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。     

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：     

轴对称阻塞喷注中的声源分布

本文讨论了轴对称阻塞喷注中的湍流混合噪声源的分布。分析表明,在阻塞喷注中,声源的分布十分复杂。 同时,本文讨论了阻塞喷注中湍流噪声与压力的关系;定量地分析了阻塞喷注中压力梯度对源强度和湍流噪声的影响。     

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。     

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.     

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     

小孔消璔器的流量和噪声特性

本文对小孔消声器的流量流阻和噪声辐射与气室压力和小孔设计的关系进行了实验研究,并取得了规律。当气流的阻塞出现在小孔时,如小孔数不大,流量和噪声能量都与小孔数或其总面积成正比,反压力甚小,只在0.1大气压力上下。经过每个小孔的流量与气室压力(驻压)成正比,但有效面积只约为实际面积的60％,小孔总面积超过喷口面积的1.5倍后,流量逐渐饱和,最后达到喷口的流量。每个小孔产生的噪声则符合一般喷注噪声的规律。根据单个小孔噪声的指向性,可求得通过孔轴的表面上的平均噪声级,这个值应与管周开孔的小孔消声器在周围产生的噪声一致,实验证实了此点。因而求得一种方法,由与喷注垂直方向的噪声级可导出小孔消声器周围的噪声级,从而得到小孔消声器消声量的修正值,小孔间距对消声量的影响文中也作了进一步的分析。     

基于低频吸声超构材料的复合消声器研究*

针对管道内低频噪声难以抑制的问题，本文基于亥姆霍兹共振腔（HR）阵列吸声板和穿孔管消声器组合，设计了一种复合式宽带消声器。首先利用有限元法仿真分析传统穿孔管消声器，发现中低频消声能力较差，通过嵌入HR阵列吸声板吸收中低频噪声。采用仿真与实验的方式研究吸声板的声学性能：在400-1000 Hz频段内的平均吸声系数达到了0.88。然后对复合式消声器进行数值模拟及3D打印阻抗管实验测试对比：复合式消声器在400-1718Hz频率范围内的平均传递损失为18.15 dB ，最终实现了管道内全频带噪声有效控制。     

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。     

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。      

不同声强宽带噪声激励下结构参数对穿孔板消声器吸声特性影响的实验研究

高声压级激励下,由于非线性效应的存在,穿孔板消声器的吸声特性将发生改变,而改变量的大小与穿孔板的结构参数(穿孔率,孔径,板厚)密切相关。本文设计搭建了实验平台来研究结构参数的变化对穿孔板消声器的吸声特性的影响。根据实验结果发现:随着声压级的升高,由于穿孔板结构的非线性加剧,其声阻抗将发生变化,导致穿孔板消声器的吸收峰值降低,但吸收频带却拓宽了;在穿孔率一定的情况下,孔径越小的穿孔板消声器更适合低声压级环境工作;在孔径一定的情况下,穿孔率越低的穿孔板消声器也更适合低声压级环境工作。     

矩形消声管道中存在气流时的声衰减

管道消声器是控制噪声沿管道传播的主要手段,随着消声器的使用日益广泛,人们对消声管道中声衰减规律的研究也越来越深入.消声管道通常用吸声材料层衬贴在管道内壁或装置在中间把管道分割成多格相互并联的通道.对于常用的片式消声器和蜂窝式消声器,通道截面一般为矩形.在早期的研究工作中,管道中的声传播规律大都根据一维近似理论得出,其声衰减系数与壁面的吸声系数相联系,目前在噪声控制中,消声器的设计公式往往仍因袭它的结果.实际上,一维理论有较大的局限性,当壁面吸声系数较高或截面几何尺寸与波长相接近时,它并不适用.     

绿色荧光粉NaCaPO_4∶Tb~(3 )的制备与发光特性

采用高温固相法合成了适用于UVLED芯片激发的NaCaPO4∶Tb3 绿色荧光粉并对其发光性质进行了研究。该荧光粉的发射峰位于418,440,492,545,586,622nm,分别对应Tb3 的5D3→7F5、5D3→7F4、5D4→7F6、5D4→7F5、5D4→7F4、5D4→7F3能级跃迁。其中位于492,545nm的发射峰最强,样品发射很好的绿光。主要激发峰位于380~400nm之间,属于4f→4f电子跃迁吸收,与UVLED芯片的发射相匹配。考察了Tb3 掺杂浓度和Li ,Na 和K 作为电荷补偿剂对样品发光性能的影响:Tb3 的最佳掺杂浓度为10%,以Li 的补偿效果最好。NaCaPO4∶Tb3 是一种适用于白光LED的绿色荧光材料。     

