龍炳祥, 陳吉明, 陳振華, 劉宗政, 廖達(dá)雄

(中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 設(shè)備設(shè)計(jì)與測(cè)試技術(shù)研究所, 四川 綿陽(yáng) 621000)

影響連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞試驗(yàn)段壓力脈動(dòng)水平的因素主要包括槽壁和孔壁自生噪聲、湍流邊界層噪聲、節(jié)流噪聲和壓縮機(jī)噪聲等。壓縮機(jī)噪聲是閉式、變密度連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞試驗(yàn)段壓力脈動(dòng)水平的重要來源。為使試驗(yàn)段壓力脈動(dòng)水平滿足空氣動(dòng)力試驗(yàn)高精度測(cè)力需求,風(fēng)洞壓縮機(jī)進(jìn)、出口氣動(dòng)噪聲不能超過140 dB。中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心(CARDC)0.6 m×0.6 m連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞軸流壓縮機(jī)出口噪聲聲壓級(jí)高達(dá)155 dB。若要將軸流壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲控制在140 dB以下,需要采取有效降噪措施抑制壓縮機(jī)出口氣動(dòng)噪聲傳播,最終實(shí)現(xiàn)不小于15 dB的降噪。

在航空發(fā)動(dòng)機(jī)短艙進(jìn)氣道、機(jī)匣、反推力裝置及風(fēng)扇涵道等部位安裝聲襯(acoustic liner)是控制航空發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)噪聲的有效措施[9-12]。中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心通過在0.6 m×0.6 m連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞軸流壓縮機(jī)出口導(dǎo)流錐上安裝聲襯僅僅實(shí)現(xiàn)了6 dB降噪量[13]。

實(shí)際工程應(yīng)用中,綜合考慮聲襯設(shè)計(jì)制造成本,尺寸效應(yīng)(超大軸流壓縮機(jī))等因素,僅依靠安裝聲襯使連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞軸流壓縮機(jī)進(jìn)出口聲壓級(jí)小于140 dB存在一定風(fēng)險(xiǎn)。為此,某新研制連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞三級(jí)軸流壓縮機(jī)采用了增大壓縮機(jī)級(jí)間距和基于合理動(dòng)靜葉數(shù)目比實(shí)現(xiàn)聲截?cái)嗟牡驮肼曉O(shè)計(jì)思路。

為準(zhǔn)確掌握此壓縮機(jī)氣動(dòng)噪聲特性,本文對(duì)此三級(jí)軸流壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲特性進(jìn)行測(cè)試,并對(duì)壓縮機(jī)進(jìn)出口噪聲聲壓級(jí)隨試驗(yàn)馬赫數(shù)變化而變化的規(guī)律以及噪聲的頻譜特性進(jìn)行了分析。

1 試驗(yàn)測(cè)試

1.1 試驗(yàn)對(duì)象

某連續(xù)式跨聲速風(fēng)洞壓縮機(jī)為一臺(tái)三級(jí)軸流壓縮機(jī)。壓縮機(jī)的基本參數(shù)如表1所示。

表1 壓縮機(jī)基本參數(shù)

1.2 測(cè)點(diǎn)布置與測(cè)試方法

脈動(dòng)壓力采集點(diǎn)布置于壓縮機(jī)進(jìn)口截面1-1和出口截面2-2上(如圖1所示),每個(gè)測(cè)量截面周向均勻預(yù)留8個(gè)噪聲測(cè)點(diǎn)。

圖1 壓縮機(jī)測(cè)點(diǎn)布置示意圖

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際測(cè)量時(shí),受安裝條件限制,壓縮機(jī)進(jìn)、出口只布置4個(gè)壓力脈動(dòng)傳感器(如圖2所示),壓力脈動(dòng)傳感器均布置于上半部分機(jī)殼。本次測(cè)試中所用部分測(cè)試設(shè)備及其主要參數(shù)見表2。本次試驗(yàn)采樣頻率為50 kHz,單次采樣時(shí)間為20 s,所用窗函數(shù)為漢寧窗。

