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。     

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。     

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。     

气体冲击喷流噪声的理论与实验研究

为研究高速气体冲击喷流噪声机理和控制途径,对气流冲击挡板的噪声特性进行了实验研究,并对噪声机理进行理论分析。高速气流喷流不同表面材质挡板的噪声实验表明,挡板表面材质弹性模量越小,气流喷注挡板的噪声越小。弹性模量小的材质容易吸收气体能量,降低作用在挡板上脉动力幅值,进而降低了喷流冲击噪声。喷嘴与挡板之间距离对喷流噪声产生显著的影响,距离增大使得喷流总噪声减小,但低频噪声增大.高速气流冲击挡板时,气流冲击挡板产生的湍动能决定了喷流噪声的大小,改变挡板表面物性是降低喷流噪声的一个重要手段。     

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.     

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。     

胶子喷注和夸克喷注性质的蒙特卡洛研究

用蒙特卡洛方法研究了91.2GeV e⁺e^－碰撞产生的3喷注事件.用3个喷注之间的夹角来标识各个喷注,分别计算了3个喷注的能量及能量分布,并在相同能量下计算了3个喷注的多重数,横动量及其分布.通过与能量相同的2喷注事件中单夸克喷注的上述性质的比较,得到了从3喷注事件中挑选胶子喷注和夸克喷注的一种简便方法.这样挑选出来的胶子和夸克喷注在性质上与QCD的理论预言一致,并且胶子和夸克喷注的平均多重数比值的计算结果与实验观测值符合     

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。     

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。     

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。     

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．     

贯流风机内动静干扰发声机理的研究

本文通过实验与数值计算方法,探讨了贯流风机内动静干扰的现象及其诱导的噪声特性.文中给出了贯流风机流场的三维大涡数值计算结果,分析了声源场的特性,指出贯流风机流场具有较强的随机性。分别对直叶轮及斜叶轮气动性能及远场噪声进行实验测量,讨论了两种叶轮的优劣性。使用微压传感器对蜗舌出口处边界层压力脉动进行采集,给出了此处边界层辐射噪声源的相关分析.通过对实验结果分析指出声源脉动的宽频特性是被测风机噪声呈现宽频的主要原因。     

四壁倾斜水池点源低频声场特性的理论计算及实验测量

本文对哈船院柴油机水下排气噪声实验用四壁倾斜水池的低频声场特性进行了理论计算和实验测量。在理论上采用边界无法对水池点源声场进行数值模似，并将计算结果与球面波扩展规律进行比较。利用柴油机水下排气管口体积脉动声辐射作为声源在柴油机排气频率范围内和常用测点区域内对水池进行声场特性测量。这一工作对柴油机水下排气噪声的实验研究和理论预报有一定的指导作用。     

边界层转捩区声辐射的预报方法研究

对Lighthill剪切应力脉动模型和Liepmann位移厚度脉动模型进行了讨论,在此基础上,本文提出利用Krane偶极子声源模型对Liepmann单极子声源模型进行改进。数值计算结果表明:作为偶极子声源的Lighthill理论剪切应力脉动模型,预报的噪声级偏低;而作为单极子声源的Liepmann模型,预报的噪声级又偏高;本文提出的两种改进模型预报的噪声级则与Lauchle实验值的一致性较好。     

多翼离心风机的气动噪声预测

针对目前不同型号的多翼离心风机采用降噪方法的不确定性,提出了一种基于非定常流场的多翼离心风机气动噪声分析方法,不需要直接求解声场却能为多翼离心风机降噪提供有用信息.对风机内部非定常流场进行计算,结合时域和频域方法对流场内静压脉动的强度和频率进行分析,根据声学基本理论,判定主要气动噪声源的位置及噪声类型.用该方法对某多翼离心风机进行计算,实验与理论分析的结果吻合良好.     

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：     

船舶无空泡螺旋桨非定常推力脉动及其诱导线谱噪声分析

对船舶无空泡螺旋桨非定常推力脉动及其诱导的线谱噪声进行了研究,主要目的在于螺旋桨非定常推力脉动理论预报方法的验证。基于速度势面元法计算得到非均匀流场中无空泡螺旋桨的推力脉动,在大型循环水槽中利用非定常动力仪测试得到全附体船后螺旋桨的脉动推力,以脉动推力作为声源项预报得远场线谱噪声。一阶叶频非定常推力系数理论计算值与试验值最大相差29.3%,由此引起的线谱噪声差别为3.0 dB。上述结果表明,面元法预报船后螺旋桨非定常推力脉动已达到较高精度,为船舶螺旋桨低频线谱噪声的预报提供了物理基础和重要参数。      

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…     

应用随机模型方法预测汽车风噪声

采用随机模型方法,对简化汽车头部外形进行风噪声数值模拟.将计算区域分为声源区域和传播区域,在声源区域采用随机模型构造湍流脉动速度场,传播区域通过求解带源项的线化欧拉方程实现声波向外传播得到声场解.同直接模拟方法相比,该方法具有计算量小、计算所需内存少等优点.数值模拟结果与实验数据吻合较好,验证了该方法预测汽车风噪声的可行性,为研究实际汽车外形的风噪声问题打下基础.     

摇摆条件下自然循环系统流量混沌脉动的检验与预测

利用替代数据法检验了摇摆条件下自然循环系统不规则复合型脉动的混沌特性, 并在此基础上进行混沌预测. 关联维数、最大Lyapunov指数等几何不变量计算结果表明不规则复合型脉动具有混沌特性, 但是由于计算结果受实验时间序列长度的限制和噪声的影响, 可能会出现错误的判断结果. 为了避免出现误判, 在提取流量脉动的非线性特征的同时, 需要用替代数据法进一步检验混沌特性是否来自于确定性的非线性系统. 本文用迭代的幅度调节Fourier 算法进行混沌检验, 在此基础上用加权一阶局域法进行混沌脉动的预测. 计算结果表明: 不规则复合型脉动是来自于确定性系统的混沌脉动, 加权一阶局域法对流量脉动进行混沌预测效果较好, 并提出动态预测方法. 关键词： 混沌时间序列 替代数据法 实时预测 两相流动不稳定性