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。     

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）。     

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（M₀/M）,M₀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${L_A} = 80 + 20\\log \\frac{D}{{{D_0}}} + 20\\log \\frac{{{M_0}}}{M} + 10\\log \\frac{{{{(P - {P_0})}^4}}}{{{P_0}^2{{(P - 0.5{P_0})}^2}}} + 10\\log \\left[ {\\frac{2}{\\pi }\\left( {{{\\tan }^{ - 1}}{x_A} - \\frac{{{x_A}}}{{1 + {x_A}^2}}} \\right)} \\right]$式中D为喷口直径(mm),D₀为1mm, P和 P₀分别为喷注驻压和环境大气绝对压力,在阻塞时x_A=0.165D/D₀实验证明在较大的温度和压力范围,噪声频谱无甚差别。管道内的扰动可使噪声级提高1-6dBA,对此本文作了理论分析。低压时使 用的小孔消声器在高压下仍然有效,但应注意其特有的关系.     

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。     

非阻塞喷注噪声的A计权声功率的计算

喷注噪声的频谱是相似的。同一种介质的非阻塞喷注噪声的声功率谱随喷注直径的减小或喷注速度的增加而向高频移动,因而喷注噪声A计权声功率与喷注直径和喷注速度都有关系。本文使用-A声功率的连续计权函数和非阻塞喷注噪声的经验声功率谱函数计算了喷注噪声的A计权声功率与总声功率比值随喷注马赫数的增加而减小的关系。这个关系也可以用于估算因频谱的移动多喷口所获得的噪声降低。     

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。     

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。     

恒压源脉动喷注噪声特性

本文在定常喷注噪声理论的基础上,对脉动喷注噪声进行了理论和实验研究,结果证明,对低频脉动喷注,其噪声可表示为互不相干的简源噪声和湍流噪声的叠加.对一台恒压脉动喷注模型作分析后得到的计算公式,可具体计算脉动喷注噪声的总噪声级和频谱,计算结果与实验数据相符合.     

低速气流管道中的阀门噪声

本文将流体力学的基本原理和Lighthill的四极子源理论结合起来用于低速气流管道中的阀门噪声的研究,即把阀门流等效于存在约束边界时的喷注来进行研究。本文导出了低速气流管道阀门下游的平均流速分布,脉冲速度分布和Lighthill四极子源的分布;进而利用数值计算方法对阀门噪声声源的分布规律进行了深入的研究。研究表明,声源强度在径向随r值的增加而逐渐增强,达到峰值后迅速下降,峰值位置在混合层附近;声源强度在轴向随X值的增加而迅速下降,下降速度与面积扩张比K²(K²=S_管道/S_阀门)有关,扩张比越大,下降速度越慢。
实验研究不仅验证了上述理论分析的结论;并且再次证明,当扩张比保持不变时,利用众多小孔代替单个阀门孔是控制阀门噪声的一种有效途径。     

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。     

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U⁸定律等值的压力定律,即噪声总功率为
$W = 8KD^2 \\frac{{(P _1 - P_0)^4}}{{\\rho 0c0P_1^2}}$
K即Lighthill常数,D喷口直径,P₁和P₀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 + 10\\log $ \\frac{{(R - 1)^4}}{{R^2 - R + 0.5}}$+ 20\\log $\\frac{{TM_0}}{{T_0M}} + 20\\log d$
其中,R=P/P₀,d=直径（mm）,T,M为工作媒质的温度和分子量而T₀,M₀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。     

喷注湍流噪声及扩散消声器

本篇报告的内容是我们从1974年以来所做的工作.主要介绍有关喷注噪声及其控制方面的紧密与实际相结合的基础理论研究工作.在整个工作中我们深深体会到,从广泛实践中抽象出来的基础理论研究的重要性及其对实践的指导作用. 一、喷注的湍流噪声[1] 随着工业的发展,气流喷注的出现更为频繁.一般,气流喷注产生很强的噪声对人的干扰极大.研究气流噪声的规律及寻求降低气流噪声的方法一直是一个重要的课题.四十年代由于喷气飞机的出现,推动了喷注噪声的研究,M.J.Lishthill在五十年代初从理论上推导出速度八次方定律,为愤庄噪声研究工作的先驱[2,3…     

