穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偣β誓Ｐ?/h1>
2011-02-13 11:53:46趙海軍鄧兆祥李沛然
振動(dòng)與沖擊 2011年8期
趙海軍，鄧兆祥，李沛然
(1重慶大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，重慶 400044;2.汽車NVH及安全控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶400039;3.洛陽(yáng)理工學(xué)院 機(jī)械工程系，河南 洛陽(yáng) 471023)
當(dāng)氣流速度升高到足夠大時(shí)，消聲器的消聲量會(huì)顯著下降，甚至變成負(fù)值，這是由于產(chǎn)生了氣流再生噪聲所致［1-3］。氣流再生噪聲的大小主要取決于消聲器的結(jié)構(gòu)和氣流速度。消聲器氣流再生噪聲的定量計(jì)算尚未發(fā)現(xiàn)有成功的例子，由于問題的復(fù)雜性，目前對(duì)消聲器氣流再生噪聲的研究方法主要依賴試驗(yàn)方法。因此，為簡(jiǎn)化問題的復(fù)雜性，以簡(jiǎn)單消聲單元為對(duì)象，通過試驗(yàn)結(jié)果，建立氣流再生噪聲與結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的定量關(guān)系，探討影響因素，以此來縮短開發(fā)周期、完善理論，優(yōu)化消聲器的設(shè)計(jì)。
穿孔管式消聲單元廣泛應(yīng)用在實(shí)際消聲結(jié)構(gòu)中，通過改變穿孔率、穿孔直徑及穿孔部位提高消聲性能，直通穿孔管能強(qiáng)化腔體結(jié)構(gòu)，提高疲勞壽命［4］。Jebasinski等還有采用試驗(yàn)的方法對(duì)穿孔管排氣消聲器氣流再生噪聲的哨聲進(jìn)行了研究，在較高流速下，高頻率的哨聲首先被激起，隨著穿孔管長(zhǎng)度增長(zhǎng)，低階共振頻率也被激起，哨聲的斯德魯哈爾數(shù)的范圍在0.2～0.33之間時(shí)，第一階渦流模態(tài)激起，斯德魯哈爾數(shù)的范圍在0.45～0.66之間時(shí)，第二階渦流模態(tài)激起;在給定孔的大小和形狀后，斯德魯哈爾數(shù)的范圍不依賴于穿孔形式和穿孔率［5］。
但是以往研究沒實(shí)現(xiàn)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暸c結(jié)構(gòu)參數(shù)和邊界條件的定量描述，對(duì)氣流再生噪聲頻譜特征的認(rèn)識(shí)不夠。本文首先建立常溫下測(cè)量消聲器氣流再生噪聲的專用裝置，運(yùn)用多因素正交設(shè)計(jì)方法確定研究對(duì)象的結(jié)構(gòu)參數(shù)，然后建立消聲器氣流再生噪聲總聲功率與結(jié)構(gòu)及氣流速度的關(guān)系模型，并利用該模型對(duì)消聲器氣流再生噪聲總聲功率變化規(guī)律進(jìn)行討論。
1 測(cè)量方法及試驗(yàn)裝置
由于氣流源本底噪聲和傳聲器頭部柵格自噪聲的影響，實(shí)現(xiàn)消聲器氣流再生噪聲的精確測(cè)量存在一定困難，氣流再生噪聲的精確測(cè)量結(jié)果能為定量探討氣流再生噪聲產(chǎn)生提供基礎(chǔ)。
1.1 測(cè)量方法
對(duì)于試驗(yàn)用到的氣流源，盡管采取一系列的消聲措施，但完全消除氣流源的本底噪聲難度較大，而傳聲損失反映了消聲器本身的傳遞聲波特性，根據(jù)聲能量傳播關(guān)系，借助于消聲器無(wú)氣流傳聲損失獲得消聲器產(chǎn)生的氣流再生噪聲，故建立關(guān)系式(1)［6］。
式中，Wr為消聲器產(chǎn)生的氣流再生噪聲聲功率，Wi_in為消聲器進(jìn)口管包含氣流的本底噪聲入射聲功率，Wi_out為消聲器出口管透射聲功率，WTL為消聲器傳聲損失轉(zhuǎn)換的聲功率，可在無(wú)氣流時(shí)的狀況下測(cè)量或采用有限元數(shù)值計(jì)算得到［7］。
1.2 測(cè)試裝置介紹
消聲器出口管內(nèi)氣流再生噪聲測(cè)試模擬試驗(yàn)臺(tái)主要包括氣流產(chǎn)生裝置、氣流速度控制及測(cè)量裝置和氣流再生噪聲測(cè)量裝置［6］。氣流再生噪聲測(cè)量裝置主要由專門用于安裝取樣管及傳聲器、接口箱和測(cè)試系統(tǒng)組成。傳聲器位置約處于距消聲器出口管截面突變約750 mm處，遠(yuǎn)大于出口管內(nèi)徑的12倍，其它采用丹麥B＆K生產(chǎn)聲壓測(cè)試設(shè)備，傳聲器采用聲壓場(chǎng)1/4英寸一體式4983-A-011型，傳聲器標(biāo)定器采用4231型94dBSPL-1 000 Hz，接口箱型號(hào)是3 560C，測(cè)試系統(tǒng)采用PULSE8.0。圖1、圖2分別是測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)的室內(nèi)和室外實(shí)物圖，取樣管、風(fēng)機(jī)進(jìn)氣消聲器、抗性消聲箱和阻性消聲箱需進(jìn)行專門設(shè)計(jì)。
圖1 測(cè)試管道室內(nèi)實(shí)物圖Fig.1 The indoor test pipe
圖2 測(cè)試管道室外氣流源實(shí)物圖Fig.2 The outdoor test pipe
圖3 不同傳聲器間距的取樣管實(shí)物圖Fig.3 The different spacing sampling tube with microphone