圖2 測(cè)量截面脈動(dòng)壓力傳感器布置圖

表2 測(cè)試設(shè)備及參數(shù)

1.3 誤差控制

為了有效控制隨機(jī)誤差,每一狀態(tài)均重復(fù)采集3次,試驗(yàn)數(shù)據(jù)取3次測(cè)量值的算術(shù)平均值(若無特別說明,文中的平均值均指算術(shù)平均值)。另外,測(cè)試前采用聲校準(zhǔn)器對(duì)脈動(dòng)壓力傳感器進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)校準(zhǔn),標(biāo)準(zhǔn)誤差小于0.2 dB;安裝傳感器時(shí)應(yīng)特別注意傳感器與壁面保持齊平以避免因傳感器安裝不平引起較大誤差,本試驗(yàn)由傳感器安裝不平度引起的測(cè)量誤差估計(jì)在0.01 dB以下;本試驗(yàn)所用的傳感器經(jīng)過多次反復(fù)試驗(yàn)測(cè)量證明其性能是穩(wěn)定的,本底噪聲較低,由傳感器自身噪聲引起的測(cè)量誤差估計(jì)為0.2 dB。綜上,本次測(cè)量的精度是符合要求的。

1.4 數(shù)據(jù)處理

本次試驗(yàn)主要對(duì)壓縮機(jī)的噪聲聲壓級(jí)和功率譜進(jìn)行了分析。噪聲聲壓級(jí)LSP計(jì)算方法如(1)式所示：

(1)

式中

幅值譜(φ(f))數(shù)據(jù)處理方法如(2)式和(3)式所示。設(shè)壓力脈動(dòng)傳感器測(cè)得的脈動(dòng)壓力信號(hào)在時(shí)域中可表示為f(t),通過快速傅里葉變換可求得與之對(duì)應(yīng)的頻域函數(shù)P(f),根據(jù)(3)式可計(jì)算脈動(dòng)壓力信號(hào)對(duì)應(yīng)的幅值譜。文中若無特別說明,幅值譜為同一測(cè)量截面所有有效測(cè)點(diǎn)的平均值,所有幅值譜均只顯示前五階BPF對(duì)應(yīng)頻率范圍。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 噪聲聲壓級(jí)

表3、表4和圖3展示了壓縮機(jī)進(jìn)、出口測(cè)量截面上不同周向測(cè)量位置所測(cè)噪聲聲壓級(jí)及其平均值隨風(fēng)洞試驗(yàn)馬赫數(shù)的變化特性?？梢钥闯鰤嚎s機(jī)出口平均聲壓級(jí)隨馬赫數(shù)增加而逐漸增加,Ma0.2工況對(duì)應(yīng)的出口平均聲壓級(jí)最小,為127.24 dB。Ma1.6對(duì)應(yīng)的出口平均聲壓級(jí)最高,為150.93 dB。壓縮機(jī)進(jìn)口平均聲壓級(jí)隨馬赫數(shù)的變化規(guī)律不明顯,從表3、表4和圖3可以看出,Ma0.4工況壓縮機(jī)平均聲壓級(jí)最低,為129.73 dB,Ma0.6工況對(duì)應(yīng)的壓縮機(jī)平均聲壓級(jí)最高,為148.99 dB。

表3 壓縮機(jī)出口噪聲聲壓級(jí)

表4 壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲聲壓級(jí)

圖3 不同工況壓縮機(jī)進(jìn)、出口總聲壓級(jí)

葉輪機(jī)械單音噪聲和寬頻噪聲聲功率級(jí)可用(4)式關(guān)聯(lián)計(jì)算。

(4)

連續(xù)跨聲速風(fēng)洞不同試驗(yàn)馬赫數(shù)工況下所需總壓比隨試驗(yàn)馬赫數(shù)增加而增加。各工況壓縮機(jī)的轉(zhuǎn)速如表5所示。綜上,所測(cè)壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)應(yīng)隨馬赫數(shù)的增加而增加。

