劉海濤

(華東交通大學(xué) 機(jī)電與車輛工程學(xué)院， 南昌 330013)

目前，抗性消聲器是車輛進(jìn)排氣系統(tǒng)以及通風(fēng)系統(tǒng)中常用來(lái)控制噪聲的主要結(jié)構(gòu)形式，而膨脹腔是抗性消聲器中最基本的結(jié)構(gòu)單元。膨脹腔通過(guò)入口和出口兩處的截面突變結(jié)構(gòu)造成阻抗失配，達(dá)到消除特定頻段的噪聲的目的[1]。國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)膨脹腔的聲學(xué)性能展開(kāi)研究。如Chang等[2-4]學(xué)者采用數(shù)值方法和解析方法分析簡(jiǎn)單膨脹腔的聲學(xué)特性，并對(duì)各種方法的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。Xiang等[5-7]對(duì)多膨脹腔組合結(jié)構(gòu)的消聲性能進(jìn)行分析，并對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，提升性能。康鐘緒等[8]采用一維修正方法提升膨脹腔傳遞損失計(jì)算精度。方智等[9-10]通過(guò)數(shù)值仿真和實(shí)驗(yàn)研究插管結(jié)構(gòu)和進(jìn)出口位置等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)膨脹腔消聲性能的影響。但這些研究主要針對(duì)膨脹腔作為消聲單元的性能分析。當(dāng)膨脹腔內(nèi)部有氣流通過(guò)時(shí)會(huì)產(chǎn)生氣流再生噪聲，消聲器會(huì)轉(zhuǎn)變成為發(fā)聲器，而且氣流再生噪聲會(huì)隨著流速增高以幾何級(jí)數(shù)增加，并成為消聲結(jié)構(gòu)中主要噪聲源之一。

國(guó)外學(xué)者在膨脹腔氣流再生噪聲領(lǐng)域展開(kāi)了大量研究。Davies等[11-12]采用相關(guān)聲能量流分析方法，分析膨脹腔內(nèi)部的氣流再生噪聲源位置分布和頻率特征，以及與腔體幾何形狀之間的關(guān)系。Taskashi等[13-14]通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試以及信號(hào)相關(guān)分析方法，獲取了膨脹腔內(nèi)氣流再生噪聲特征以及噪聲源位置。Desantes等[15-16]采用數(shù)值模擬方法分析膨脹腔內(nèi)的氣流再生噪聲的特性，并輔助實(shí)驗(yàn)測(cè)量進(jìn)行驗(yàn)證。國(guó)內(nèi)學(xué)者也對(duì)膨脹腔的氣流再生噪聲進(jìn)行了相關(guān)研究。吳大轉(zhuǎn)等[17]采用流體數(shù)值仿真和實(shí)驗(yàn)測(cè)試，對(duì)抗式消聲器的氣流再生噪聲與流速的變化規(guī)律進(jìn)行了討論。高小新等[18]對(duì)從聲源類型的角度對(duì)簡(jiǎn)單膨脹腔內(nèi)的氣流再生噪聲進(jìn)行分析。以上研究多針對(duì)膨脹腔內(nèi)氣流噪聲源的特征、分布以及影響因素進(jìn)行分析，但少有學(xué)者從膨脹腔氣流再生噪聲的產(chǎn)生機(jī)理及過(guò)程出發(fā)，研究膨脹腔氣流再生噪聲的控制方法以及相應(yīng)的控制效果。

本文擬結(jié)合大渦模擬(Large Eddy Simulation, LES)[19]和聲比擬方法[20]對(duì)膨脹腔內(nèi)氣流再生噪聲進(jìn)行仿真分析。根據(jù)仿真結(jié)果提出相應(yīng)的方法對(duì)氣流再生噪聲進(jìn)行抑制，并搭建氣流再生噪聲測(cè)試實(shí)驗(yàn)臺(tái)，對(duì)數(shù)值仿真結(jié)果以及氣流再生噪聲抑制結(jié)構(gòu)進(jìn)行驗(yàn)證。最后根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析穿孔管對(duì)氣流再生噪聲的抑制規(guī)律及特征。

