凹槽結(jié)構(gòu)對沖擊射流流場和聲場特性的影響研究

齊龍舟，馮和英，趙 鯤，張俊龍，王海濤，楊成浩

(1.湖南科技大學(xué) 機(jī)械設(shè)備健康維護(hù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 湘潭 411201；2.中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 氣動(dòng)噪聲控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽 621000)

超聲速?zèng)_擊射流現(xiàn)象廣泛存在于短距、垂直起降飛行器、艦載機(jī)起飛、運(yùn)載火箭發(fā)射等航空航天領(lǐng)域[1]，并導(dǎo)致惡劣的噪聲輻射問題，不僅會(huì)引起飛行器部件振動(dòng)及聲疲勞，還會(huì)損傷地勤人員聽力，危害其身心健康。同時(shí)，沖擊射流尾跡極易四散飛濺，干擾飛行器兩側(cè)流場，威脅兩側(cè)人員及設(shè)備安全[2-3]。因此，探索合適的超聲速射流沖擊噪聲及尾跡流場控制措施至關(guān)重要。

人們通過試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究已獲知超聲速噴流中存在兩類典型噪聲[4]：馬赫波輻射和激波噪聲，其中激波噪聲包括寬頻激波噪聲和嘯聲兩類，主要源于噴口與激波格柵結(jié)構(gòu)之間的反饋環(huán)。而沖擊斜板的存在使得噴口-沖擊斜板間形成了穩(wěn)定的反饋回路[5]：噴口附近，受聲激發(fā)產(chǎn)生了小擾動(dòng)，該小擾動(dòng)從流場中獲得能量，在向下游傳播的過程中迅速成長為大尺度渦結(jié)構(gòu)，抵達(dá)沖擊斜板時(shí)，與斜板相互作用產(chǎn)生反饋聲波，該反饋聲波向射流上游傳播，部分聲波到達(dá)噴口激發(fā)新的小擾動(dòng)，從而形成穩(wěn)定的反饋環(huán)。

馮峰等[6]采用高精度格式的大渦模擬(large eddy simulation，LES)方法，分析了超聲速噴流馬赫波、寬頻激波噪聲輻射特性及形成機(jī)理，結(jié)果表明超聲速射流剪切層與激波格柵結(jié)構(gòu)之間的相互作用構(gòu)成了欠膨脹超聲速噴流主要噪聲源。葛其明等[7]研究了超聲速欠膨脹沖擊射流自激振蕩與噴嘴出口壓比的關(guān)系，研究發(fā)現(xiàn)流場振蕩隨噴嘴壓比的變化與沖擊單音強(qiáng)度隨噴嘴進(jìn)出口壓比的變化規(guī)律相似，揭示了流場振蕩與沖擊單音的內(nèi)在關(guān)聯(lián)。甘才俊等[8]采用小波分析技術(shù)和“聲類比”方法分析了沖擊單音的傳播方向，并進(jìn)一步探究了沖擊單音與渦結(jié)構(gòu)尺度之間的關(guān)系，結(jié)果表明大尺度渦結(jié)構(gòu)是沖擊單音的“擬聲源”。

以上研究主要集中于射流沖擊噪聲類型、產(chǎn)生機(jī)理及其與流場之間的關(guān)系，而關(guān)于射流沖擊噪聲及其尾跡流動(dòng)控制的研究則鮮有報(bào)道，噪聲控制研究也大多集中于關(guān)注自由射流噪聲控制問題[9]。Dhamanekar等[10]試驗(yàn)研究了平板表面粗糙度對射流沖擊噪聲的影響，結(jié)果表明相較于光滑平板，粗糙平板可以顯著降低沖擊噪聲。齊龍舟等[11]采用PIV(particle image velocimetry)技術(shù)及傳聲器弧陣列等試驗(yàn)測量手段探究了平板表面開槽對沖擊射流噪聲尤其是其中的嘯聲的影響，揭示了不同噴口-斜板沖擊距離下凹槽結(jié)構(gòu)的降噪規(guī)律及降噪機(jī)理。