表5 不同工況下壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速

試驗(yàn)結(jié)果顯示壓縮機(jī)出口噪聲聲壓級(jí)隨馬赫數(shù)增加而變化的規(guī)律符合上述特征,壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲聲壓級(jí)不符合上述變化規(guī)律,表明壓縮機(jī)內(nèi)部存在新的聲源。另一方面,若干座連續(xù)式軸流壓縮機(jī)噪聲數(shù)據(jù)表明,同一工況下,壓縮機(jī)出口噪聲聲壓級(jí)均大于壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲聲壓級(jí)。表3、表4和圖3表明,壓縮機(jī)出口噪聲平均聲壓級(jí)只有在Ma0.4、Ma1.4和Ma1.6工況下高于進(jìn)口噪聲聲壓級(jí),而其余工況下壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲平均聲壓級(jí)高于出口噪聲平均聲壓級(jí),Ma0.6工況下,壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲平均聲壓級(jí)與出口噪聲平均聲壓級(jí)之差高達(dá)5.86 dB。據(jù)此同樣推測(cè)壓縮機(jī)內(nèi)產(chǎn)生了新的聲源,新聲源在Ma0.6工況下對(duì)壓縮機(jī)氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的影響最大。

已經(jīng)測(cè)得的若干座連續(xù)式風(fēng)洞軸流壓縮機(jī)噪聲數(shù)據(jù)均顯示壓縮機(jī)進(jìn)出口同一測(cè)量界面聲壓級(jí)周向分布不均。表3、表4中所展示的壓縮機(jī)氣動(dòng)噪聲測(cè)試結(jié)果同樣反映了此特征。從表3中可以看出,Ma0.4工況時(shí),壓縮機(jī)出口噪聲周向分布最不均勻(以所測(cè)最大值與最小值之差表征),周向最高聲壓級(jí)與最低聲壓級(jí)之差約為2.8 dB;壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲周向分布最不均勻的工況為Ma1.2工況,周向最高聲壓級(jí)與最低聲壓級(jí)之差約為4.4 dB。進(jìn)一步分析進(jìn)出口噪聲聲壓級(jí)周向分布情況發(fā)現(xiàn),在多數(shù)工況下,壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲周向分布比出口噪聲周向分布更不均勻。

壓縮機(jī)進(jìn)口氣流噪聲傳播為逆流傳播，而壓縮機(jī)出口氣流噪聲傳播為順流傳播,因此,初步認(rèn)為順流傳播或許有利于抑制旋轉(zhuǎn)機(jī)械噪聲空間分布的不均勻性;受風(fēng)洞第一拐角段影響,壓縮機(jī)進(jìn)口流場(chǎng)相比于壓縮機(jī)出口流場(chǎng)更不均勻,空間流場(chǎng)自身均勻性可能也是影響壓縮機(jī)進(jìn)、出口氣動(dòng)噪聲空間分布不均勻的另一要素。

2.2 幅值譜特性

由上文可知,壓縮機(jī)內(nèi)部產(chǎn)生了新的異常噪聲源,故對(duì)噪聲幅值譜特性進(jìn)行分析。由圖3可知，Ma0.4和Ma0.6為壓縮機(jī)出口噪聲高于和低于壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲的2種典型工況，故對(duì)Ma0.4和Ma0.6工況下壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲的幅值譜特性進(jìn)行分析。根據(jù)表1和表5可以計(jì)算得出,Ma0.4和Ma0.6工況對(duì)應(yīng)的一階BPF的頻率分別為707.6 Hz和969.5 Hz。根據(jù)壓縮機(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)和(5)～(6)式計(jì)算獲得的Ma0.4和Ma0.6工況下模態(tài)傳播特性隨頻率的變化規(guī)律分別如圖4和圖5所示。

式中:Jm和Ym分別表示第一類和第二類貝塞爾函數(shù);κmn為管道模態(tài)特征值;rH和rD分別表示壓縮機(jī)輪轂和機(jī)殼半徑。

圖4 截通狀態(tài)最大周向與徑向模態(tài)階數(shù)(Ma0.4)

圖5 截通狀態(tài)最大周向與徑向模態(tài)階數(shù)(Ma0.6)

