高流速下微穿孔结构的非线性声学特性.docx

1、第19卷第4期1981年】2月Voi.19NUDec,1991同济大学学报JOURNALOFTQNGJIUNIVERSITY高流速下微穿孔结构的非线性声学特性王佐民赵松龄霍麟祯熊玲杰,¥（同济大学声学研究所）（上诲飞机研究所）'摘要本文着重研究左高声强条件下高速气流对微穿孔共振吸声结构非线性声学特性的影响.研究表明.随着气流马赫数的增加，吸声结构的消声系数明显下降，聚穿孔板的非线性声阻和声质置修正值都略有戚少.更需注意.在高速流条件下吸声结构的共振绎将会发生偏移.此时、必狗考虑声波传播时的多普勒效应.关询，高速流，微穿孔板，非线性。一、引言微穿孔吸声结构是由穿孔面板、蜂窝芯层

2、和底板组成的共振吸声结构。选用适当的材料可使该吸声结构具有耐高温耐腐蚀和能承受高速气流冲击等显著优点。因此，这种吸声结构巳被广泛应用于现代航空发动机消声短舱。由于微穿孔共振吸声结构实际应用于高声强高流速的环境中，超出了线性理论适用的范围，无法应用已有的理论计算公式油。国内外在共振吸声结构的非线性理论方面均巳进行了大屋卓有成效的研究工作”-可。然而，这些工作大都限于无流状况的吸声结构非线性声学特性。本文将着重研究高速气流对共振吸声结构的非线性声学特性的影响。.'二、实验装置及方法实验采用图1所示的装置。选用由Y280M-6型电动机带动的62LD型罗茨风机作为供气源，风机流量在40m3/m

3、in左右。选用罗茨风机作为气源具有流量大、费用低等优点。安装夺三通管道及控制迥门不仅是罗茨风机启动的需要，而且可以通过调节阀门来控制与实现实验管道所需的代流流速。在实验段（即微穿孔共振吸声结构段前安装了四组不同激发频率的簧片哨以得到较高的宽带噪声级。实验中采用了图2所示的微穿孔共振吸声结构；在50x50mm扁形刚性管道的顶面可安本文收到日期：1990年9月19日装不同穿孔率的微穿孔板。穿孔板的背面为深度可调的隔板和刚性背板。每段实验段的长度为500mm。气流流经变截面连接管道和©250mm的排气管道送至隔声墙外，测点位于出气口45。方向lm处，离地高度1.lm。测点周围为开阔空地，除

4、地面和隔声墙外，端口周围20m区域内无其他反射物。图2微穿孔共振吸声结构实睑段Fig.2Theexperimentalsectionwithaperforatedplatestvucture实验研究中,先后测量了马赫数M=0.20.6条件下分别安装无孔刚性面板和不同微穿孔板时测点P处的声压级。微穿孔板的穿孔率分别为2.18%,3.14%,4.91%和8.73%,板厚为1mm。微穿孔板后的空腔深度分别为10mm,20mm和30mm。实脸中采用了两套仪器来测定测点P处的声压级。其中一套是B/K.4165电容传苒器及RIONSA-25型1/3倍频程实时分析仪，另一套是B/K4165电容传声器及B/K

5、1616型1/3倍频程滤波器和B/K.2209型脉冲精密声级计。三、实验数据及其分析表1结出了安装刚性画板时不同气流马排数条件下测点P处的声压级。测量表明由罗茨风机和黄片靖蛆所产生的噪声为宽带噪声，其线性声压级随着气流马赫数由0.19至0.75的增加，从103.3dB增加到120.9dBo考虑到地面反射和距离衰减等因素，估计在实验段内部的王佐民等：高流速下微穿孔结构的非践性声学持性dBdB声压级要比P点的测试值高40dB左右，巳能达到可产生非线性效应的高声强级。Mtoo12515020025031640050053080010000.1965.080.075.688.496.496.2101.