取樣管的設(shè)計(jì)一般應(yīng)主要滿足三個(gè)要求:一是取樣管布置時(shí)，不應(yīng)破壞主管道氣流邊界剪切層，以免測(cè)量管道內(nèi)產(chǎn)生新的氣流噪聲;二是取樣管內(nèi)氣流速度足夠低(一般小于2 m/s)，以免傳聲器頭部柵格產(chǎn)生自噪聲;三是在測(cè)量頻率范圍內(nèi)取樣管內(nèi)測(cè)得的聲壓和主管道內(nèi)應(yīng)一致。經(jīng)反復(fù)的聲場(chǎng)、流場(chǎng)數(shù)值分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，可以設(shè)計(jì)出取樣管結(jié)構(gòu)。這樣，取樣管內(nèi)氣流速度足夠小，基本保證傳聲器頭部柵格不產(chǎn)生自噪聲，能消除氣流對(duì)測(cè)量的影響。圖3為取樣管和傳聲器結(jié)構(gòu)的不同傳聲器間距實(shí)物圖，運(yùn)用雙傳聲器傳遞函數(shù)法通過不同傳聲器間距可實(shí)現(xiàn)100 Hz～4 000 Hz頻率下的有效測(cè)量［8，9］。
2 氣流再生噪聲總聲功率模型
對(duì)于直通穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暎绊懙囊蛩睾芏啵總€(gè)因素又有不同的水平，如果對(duì)這些因素的每個(gè)水平可能構(gòu)成的一切組合條件均逐一進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)次數(shù)就相當(dāng)多，而加工這樣的試驗(yàn)樣件所需費(fèi)用很高，所耗時(shí)間也很長(zhǎng)。實(shí)踐中人們常用多因素正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，該方法具有以下特點(diǎn):試驗(yàn)次數(shù)少;所安排試驗(yàn)具有代表性，所得到的實(shí)驗(yàn)結(jié)論可靠合理。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)能解決全面試驗(yàn)次數(shù)多與實(shí)際可行的試驗(yàn)數(shù)小之間的矛盾、實(shí)際所做的小數(shù)試驗(yàn)與全面掌握內(nèi)在規(guī)律之間的矛盾。
2.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)的確定
如圖4所示，確定穿孔管式消聲單元的結(jié)構(gòu)參數(shù)有穿孔直徑dφ、穿孔率φ、穿孔部分長(zhǎng)度Lh、穿孔管直徑di、腔體直徑dc和腔體長(zhǎng)度Lc。假設(shè)穿孔管直徑不變且為直流管和腔體長(zhǎng)度為一定值，上述結(jié)構(gòu)參數(shù)簡(jiǎn)化為4因素:穿孔直徑、穿孔率、穿孔部分長(zhǎng)度、腔體直徑。每個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)看作一種因素，假設(shè)4個(gè)因素分別考慮有兩個(gè)水平，若全部加工，共需16種結(jié)構(gòu)。為了減少加工費(fèi)用并能反映氣流再生噪聲產(chǎn)生內(nèi)在規(guī)律，采用正交試驗(yàn)方法，4因素2水平只需加工8個(gè)試驗(yàn)樣件，具體結(jié)構(gòu)尺寸的試驗(yàn)設(shè)計(jì)安排見表1，具體參數(shù)采用工程實(shí)際中常用的，表中每一因素的水平用1和2表示，對(duì)應(yīng)括號(hào)內(nèi)為水平值，圖5是根據(jù)表中結(jié)構(gòu)尺寸加工的穿孔管試驗(yàn)樣件的實(shí)物。
表1 穿孔管式消聲單元結(jié)構(gòu)參數(shù)的試驗(yàn)設(shè)計(jì)Tab.1 Experimental design of parameters for the muffler element with perforated tube
2.2 總功率模型建立及求解
根據(jù)相似原理，氣流再生噪聲所輻射的聲功率與以下因素有關(guān):消聲單元的特征長(zhǎng)度，氣流流速，氣體密度，氣體粘性系數(shù)，氣流再生噪聲聲源擾動(dòng)頻率和聲波傳播速度。消聲單元的特征長(zhǎng)度d，氣流流速ν，氣體密度ρ，氣體粘性系數(shù)μ，氣流再生噪聲聲源擾動(dòng)頻率f，聲波傳播速度c，因此，氣流再生噪聲所輻射的聲功率Wr可用關(guān)系式(2)表示。
式中選擇d，ν，ρ作為基本單位，符合基本單位制的兩點(diǎn)要求，利用泊金漢E-Buckingham定理(又簡(jiǎn)稱π定理)，于是有式(3)。
式中，Str為斯德魯哈爾數(shù)，Re為雷諾數(shù)，M為馬赫數(shù)。
這樣根據(jù)量綱分析，假設(shè)穿孔管式消聲單元產(chǎn)生的氣流再生噪聲在出口管內(nèi)輻射的聲功率模型為Wrt，見式(5)。
式中，dφ為穿孔直徑，Li為穿孔部分長(zhǎng)度，dc為腔體內(nèi)徑，φ為穿孔率，ρ0為氣體密度，u為消聲單元進(jìn)口管內(nèi)氣流速度，M為馬赫數(shù)，M=u/c0，c0為聲速，a，b，c，d和e為待定系數(shù)。為了獲得待定系數(shù)，對(duì)式(5)化簡(jiǎn)，并取以10為底的對(duì)數(shù)得式(6)。
根據(jù)穿孔管式消聲單元8種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)在10種不同氣流速度條件下試驗(yàn)結(jié)果，可獲得穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β誓Ｐ痛▍?shù)的最小二乘解:a=1.710 7 × 10-4，b=1.988 3，c=-0.580 8，d=-1.532 0，e=1.199 4。這樣穿孔管式消聲單元產(chǎn)生的氣流再生噪聲在出口管輻射的聲功率模型Wrt見式(7)。
