膨胀小孔消声器的流量和噪声特性

本文对膨胀小孔消声器的流量和噪声辐射与气室压力的关系进行了理论计算和实验研究并取得规律,流量和噪声特性都与小孔的总面积和排气管的截面积的比值η有关,存在一临界比值η_c当η<η_c时,气流只在小孔阻塞.当η>η_c时,气流先在排气管口阻塞,然后在小孔处阻塞.消声器的有效面积与排气管截面积的比值随小孔的总面积的增加而逐渐增加,最后饱和达到1,理论计算和实验都得到同一规律.当η很小时,气流在消声器内产生的噪声可以不计,消声器辐射的噪声为各个单孔辐射的总和,指向性图也与单孔喷注者相同.当η甚大时,消声器内膨胀的噪声起作用,消声器辐射噪声的指向性也发生变化.高压时,辐射噪声的声功率为不膨胀时各小孔喷注辐射的声功率的总和,没有膨胀降噪的作用.但如果将消声器内的膨胀噪声消除后,则消声器的辐射声功率降低,降低的值符合本文的理论预期.     

小孔喷注消声器在宇航设备上的应用

宇航设备中的供氧排气系统在排气过程中产生了很高的喷注噪声,小孔喷注消声器是控制喷注噪声的有效措施。以喷注噪声理论为基础,利用小孔喷注消声器设计方法,为宇航设备供氧排气系统喷口设计小孔喷注消声器。设计中通过限制孔间距要求,降低孔径,实现了小孔喷注消声器的高降噪效果。加工消声器并测试,降噪效果理想。喷注噪声的计算和实测结果对比显示,两者吻合良好,误差在2 dB(A)左右,但驻压比为4时,计算结果与实测结果相差较大,分析原因是喷口后附加喇叭口结构对喷注噪声中的冲击噪声产生了影响,而经典计算公式并未考虑此种情况。小孔喷注消声器在宇航设备供氧排气系统中应用的可行性和小孔喷注消声器设计方法的可靠性得到了验证。     

喷口上游扰动对喷注噪声的影响及其抑制

本文研究了喷口上游气流受到扰动后对喷注噪声产生的影响。通过实验证明这种影响主要是上游湍流噪声辐射到喷口外部而产生的,并且观察到上下游之间存在微弱的非线性相互作用。在这个基础上进一步考察了小孔消声器对上游噪声的抑制作用,提出小孔消声器对这一部分噪声消声量的经验公式。     

高压阻塞喷注的湍流噪声

过去曾求得驻点压力(表压)在0.01到10大气压适用的喷注噪声的压力关系。现在将实验扩展到100大气压过热水蒸汽,发现低压时的关系仍然适用,不过由于喷注气体不同,此时多一个附加项20log(M_0/M),M_0和M分别是空气和喷注气体的分子量;喷注温度则几乎无影响。于是,在与喷注方向垂直,距离喷口1米处的A声级就成为     

阻塞喷注冲击噪声的离散谱特性

本文研究了中φ20mm收缩喷口、压力比在2.05至3.95之间的阻塞喷注冲击噪声的频谱特性,离散频谱的基频频率与压力比的关系和离散频谱的远场指向性;提出了通过测定离散频谱的远场指向性来确定冲击波第一气室到喷口的距离S和涡旋运行速度V_c与喷注速度V_J的比值N的方法。并求得,N=0.49—0.74(平均为0.61)。     

多孔材料的出流和多孔扩散消声理论

多孔扩散消声器是七十年代发展起来的一种新型消声器。它具有体积小、结构简单和较大的减噪本领。目前这种消声器已在国外推广使用,但缺乏理论。本文详细讨论了气流通过多孔材料由于摩擦所产生的压降,提出对多孔材料的阻塞出流可以用材料的有效通道面积和驻点压降来描述。还研究了多孔扩散消声器的原理,认为扩散消声器的噪声能量由两部分组成:一部分是大量小孔喷注所发的噪声;另一部分是小孔喷注汇合成为面积较大速度较低的扩散喷注产生的噪声。在一般情况下,后者是主要的。混合后的噪声可由混合后所形成的喷注中的气流驻点压力(或气流速度)来确定。文中对此做了系统的计算,并列举出多种扩散消声器。根据这些计算,便可以设计满足实用的各种扩散消声器。 关键词：     

有翼阻塞喷注

冲击伴随噪声是阻塞喷注噪声的重要成分。通常认为它是由阻塞喷注中的大尺度湍流结构和冲击气室的相互作用所产生的,理论分析和有关的实验指出,在圆形喷口处加置翼片,将同时影响阻塞喷注中的冲击气室和大尺度湍流结构;有效地降低冲击伴随噪声。     

障筒吸收消声器

根据轴对称气体喷注中噪声源主要位于喷口附近,且随X/D的增加噪声源的强度连续下降的理论分析,提出障筒吸收消声器;并且进行了系统的实验研究。障筒吸收消声器主要降低喷注噪声中频率高于1kHz的成分。消声器前端长度选取25D较为合适,障筒吸收消声器不仅适用于排气喷注,同时也适用于工作喷注。     