6、590.977.981,978.S0.3075.590.382.396.6104.2104.9103,994.788.292.588.20.4076.795.386.5100.3103.7108.5103.692.192.199.198.80.4981.4100.390.3104.7104.5111.5110,1102.2101.199.7100.30.6383.9102,593.1108.6102.2112.2110.3103.0103.1105.3105.00.7587.2106.995.5108.3100.7108.6112.0109.9110.8110.2110.1表1刚性面板条件下P

7、点的渊量值/Hz/Hz1250160020002500315040005000<63008000AL0.1977.572.065.868.063.262.161.1S9.157.997.8103.30.3087.085.177.078.977.076.276.173.873.0103.6109.40.4092.189.085.687.685.884.683.383.383.1106.5111.20.4999.897.394.497.095.394.193.192.892.4111.3116.40.53104.8103.2102.4103.4101.6100.8100.299.598.91

8、15.0117.70.75110.2110.1108.6109.0107.5106.710S.0105.0104.6119.7120,9MTab,1ThemeasuredSPLofPunderrigidplatecondition衰减量下降且峰的频率也向低频段移动.当其原因之一是随着气流马赫数的增加，气流图3给出两种微穿孔共振吸声结构在不同马耕数条件下的吸声特性。测量表明，衰减量的峰值在1kHz左右，随着气流马赫数的增加，M20.49时，衰减量甚小，数据的有效性较差。图3两种鞭穿孔共振吸声结构的食喊量<a）孔径1.2mtn,孔距<mm,面板厚Itnm.腔滉3cm,穿孔率4.91%&

9、lt;b）孔&2tnm.孔距5mm.面板厚imm.脂深3cm,穿孔率8.73%Fig.3Theattenuationcurvesofperforatedplates.本身产生的再生噪声明显增高，已可与噪声源（指风机和簧片哨产生的经微穿孔共振吸声结构衰减后的声压级相比拟，从而使得实际测得的衰减量下降。为了具体分析实验数据，必须考虑到声波的传播特性。本文采用扁矩形消声官道中声传播的理论来进行分析考虑到一级近似有公式D=Aii<1)吊<i+Mr0)2+MLoz<2)a一4.34】_,<3)°，+“+啊/3)2H=2hjk(4)z9=z/p=P()Co(r+j

10、x)<5)C=Z,/P0Co(6)9=)1一券="由<7)2tan(X»)二诃/(8)其中：D是声压衰减髭；Al为一级近似消声系数3。为无流速时的消声系数3M为气流马毓数.，为吸声结构相对声阻率8*为吸声结构相对声抗率3功为频率参数J。为吸声结构相对声阻抗率，/为分布参数59为传播参数3为为扁矩形对称消声通道半高度J为波长，P。为气体密度6C。为气体中声速。由于在刚性面板和微穿孔面板状况下，气体流速、端口反射、管道收扩变化及地面反射等条件完全相同，因此在计算两次测量值的差值时，这些因素的影响全部可以抵消，不再对声压衰减最D产生作用。但是，由于管壁振动传播等因素将

11、使实际测得的衰减量比理论估算值要小。这在公式中等价于将消声系数4。乘上一个小于1的因子。同时，由无流状况的微穿孔共振吸声结构的声学理论知，共振结构总的相对声抗是X=(omW"H,Co(9)g=l.847ol+/6+“/2+°85d/<10)<11)其中：H是空腔深度，为声波角频率，/为声波频率6t为微穿孔板厚度3d为孔径8P为穿孔率。根据公式（I）至（II）,应用最小二乘法原理，由实验测得的衰减量数据出发，得到曲线拟合最佳时的，值和公式（10）中系数0.85的替换值仰，即能得到微穿孔共振吸声结构的非线性声阻率和末端修正值。拟合计算所得的装减曲线也已画在图3中。由