根據(jù)Tyler和Sofrin發(fā)展的經(jīng)典管道噪聲模型可知,由Z個(gè)動(dòng)葉和V個(gè)靜葉相互干涉產(chǎn)生的周向聲模態(tài)的模態(tài)數(shù)m可用(7)式表示。

m=hZ±sV

(7)

式中：h表示基頻和它的諧頻；s為任意整數(shù)。

由(7)式計(jì)算得到Ma0.4工況和Ma0.6工況前五階BPF對(duì)應(yīng)的最低周向模態(tài)階數(shù)如表6所示。綜合圖4和圖5可知,基于當(dāng)前葉片數(shù)以及流動(dòng)條件,壓縮機(jī)第一階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲可被有效截?cái)?而第二階BPF和第四階BPF對(duì)應(yīng)單音噪聲被截?cái)嗟淖钌佟?/p>

表6 最低周向模態(tài)階數(shù)

2.2.1Ma0.4工況

圖6和圖7反映了Ma0.4工況下壓縮機(jī)進(jìn)、出口噪聲的幅值譜特性。由圖6可知,Ma0.4工況下壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲中第一階BPF和第二階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲的能量相近(相差約1.3 dB);由圖7可知,Ma0.4工況下壓縮機(jī)出口第一階BPF對(duì)應(yīng)單音噪聲遠(yuǎn)弱于第二階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲(相差約17 dB)。出口第一階BPF單音噪聲遠(yuǎn)低于高階BPF單音噪聲的原因?yàn)榇藟嚎s機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)合理地選擇了壓縮機(jī)動(dòng)靜葉數(shù)目比,從而使得壓縮機(jī)第一階BPF單音噪聲在管道中傳播時(shí)處于截止?fàn)顟B(tài)。進(jìn)口噪聲的第一階BPF單音噪聲與第二階BPF單音噪聲聲壓級(jí)相近也表明合理的動(dòng)靜葉數(shù)目比有效地降低了第一階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲的能量。

圖6 Ma0.4工況壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲頻譜特性

圖7 Ma0.4工況壓縮機(jī)出口噪聲頻譜特性

從圖6和圖7可以看出,Ma0.4工況壓縮機(jī)進(jìn)、出口均存在一個(gè)頻率約為800 Hz的異常單音噪聲。在壓縮機(jī)進(jìn)口截面上,此異常單音噪聲的能量遠(yuǎn)小于各階BPF對(duì)應(yīng)的能量。壓縮機(jī)出口截面上,此異常單音噪聲的能量?jī)H小于第二階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲。盡管Ma0.4工況下,壓縮機(jī)進(jìn)出口截面上均存在異常單音噪聲,但是占絕對(duì)主導(dǎo)的仍為各階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲。因此,Ma0.4工況下,壓縮機(jī)出口噪聲聲壓級(jí)高于進(jìn)口噪聲聲壓級(jí),符合壓縮機(jī)氣動(dòng)噪聲一般規(guī)律。

對(duì)比圖6和圖7中的異常單音噪聲發(fā)現(xiàn)出口異常單音噪聲的能量遠(yuǎn)高于同頻率壓縮機(jī)進(jìn)口異常單音噪聲的能量(800 Hz單音頻率對(duì)應(yīng)的異常噪聲值相差約15 dB),表明Ma0.4工況下異常單音噪聲的噪聲源可能更靠近壓縮機(jī)出口。