1 氣流再生噪聲數(shù)值計(jì)算模型

現(xiàn)今對(duì)于氣流再生噪聲的數(shù)值預(yù)測(cè)有多種方法，其中混合法[21]可采用LES計(jì)算流場(chǎng)的非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)，再結(jié)合聲比擬方法進(jìn)行氣動(dòng)噪聲源及聲傳播的計(jì)算，可以有效減少計(jì)算量，同時(shí)保證較高的求解精度。

1.1 大渦模擬方法

大渦模擬本質(zhì)是一種基于濾波算子的方法，用于計(jì)算三維非穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)。大渦模擬方法的濾波過(guò)程可由如下的卷積計(jì)算來(lái)描述，如式(1)所示。

(1)

用濾波方程處理非穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)下的N-S方程，可得式(2)。式(3)為連續(xù)性方程。

(2)

(3)

式中：帶有上橫線的量均為濾波后的場(chǎng)量；ui和uj為速度分量；ρ為流體密度；μ為流體黏度。其中

(4)

式中：τij為亞格子尺度應(yīng)力(Subgrid-Scale Streese, SGS)，主要體現(xiàn)流場(chǎng)小尺度渦對(duì)整個(gè)流場(chǎng)的影響。本研究中選取WALE (The Wall-Adapting Local Eddy Viscosity Model)模型來(lái)構(gòu)建亞格子尺度模型，進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)中小尺度渦的求解，其控制方程如式(5)所示。

(5)

(6)

1.2 聲比擬方法

聲比擬理論控制方程如式(7)所示。

(7)

式中：c為聲速；Tij為L(zhǎng)ighthill應(yīng)力張量，代表聲源項(xiàng)，其表達(dá)式如式(8)所示。

(8)

式中：ρ′為密度波動(dòng)量，δij為Kroneckerδ函數(shù)；p為壓力。

對(duì)于式(7)，考慮靜止固體邊界影響的聲場(chǎng)解如式(9)所示。

(9)

式中：x，y為空間坐標(biāo)矢量；n為表面法向量。方程右邊第1項(xiàng)表示流體運(yùn)動(dòng)引起的四極子聲源，第2項(xiàng)表示固體表面作用在流體上形成的偶極子聲源，第3項(xiàng)表示單極子聲源。

從式(10)可以看出，聲場(chǎng)解析式中包含有速度、密度以及壓力等流場(chǎng)場(chǎng)量，這些場(chǎng)量需要從流體計(jì)算模型中獲取。大渦模擬計(jì)算的是時(shí)域瞬態(tài)流場(chǎng)場(chǎng)量分布，需要將其通過(guò)插值映射到聲場(chǎng)網(wǎng)格上，進(jìn)行聲比擬計(jì)算得到聲場(chǎng)中的時(shí)域湍流噪聲源項(xiàng)，然后通過(guò)時(shí)頻傅里葉變換將其轉(zhuǎn)換成頻域結(jié)果。獲得聲場(chǎng)網(wǎng)格上的頻域再生噪聲源以后，通過(guò)聲場(chǎng)數(shù)值仿真，即可獲得膨脹腔內(nèi)氣流再生噪聲的分布特征及大小。

2 數(shù)值仿真模型的建立

2.1 流場(chǎng)數(shù)值仿真模型

為準(zhǔn)確模擬膨脹腔內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)，設(shè)計(jì)一常規(guī)尺寸的膨脹腔結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真分析。流場(chǎng)仿真模型中采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在近壁區(qū)域、突然擴(kuò)張和收縮截面處加密網(wǎng)格，以適應(yīng)流體速度梯度的急劇變化，減小計(jì)算誤差。網(wǎng)格模型的網(wǎng)格數(shù)量為26萬(wàn)，網(wǎng)格模型的平均尺寸在1.5 mm左右。流場(chǎng)網(wǎng)格模型如圖1所示。

圖1 膨脹腔流場(chǎng)網(wǎng)格模型Fig.1 The flow field mesh model for the expansion chamber

流體仿真模型采用大渦模擬的方法對(duì)膨脹腔內(nèi)部非穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算；用二階迎風(fēng)差分格式來(lái)離散N-S方程，并采用二階隱式離散格式對(duì)時(shí)間項(xiàng)進(jìn)行離散；采用計(jì)算收斂更快的PISO(Pressure Implicit Split Operator)算法對(duì)非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行迭代計(jì)算。流場(chǎng)瞬態(tài)數(shù)值計(jì)算的相關(guān)參數(shù)及邊界條件設(shè)置，如表1所示。