該模型主要考慮了穿孔直徑、氣流速度、馬赫數(shù)、穿孔率、穿孔部分長(zhǎng)度和腔體直徑對(duì)氣流再生噪聲的影響，實(shí)現(xiàn)了常溫下對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β实亩棵枋觥?/p>
2.3 模型顯著性檢驗(yàn)
用多元線性回歸方程去擬合氣流再生噪聲總聲功率與結(jié)構(gòu)參數(shù)及氣流速度等之間的關(guān)系，只是根據(jù)一些定性分析所作的一種假設(shè)。因此，當(dāng)求出回歸方程后，還需對(duì)回歸方程進(jìn)行顯著性檢驗(yàn)。
這樣利用結(jié)構(gòu)參數(shù)和氣流速度可求模型的方差，結(jié)果如表2。而通過查F分布表知:F0.01(4，60)=3.65，F(xiàn)0.01(4，120)=3.48，F(xiàn)0.01(4，75)應(yīng)介于 3.48 ～3.65之間。顯然，F(xiàn)遠(yuǎn)大于F0.01(4，75)，由F檢驗(yàn)法可知，在顯著性水平0.01下，說明所建模型是高度顯著的，可以用于定量研究。
表2 氣流再生噪聲總聲功率模型的方差分析Tab.2 Variance analysis of the total power model of flow regenerated noise
3 氣流再生噪聲變化規(guī)律
取 ρ0=1.1 g/m3，聲速c0=349 m/s，對(duì)獲得的氣流再生噪聲總聲功率模型(7)進(jìn)行聲功率級(jí)計(jì)算處理，得到式(8)。
式中，Lwt為氣流再生噪聲總聲功率級(jí)(dB);其它參數(shù)同上。該式適用于常溫下、氣流速度在10 m/s～55 m/s范圍內(nèi)，當(dāng)給定穿孔直徑、氣流速度、穿孔率、穿孔部分長(zhǎng)度和腔體直徑時(shí)，穿孔管式消聲單元產(chǎn)生的氣流再生噪聲總聲功率級(jí)的估算。
影響穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤闹饕Y(jié)構(gòu)參數(shù)包括:穿孔直徑，穿孔率，腔體直徑，穿孔部分長(zhǎng)度。下面根據(jù)式(8)就穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β始?jí)隨各影響因素的變化規(guī)律進(jìn)行討論。
3.1 穿孔直徑的影響
穿孔直徑對(duì)穿孔管式消聲單元的聲學(xué)性能有較大影響，是穿孔管式消聲器的一個(gè)重要特征參數(shù)。為了討論穿孔直徑對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤挠绊懀枧懦渌蛩氐母蓴_，即將其他因素設(shè)為常數(shù)，假設(shè)穿孔率為9%，腔體直徑0.140m，穿孔部分長(zhǎng)度0.210 m，可以得到氣流再生噪聲總聲功率級(jí)隨穿孔直徑和氣流速度變化的規(guī)律。在相同氣流速度下，氣流再生噪聲隨穿孔直徑的增大而增大。當(dāng)穿孔直徑從0.003 5 m增加到0.007 m時(shí)，在氣流速度較低如10 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從46 dB增大到51.02 dB，增加量約為5 dB。在氣流速度較高如55m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從 82.93 dB增大到87.95 dB，增加量同樣約為5dB。其原因可能是由于孔徑增大，流出氣體增多，會(huì)造成剪切層更加不穩(wěn)定，從而引起更大的氣流再生噪聲。
3.2 穿孔率的影響
穿孔率對(duì)穿孔管式消聲單元的聲學(xué)性能有較大影響，是穿孔管式消聲器的又一個(gè)重要特征參數(shù)。假設(shè)穿孔直徑為0.003 5 m，腔體直徑為0.140 m，穿孔部分長(zhǎng)度為0.210 m。在相同氣流速度下，氣流再生噪聲隨穿孔率的增大而略微減小。當(dāng)穿孔率從6%增加到12%時(shí)，在氣流速度較低如10 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從47.03 dB減小到45.28 dB。在氣流速度較高如55 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從83.96 dB減小到82.21 dB。穿孔率增加1倍，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)的減小量不到2 dB。
3.3 腔體直徑的影響
假設(shè)穿孔直徑為0.003 5 m，穿孔率為9%，穿孔部分長(zhǎng)度為0.210 m。在相同氣流速度下，氣流再生噪聲隨腔體直徑的增大而略微減小。當(dāng)腔體直徑從0.114 m增加到0.161 m時(shí)，在氣流速度較低如10 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從47.07 dB減小到45.27 dB;在氣流速度較高如55 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從84 dB減小到82.21 dB，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)的減小量不到2 dB。
3.4 穿孔部分長(zhǎng)度的影響