湍流喷注噪声定律的发展

本文对流体动力噪声的Lighthill理论进行了讨论,并导出与其U~8定律等值的压力定律,即噪声总功率为 W=8KD~2((P_1-P_0)~4/(ρ_0c_0P_1~2)) K即Lighthill常数,D喷口直径,P_1和 P_0分别为气室和大气压力。这个式子适用于低压冷空气喷注。进一步推广,求得高压阻塞喷注的湍流噪声、温度不同、喷注媒质不同也都适用的定律,以90°方向、距离1米处的声压级表示(dB,0dB=20μPa),得 L=80 10log((R-1)~4/(R~2-R 0.5)) 20log(TM_0/T_0M) 20logd其中,R=P/P_0,d=直径(mm),T,M为工作媒质的温度和分子量而T_0,M_O为室温及空气分子量。压力定律完全符合实验结果,它更便于在实际中应用。过去作者等提出的经验公式非常接近理论公式。     

脉动喷注噪声与稳态喷注噪声的关系

在假设气流脉动基本不影响湍流性质的基础上,求得了脉动喷注噪声的声压级公式(90°方向,1m远)。稳态喷注噪声的声压级,相当于脉动频率为零的特例,从而将脉动喷注噪声和稳态喷注噪声统一了起来,实验结果与理论符合。     

微穿孔板和小孔喷注——马大猷教授对声学的特殊贡献

微穿孔板吸声体是马大猷教授提出的一项特殊的设计技术,自上世纪80年代以来被广泛地应用在音质处理和噪声控制中。微穿孔板吸声体是一种无纤维的宽带吸声材料,它不仅能够应用在传统的建筑声学和噪声控制等领域中,更有意义的是它适用于高温、高速气流、高洁净、需要透明采光等一些极端条件下。当微穿孔板后面有一定的空腔时,它可以在低频的几个频程内具有很高的吸声系数。在喷注噪声控制理论方面,马教授根据小孔喷注噪声与其压力和直径的关系,根据人的听觉生理和心理特性,提出了在气流或者蒸汽出口的颈部处设计合适的小孔结构,可以大大减少气流噪声对人的干扰作用可听声频段内的声辐射,降噪量一般来说可以达到20~60 dBA的降噪量。这就是小孔喷注理论。本文回顾了马大猷教授在他学术生涯第二个春天里结出的这两颗硕果——微穿孔板和小孔喷注,关于微穿孔板在声场和声源噪声控制中的声学特性理论,主要回顾和讨论了微穿孔板结构的研究进展及其在噪声控制中的实际应用,以及小孔喷注噪声的主要能量转移到超声波频段内的物理概念,这一概念对现代喷注噪声控制的发展依然具有重要意义。      

阻塞喷注的冲击噪声

冲击噪声是阻塞喷注噪声的重要部份。我们对它的声场和频谱作了详细的实验测量,由于采用外差分析技术,冲击噪声的离散谱和宽带谱可同时记录。实验表明,声场和频谱与驻压比的关系很复杂,但在与喷注垂直的方向上,距喷口1米处的总声压级,如驻压比在3到8.5之间,约为97+20logd分贝,基本不受驻压变化的影响,其中d是喷口直径,以毫米计。进一步又给出了全部驻压比范围内的总声压级的表达式。宽带谱在驻压比为2.5到7之间,离散谱在5到7之间最突出,驻压比小于2或大于8.5,阻塞喷注噪声则主要是湍流噪声。本文还给出了计算离散谱频率和宽带谱峰频的新公式;对实验中观察到的离散谱的非谐频成份,也作了解释。在喷注上游方向,观察到阻塞喷注噪声频谱具有一个或几个凹陷部份,表明在这些频率范围存在干涉现象,可能是湍流噪声与宽带冲击噪声之间的干涉现象,文中说明了这种干涉的可能性。     

湍流喷注噪声的压力关系

自五十年代以来,对亚声速及超声速喷注噪声有大量的研究工作,但对阻塞喷注的湍流噪声研究甚少。作者曾于文献[1]中提出阻塞喷注湍流噪声的压力关系。本文是以前工作的继续,作者发现只要将文献[1]中所提出的关系式略加修改,适用范围便可以延至亚声速喷注。并得到湍流喷注噪声的发生机理。根据这个关系,可以推论喷注中的湍流噪声,无论是阻塞或非阻塞,来源都是湍流脉动的四极子源,只是在阻塞喷注中湍流速度继续随驻点压力增加,虽然气流的平均速度不再改变。作者还提出了湍流速度变化的规律,它的合理性及导出的噪声公式为实验结果所证明。     