表1 流體仿真模型參數(shù)及邊界條件設(shè)置

2.2 聲場(chǎng)數(shù)值仿真模型

聲學(xué)仿真模型對(duì)網(wǎng)格質(zhì)量要求不高，因而統(tǒng)一采用四面體網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量為35.4萬(wàn)，網(wǎng)格尺寸1.1～20.8 mm。建立的聲場(chǎng)仿真模型如圖2所示。

模型共分三個(gè)區(qū)，聲源區(qū)用于提取腔體流噪聲聲源，傳播區(qū)用于計(jì)算管內(nèi)外的聲傳播，而無(wú)限元用于計(jì)算聲場(chǎng)向自由場(chǎng)環(huán)境的輻射過(guò)程。另外，在模型的尾管口處向外0.5 m處布置若干虛擬傳聲器用于獲取聲場(chǎng)中的聲壓值。聲場(chǎng)仿真模型的參數(shù)及邊界條件設(shè)置，如表2所示。

圖2 聲場(chǎng)數(shù)值仿真模型Fig.2 The numerical simulation model of acoustic field

項(xiàng)目條件參數(shù)及說(shuō)明入口條件ΓA :無(wú)反射導(dǎo)納邊界壁面條件Γr :剛性壁面邊界出口條件Γinf:無(wú)限元邊界 分析頻段10～2 000 Hz

3 氣流再生噪聲實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

為了能對(duì)消聲結(jié)構(gòu)的氣流噪聲進(jìn)行試驗(yàn)分析和驗(yàn)證，搭建了氣流再生噪聲實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，氣流再生噪聲實(shí)驗(yàn)平臺(tái)構(gòu)造簡(jiǎn)圖如圖3所示。

圖3 氣流再生噪聲實(shí)驗(yàn)平臺(tái)示意圖Fig.3 The schematic diagram of the experimental platform for the airflow regeneration noise

實(shí)驗(yàn)平臺(tái)主要由三葉羅茨風(fēng)機(jī)、冷凝器、氣罐、迷宮消聲器、半消聲室、傳感器、自動(dòng)控制閥門以及自動(dòng)化控制柜幾大部件組成。三葉羅茨風(fēng)機(jī)有三個(gè)葉片，可以有效減小出口氣流的波動(dòng)。出口管內(nèi)最高流速可達(dá)到0.5 Ma，風(fēng)機(jī)在最高轉(zhuǎn)速時(shí)最大體積流量可達(dá)22 m3/min。三葉羅茨風(fēng)機(jī)隨著工作時(shí)間的增長(zhǎng)，出口氣流的溫度會(huì)持續(xù)上升，最高能接近100 ℃。為保持前后實(shí)驗(yàn)測(cè)量溫度的一致性，在風(fēng)機(jī)出口加裝冷凝器，保證不同測(cè)試溫度變化波動(dòng)在5%以內(nèi)。為了消除由風(fēng)機(jī)帶來(lái)的低頻氣流波動(dòng)，在冷凝器的后端加裝一個(gè)3 m3的儲(chǔ)氣罐，起到穩(wěn)壓和消除低頻噪聲的作用。緊接氣罐后面安裝了迷宮式阻性消聲器，主要是為了消除臺(tái)架上游系統(tǒng)所產(chǎn)生的中高頻氣動(dòng)噪聲，同時(shí)也為臺(tái)架測(cè)試端的入口形成一個(gè)無(wú)反射端環(huán)境，消除上游端聲波反射的影響。氣流再生噪聲實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的實(shí)物圖如圖4所示。

圖4 氣流再生噪聲實(shí)驗(yàn)平臺(tái)實(shí)物圖Fig.4 The picture of the experimental platform for the airflow regeneration noise

臺(tái)架的流速控制采用PID(Proportion Integration Differentiation)控制方法。采用差壓流量計(jì)、熱電偶以及壓力計(jì)獲取出口流場(chǎng)信息，通過(guò)控制器控制風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速、旁通閥和減壓閥的開(kāi)度，從而得到期望流速。臺(tái)架測(cè)試系統(tǒng)位于半消聲室中，半消聲室的背景噪聲在53～2 000 Hz的頻段內(nèi)低于20 dB。