假設(shè)穿孔直徑為0.003 5 m，穿孔率為9%，腔體直徑0.140 m。在相同氣流速度下，氣流再生噪聲隨穿孔部分長(zhǎng)度的增大而增大。當(dāng)穿孔部分長(zhǎng)度從0.140 m增加到0.280 m時(shí)，在氣流速度較低如10 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從43.3 dB增大到47.92dB。在氣流速度較高如55 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從78.17dB增大到82.78 dB，增加了近5 dB。這是由于穿孔部分長(zhǎng)度增大，引起氣流擾動(dòng)面積增大，從而產(chǎn)生更多的氣流再生噪聲。
通過前面的討論可以得出:穿孔直徑和穿孔部分長(zhǎng)度對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼曈休^大的影響，穿孔直徑和穿孔部分長(zhǎng)度的減小均有利于穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤慕档停┛茁屎颓惑w直徑對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤挠绊戄^小。
4 氣流再生噪聲頻譜特征
一方面由于人對(duì)噪聲的感受與噪聲頻率結(jié)構(gòu)有關(guān)，另一方面由于噪聲的產(chǎn)生、輻射和傳播都與噪聲頻率密切相關(guān)，噪聲的頻譜特征為探討氣流再生噪聲的機(jī)理提供重要的依據(jù)。
圖6 消聲單元tb8在氣流速度為40 m/s的氣流再生噪聲頻譜Fig.6 The spectrums of flow noise regeneration from the structure tb8 at flow velocity of 40 m/s
圖7 消聲單元tb8在氣流速度為55 m/s的氣流再生噪聲頻譜Fig.7 The spectrums of flow noise regeneration from the structure tb8 at flow velocity of 55 m/s
考慮穿孔直徑、穿孔率、穿孔部分長(zhǎng)度、腔體直徑的變化，運(yùn)用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法確定的8種穿孔管式消聲單元，在氣流速度為 10、15、20、25、30、35、40、45、50、55 m/s條件下進(jìn)行試驗(yàn)。當(dāng)結(jié)構(gòu)參數(shù)一定時(shí)，峰值頻率會(huì)在某一些頻率下出現(xiàn)多次，針對(duì)在某峰值頻率附近出現(xiàn)多次的特點(diǎn)，同樣采取平均取整處理，得到突出峰值頻率。以結(jié)構(gòu)tb6為例，氣流再生噪聲的突出峰值頻率為:154、225、300、898、1 235、1 782、2 475、3 830、3 904 Hz等。對(duì)所有結(jié)構(gòu)研究后結(jié)果發(fā)現(xiàn)，每種結(jié)構(gòu)氣流再生噪聲最突出峰值頻率總體偏高，并且隨氣流速度的增大，最突出峰值頻率也逐漸增大，在斯德魯哈爾數(shù)為0.2～0.35的范圍內(nèi)，存在一突出峰值頻率。根據(jù)氣流噪聲頻率與速度的關(guān)系:f=Strv/D［2，6］，f為頻率，v為氣流速度，Str為斯德魯哈耳數(shù)，D為特征尺寸，進(jìn)一步說明Str數(shù)在此范圍內(nèi)只激起第一階渦流模態(tài)［2］，故只測(cè)到一根最突出峰值頻。圖6、圖7為tb8在氣流速度分別為40 m/s、55 m/s時(shí)測(cè)得的氣流再生噪聲聲功率的頻譜，從圖中可以看出，隨氣流速度的增大，最突出峰值頻率也向高頻移動(dòng)，峰值強(qiáng)度隨氣流速度的增大而增大，說明產(chǎn)生氣流再生噪聲的能量向高頻移動(dòng)，當(dāng)氣流速度到55 m/s時(shí)，如圖7，最突出峰值頻率2 466 Hz處的聲能量約占?xì)饬髟偕肼暱偮暷芰康?6%。
5 結(jié)論
通過以上研究，可得到如下結(jié)論:
(1)建立了消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β誓Ｐ汀ＤＰ涂紤]了結(jié)構(gòu)型式、主要結(jié)構(gòu)參數(shù)、氣流速度和馬赫數(shù)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果利用超靜定最小二乘法求解模型參數(shù)。在顯著性水平0.01下，所建模型是高度顯著的，說明在總體上所建消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β誓Ｐ途容^高，可以作為進(jìn)一步定量研究的依據(jù)。
(2)獲得了穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偣β始?jí)隨主要結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律。穿孔直徑和穿孔部分長(zhǎng)度對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼曈休^大的影響，穿孔直徑和穿孔部分長(zhǎng)度的減小均有利于穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤慕档?穿孔率和腔體直徑對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤挠绊戄^小。
(3)隨著氣流速度增大，消聲單元?dú)饬髟偕肼曂怀龇逯殿l率有向中高頻移動(dòng)的趨勢(shì)，并且隨氣流速度的增加強(qiáng)度也有所增大，在斯德魯哈爾數(shù)為0.2～0.35的范圍內(nèi)，存在一突出峰值頻率，該突出峰值頻率處的聲能量約占總能量的60%以上。