2.2.2Ma0.6工況

圖8和圖9展示了Ma0.6工況下壓縮機(jī)進(jìn)出口氣流噪聲的幅值譜特性。由圖8可知壓縮機(jī)進(jìn)口截面上第二階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲能量最高為122.66 dB,壓縮機(jī)出口前三階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲的能量基本相當(dāng),均在126 dB左右。從圖8和圖9可以發(fā)現(xiàn)壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲中存在大量異常單音噪聲。壓縮機(jī)進(jìn)、出口截面上異常單音噪聲的最低頻率約為700 Hz(稱之為一階異常單音噪聲)。此外仍可在1 400 Hz,2 100 Hz等與700 Hz成倍數(shù)的頻率附近觀測(cè)到異常單音噪聲的存在(依次命名為二階、三階異常單音噪聲)。由于異常單音噪聲對(duì)應(yīng)的頻率呈倍數(shù)關(guān)系,因此異常單音噪聲可能與壓縮機(jī)內(nèi)部轉(zhuǎn)動(dòng)部件有關(guān)。由于壓縮機(jī)進(jìn)、出口異常單音噪聲頻率相對(duì)應(yīng),Ma0.6工況壓縮機(jī)進(jìn)出口異常單音噪聲源相同。

圖8 Ma0.6工況壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲頻譜特性

圖9 Ma0.6工況壓縮機(jī)出口噪聲頻譜特性

壓縮機(jī)進(jìn)出口截面上異常單音噪聲自身特性存在差別。一方面壓縮機(jī)出口占主導(dǎo)的異常單音噪聲為一階異常單音噪聲,而壓縮機(jī)進(jìn)口占主導(dǎo)的異常單音噪聲為二階異常單音噪聲。另一方面,壓縮機(jī)進(jìn)口異常單音噪聲的能量遠(yuǎn)高于壓縮機(jī)出口異常單音噪聲的能量。由于壓縮機(jī)進(jìn)出口噪聲中異常單音噪聲占絕對(duì)主導(dǎo)地位,導(dǎo)致Ma0.6工況下壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲聲壓級(jí)高于出口噪聲聲壓級(jí)。由于壓縮機(jī)進(jìn)口異常單音噪聲能量高于壓縮機(jī)出口異常單音噪聲能量,推測(cè)Ma0.6工況下異常單音噪聲源更靠近壓縮機(jī)進(jìn)口。

由圖8可看出,壓縮機(jī)進(jìn)口第一階BPF的能量遠(yuǎn)低于第二階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲的能量,由圖9得知出口前三階單音噪聲能量相當(dāng),表明基于動(dòng)靜葉數(shù)目比的聲截?cái)嘣O(shè)計(jì)在Ma0.6工況同樣產(chǎn)生了作用。

2.2.3 其余各工況

與Ma0.4工況類似,Ma1.6工況對(duì)應(yīng)的壓縮機(jī)進(jìn)出口主導(dǎo)氣動(dòng)噪聲為各階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲,而其余各工況下均存在與頻率呈倍數(shù)關(guān)系的占主導(dǎo)的異常單音噪聲。其余各工況下氣動(dòng)噪聲的幅值譜特性圖不再列出。

2.3 異常單音噪聲源分析

由2.2節(jié)可知,除Ma0.4和Ma1.6工況外,其余各工況下壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲均受到高強(qiáng)度、異常的、與頻率呈倍數(shù)關(guān)系的單音噪聲影響,異常單音噪聲的產(chǎn)生與壓縮機(jī)旋轉(zhuǎn)部件相關(guān),且異常單音噪聲源靠近壓縮機(jī)入口。

仔細(xì)分析壓縮機(jī)設(shè)計(jì)特征發(fā)現(xiàn),壓縮機(jī)第一級(jí)動(dòng)葉展弦比高達(dá)3.5,壓縮機(jī)制造時(shí)采用304不銹鋼葉片(設(shè)計(jì)用材為碳纖維)。異常單音噪聲可能與高展弦比葉片在周期性非均勻流場(chǎng)激勵(lì)下產(chǎn)生振動(dòng)有關(guān)。氣流經(jīng)過第一拐角段、壓縮機(jī)入口9片支撐片和54片進(jìn)口導(dǎo)葉形成的尾跡是第一級(jí)動(dòng)葉入口周期性非均勻流場(chǎng)形成的主要原因。其中上半部分機(jī)殼中的4片支撐片在結(jié)構(gòu)上是冗余的。為辨別異常單音噪聲源,將此4片支撐片移除后對(duì)壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲進(jìn)行重新測(cè)試。