本文在齊龍舟等的基礎(chǔ)上進(jìn)一步探究不同壓比下，開槽斜板對沖擊射流噪聲及射流沖擊斜板所致橫向壁面射流尾跡的控制效果?；赑IV技術(shù)、聲場測量試驗(yàn)與分離渦模擬方法，詮釋凹槽結(jié)構(gòu)對流動(dòng)及噪聲的控制機(jī)理，揭示不同偏轉(zhuǎn)角及不同壓比下射流沖擊噪聲和尾跡流動(dòng)隨凹槽結(jié)構(gòu)的變化規(guī)律。

1 研究方法

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)完成于中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心的半消聲室，其截止頻率≤100 Hz。沖擊射流裝置、PIV流場測量部分以及傳聲器弧陣列聲場測量部分均安裝布置于消聲室內(nèi)部(如圖1所示)。射流裝置主要由外部2 MPa中壓氣源、儲氣罐、噴管穩(wěn)定段及收縮段組成，噴管出口段采用收縮噴口，噴口直徑d=56 mm。沖擊斜板與水平面成β=55° 夾角，并被固定安裝在距離噴口4d處的支撐架上，光滑/開槽斜板總體尺寸為600 mm (長度)×600 mm (寬度)×20 mm (厚度)，可通過調(diào)節(jié)支撐架下方移動(dòng)測量裝置使得斜板中心與噴口軸心對齊[12]。

圖1 射流沖擊斜板試驗(yàn)臺Fig.1 Test device for jet impact on inclined plate

表1 射流試驗(yàn)中變化參數(shù)Tab.1 Parameters varied during present study

本次PIV試驗(yàn)采用LaVision公司的TR-PIV系統(tǒng)，并基于單CCD相機(jī)采用二維PIV試驗(yàn)方案。照明光源包含2個(gè)脈沖激光器，激光器能量為2×30 mJ。2個(gè)激光脈沖之間的時(shí)間間隔為7 μs，采用片光組件照射在通過射流軸的垂直平面流場，片光厚度約為1 mm，使用Photran公司的SA-Z高速相機(jī)(分辨率為1 024×1 024 pixels，動(dòng)態(tài)范圍A/D為12 bit，空間分辨率為2.47 pixels/mm) 垂直片光方向?qū)ζ庹彰鲄^(qū)進(jìn)行拍攝并采集 PIV 圖像。示蹤粒子選用葵二酸二異辛酯(DEHS)，其粒徑為 0.5 μm[13]，能保證對流場較好的跟隨性。對采集到的粒子圖像，采用Davis軟件對任意相鄰的粒子圖像進(jìn)行互相關(guān)統(tǒng)計(jì)分析以及快速傅里葉變換，可得到?jīng)_擊射流的速度場等。

聲場測量部分采用15通道傳聲器弧形陣列，如圖2所示，陣列架為指向性弧陣列，整體位于射流噴管左端，其弧半徑(由傳聲器至陣列中心)為3.55 m，麥克風(fēng)從右到左分別編號為1號～15號，大部分麥克風(fēng)間距為10°，7號～11號中間進(jìn)行加密布置，間距為5°。該弧陣列可分析的指向性噪聲分布范圍0°～140°。麥克風(fēng)為40BE型1/2英寸傳聲器 (頻率測量范圍為4 Hz～100 kHz，聲壓動(dòng)態(tài)響應(yīng)為35 dB(A)～160 dB(A))，本次試驗(yàn)中麥克風(fēng)的采樣頻率設(shè)置為204 800 Hz，采樣時(shí)間為20 s。