測(cè)試用膨脹腔的尺寸及實(shí)物如圖5所示。

圖5 用于測(cè)試的膨脹腔Fig.5 The expansion chamber for the test

流噪聲測(cè)試系統(tǒng)安裝于冷流實(shí)驗(yàn)臺(tái)的末端，位于消聲室內(nèi)，用于測(cè)量膨脹腔的流噪聲，其實(shí)物圖如圖6所示。

測(cè)試系統(tǒng)中用到的傳聲器為G.R.A.S公司的Type 26CA型自由場(chǎng)傳聲器。兩支自由場(chǎng)傳感器安裝于尾管口處，與管口相距500 mm，并與管道軸線成45度角，用于測(cè)取膨脹腔內(nèi)部輻射出來(lái)的氣流再生噪聲。為了消減地面反射對(duì)尾管輻射噪聲的影響，使輻射環(huán)境接近全自由場(chǎng)的聲場(chǎng)條件，在尾管口處的地面上放置了較大面積的尖劈。傳聲器的電信號(hào)由LMS公司的TypeSCM02型數(shù)據(jù)分析儀進(jìn)行采集和頻譜分析。

圖6 氣流噪聲測(cè)試系統(tǒng)實(shí)物圖Fig.6 The picture of the testing system for the airflow regeneration noise

氣流再生噪聲測(cè)試平臺(tái)的本底噪聲通過(guò)直管進(jìn)行了測(cè)試，如圖7所示。隨著氣流速度的上升，背景噪聲也有所上升，但總體相對(duì)較低，如氣流速度在0.235 Ma時(shí)，在分析頻段內(nèi)背景噪聲在40 dB左右。

4 氣流再生噪聲結(jié)果分析

4.1 流場(chǎng)仿真結(jié)果

采用LES方法，對(duì)膨脹腔內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)進(jìn)行時(shí)域瞬態(tài)數(shù)值仿真。流場(chǎng)發(fā)展初期腔內(nèi)的流速云圖如圖8所示。圖8顯示的云圖是沿Y-Z平面的剖面圖。

圖8 膨脹腔內(nèi)流場(chǎng)發(fā)展初期流速分布云圖Fig.8 The nephogram of velocity distribution in the expansion chamber

從圖8可以看出，氣流從膨脹腔的入口噴射出來(lái)進(jìn)入腔體之中，腔體軸中心處的高速氣流與腔體膨脹部分內(nèi)的幾乎靜止的氣流形成強(qiáng)剪切層。在剪切層中，存在較大的流速梯度，在氣體黏性力作用下，會(huì)產(chǎn)生大量的漩渦，進(jìn)而影響整個(gè)腔內(nèi)流場(chǎng)的分布。

對(duì)于腔內(nèi)非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)，渦量可以更清楚地描述流場(chǎng)的非定常流動(dòng)過(guò)程，渦量的表達(dá)式如式(10)所示。

(10)

根據(jù)式(10)，計(jì)算出腔體內(nèi)部三維流場(chǎng)的渦量分布，并沿X-Z平面截取渦量云圖，如圖9所示。圖9中清楚地顯示了渦量隨時(shí)間變化的過(guò)程。氣流從膨脹腔入口噴射出來(lái)，在氣體黏滯效應(yīng)的作用下，強(qiáng)剪切層中會(huì)生成小尺度的渦結(jié)構(gòu)，因而渦量呈細(xì)長(zhǎng)的帶狀分布。而距離入口一段距離的中下游段小尺度渦結(jié)構(gòu)在氣流的作用下，不斷獲取流體中的動(dòng)能，渦結(jié)構(gòu)逐漸變大，然后脫落，并向下游收縮截面處移動(dòng)。最后渦結(jié)構(gòu)與收縮壁面處的流體相互作用，破裂分散成一片區(qū)域。由于收縮截面的影響，氣流在膨脹腔出口處受到擠壓而形成湍流，云圖中出口管段也顯示出隨時(shí)間變化的渦量分布。

圖9 腔體內(nèi)部的渦量時(shí)變?cè)茍DFig.9 The time-varying nephogram of the vorticity in the chamber

