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。     

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.     

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）。     

阻塞阀门喷注中的冲击伴随噪声

冲击伴随噪声是阻塞阀门噪声的重要成分。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。分析表明,对于确定的管道系统和阀门上游驻压,存在一个确定的阀门开启位置。这时阻塞阀门喷注的冲击伴随噪声最强。     

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。     

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。     

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.     

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。     

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。     

基于波束形成缩放声强的声源局部声功率计算

基于波束形成法识别噪声源时,为计算主要噪声源的辐射声功率,给出了基于平面波模型的声强缩放方法,模拟计算了单极子点声源局部声功率的计算误差,结果显示:当阵列平面与声源计算平面间距离等于阵列直径时,基于波束形成缩放声强计算的声功率误差仅略高于0.1 dB。为克服旁瓣干扰,给出了具有一定动态范围的声源计算平面积分法,模拟计算了单极子点声源的局部声功率,结果表明:该积分法的计算值与主瓣区域积分法的计算值近似相等,均约等于理论声功率。进一步,波束形成法与声强法的对比算例试验验证了基于波束形成缩放声强计算声源局部声功率方法的有效性。     

各向同性矩形薄板的大振幅振动及其辐射声功率计算

采用有限元和模态叠加理论分析了固支及简支各向同性矩形薄板在集中简谐力作用下的大振幅振动,得出了薄板表面的法向振速分布,并采用声辐射模态法计算了薄板的辐射声功率.首先采用有限元理论推导了基于yon Karman几何非线性应变-位移关系的薄板非线性有限元运动方程,然后通过有限元模态约简法(finite element mo...     

波叠加法在结构辐射声功率计算中的应用

描述了用波叠加法来计算任意形状辐射体的辐射声功率的方法。该方法在给定辐射体表面的振动速度后就可求解辐射源的强度,进而求解辐射体表面声功率。文中以脉动球源的辐射问题为列,讨论了波叠加法在应用过程中对单元、节点数目以及单元形状的敏感性。通过将该方法计算结果与解析结果进行对比表明,运用此方法在保证较高精度的前提下能明显减少计算所需的单元节点数,从而节省时间提高计算效率。     

利用起伏界面改善非消声水池中的声功率测量

针对非消声水池的声学测量应用,提出了一种在界面起伏的非消声水池中测量水下声源辐射声功率的方法。基于数值方法分析了在非消声水池中利用起伏界面改善低频声源辐射声功率测量的可行性,进一步在一个尺寸为1.2 m×1.0 m×0.8 m的非消声水池中开展实验研究,测量了水声换能器的辐射声功率。实验表明,相对于界面静止的水池,利用造波装置生成随机起伏界面后,声场扩散性明显改善:(1)水池的Schroeder频率从10015 Hz降低到8370 Hz,辐射声功率的测量范围向低频扩展;(2)结合空间平均技术测得的频响曲线起伏程度减小,与自由场值更接近,辐射声功率的测量结果更为准确。所提方法有助于提高非消声水池中水下目标声学特性的测量能力。     

夸克喷注和胶子喷注硬度特性的研究

用蒙特卡洛模拟方法研究了Z⁰强子衰变中的三喷注事件.用b标记方法辨别,得到夸克喷注和胶子喷注.定义了一个新的物理量—硬度.分别计算了发射了胶子的夸克喷注和胶子喷注的硬度分布.通过胶子和夸克喷注的平均多重数和平均横动量对硬度的依赖性以及他们的多重数和横动量在相同硬度区间内的分布情况的计算与比较,发现夸克喷注和胶子喷注的硬度特性有显著的差别.夸克喷注的特性几乎与硬度无关,而胶子喷注的特性与硬度之间存在较强的关联.当Hd>10GeV时,胶子喷注的平均多重数和平均横动量都明显地大于夸克喷注的平均多重数和平均横动量;而当H_d<6GeV时,结果正好相反.这表明,只是对于较硬的胶子,胶子喷注比夸克喷注“胖”的结论才能成立.     

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     

高灵敏度的光声功率监测器

本文描述了一种以光声效应为基础的新型激光功率监测器,其光谱响应范围可从紫外到红外区.在可见光波段,监测器的响应率为26μV/μW,最小可探测功率达0.2μW,线性响应范围大于四个数量级.     

夸克喷注与胶子喷注角分布特性的研究

用蒙特卡洛模拟Jetset 7.4产生质心能量为91.2GeV的正负电子对撞事件. 在引入喷注的圆锥角后, 对不同味的夸克喷注和由不同味夸克发射的胶子产生的喷注的角分布特性进行了仔细研究. 结果发现, 在相同的能量下, 胶子喷注的角分布范围比夸克喷注的角分布范围要明显宽一些. 在带电粒子数、横动量相同的条件下, 胶子喷注的平均圆锥角比夸克喷注的平均圆锥角大很多. 喷注的平均圆锥角随带电多重数以及喷注的横动量的分布都呈线性正关联. 由不同味的夸克发射的胶子产生的喷注的圆锥角分布特性相同；而不同味的夸克喷注的圆锥角分布存在明显的差异.