12、拟合所得的，值和心值列在表2中，表2中还列出M>0.49条件下算得的，和u/值，以作参考。分析表明I（1）随着汽流马赫致的增加，衰减最减小。其原因除了气流再生噪声的影响第4期王佐民号：高流速下被穿孔结构的非线性声学特性431表2，和w的拟合计算值图3（。）饱试段结构图3<b）测试段结拘rwrw0.191.50.381.20.410.301.50.371.40.350.401.40.381.4(0.75)0.491.40.381.40.410.631.40.381.40.43Tab.2Thecalculatedvaluesofrandw外，还由于声波在气流中的传播特性的影响。反映在公

13、式（2中，为分母中引入了的关系。因此，随着M的增加，消声系数随之下降。<2）存在气流时吸声结构的共振峰将发生偏移。随着马场数的增加，共振峰所对应的频率将向低频端移动。研究表明，在高速流情况下，必须考虑声波传播时的多普勒效应。即在使用公式9）和（10）时，不能直接将声波角频率。代人，而应乘上一个因子。理论上应从传播系数g中导出这个因子。但在粗略计算时可采用=+（12）这里，。'指代入公式（9）和（10）中的实际计算频率。应该指出这种多普勒效应对吸声频响的影响很大，在实际设计中不可忽视。（3）将计算得到的r值与无流状况的非线性声阻公式的估算结果相比较，两者基本一致。可以看到非线性声阻

14、受马斡数的影响很小。文献7所介绍的关于“平行孔板的气流所产生的声阻相当于马赫数眩乘以0.03/寸的关系是可信的。这也就是说，在实际设计中不必认真考虑这个因素所产生的非线性声阻修正。（4）由于气流和高声强的影响，使得公式（10）中的端口修正值0.85减少成为表2中的"值。目前一般认为这种减少是由于“吹掉”了穿孔板管道小孔外侧面的振动质量。但是.依据这种分析，公式（1。）中的修正值最多减少一半，应为0.43左右。但实验拟合值小于此值，这可能是由于两临近小孔间的相互影响之故尽管，与多普勒效应相此，"值的修正对吸声频响的影响较小。但是，仍需在今后的设计工作中给予应有的重视。前面已经

15、阐述了由实验研究及相应的分析所得的气流马赫数对微穿孔共振吸声结构的非线性声学特性的某些影响，取得了若干重要结果。特别是流速多普勒效应对吸声结构共振峰的影响尤为重要。目前尚未在收集到的国内外文献中见到类似的报导。由于各种条件的限制，本文的实验研究是在多因素共存的条件下进行的。因此，对于气流马赫数M与某些参量之问的准确定最关系尚需开展更为深入的研究。参考文献1赵松龄.噪声的降低与隔离，上册，上海：同济大学出版社，1985.L23马大猷.微穿孔板声阻抗的直接准确测量.声学学报，1983$8(5),257261.E33赵松龄，卢元伟.关于穿孔板的非线性声阻.物理学报，1978,27(5):600-60

16、3.C43IngardUno,IsingH.Acousticnonlinearityofanorifice.J.Acoust.Soc.Am.,1967M2(1)：6-17.5 GuessAW.Calculationofperforatedplatelinearparametersfromspecifiedacousticresistanceandreactance.J.SoundandVibration,1975;40(1):119-137.6 赵松fit,噪声的降低与隔离，下册，上海：同济大学出版社，1989.7 马大猷，沈嫁.声学手册，北京：科学出版社，1983.8 马大猷.微穿孔结构的设

17、计.声学学报，1988；13(3)t174180.AnExperimentalStudyontheNonlinearAcousticCharacteristicsofMicroperforatedPlateAbsorbingStructureUnderHighSpeedFlowWangZuominZhaoSongling(InstituteofAcousticsTongjjUniversity)HuoLinzhenXiongLingjie.(ShanshaiAircraftResearchInstitute)AbstractInthispaper,theeffectonnonlinearacousticcharacteristicsofmicroper-foratedplateabsorbingstructurehasbeenstudiedexperimentallyundertheconditionofintensivesoundpressureandhighMachnumber.ItisshownthattheattenuationcoefficientwilldecreaseobviouslywiththeincreaseofMachnumb