圖9中顯示在腔體內(nèi)中下游段，氣流剪切層內(nèi)是渦結(jié)構(gòu)脫落和破裂的主要區(qū)域。根據(jù)渦聲理論，此區(qū)域是流噪聲源主要分布區(qū)域，與Takashi的實(shí)驗(yàn)測(cè)定結(jié)果相近。本研究建立的氣流再生噪聲數(shù)值計(jì)算模型準(zhǔn)確捕捉到了腔體內(nèi)部的非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)過(guò)程，直觀展示了腔體內(nèi)渦結(jié)構(gòu)的形成及變化機(jī)理。

4.2 氣流再生噪聲的聲源提取及聲場(chǎng)計(jì)算

采用時(shí)域瞬態(tài)仿真方法獲取膨脹腔內(nèi)部非定常流場(chǎng)以后，運(yùn)用聲比擬方法提取流場(chǎng)場(chǎng)量信息進(jìn)行流噪聲源的計(jì)算。采用積分插值的方法提取流速v、溫度T、壓力p、密度ρ四項(xiàng)基本流場(chǎng)信息，映射到聲學(xué)網(wǎng)格上。再運(yùn)用ACTRAN軟件中的ICFD模塊，在聲學(xué)網(wǎng)格上求解Lighthill應(yīng)力張量。膨脹腔腔內(nèi)Lighthill應(yīng)力張量在Y-Z截面上的云圖，如圖10所示。

根據(jù)式(7)，通過(guò)聲場(chǎng)數(shù)值計(jì)算可獲得頻域氣流噪聲源及聲場(chǎng)分布的結(jié)果，如圖11所示。

圖10 膨脹腔內(nèi)Lighthill應(yīng)力張量云圖Fig.10 The nephogram of Lighthill stress tensor in the expansion chamber

圖11 膨脹腔內(nèi)聲場(chǎng)分布圖Fig.11 The sound field distribution in the expansion chamber

從圖11中可明顯看出，腔內(nèi)氣流噪聲聲源主要分布在腔內(nèi)剪切層附近。同時(shí)腔內(nèi)聲源的分布與頻率也有關(guān)系，低頻聲源主要分布在腔體的中下游段，即漩渦尺寸較大的區(qū)域，圖11(a)所示；高頻聲源的分布更接近腔內(nèi)上游段，漩渦尺寸較小的區(qū)域，如圖11(b)所示。

完成聲源提取以后，在聲學(xué)網(wǎng)格模型上計(jì)算流噪聲源傳播過(guò)程，從而可獲取管外遠(yuǎn)場(chǎng)輻射的氣流再生噪聲聲壓值。將仿真模型中的遠(yuǎn)場(chǎng)輻射響應(yīng)點(diǎn)的聲壓值取出，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖12所示。

圖12 尾管遠(yuǎn)場(chǎng)輻射氣流再生噪聲聲壓級(jí)(Ma=0.147)Fig.12 The sound pressure level of the airflow regeneration noise radiated from the tailpipe(Ma=0.147)

圖12顯示了尾管輻射噪聲與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖，結(jié)果顯示仿真結(jié)果在峰值頻率以及量級(jí)上都與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果吻合良好，充分說(shuō)明了本研究中仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

5 氣流再生噪聲的抑制方法

5.1 抑制方法仿真分析

根據(jù)以上分析可知，氣流剪切層中形成的漩渦是氣流噪聲的直接來(lái)源，抑制氣流噪聲需要從控制氣流剪切層的形成入手。而膨脹腔的進(jìn)出口處的階躍變化邊界是產(chǎn)生剪切層的直接原因，如圖13(a)所示。而腔內(nèi)穿孔管可以分隔氣流，抑制剪切層的形成，同時(shí)聲波能透過(guò)穿孔板進(jìn)入膨脹腔內(nèi)達(dá)到消聲的效果，如圖13(b)所示。

圖13 膨脹腔氣流再生噪聲抑制分析示意圖Fig.13 The analysis of the airflow regeneration noise suppression in the expansion chamber

根據(jù)以上分析，設(shè)計(jì)了穿孔管膨脹腔結(jié)構(gòu)用以抑制膨脹腔內(nèi)的湍流流動(dòng)。穿孔部分的穿孔直徑為常用的φ6 mm，穿孔數(shù)量為10×10，軸向穿孔間距為30 mm。穿孔管膨脹腔的尺寸結(jié)構(gòu)及模型圖如圖14所示。

圖14 穿孔管膨脹腔的尺寸結(jié)構(gòu)及模型圖Fig.14 The geometric dimension and model of the expansion chamber with perforated tube