化学激光器燃烧室两步反应法的实验研究

 在环柱型增益发生器实验系统燃烧室的设计中,将主稀释剂He从两个不同的区域注入燃烧室,其中一部分与D2预混以后通过D2喷注孔注入,另一部分通过主喷管叶片后端的后向喷注孔注入。讨论了不同区域的主稀释剂流量的变化对激光器特性的影响。实验结果表明：后He流量改变时,激光器的功率变化及点火稳定性等明显优于前He流量改变的情况。若要增加主稀释剂比例,应优先考虑调整后He。     

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。     

间歇性排气噪声源的特性及消声器结构的研究

排气噪声可分为稳定排气噪声，周期性排气噪声和间歇性排气噪声，通过对锻压机离合器与制动器的排气噪声源的特性研究，指出间歇性气噪声是由管道噪声，阀门噪声和喷口噪声所组成，首次指出了间歇性排气噪声存在单极子噪声及爆炸声。通过理论计算及试验建立了一种有效的滤波了噪消声器结构。     

轴对称抗性消声器的有限元分析

扩张室消声器结构简单,因此在噪声控制工程中得到广泛的应用。近年来异形插管消声器更得到重视。但是用经典的一维平面波理论来估计它的消声特性或指导设计都很困难。本文采用有限元方法,求出它的声场分布和消声特性,为设计此类消声器提供了理论基础和新方法。文中以简单扩张室消声器为例,证实有限元方法计算值与经典的一维平面波理论值在低频范围内能很好的符合。在较高频率的范围,一维理论方法要受到限制,而有限元方法仍然适用,并能估计出消声器中的二维效应。对于异形插管消声器,则只能用有限元方法求其消声特性。本文着重介绍具有轴对称和自然边界条件波动方程的有限元方法。     

微机在有源消声中的应用

本文讨论将微机技术引入单源有源消声器。微机控制其可变参数,使消声系统能对噪声源进行自动跟踪。其参数在一定范围内随着消声情况的变化而变化,始终保持最佳的消声效果。对线状谱噪声可将其剩余噪声控制在本底噪声或比本底噪声稍高一点的范围内(～3dB)。跟踪速度较快,最佳消声状态的稳定性也较好。     

Tm:Y2SIO5晶体的生长和光谱性质研究

采用中频感应提拉法生长了高质量的Tm:Y2SiO5(Tm:YSO)晶体,测定了晶体的晶格常数和分凝系数.运用劳厄照相法确定了单斜晶系Tm:YSO晶体的三个偏振轴(010),D1和D2,在室温下测量了三个偏振轴方向的吸收光谱、荧光光谱和荧光寿命,计算了晶体吸收峰的吸收线宽和吸收截面.研究发现,相对于其他两个偏振轴方向,D1方向在790 nm处出现较强的吸收峰,同时在2μm附近出现了一定强度的发射峰,D1方向的吸收截面较大,荧光寿命较长.Tm:YSO晶体适用于AIGaAs二极管抽运固体激光器.在2μm波段固体激光器的应用上将有很大的发展潜力.     

阵列式阻性消声器传递损失计算模型*

针对气流通道彼此独立且截面尺寸较小的直管式阻性消声器,Belov基于声波导管理论推导了其消声量计算公式,该公式不适用于气流通道彼此连通且截面尺寸较大的阵列式阻性消声器。为此,本研究提出了一种阵列式消声器消声量计算方法。将阵列式消声器划分为周期性排列的消声单元,每个消声单元包含1个吸声柱。分别参照扩张式消声器和直管阻性消声器计算消声单元的抗性部分（进、出口气流通道截面突变处）和阻性部分消声量的理论值TL1和TL2。在此基础上,采用有限元法仿真得到消声器消声量仿真值TLs,基于阻性部分消声量仿真值和理论值的比值(TLs-TL1)/TL2,拟合确定各倍频带阻性消声量修正函数Nf,即修正后的消声量理论值计算模型为TLt''=TL1+TL2·Nf。作为算例,建立了多孔吸声材料流阻率为11425 Pa·s/m2时适用于不同结构尺寸的阵列式消声器消声量计算模型。实测结果验证表明,各倍频带修正后的消声量理论值与实测值绝对误差均小于3 dB。当吸声材料的流阻率与算例中取值相差较大时,消声量计算模型需参照本研究所述方法另行建立。