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趙海軍，鄧兆祥，李沛然
(1重慶大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，重慶 400044;2.汽車NVH及安全控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶400039;3.洛陽(yáng)理工學(xué)院 機(jī)械工程系，河南 洛陽(yáng) 471023)
當(dāng)氣流速度升高到足夠大時(shí)，消聲器的消聲量會(huì)顯著下降，甚至變成負(fù)值，這是由于產(chǎn)生了氣流再生噪聲所致［1-3］。氣流再生噪聲的大小主要取決于消聲器的結(jié)構(gòu)和氣流速度。消聲器氣流再生噪聲的定量計(jì)算尚未發(fā)現(xiàn)有成功的例子，由于問題的復(fù)雜性，目前對(duì)消聲器氣流再生噪聲的研究方法主要依賴試驗(yàn)方法。因此，為簡(jiǎn)化問題的復(fù)雜性，以簡(jiǎn)單消聲單元為對(duì)象，通過試驗(yàn)結(jié)果，建立氣流再生噪聲與結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的定量關(guān)系，探討影響因素，以此來縮短開發(fā)周期、完善理論，優(yōu)化消聲器的設(shè)計(jì)。
穿孔管式消聲單元廣泛應(yīng)用在實(shí)際消聲結(jié)構(gòu)中，通過改變穿孔率、穿孔直徑及穿孔部位提高消聲性能，直通穿孔管能強(qiáng)化腔體結(jié)構(gòu)，提高疲勞壽命［4］。Jebasinski等還有采用試驗(yàn)的方法對(duì)穿孔管排氣消聲器氣流再生噪聲的哨聲進(jìn)行了研究，在較高流速下，高頻率的哨聲首先被激起，隨著穿孔管長(zhǎng)度增長(zhǎng)，低階共振頻率也被激起，哨聲的斯德魯哈爾數(shù)的范圍在0.2～0.33之間時(shí)，第一階渦流模態(tài)激起，斯德魯哈爾數(shù)的范圍在0.45～0.66之間時(shí)，第二階渦流模態(tài)激起;在給定孔的大小和形狀后，斯德魯哈爾數(shù)的范圍不依賴于穿孔形式和穿孔率［5］。
但是以往研究沒實(shí)現(xiàn)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暸c結(jié)構(gòu)參數(shù)和邊界條件的定量描述，對(duì)氣流再生噪聲頻譜特征的認(rèn)識(shí)不夠。本文首先建立常溫下測(cè)量消聲器氣流再生噪聲的專用裝置，運(yùn)用多因素正交設(shè)計(jì)方法確定研究對(duì)象的結(jié)構(gòu)參數(shù)，然后建立消聲器氣流再生噪聲總聲功率與結(jié)構(gòu)及氣流速度的關(guān)系模型，并利用該模型對(duì)消聲器氣流再生噪聲總聲功率變化規(guī)律進(jìn)行討論。
1 測(cè)量方法及試驗(yàn)裝置
由于氣流源本底噪聲和傳聲器頭部柵格自噪聲的影響，實(shí)現(xiàn)消聲器氣流再生噪聲的精確測(cè)量存在一定困難，氣流再生噪聲的精確測(cè)量結(jié)果能為定量探討氣流再生噪聲產(chǎn)生提供基礎(chǔ)。
1.1 測(cè)量方法
對(duì)于試驗(yàn)用到的氣流源，盡管采取一系列的消聲措施，但完全消除氣流源的本底噪聲難度較大，而傳聲損失反映了消聲器本身的傳遞聲波特性，根據(jù)聲能量傳播關(guān)系，借助于消聲器無(wú)氣流傳聲損失獲得消聲器產(chǎn)生的氣流再生噪聲，故建立關(guān)系式(1)［6］。
式中，Wr為消聲器產(chǎn)生的氣流再生噪聲聲功率，Wi_in為消聲器進(jìn)口管包含氣流的本底噪聲入射聲功率，Wi_out為消聲器出口管透射聲功率，WTL為消聲器傳聲損失轉(zhuǎn)換的聲功率，可在無(wú)氣流時(shí)的狀況下測(cè)量或采用有限元數(shù)值計(jì)算得到［7］。
1.2 測(cè)試裝置介紹
消聲器出口管內(nèi)氣流再生噪聲測(cè)試模擬試驗(yàn)臺(tái)主要包括氣流產(chǎn)生裝置、氣流速度控制及測(cè)量裝置和氣流再生噪聲測(cè)量裝置［6］。氣流再生噪聲測(cè)量裝置主要由專門用于安裝取樣管及傳聲器、接口箱和測(cè)試系統(tǒng)組成。傳聲器位置約處于距消聲器出口管截面突變約750 mm處，遠(yuǎn)大于出口管內(nèi)徑的12倍，其它采用丹麥B＆K生產(chǎn)聲壓測(cè)試設(shè)備，傳聲器采用聲壓場(chǎng)1/4英寸一體式4983-A-011型，傳聲器標(biāo)定器采用4231型94dBSPL-1 000 Hz，接口箱型號(hào)是3 560C，測(cè)試系統(tǒng)采用PULSE8.0。圖1、圖2分別是測(cè)試試驗(yàn)臺(tái)的室內(nèi)和室外實(shí)物圖，取樣管、風(fēng)機(jī)進(jìn)氣消聲器、抗性消聲箱和阻性消聲箱需進(jìn)行專門設(shè)計(jì)。
圖1 測(cè)試管道室內(nèi)實(shí)物圖Fig.1 The indoor test pipe
圖2 測(cè)試管道室外氣流源實(shí)物圖Fig.2 The outdoor test pipe
圖3 不同傳聲器間距的取樣管實(shí)物圖Fig.3 The different spacing sampling tube with microphone