采用相同的方法建立穿孔管膨脹腔結(jié)構(gòu)的流場(chǎng)仿真模型，并采用LES方法計(jì)算腔內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)。穿孔管膨脹腔內(nèi)的渦量分布如圖15所示。

圖15 穿孔管膨脹腔腔內(nèi)渦量分布云圖Fig.15 The nephogram of the vorticity distribution in the expansion chamber with perforated tube

從圖15可以看出，穿孔管膨脹腔腔體內(nèi)部未出現(xiàn)較大渦量的分布，僅在穿孔部分出現(xiàn)小范圍的渦量分布。結(jié)合圖8可以看出，穿孔管有效抑制了剪切層的形成，切斷了湍流漩渦的發(fā)展途徑。將流場(chǎng)時(shí)域瞬態(tài)仿真結(jié)果導(dǎo)入聲場(chǎng)仿真模型中，采用聲比擬方法進(jìn)行計(jì)算，得到Lighthill應(yīng)力張量的分布如圖16所示。

圖16 穿孔管膨脹腔Lighthill應(yīng)力張量云圖Fig.16 The nephogram of Lighthill stress tensor in the expansion chamber with perforated tube

對(duì)比圖16和圖10可知，穿孔管膨脹腔消除了腔內(nèi)大部氣流再生噪聲源，僅在穿孔部分有少量的較高數(shù)值的Lighthill應(yīng)力張量。

再利用聲學(xué)計(jì)算模型計(jì)算出穿孔管膨脹腔尾管外遠(yuǎn)場(chǎng)輻射的氣流噪聲聲壓級(jí)，并與原膨脹腔的氣流輻射噪聲仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖17所示。從圖17中可以看出，在中低頻范圍內(nèi)，穿孔管膨脹腔的氣流輻射噪聲大大低于膨脹腔，但高頻段，穿孔管膨脹腔的氣流輻射噪聲略高于膨脹腔。產(chǎn)生這種結(jié)果的主要原因是穿孔管阻斷了腔體內(nèi)剪切層的形成，從而使得流場(chǎng)中沒(méi)有大的渦結(jié)構(gòu)產(chǎn)生，低頻氣流再生噪聲被有效地抑制住了。但是由于穿孔管的存在，穿孔結(jié)構(gòu)附近形成了小尺度的渦結(jié)構(gòu)，使得高頻氣流噪聲能量有所增加。

圖17 兩種結(jié)構(gòu)氣流再生噪聲仿真結(jié)果對(duì)比(Ma=0.1)Fig.17 The comparison of the simulation results of airflow regeneration noise between the two kinds of expansion structures (Ma=0.1)

5.2 抑制效果實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證穿孔管膨脹腔抑制氣流再生噪聲的實(shí)際效果，加工了樣件進(jìn)行氣流再生噪聲測(cè)試。加工的穿孔管結(jié)構(gòu)如圖18所示。

圖18 膨脹腔內(nèi)穿孔管加工實(shí)物Fig.18 The picture of the perforated tube in the expansion chamber

將圖18的加工實(shí)物安裝于圖5中的膨脹腔中，進(jìn)行氣流再生噪聲測(cè)試。在不同馬赫數(shù)下測(cè)量尾管遠(yuǎn)場(chǎng)輻射氣流再生噪聲，并對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行平滑處理，結(jié)果如圖19～21所示。

圖19 遠(yuǎn)場(chǎng)輻射氣流再生噪聲的測(cè)試結(jié)果對(duì)比(Ma=0.059)Fig.19 The comparison of the test results of radiated airflow regeneration noise (Ma=0.059)

圖20 遠(yuǎn)場(chǎng)輻射氣流再生噪聲的測(cè)試結(jié)果對(duì)比(Ma=0.147)Fig.20 The comparison of the test results of radiated airflow regeneration noise (Ma=0.147)

圖21 遠(yuǎn)場(chǎng)輻射氣流再生噪聲的測(cè)試結(jié)果對(duì)比(Ma=0.235)Fig.21 The comparison of the test results of radiated airflow regeneration noise (Ma=0.235)