圖10和圖11給出了移除支撐片后Ma0.6工況下壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲的幅值譜特性。對(duì)比圖8和圖9可以發(fā)現(xiàn)Ma0.6工況下壓縮機(jī)進(jìn)出口氣動(dòng)噪聲中異常單音噪聲成分顯著減小。除700 Hz處仍有占主導(dǎo)地位的異常單音噪聲外,未見其他占主導(dǎo)地位的異常單音噪聲。相比于未移除支撐片工況,移除支撐片后,700 Hz對(duì)應(yīng)的異常單音噪聲能量顯著降低。另外,圖10和圖11中可以見到形成了頻率為500 Hz的新的非主導(dǎo)性異常單音噪聲,且存在與之二倍頻對(duì)應(yīng)的單音噪聲,此噪聲的生成可能與移除上機(jī)殼4片支撐片形成的新的非均勻流場(chǎng)有關(guān)?；诖?可以初步判斷壓縮機(jī)異常單音噪聲與第一級(jí)動(dòng)葉在周期性非均勻流場(chǎng)作用下產(chǎn)生的振動(dòng)有關(guān)。

圖10 Ma0.6工況壓縮機(jī)進(jìn)口噪聲頻譜特性

圖11 Ma0.6工況壓縮機(jī)出口噪聲頻譜特性

從圖10和圖11發(fā)現(xiàn),當(dāng)異常單音噪聲的主導(dǎo)地位降低時(shí),各階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲的能量變化規(guī)律發(fā)生顯著變化。圖9中第一階BPF和第二階BPF對(duì)應(yīng)的能量相當(dāng),但圖11中顯示第一階BPF單音噪聲對(duì)應(yīng)的能量遠(yuǎn)低于第二階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲的能量。表明壓縮機(jī)入口流場(chǎng)可顯著影響壓縮機(jī)單音噪聲能量分布以及聲截?cái)嘈?yīng)。

從圖6～11所呈現(xiàn)的幅值譜特性中發(fā)現(xiàn),低頻處存在一個(gè)隨著轉(zhuǎn)速增加而能量增加的異常單音噪聲,相同轉(zhuǎn)速下,出口處此噪聲聲壓級(jí)高于壓縮機(jī)進(jìn)口對(duì)應(yīng)的噪聲聲壓級(jí)約為5.0 dB。由于該異常噪聲頻率不隨轉(zhuǎn)速變化,而能量隨著轉(zhuǎn)速的增加而增加,初步推測(cè)此頻率異常單音噪聲可能由壓縮機(jī)結(jié)構(gòu)或壓縮機(jī)基礎(chǔ)的振動(dòng)引起，也可能由兩者共同引起。

3 結(jié) 論

1) 除Ma0.4和Ma1.6外,壓縮機(jī)進(jìn)出口噪聲中存在異常單音噪聲;試驗(yàn)研究表明周期性非均勻入口流場(chǎng)作用下誘導(dǎo)高展弦比葉片振動(dòng)是異常噪聲的主要來源之一;

2) 合理選擇壓縮機(jī)動(dòng)靜葉片數(shù)目比,可有效截?cái)鄩嚎s機(jī)第一階BPF單音噪聲。但受真實(shí)流動(dòng)條件的影響,截?cái)嘈?yīng)無法完全抑制第一階BPF對(duì)應(yīng)的單音噪聲向壓縮機(jī)上下游傳遞;

3) 極低頻處的異常噪聲聲壓級(jí)隨著壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速的增加而增加,該異常噪聲在出口處的聲壓級(jí)高于其在進(jìn)口處對(duì)應(yīng)的聲壓級(jí)約5 dB,異常噪聲可能由壓縮機(jī)下游結(jié)構(gòu)或壓縮機(jī)基礎(chǔ)振動(dòng)引起，也可能由兩者共同引起;

此外由于此次試驗(yàn)未開展對(duì)比試驗(yàn),因此難以量化采用100%級(jí)間距因子帶來的效益。由于異常噪聲仍未完全消除,需要開展進(jìn)一步更加系統(tǒng)與深入的測(cè)試分析。