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。     

阀门气动噪声的振声转化计算方法

采用振动与噪声转化的方法计算气体流经阀门产生的管内气动噪声。通过推导管壁振动与管内噪声的计算公式,建立了管壁振动加速度级与管内噪声级之间的转换损失数理模型,并在低频区域,通过修正的频率因子,扩展了转换损失适用的频率范围,实现了通过阀门管内气动噪声的无损伤预测。利用实验对计算模型和方法进行了验证,结果表明,预测总声级的最大误差为0.98%,在整个频域内大约有69.3%⁷8.3%的数据预测误差在±5 dB以内,因而具有较高的精度,为阀门气动噪声的计算和分析提供了新的方法。     

基于伴随格林函数法射流噪声的研究

本文采用声类比法探讨了射流中小尺度湍流远场噪声特性.此声类比理论基于线化欧拉方程及声源互易原理,建立了关联声源和远场声压的伴随格林函数,适于声波折射现象及小尺度湍流噪声计算.声场的边界采用完全匹配层边界条件,有效地避免了声波产生数值反射.为减小频散及耗散误差,时空导数均采用高阶预测-校正格式离散控制方程.计算结果与前人的实验相一致.     

周期性冲击射流噪声特性数值研究

基于大涡模拟与声类比的方法对射流速度做周期性变化的平板冲击射流的噪声特性进行了数值研究。采用正弦、三角、锯齿和矩形4种典型的周期性波形,周期变化频率的范围是5～40 Hz,以不同监测点位置下的等效连续声压级为噪声大小的评价指标,研究了波形变化和周期频率变化对周期性冲击射流噪声特性的影响。结果表明:周期性冲击射流噪声大于稳态冲击射流噪声。矩形射流的冲击噪声最大,噪声分布波动剧烈,噪声频谱呈现高频特性,其他三种波形噪声分布较为均匀,噪声频谱呈现宽频特性。周期性冲击射流噪声随着周期变化频率的增加而增大。周期变化频率的改变对矩形波形频谱特性影响较小,对于其他三种波形的频谱特性影响较大。     

轴对称充分扩展喷注中的声源分布

本文根据流体力学的基本原理和Lighthill四极子源的理论,导出轴对称喷注中声源分布的有关公式。并且,对轴对称充分扩展喷注和共轴喷注分别进行了相应的数值计算。同时,根据数值计算的结果,估算了Lighthill八次方定律中的比例系数。理论讨论与相应的实验吻合极好。     

HERA分解光子过程中的双喷注产生

在次领头级(NLO)近似下计算了HERA分解光子过程中的双喷注截面.结果表明:在分解光子过程中,NLO修正量(当不变质量大于20GeV时)约为LO的0.5到1.这一结果可解释ZEUS的数据分析结果:“LOQCD理论值比实验值低1.5到2个因子.”当双喷注不变质量M_JJ<30GeV=,快度y_JJ<—1时,光子的胶子分布决定了双喷注截面.利用这一特点可测量光子的胶子分布.当双喷注不变质量较大时(例如:M_JJ>30GeV),-1JJ<0时,光子的夸克分布决定了双喷注截面,利用这一特点可测量光子的夸克分布.     

海面动态波动引起的船舶辐射噪声线谱伴随调制特性

针对海上实验发现的船舶辐射噪声载波线谱两侧对称出现伴随线谱现象,建立了基于抛物方程近似理论的动态起伏海面条件下连续波信号传播预报模型,揭示了海面风速、收发距离、声源深度等因素对伴随调制线谱频率间隔和强度的影响规律。数值仿真结果表明,伴随调制线谱与其载波线谱的频率间隔由具有稳定频率的海面涌浪决定;伴随调制线谱强度随海面风速增大而增大;不同收发距离和声源深度等条件下伴随调制线谱强度随距离的变化趋势与其载波线谱强度基本一致,近水面（平均深度3 m以内）声源上移和下移伴随调制线谱能量大致相当,比载波线谱能量低约10 dB;除了载波传播损失大的深度外,非近水面声源上移和下移伴随调制线谱强度能量相差较大,比载波线谱能量整体上低约20 dB以上。对海上实测水面船辐射噪声数据进行长时间窗时频分析表明,上移和下移频率伴随调制线谱与载波线谱的间隔为0.1 Hz左右,伴随调制线谱强度与载波线谱强度相差约10 dB,与仿真分析结果一致。海面动态波动引起的船舶辐射噪声线谱伴随调制特性对水中目标特征识别等具有重要价值。