shù)目；為最大周向模態(tài)數(shù)。

基于旋轉(zhuǎn)聲模態(tài)發(fā)生器原理，全尺寸排氣道聲襯聲學(xué)試驗(yàn)平臺(tái)的機(jī)械設(shè)計(jì)步驟為

1) 根據(jù)試驗(yàn)研究需求，確定最大周向模態(tài)數(shù)，依據(jù)式(7)，計(jì)算出所需的揚(yáng)聲器數(shù)目。若最大周向模態(tài)數(shù)為15，則揚(yáng)聲器數(shù)目不低于32。

2) 確定試驗(yàn)平臺(tái)模擬涵道直徑尺寸，設(shè)計(jì)能夠與揚(yáng)聲器匹配的波導(dǎo)管，確保揚(yáng)聲器可以周向均布，同時(shí)所發(fā)出的聲波可以最大能量地向模擬涵道傳遞并不產(chǎn)生聲散射。

3) 根據(jù)試驗(yàn)對(duì)象不同，設(shè)計(jì)不同的固壁試驗(yàn)段，用于與聲阻抗壁面的聲襯進(jìn)行對(duì)比分析。

全尺寸排氣道聲襯聲學(xué)試驗(yàn)平臺(tái)主要技術(shù)指標(biāo)見表4，試驗(yàn)平臺(tái)如圖8所示。

圖8 試驗(yàn)平臺(tái)Fig.8 Test rig

表4 試驗(yàn)平臺(tái)技術(shù)指標(biāo)Table 4 Performance parameters of test rig

試驗(yàn)平臺(tái)設(shè)計(jì)了32個(gè)揚(yáng)聲器周向均布的揚(yáng)聲器，假定需要周向階模態(tài)噪聲，則可確定相鄰揚(yáng)聲器所需輸入信號(hào)頻率相同、相位差為2π/32 rad。為了模擬風(fēng)扇后傳噪聲的聲源特征，采用聲源信號(hào)發(fā)生系統(tǒng)產(chǎn)生相同頻率不同相位的聲波，具體包括信號(hào)發(fā)生器、功率放大器和揚(yáng)聲器陣列等，聲源控制原理如圖9所示。

圖9 聲源信號(hào)發(fā)生控制流程Fig.9 Sound source signal generation control process

根據(jù)需求設(shè)置各通道產(chǎn)生信號(hào)的頻率、相位和幅值，信號(hào)發(fā)生模塊可最多同步輸出32通道的正弦信號(hào)，各輸出通道同步更新，功率放大器接收聲控制系統(tǒng)產(chǎn)生的信號(hào)，通過(guò)調(diào)制放大輸送給揚(yáng)聲器，利用信號(hào)互相關(guān)法可以驗(yàn)證所發(fā)聲模態(tài)參數(shù)是否滿足模態(tài)和聲壓級(jí)要求。

2.2 聲學(xué)試驗(yàn)平臺(tái)驗(yàn)證

根據(jù)試驗(yàn)件設(shè)計(jì)工況，編制揚(yáng)聲器發(fā)聲載荷譜，測(cè)試固壁條件下管道內(nèi)聲模態(tài)是否形成，具體步驟為：

1) 將揚(yáng)聲器安裝在波導(dǎo)管上，在波導(dǎo)管出口位置測(cè)試聲壓級(jí)，調(diào)整功率放大器，使得各揚(yáng)聲器-波導(dǎo)管出口位置的聲壓級(jí)一致。

2) 依據(jù)編制載荷譜，確定各個(gè)通道揚(yáng)聲器發(fā)聲參數(shù)。

3) 在固壁條件下周向均勻布置32支傳聲器與壁面齊平安通過(guò)信號(hào)相關(guān)法獲取進(jìn)行管內(nèi)聲模態(tài)分布。

測(cè)試了固壁條件下頻率950 Hz、6 階周向模態(tài)分布如圖10所示，模態(tài)分辨率為10 dB，證明旋轉(zhuǎn)模態(tài)發(fā)生器聲源符合試驗(yàn)要求。

圖10 管道聲模態(tài)分布圖Fig.10 Duct acoustic mode distribution

2.3 聲襯降噪效果試驗(yàn)驗(yàn)證

如圖11所示，制備了全尺寸固壁試驗(yàn)件(左)和全尺寸聲襯試驗(yàn)件(右)。

圖11 固壁試驗(yàn)件和聲襯試驗(yàn)件Fig.11 Rigid specimen and liner specimen

如圖12所示，分別將固壁試驗(yàn)件和聲襯試驗(yàn)件安裝至試驗(yàn)平臺(tái)，通過(guò)測(cè)試固壁與聲襯兩種條件下的輻射聲場(chǎng)指向性，對(duì)比兩種條件下各個(gè)傳聲器的聲壓級(jí)，驗(yàn)證模擬試驗(yàn)件在500～1 500 Hz不同頻率下的降噪特性，重點(diǎn)分析頻率950 Hz、6 階周向模態(tài)條件下排氣道聲襯的聲學(xué)性能。