從圖19可以看出，穿孔管膨脹腔的氣流再生噪聲在低頻范圍內(nèi)明顯低于膨脹腔，而在高頻段略高于膨脹腔，與仿真結(jié)果相近(如圖17所示)。但隨著氣流馬赫數(shù)的增加，如圖20和圖21所示，在中高頻段穿孔管膨脹腔的氣流再生噪聲也明顯低于膨脹腔。其原因是氣流流速升高以后，膨脹腔內(nèi)部剪切層速度梯度進(jìn)一步加大，大量小尺寸渦結(jié)構(gòu)在入口附近產(chǎn)生，從而使得中高頻氣流再生噪聲能量增加。然而由于穿孔管能較好的隔斷腔體內(nèi)剪切層的形成，隨著氣流速度的增加，腔內(nèi)漩渦的產(chǎn)生并不明顯，包括穿孔結(jié)構(gòu)附近小尺度的渦結(jié)構(gòu)也并未大量增加，因而隨著流速升高膨脹腔的氣流再生噪聲在全頻段范圍都逐漸高于穿孔管膨脹腔。以上測(cè)試結(jié)果充分說(shuō)明穿孔管膨脹腔對(duì)氣流再生噪聲具有顯著的抑制效果。

圖22顯示了遠(yuǎn)場(chǎng)輻射氣流再生噪聲總聲壓級(jí)的對(duì)比圖，不同氣流馬赫數(shù)下穿孔管膨脹腔的氣流再生噪聲都低于膨脹腔。而且隨著氣流速度的增加，兩者差值增大，穿孔管膨脹腔氣流再生噪聲抑制效果更加顯著。

圖22 各馬赫數(shù)下遠(yuǎn)場(chǎng)輻射氣流再生噪聲總聲壓級(jí)對(duì)比Fig.22 The comparison of the overall sound pressure level of radiated airflow regeneration noise at different Mach numbers

6 結(jié) 論

本文結(jié)合LES和聲比擬方法，對(duì)膨脹腔消聲單元內(nèi)部的氣流非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)及氣流再生噪聲進(jìn)行了分析。采用大渦模擬對(duì)膨脹腔內(nèi)部非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)進(jìn)行計(jì)算，仿真結(jié)果直觀展示出了腔內(nèi)剪切流引發(fā)的非穩(wěn)態(tài)渦流形成過(guò)程。通過(guò)提取流場(chǎng)信息計(jì)算氣流再生噪聲的聲源分布，并結(jié)合聲比擬方法獲取遠(yuǎn)場(chǎng)響應(yīng)點(diǎn)的氣流噪聲聲壓值，與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果吻合良好。根據(jù)腔內(nèi)氣流再生噪聲產(chǎn)生的機(jī)理，選用穿孔管對(duì)氣流再生噪聲進(jìn)行抑制。搭建氣流再生噪聲實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，并加工實(shí)驗(yàn)樣件，對(duì)不同馬赫數(shù)下的穿孔管膨脹腔的噪聲抑制效果進(jìn)行了分析驗(yàn)證。主要結(jié)論如下：

(1)膨脹腔內(nèi)上游段的氣流強(qiáng)剪切層在黏性力作用下產(chǎn)生渦結(jié)構(gòu)，并經(jīng)氣流的作用，在向下游的運(yùn)動(dòng)過(guò)程中逐漸增大并脫落，而腔體內(nèi)部渦結(jié)構(gòu)的形成與脫落區(qū)是氣流再生噪聲的主要來(lái)源。

(2)穿孔管可以有效隔離高低速氣流，阻斷強(qiáng)剪切層的形成，從而使得腔內(nèi)無(wú)法形成大量渦結(jié)構(gòu)，氣流再生噪聲源大幅減少。

(3)穿孔管膨脹腔可以有效抑制腔內(nèi)低頻氣流再生噪聲，且隨著氣流速度的增加，抑制效果向中高頻范圍擴(kuò)展。

(4)穿孔管膨脹腔對(duì)氣流再生噪聲聲壓級(jí)的抑制效果隨著氣流速度的增加而增強(qiáng)。

本文的研究對(duì)于排氣和通風(fēng)系統(tǒng)的氣流再生噪聲降噪設(shè)計(jì)具有較強(qiáng)的實(shí)際指導(dǎo)意義。在今后進(jìn)一步的研究中，應(yīng)考慮穿孔管膨脹腔的結(jié)構(gòu)參數(shù)及穿孔分布與氣流再生噪聲的抑制效果之間的關(guān)系。