取樣管的設(shè)計(jì)一般應(yīng)主要滿足三個(gè)要求:一是取樣管布置時(shí)，不應(yīng)破壞主管道氣流邊界剪切層，以免測(cè)量管道內(nèi)產(chǎn)生新的氣流噪聲;二是取樣管內(nèi)氣流速度足夠低(一般小于2 m/s)，以免傳聲器頭部柵格產(chǎn)生自噪聲;三是在測(cè)量頻率范圍內(nèi)取樣管內(nèi)測(cè)得的聲壓和主管道內(nèi)應(yīng)一致。經(jīng)反復(fù)的聲場(chǎng)、流場(chǎng)數(shù)值分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，可以設(shè)計(jì)出取樣管結(jié)構(gòu)。這樣，取樣管內(nèi)氣流速度足夠小，基本保證傳聲器頭部柵格不產(chǎn)生自噪聲，能消除氣流對(duì)測(cè)量的影響。圖3為取樣管和傳聲器結(jié)構(gòu)的不同傳聲器間距實(shí)物圖，運(yùn)用雙傳聲器傳遞函數(shù)法通過不同傳聲器間距可實(shí)現(xiàn)100 Hz～4 000 Hz頻率下的有效測(cè)量［8，9］。
2 氣流再生噪聲總聲功率模型
對(duì)于直通穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暎绊懙囊蛩睾芏啵總€(gè)因素又有不同的水平，如果對(duì)這些因素的每個(gè)水平可能構(gòu)成的一切組合條件均逐一進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)次數(shù)就相當(dāng)多，而加工這樣的試驗(yàn)樣件所需費(fèi)用很高，所耗時(shí)間也很長(zhǎng)。實(shí)踐中人們常用多因素正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法，該方法具有以下特點(diǎn):試驗(yàn)次數(shù)少;所安排試驗(yàn)具有代表性，所得到的實(shí)驗(yàn)結(jié)論可靠合理。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)能解決全面試驗(yàn)次數(shù)多與實(shí)際可行的試驗(yàn)數(shù)小之間的矛盾、實(shí)際所做的小數(shù)試驗(yàn)與全面掌握內(nèi)在規(guī)律之間的矛盾。
2.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)的確定
如圖4所示，確定穿孔管式消聲單元的結(jié)構(gòu)參數(shù)有穿孔直徑dφ、穿孔率φ、穿孔部分長(zhǎng)度Lh、穿孔管直徑di、腔體直徑dc和腔體長(zhǎng)度Lc。假設(shè)穿孔管直徑不變且為直流管和腔體長(zhǎng)度為一定值，上述結(jié)構(gòu)參數(shù)簡(jiǎn)化為4因素:穿孔直徑、穿孔率、穿孔部分長(zhǎng)度、腔體直徑。每個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)看作一種因素，假設(shè)4個(gè)因素分別考慮有兩個(gè)水平，若全部加工，共需16種結(jié)構(gòu)。為了減少加工費(fèi)用并能反映氣流再生噪聲產(chǎn)生內(nèi)在規(guī)律，采用正交試驗(yàn)方法，4因素2水平只需加工8個(gè)試驗(yàn)樣件，具體結(jié)構(gòu)尺寸的試驗(yàn)設(shè)計(jì)安排見表1，具體參數(shù)采用工程實(shí)際中常用的，表中每一因素的水平用1和2表示，對(duì)應(yīng)括號(hào)內(nèi)為水平值，圖5是根據(jù)表中結(jié)構(gòu)尺寸加工的穿孔管試驗(yàn)樣件的實(shí)物。
表1 穿孔管式消聲單元結(jié)構(gòu)參數(shù)的試驗(yàn)設(shè)計(jì)Tab.1 Experimental design of parameters for the muffler element with perforated tube
2.2 總功率模型建立及求解
根據(jù)相似原理，氣流再生噪聲所輻射的聲功率與以下因素有關(guān):消聲單元的特征長(zhǎng)度，氣流流速，氣體密度，氣體粘性系數(shù)，氣流再生噪聲聲源擾動(dòng)頻率和聲波傳播速度。消聲單元的特征長(zhǎng)度d，氣流流速ν，氣體密度ρ，氣體粘性系數(shù)μ，氣流再生噪聲聲源擾動(dòng)頻率f，聲波傳播速度c，因此，氣流再生噪聲所輻射的聲功率Wr可用關(guān)系式(2)表示。
式中選擇d，ν，ρ作為基本單位，符合基本單位制的兩點(diǎn)要求，利用泊金漢E-Buckingham定理(又簡(jiǎn)稱π定理)，于是有式(3)。
式中，Str為斯德魯哈爾數(shù)，Re為雷諾數(shù)，M為馬赫數(shù)。
這樣根據(jù)量綱分析，假設(shè)穿孔管式消聲單元產(chǎn)生的氣流再生噪聲在出口管內(nèi)輻射的聲功率模型為Wrt，見式(5)。
式中，dφ為穿孔直徑，Li為穿孔部分長(zhǎng)度，dc為腔體內(nèi)徑，φ為穿孔率，ρ0為氣體密度，u為消聲單元進(jìn)口管內(nèi)氣流速度，M為馬赫數(shù)，M=u/c0，c0為聲速，a，b，c，d和e為待定系數(shù)。為了獲得待定系數(shù)，對(duì)式(5)化簡(jiǎn)，并取以10為底的對(duì)數(shù)得式(6)。
根據(jù)穿孔管式消聲單元8種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)在10種不同氣流速度條件下試驗(yàn)結(jié)果，可獲得穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β誓Ｐ痛▍?shù)的最小二乘解:a=1.710 7 × 10-4，b=1.988 3，c=-0.580 8，d=-1.532 0，e=1.199 4。這樣穿孔管式消聲單元產(chǎn)生的氣流再生噪聲在出口管輻射的聲功率模型Wrt見式(7)。