圖2 傳聲器弧形陣列及角度分布示意圖Fig.2 Microphone arc array and angle distribution

橫向流動(dòng)采用皮托管和16PX的DSA 3217型氣體壓力掃描閥進(jìn)行測量[14]，通過測量不同出口壓比下斜板兩側(cè)壁面射流的總壓和靜壓來確定壁面橫向射流流速。試驗(yàn)設(shè)備及其布置如圖3所示，皮托管總壓孔安裝在斜板一側(cè)中心往上偏移20 mm處，皮托管及其固定磁頭安裝在斜板外側(cè)，從而減少其對沖擊射流流場的干擾。

圖3 橫向流動(dòng)測量示意圖Fig.3 Schematic diagram of cross-flow measurement

1.2 數(shù)值模型及參數(shù)研究

為了更詳細(xì)地探究凹槽結(jié)構(gòu)對壁面橫向流動(dòng)的影響，在進(jìn)行沖擊射流試驗(yàn)研究的同時(shí)，本文根據(jù)試驗(yàn)臺設(shè)計(jì)的噴嘴出口直徑，噴口-斜板沖擊距離，沖擊斜板偏轉(zhuǎn)角，以及射流出口馬赫數(shù)Ma=1.04，建立了與光滑斜板相應(yīng)的數(shù)值物理模型，其外流場的計(jì)算域?yàn)?0d×30d×50d，并對沖擊射流進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算[15-16]。圖4為所建立的三維物理模型及其結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分情況，由于噴管內(nèi)外管壁及斜板撞擊區(qū)域附近流動(dòng)較為復(fù)雜，對該區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證(如圖5所示)，確定了最終計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為8.42×106。

數(shù)值計(jì)算中噴管入口采用壓力入口邊界條件，設(shè)總溫為294 K，噴管出口壓比(nozzle pressure ratio,NPR)為NPR=2.37；噴管內(nèi)外壁面及斜板均設(shè)置為無滑移壁面；噴管外流場的入口及四周空間皆采用壓力入口邊界條件；下游出口處采用壓力出口邊界條件，參考壓力為試驗(yàn)測量大氣壓95 kPa。

圖4 網(wǎng)格分布示意圖Fig.4 Schematic diagram of grid distribution

圖5 沖擊射流網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.5 Grid independence verification of impinging jet

穩(wěn)態(tài)數(shù)值計(jì)算中采用Realizablek-ε模型，認(rèn)為達(dá)到質(zhì)量守恒且各項(xiàng)殘差曲線皆小于10-6達(dá)到收斂。將穩(wěn)態(tài)數(shù)值計(jì)算結(jié)果作為初場進(jìn)行瞬態(tài)數(shù)值計(jì)算，瞬態(tài)計(jì)算采用DES分離渦模擬[17]，其中時(shí)間步長設(shè)為10-5s，先計(jì)算5 000步使流場基本達(dá)到穩(wěn)定才開始聲場計(jì)算。聲場計(jì)算采用FW-H聲學(xué)比擬方法，噪聲監(jiān)測點(diǎn)設(shè)置與試驗(yàn)傳聲器弧形陣列保持一致。流場監(jiān)測方面，分別在射流軸心處及斜板邊緣處取截面，探究其流場分布(見圖3)。

1.3 數(shù)值模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證超聲速?zèng)_擊射流數(shù)值計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，圖6比較了當(dāng)沖擊距離L/d=4，β=55°時(shí)，沖擊射流速度場的數(shù)值計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果。圖6中主射流區(qū)域(x/d≤2.5)激波格柵的大小和間距與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，而沖擊射流滯止區(qū)及壁面射流區(qū)結(jié)果存在部分偏差。原因之一是沖擊斜板偏轉(zhuǎn)角較大，噴口與沖擊斜板之間的沖擊距離較小，導(dǎo)致數(shù)值模型在滯止區(qū)的網(wǎng)格無法均勻分布(見圖4)。但這并不影響數(shù)值模擬對沖擊射流流場分布的準(zhǔn)確捕捉。