圖12 輻射聲場(chǎng)指向性測(cè)試Fig.12 Directivity test of radiated sound field

指向性的測(cè)點(diǎn)位置如圖13所示，以排氣道唇口面中心為圓心，以排氣道軸線方向起始，沿逆時(shí)針?lè)较騽澇?°～90°、半徑為3 m和5 m的圓弧，每個(gè)圓弧上間隔10°均布1個(gè)傳聲器，共10 支傳聲器。

圖13 指向性測(cè)點(diǎn)示意圖Fig.13 Directional measuring points layout

在500～1 500 Hz頻率范圍、6 階周向模態(tài)工況下，分別測(cè)試了聲襯與固壁條件下，輻射聲場(chǎng)指向性測(cè)量點(diǎn)的最大降噪量，整理繪制了峰值降噪曲線如圖14所示。聲襯條件下，在900～1 100 Hz頻率范圍，半徑為3 m和5 m處的最大降噪量均在7 dB 以上，其中峰值降噪點(diǎn)分別出現(xiàn)在頻率950 Hz和1 000 Hz，與設(shè)計(jì)目標(biāo)頻率950 Hz基本一致，驗(yàn)證了全尺寸排氣道聲襯聲學(xué)設(shè)計(jì)的準(zhǔn)確性。

圖14 降噪頻譜圖Fig.14 Noise reduction spectrum diagram

在設(shè)計(jì)工況頻率950 Hz、6 階模態(tài)下，為3 m和5 m處的聲壓級(jí)指向性測(cè)量結(jié)果如圖15所示。

圖15 不同半徑處聲壓級(jí)指向性試驗(yàn)結(jié)果Fig.15 Test results for directivity of SPL at different radiuses

如圖15所示，半徑3 m指向性測(cè)試結(jié)果表明：0°～90°各個(gè)點(diǎn)聲壓級(jí)都有下降，固壁條件下輻射聲場(chǎng)測(cè)量的最大聲壓級(jí)為101.76 dB、平均聲壓級(jí)為94.26 dB，聲襯條件下最大聲壓級(jí)為91.32 dB、平均聲壓級(jí)為85.17 dB。對(duì)比發(fā)現(xiàn)峰值降噪量為10.44 dB，平均降噪量為9.08 dB，局部較大降噪效果出現(xiàn)在40°和70°，降噪量分別達(dá)到了22.1 dB和18.24 dB。半徑5 m指向性測(cè)試結(jié)果表明：0°～90°各個(gè)點(diǎn)聲壓級(jí)整體下降，但在50°出現(xiàn)略微升高。固壁條件下輻射聲場(chǎng)測(cè)量的最大聲壓級(jí)為97.55 dB、平均聲壓級(jí)為92.63 dB，聲襯條件下最大聲壓級(jí)為90.34 dB、平均聲壓級(jí)為81.08 dB。對(duì)比發(fā)現(xiàn)峰值降噪量為7.21 dB，平均降噪量為11.53 dB。同時(shí)，局部較大降噪效果出現(xiàn)在40°和70°，降噪量分別達(dá)到了16.76 dB和16.09 dB。

將試驗(yàn)結(jié)果與仿真分析結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，除了0°～20°和80°～90°等測(cè)點(diǎn)外，輻射聲場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果的整體趨勢(shì)與數(shù)值仿真結(jié)果基本一致。

3 結(jié) 論

1) 提出了一種排氣道聲襯的設(shè)計(jì)優(yōu)化方法可以指導(dǎo)排氣道聲襯聲學(xué)設(shè)計(jì)，并具有較好的降噪效果。

2) 全尺寸排氣道聲襯聲學(xué)試驗(yàn)平臺(tái)可以實(shí)現(xiàn)地面外涵道噪聲特征模擬，頻率范圍500～16 000 Hz、 周向最大模態(tài)15 階、最大聲壓級(jí)140 dB。

3) 針對(duì)全尺寸排氣道聲襯，開展了設(shè)計(jì)工況頻率950 Hz、6 階模態(tài)下，輻射聲場(chǎng)指向性的對(duì)比試驗(yàn)，結(jié)果表明半徑為3 m和5 m處0°～90°范圍內(nèi)的峰值降噪量分別為10.44 dB和7.21 dB。