該模型主要考慮了穿孔直徑、氣流速度、馬赫數(shù)、穿孔率、穿孔部分長(zhǎng)度和腔體直徑對(duì)氣流再生噪聲的影響，實(shí)現(xiàn)了常溫下對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β实亩棵枋觥?/p>
2.3 模型顯著性檢驗(yàn)
用多元線性回歸方程去擬合氣流再生噪聲總聲功率與結(jié)構(gòu)參數(shù)及氣流速度等之間的關(guān)系，只是根據(jù)一些定性分析所作的一種假設(shè)。因此，當(dāng)求出回歸方程后，還需對(duì)回歸方程進(jìn)行顯著性檢驗(yàn)。
這樣利用結(jié)構(gòu)參數(shù)和氣流速度可求模型的方差，結(jié)果如表2。而通過查F分布表知:F0.01(4，60)=3.65，F(xiàn)0.01(4，120)=3.48，F(xiàn)0.01(4，75)應(yīng)介于 3.48 ～3.65之間。顯然，F(xiàn)遠(yuǎn)大于F0.01(4，75)，由F檢驗(yàn)法可知，在顯著性水平0.01下，說明所建模型是高度顯著的，可以用于定量研究。
表2 氣流再生噪聲總聲功率模型的方差分析Tab.2 Variance analysis of the total power model of flow regenerated noise
3 氣流再生噪聲變化規(guī)律
取 ρ0=1.1 g/m3，聲速c0=349 m/s，對(duì)獲得的氣流再生噪聲總聲功率模型(7)進(jìn)行聲功率級(jí)計(jì)算處理，得到式(8)。
式中，Lwt為氣流再生噪聲總聲功率級(jí)(dB);其它參數(shù)同上。該式適用于常溫下、氣流速度在10 m/s～55 m/s范圍內(nèi)，當(dāng)給定穿孔直徑、氣流速度、穿孔率、穿孔部分長(zhǎng)度和腔體直徑時(shí)，穿孔管式消聲單元產(chǎn)生的氣流再生噪聲總聲功率級(jí)的估算。
影響穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤闹饕Y(jié)構(gòu)參數(shù)包括:穿孔直徑，穿孔率，腔體直徑，穿孔部分長(zhǎng)度。下面根據(jù)式(8)就穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β始?jí)隨各影響因素的變化規(guī)律進(jìn)行討論。
3.1 穿孔直徑的影響
穿孔直徑對(duì)穿孔管式消聲單元的聲學(xué)性能有較大影響，是穿孔管式消聲器的一個(gè)重要特征參數(shù)。為了討論穿孔直徑對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤挠绊懀枧懦渌蛩氐母蓴_，即將其他因素設(shè)為常數(shù)，假設(shè)穿孔率為9%，腔體直徑0.140m，穿孔部分長(zhǎng)度0.210 m，可以得到氣流再生噪聲總聲功率級(jí)隨穿孔直徑和氣流速度變化的規(guī)律。在相同氣流速度下，氣流再生噪聲隨穿孔直徑的增大而增大。當(dāng)穿孔直徑從0.003 5 m增加到0.007 m時(shí)，在氣流速度較低如10 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從46 dB增大到51.02 dB，增加量約為5 dB。在氣流速度較高如55m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從 82.93 dB增大到87.95 dB，增加量同樣約為5dB。其原因可能是由于孔徑增大，流出氣體增多，會(huì)造成剪切層更加不穩(wěn)定，從而引起更大的氣流再生噪聲。
3.2 穿孔率的影響
穿孔率對(duì)穿孔管式消聲單元的聲學(xué)性能有較大影響，是穿孔管式消聲器的又一個(gè)重要特征參數(shù)。假設(shè)穿孔直徑為0.003 5 m，腔體直徑為0.140 m，穿孔部分長(zhǎng)度為0.210 m。在相同氣流速度下，氣流再生噪聲隨穿孔率的增大而略微減小。當(dāng)穿孔率從6%增加到12%時(shí)，在氣流速度較低如10 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從47.03 dB減小到45.28 dB。在氣流速度較高如55 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從83.96 dB減小到82.21 dB。穿孔率增加1倍，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)的減小量不到2 dB。
3.3 腔體直徑的影響
假設(shè)穿孔直徑為0.003 5 m，穿孔率為9%，穿孔部分長(zhǎng)度為0.210 m。在相同氣流速度下，氣流再生噪聲隨腔體直徑的增大而略微減小。當(dāng)腔體直徑從0.114 m增加到0.161 m時(shí)，在氣流速度較低如10 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從47.07 dB減小到45.27 dB;在氣流速度較高如55 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從84 dB減小到82.21 dB，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)的減小量不到2 dB。
3.4 穿孔部分長(zhǎng)度的影響