圖7為相同工況下，遠(yuǎn)場噪聲總聲壓級指向性的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果。圖7中，數(shù)值模擬獲得的沖擊射流總聲壓級大小及其指向性與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，最大誤差不超過 5%，且誤差較大的區(qū)域集中在射流中下游區(qū)域 (80°～0°)，這是因?yàn)閿?shù)值計(jì)算難以準(zhǔn)確模擬沖擊斜板對下游聲場的遮蔽作用。

圖6 沖擊射流速度場模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對比Fig.6 Comparison of simulation results and experimental results of impinging jet velocity field

圖7 總聲壓級的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的比較Fig.7 Comparison of simulation results and experimental results of total sound pressure level

綜上可知，基于分離渦模擬和 FW-H 聲學(xué)比擬方法相結(jié)合的混合方法對射流沖擊斜板流場和聲場的計(jì)算結(jié)果與本次試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，因此，基于該混合方法進(jìn)行射流沖擊斜板流動(dòng)和噪聲機(jī)理分析是可行的。

2 聲場分析

2.1 遠(yuǎn)場噪聲總聲壓級大小及指向性

圖8反映了射流沖擊光滑斜板流場軸線的下游、中游和上游3個(gè)典型噪聲監(jiān)測點(diǎn)處 (30°，80°和120°) 的總聲壓級隨壓比 (NPR) 的變化規(guī)律。圖8中可以明顯的看出沖擊射流流場上游方向 (120°) 的聲輻射最大，流場下游方向 (30°) 次之，中游方向 (80°) 最小，為‘安靜區(qū)’。而且，沖擊射流遠(yuǎn)場噪聲總聲壓級大小隨著 NPR 的增大逐漸增大，流場上中下游方向聲輻射隨出口壓比的變化趨勢基本保持一致。因此，下文將著重分析開槽斜板在噪聲輻射較大的流場上游方向的降噪效果[18]。

圖9描述了噴口-斜板沖擊距離L=4d，斜板偏轉(zhuǎn)角β=55°的情況下，射流分別沖擊光滑斜板和典型開槽斜板(槽寬5 mm，槽深5 mm)時(shí)，120°方向上的沖擊射流遠(yuǎn)場噪聲總聲壓級大小隨出口壓比的變化規(guī)律。

圖8 沖擊射流遠(yuǎn)場噪聲總聲壓級指向性Fig.8 Directivity of the OASPL of impinging jet noise

圖9 不同壓比下光滑斜板與開槽斜板總聲壓級對比Fig.9 Comparison OASPL of smooth/slotted inclined plate

從圖9中可知，當(dāng)射流出口壓比NPR>2.5時(shí)，沖擊斜板表面開槽可以明顯降低沖擊射流遠(yuǎn)場噪聲，平均降噪量為2 dB(A)；當(dāng)2.1

2.2 不同壓比下近場噪聲頻譜分析

圖10描述了自由射流與沖擊射流在不同壓比下的近場噪聲頻譜特性。其中沖擊射流的沖擊距離L/d=4，沖擊偏轉(zhuǎn)角β=55°的光滑斜板。從自由射流噪聲頻譜圖11中可知：在f=3 500 Hz～4 500 Hz內(nèi)出現(xiàn)了多個(gè)純音(NPR<2.5)；頻率f約為2 500 Hz的純音及其二次諧頻(NPR>2.5)，其純音幅值隨著壓比的增加而逐漸減小，這與文獻(xiàn)[19]的結(jié)論相符。

對于沖擊射流噪聲頻譜特性，圖10中可以明顯地發(fā)現(xiàn)沖擊斜板的存在顯著增強(qiáng)了聲輻射，主要原因是沖擊斜板與噴口之間形成了噴口-斜板反饋環(huán)。具體的：f約為2 500 Hz的純音幅值在整個(gè)測量壓比范圍內(nèi)都顯著增加，但它們所對應(yīng)的二次諧頻幅值卻明顯弱化了。f在3 500 Hz～4 500 Hz內(nèi)的多個(gè)純音，其純音幅值也被強(qiáng)化了，反映在圖9中為對應(yīng)壓比下(NPR=2.37)沖擊射流總聲壓級出現(xiàn)峰值。然而，斜板的存在基本不影響各個(gè)純音頻率大小及其出現(xiàn)的壓比范圍。