直径膨胀管消声器特性的实验研究

本文从实验上研究了直径膨胀管消声器的特性,得到一些有用的规律:1.消声器的压力选择性较强,只在一定的压力范围内有效,当(P_0/P_1,v)/(d_A~2/d_S~2)(?)0.81时,可获得最大降噪效果;2.消声器还有膨胀比选择性,d_s/d_A必须在1.5—2.5之间;3.膨胀管的长度对在有用压力范围内消声器的特性基本无影响;4.有用压力范围内膨胀管的出流噪声,可用湍流噪声压力关系公式,加上膨胀比修正而求得。文中最后提出了两个需要进一步研究的有趣现象。     

磁性液体静音水泵的实验研究

针对常规水泵振动和噪声较大的现状,设计了利用磁性液体场致软磁特性解决机械振动和噪声的磁性液体静音水泵,通过实验测量得出机械效率与磁性液体的磁饱和强度成正比,采用GBT 13802-1992工程机械辐射噪声测量的通用方法测量出磁性液体静音水泵工作时的噪声声级为25.0dB,与普通离心泵相比降低了44.8dB.     

弹簧振子振动的探讨

对于弹簧振子的振动,通常只讨论其纵向振动,横向振动由于其恢复力与位移不成正比,不是简谐振动,并且难以求得其振动规律的解析解.通过数值计算的方法可以得到在玩具弹簧和小振动条件下,横向振动的规律.     

基于改进声线跟踪法的室内交通噪声动态模拟

对碰撞点的有效性判断是传统声线跟踪法的一个重要步骤,在计算复杂的室内空间问题时计算量较大,为解决这一问题采用了一种与空间剖分相结合的改进的声线跟踪法。将该方法与微观交通流仿真和车辆噪声排放模型进行结合,实现了道路交通噪声透过窗户在多连通室内空间传播的动态模拟。最后采用该方法对相同道路和交通流条件下不同建筑朝向的4种布局室内噪声进行动态模拟。分析了室内交通噪声的大小和分布与建筑物布局、窗户的朝向、窗户的形式和面积等因数之间的关系。结果表明:窗户正对道路的房间比窗户侧对道路的房间噪声高4～6 d B(A),房间内等效声级与窗户面积的对数成正比关系。     

矩形喷口欠膨胀超声速射流对撞的实验研究

在不同喷口间距和射流压力下开展了矩形喷口欠膨胀超声速射流对撞实验并与自由射流进行了对比. 实验表明:超声速射流对撞的辐射噪声中存在四种不同的啸音模式, 且随喷口距离和射流压力的变化在不同模式间切换. 在射流压力大于0.5 MPa且喷口间距小于50 mm时, 射流对撞面在两个喷口外形成两道正激波之间, 啸音基频维持在3 kHz左右. 随喷口间距的增大或射流压力的降低, 射流对撞面在一侧喷口外的弓形激波与另一侧喷口外的正激波之间. 对撞面也有可能出现在两个弓形激波之间, 对应的啸音基频约为9 kHz, 但容易受扰动而回到喷口一侧或是在喷口之间大幅度振荡. 当射流压力小于0.36 MPa且喷口间距大于70 mm后, 对撞面在两个喷口之间大幅度振荡, 产生基频在1 kHz左右并随射流压力的降低和喷口间距的增大而降低的啸音. 关键词： 超声速射流 啸音 射流对撞 激波     

尾管中强脉动排气噪声辐射的特征线解

本文应用特征线法，对尾管中的强脉动流的传播问题进行了理论计算．尾管的强脉动排气，在流压超过临界值的情况下，在开口端处的流动将会阻塞，此时应取马赫数等于１代替流压等于大气压作为该处的边界条件．对于强脉动气流，流动的诸参数的起伏量可大于它们各自的时均值，本文将开口端向外的排气气流比作简源，令简源强度与排气气体的体积速度成正比，同时计及湍流噪声的贡献，这样得到的结果与实验可相比较．最后还计算了管长为一定时的噪声辐射与气室压力的关系，气压为一定时的噪声辐射和质量流通量与尾管长度的关系，以及不同气压下噪声辐射与尾管长度的关系，为指导气动声源和往复式发动机尾管的设计提供了计算方法．     

调制气流声源的原理

利用气流调制以产生声音是一个比较有效的方法。人的发声器官、旋笛、电动气流扬声器以及一般哨子等都是根据这个原理。气流声源的特点是效率高,功率可以很大,有实用价值。关于气流声源的发声原理,过去已有一些讨论,但有的是过分简化,有的比较细致,但又过于繁复,不便计算。本文从气体动力学的基本原理出发,求得气流声源的气流-压力特性,并用图解法求得在给定气室压力和气流喷口面积比的条件下声辐射特性的方法,考虑到气流声源的气流特性和辐射关系都是非线性的,但是辐射声功率主要由基频决定,从而用近似理论求得了声功率、气流产额和气流效率的简单表达式,和严格理论的结果相比,误差不到1分贝。文中把结果画成图表以便计算,并讨论了最佳设计的问题。