假設(shè)穿孔直徑為0.003 5 m，穿孔率為9%，腔體直徑0.140 m。在相同氣流速度下，氣流再生噪聲隨穿孔部分長(zhǎng)度的增大而增大。當(dāng)穿孔部分長(zhǎng)度從0.140 m增加到0.280 m時(shí)，在氣流速度較低如10 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從43.3 dB增大到47.92dB。在氣流速度較高如55 m/s時(shí)，氣流再生噪聲總聲功率級(jí)從78.17dB增大到82.78 dB，增加了近5 dB。這是由于穿孔部分長(zhǎng)度增大，引起氣流擾動(dòng)面積增大，從而產(chǎn)生更多的氣流再生噪聲。
通過前面的討論可以得出:穿孔直徑和穿孔部分長(zhǎng)度對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼曈休^大的影響，穿孔直徑和穿孔部分長(zhǎng)度的減小均有利于穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤慕档停┛茁屎颓惑w直徑對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤挠绊戄^小。
4 氣流再生噪聲頻譜特征
一方面由于人對(duì)噪聲的感受與噪聲頻率結(jié)構(gòu)有關(guān)，另一方面由于噪聲的產(chǎn)生、輻射和傳播都與噪聲頻率密切相關(guān)，噪聲的頻譜特征為探討氣流再生噪聲的機(jī)理提供重要的依據(jù)。
圖6 消聲單元tb8在氣流速度為40 m/s的氣流再生噪聲頻譜Fig.6 The spectrums of flow noise regeneration from the structure tb8 at flow velocity of 40 m/s
圖7 消聲單元tb8在氣流速度為55 m/s的氣流再生噪聲頻譜Fig.7 The spectrums of flow noise regeneration from the structure tb8 at flow velocity of 55 m/s
考慮穿孔直徑、穿孔率、穿孔部分長(zhǎng)度、腔體直徑的變化，運(yùn)用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法確定的8種穿孔管式消聲單元，在氣流速度為 10、15、20、25、30、35、40、45、50、55 m/s條件下進(jìn)行試驗(yàn)。當(dāng)結(jié)構(gòu)參數(shù)一定時(shí)，峰值頻率會(huì)在某一些頻率下出現(xiàn)多次，針對(duì)在某峰值頻率附近出現(xiàn)多次的特點(diǎn)，同樣采取平均取整處理，得到突出峰值頻率。以結(jié)構(gòu)tb6為例，氣流再生噪聲的突出峰值頻率為:154、225、300、898、1 235、1 782、2 475、3 830、3 904 Hz等。對(duì)所有結(jié)構(gòu)研究后結(jié)果發(fā)現(xiàn)，每種結(jié)構(gòu)氣流再生噪聲最突出峰值頻率總體偏高，并且隨氣流速度的增大，最突出峰值頻率也逐漸增大，在斯德魯哈爾數(shù)為0.2～0.35的范圍內(nèi)，存在一突出峰值頻率。根據(jù)氣流噪聲頻率與速度的關(guān)系:f=Strv/D［2，6］，f為頻率，v為氣流速度，Str為斯德魯哈耳數(shù)，D為特征尺寸，進(jìn)一步說明Str數(shù)在此范圍內(nèi)只激起第一階渦流模態(tài)［2］，故只測(cè)到一根最突出峰值頻。圖6、圖7為tb8在氣流速度分別為40 m/s、55 m/s時(shí)測(cè)得的氣流再生噪聲聲功率的頻譜，從圖中可以看出，隨氣流速度的增大，最突出峰值頻率也向高頻移動(dòng)，峰值強(qiáng)度隨氣流速度的增大而增大，說明產(chǎn)生氣流再生噪聲的能量向高頻移動(dòng)，當(dāng)氣流速度到55 m/s時(shí)，如圖7，最突出峰值頻率2 466 Hz處的聲能量約占?xì)饬髟偕肼暱偮暷芰康?6%。
5 結(jié)論
通過以上研究，可得到如下結(jié)論:
(1)建立了消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β誓Ｐ汀ＤＰ涂紤]了結(jié)構(gòu)型式、主要結(jié)構(gòu)參數(shù)、氣流速度和馬赫數(shù)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果利用超靜定最小二乘法求解模型參數(shù)。在顯著性水平0.01下，所建模型是高度顯著的，說明在總體上所建消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偮暪β誓Ｐ途容^高，可以作為進(jìn)一步定量研究的依據(jù)。
(2)獲得了穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暱偣β始?jí)隨主要結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律。穿孔直徑和穿孔部分長(zhǎng)度對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼曈休^大的影響，穿孔直徑和穿孔部分長(zhǎng)度的減小均有利于穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤慕档?穿孔率和腔體直徑對(duì)穿孔管式消聲單元?dú)饬髟偕肼暤挠绊戄^小。
(3)隨著氣流速度增大，消聲單元?dú)饬髟偕肼曂怀龇逯殿l率有向中高頻移動(dòng)的趨勢(shì)，并且隨氣流速度的增加強(qiáng)度也有所增大，在斯德魯哈爾數(shù)為0.2～0.35的范圍內(nèi)，存在一突出峰值頻率，該突出峰值頻率處的聲能量約占總能量的60%以上。
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