圖10 不同壓比下自由射流與沖擊射流頻譜圖Fig.10 Spectrum of free jet and impinging jet in different NPR

圖11給出了光滑斜板與開槽斜板在不同壓比下的沖擊射流頻譜特性。從圖11中可知，開槽斜板能夠明顯降低NPR>2.5時(shí)的頻率f約為2 500 Hz的純音幅值，這也是圖9中開槽斜板能降低NPR>2.5 時(shí)的噪聲總聲壓級的主要原因，下文將結(jié)合PIV流場渦量變化對該現(xiàn)象做進(jìn)一步的分析。

圖11 不同壓比下光滑與開槽斜板頻譜圖Fig.11 Spectrum of smooth with slotted plate in different NPR

從圖11可知，開槽斜板主要是影響2 500 Hz附近的純音，對頻率f在3 500 Hz～4 500 Hz內(nèi)的多個(gè)純音基本不產(chǎn)生影響。下文將結(jié)合PIV試驗(yàn)結(jié)果，通過時(shí)間解析的方法對流場結(jié)構(gòu)進(jìn)行相關(guān)性分析，進(jìn)而揭示該現(xiàn)象的形成原因。

3 流場分析

3.1 相位平均分析

本節(jié)采用PIV瞬時(shí)灰度圖對速度場進(jìn)行相關(guān)性分析，以探究開槽斜板不影響3 500 Hz～4 500 Hz內(nèi)純音幅值的原因[20]。

PIV試驗(yàn)中采樣頻率為9 kHz，遠(yuǎn)大于2 500 Hz純音頻率的兩倍[21]，使得獲取同一周期內(nèi)的若干幅灰度圖并進(jìn)行相關(guān)性分析成為可能。圖12為當(dāng)NPR=2.24(射流剪切層大尺度渦結(jié)構(gòu)較為明顯)時(shí)沖擊射流剪切層渦脫落同一周期內(nèi)連續(xù)3幀瞬時(shí)PIV灰度圖的流動(dòng)顯示。從圖12可以看出：(1)t=1/3T時(shí)刻，噴口附近的流動(dòng)受聲激發(fā)產(chǎn)生了小擾動(dòng)，該小擾動(dòng)從流場中獲得能量，小旋渦開始形成(如①所示)；(2)t=2/3T時(shí)刻，小旋渦沿著流向逐漸發(fā)展成大尺度渦結(jié)構(gòu)(如②所示)，此時(shí)旋渦已經(jīng)發(fā)展得比較飽滿并向下游移動(dòng)；(3)t=T時(shí)刻，發(fā)展得非常飽滿的大尺度渦結(jié)構(gòu)撞擊斜板(如③所示)，結(jié)束了第1個(gè)大尺度渦結(jié)構(gòu)渦脫落周期，同時(shí)，一個(gè)新的旋渦結(jié)構(gòu)開始在初始位置產(chǎn)生(如①所示)。

圖12 剪切層渦脫落周期內(nèi)連續(xù)三幀PIV灰度圖Fig.12 Three consecutive PIV grayscale images in the shear layer vortex shedding period

式中：cov(Xk,Xl)為Xk和Xl的協(xié)方差；var(Xk) 和var(Xl)分別為Xk和Xl的方差。從圖13中可以看出：第1個(gè)速度場、第3個(gè)速度場有相同或者相近的相位；第2個(gè)速度場、第4個(gè)速度場有相同或者相近的相位。

圖13 前4個(gè)速度場和其他23個(gè)速度場的相關(guān)性系數(shù)Fig.13 The correlation coefficient between the first 4 velocity fields and the other 23 velocity fields

如圖14所示，當(dāng)NPR=2.24 時(shí)，分別對前4個(gè)速度場與其他速度場之間的相關(guān)性系數(shù)做頻率分析，可以看出功率譜密度的峰值對應(yīng)的頻率均在f=3744 Hz 附近(渦脫落頻率)，與相同工況下，自由射流與沖擊射流的遠(yuǎn)場噪聲頻譜分析中獲取的純音頻率完全吻合(如圖15所示)。這充分說明基于PIV速度場之間相關(guān)性的相位平均分析方法是完全可行且有效的。

圖14 前4個(gè)速度場的頻譜分析Fig.14 Spectrum of smooth of the first 4 velocity fields

圖15 聲場頻譜分析Fig.15 Spectrum analysis of acoustic field

由PIV速度場之間的相關(guān)性分析可知，f=3 744 Hz的純音是由沖擊射流剪切層失穩(wěn)形成的大尺度渦結(jié)構(gòu)周期性渦脫落產(chǎn)生的。沖擊斜板的存在顯著增加了該純音幅值。由于斜板表面開槽無法影響到射流剪切層渦脫落的頻率和強(qiáng)度，因此圖11中開槽斜板基本不影響f=3 500 Hz～4 500 Hz的純音幅值。

3.2 平均流場特性分析

由圖11可知，當(dāng)NPR>2.5 時(shí)，開槽斜板降噪效果明顯，能夠顯著降低f約為2 500 Hz的純音幅值，本節(jié)對該降噪原因做進(jìn)一步分析。

圖16給出了當(dāng)NPR=2.89(開槽斜板降噪效果最佳)時(shí)，沖擊斜板開槽前后平均速度場的歸一化渦量圖。從圖16中可知，沖擊射流上游區(qū)域“帶狀”分布的渦量沿著剪切層成對稱分布，斜板開槽基本上不影響該區(qū)域渦量大小，射流沖擊區(qū)域渦量沿著斜板順流側(cè)方向擴(kuò)散并逐漸減弱。在沖擊射流的滯止區(qū)域，射流沖擊光滑斜板出現(xiàn)了一個(gè)較為明顯的漩渦對，而斜板表面開槽能夠明顯的弱化該漩渦對，這就解釋了開槽斜板顯著降低f約為2 500 Hz的純音幅值的原因。

圖16 斜板開槽前后沖擊射流時(shí)均渦量對比Fig.16 Comparison of mean vorticity of impinging jet before and after slotting of inclined plate

3.3 凹槽結(jié)構(gòu)對橫向流動(dòng)的影響

采用數(shù)值模擬的方法研究了射流沖擊不同偏轉(zhuǎn)角下的光滑斜板時(shí)橫向流動(dòng)的變化情況。當(dāng)NPR=2.37，L=4d，沖擊斜板偏轉(zhuǎn)角從β=45° 逐漸增加到 55°及 65° 時(shí)，光滑斜板兩側(cè)沿射流方向所取截面上的速度場分布情況，如圖17所示。圖17中，沖擊斜板順流側(cè)至逆流側(cè)橫向流動(dòng)流速變化較大，順流側(cè)近壁面出現(xiàn)部分高速區(qū)域，且隨著偏轉(zhuǎn)角的增加，高速區(qū)域的范圍及其速度幅值均明顯增加。當(dāng)β=65°時(shí)，斜板壁面射流高速區(qū)域及流速均較大，最高速度可達(dá)98 m/s，該流速對沖擊斜板兩側(cè)人員及設(shè)備均會(huì)造成威脅，不在考慮范圍之內(nèi)。當(dāng)β=45°時(shí)，橫流速度不太大，開槽斜板的影響難以凸顯。因此，下文將通過試驗(yàn)探究β=55°情況下開槽斜板對沖擊射流尾跡的影響。其中開槽斜板的開槽中心線從平板邊緣以12 mm固定距離沿著平板寬度方向進(jìn)行陣列，總共開槽數(shù)為49。開槽斜板豎直放置，沿著斜板傾斜方向?qū)π卑灞诿嫔淞饔袑?dǎo)流效果，從而有效抑制壁面射流橫向流動(dòng)。

圖17 不同偏轉(zhuǎn)角下的沖擊射流橫向流速分布Fig.17 The distribution of cross flow of impinging jet with different deflection angles

圖18描述了β=55°，L/d=4的情況下，射流沖擊光滑斜板和開槽斜板時(shí)，斜板兩側(cè)時(shí)均橫向流速隨NPR的變化規(guī)律。圖18中：S代表槽寬；H代表槽深。并對比分析了槽深H=5 mm時(shí),槽寬S分別為3 mm，4 mm，5 mm的開槽斜板對沖擊射流尾跡的控制效果。從圖18中可知：當(dāng)1.02

圖18 不同槽寬下，沖擊射流尾跡隨壓比的變化Fig.18 Under different groove widths,the wake of the impinging jet varies with the pressure ratio

為進(jìn)一步探究斜板表面凹槽結(jié)構(gòu)的槽深對沖擊射流尾跡的影響，對不同壓比下，槽寬S=5 mm,槽深H分別為3 mm，4 mm，5 mm的開槽斜板橫向壁面射流時(shí)均流速進(jìn)行了試驗(yàn)測量，試驗(yàn)結(jié)果如圖19所示，隨著槽深的增加，開槽斜板對沖擊射流橫向流動(dòng)的抑制效果先增強(qiáng)，之后明顯減弱，在槽寬H=4 mm時(shí)對橫向流動(dòng)的抑制效果最為顯著。當(dāng)NPR=3.1 時(shí)，斜板表面開槽后最大橫向壁面射流時(shí)均流速從71 m/s顯著降低到了43 m/s，降幅達(dá)39 %。且不同槽深的開槽斜板均能夠有效控制沖擊射流橫向流動(dòng)尾跡。

圖19 不同槽深下，沖擊射流尾跡隨壓比的變化Fig.19 Under different groove depths,the wake of the impinging jet varies with the pressure ratio

4 結(jié) 論

本文在對不同壓比下射流沖擊斜板的流場與聲場進(jìn)行試驗(yàn)測量，以及基于分離渦模擬建立的射流沖擊斜板噪聲有限元分析模型的基礎(chǔ)上，探究了斜板表面開槽對欠膨脹超聲速射流沖擊斜板引起的射流沖擊噪聲及壁面橫向射流的影響，結(jié)合PIV流場結(jié)果和相關(guān)性分析對降噪機(jī)理進(jìn)行了解析，并初步探究了凹槽參數(shù)對壁面橫向射流尾跡的控制效果。由試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬得出以下結(jié)論：

(1) 當(dāng)射流出口壓比NPR>2.5 時(shí)，開槽斜板可以明顯降低沖擊射流遠(yuǎn)場噪聲，平均降噪量為2 dB(A)。但開槽斜板主要是影響2 500 Hz附近的純音，對頻率f在3 500 Hz～4 500 Hz內(nèi)的多個(gè)純音基本不產(chǎn)生影響。

(2) 由相位平均分析和平均流場特性分析可知，f=3 744 Hz 的純音主要是剪切層渦脫落產(chǎn)生，而斜板表面開槽無法影響到射流剪切層渦脫落的頻率和強(qiáng)度，因此開槽斜板對該純音幅值基本無影響。而f=2 500 Hz的純音幅值顯著降低主要是因?yàn)殚_槽斜板能夠明顯弱化射流沖擊滯止區(qū)中的漩渦對。

(3) 開槽斜板在有效降低射流沖擊噪聲的同時(shí)也能有效控制沖擊射流橫向流動(dòng)尾跡，對比不同槽寬槽深的開槽斜板可知，槽寬S=4 mm，槽深H=5 mm對橫向壁面射流控制效果最佳，斜板表面開槽后最大橫向壁面射流流速從71 m/s顯著降低到了38 m/s，降幅達(dá)46%。且不同槽寬、槽深的開槽斜板均能夠有效控制沖擊射流橫向流動(dòng)尾跡。