消聲器膨脹腔氣流再生噪聲產(chǎn)生機理及抑制研究

劉海濤

(華東交通大學(xué) 機電與車輛工程學(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]。國內(nèi)外眾多學(xué)者對膨脹腔的聲學(xué)性能展開研究。如Chang等[2-4]學(xué)者采用數(shù)值方法和解析方法分析簡單膨脹腔的聲學(xué)特性，并對各種方法的結(jié)果進(jìn)行對比。Xiang等[5-7]對多膨脹腔組合結(jié)構(gòu)的消聲性能進(jìn)行分析，并對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，提升性能?？电娋w等[8]采用一維修正方法提升膨脹腔傳遞損失計算精度。方智等[9-10]通過數(shù)值仿真和實驗研究插管結(jié)構(gòu)和進(jìn)出口位置等結(jié)構(gòu)參數(shù)對膨脹腔消聲性能的影響。但這些研究主要針對膨脹腔作為消聲單元的性能分析。當(dāng)膨脹腔內(nèi)部有氣流通過時會產(chǎn)生氣流再生噪聲，消聲器會轉(zhuǎn)變成為發(fā)聲器，而且氣流再生噪聲會隨著流速增高以幾何級數(shù)增加，并成為消聲結(jié)構(gòu)中主要噪聲源之一。

國外學(xué)者在膨脹腔氣流再生噪聲領(lǐng)域展開了大量研究。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]通過實驗測試以及信號相關(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，并輔助實驗測量進(jìn)行驗證。國內(nèi)學(xué)者也對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)值仿真和實驗測試，對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]對從聲源類型的角度對簡單膨脹腔內(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)生機理及過程出發(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)的方法對氣流再生噪聲進(jìn)行抑制，并搭建氣流再生噪聲測試實驗臺，對數(shù)值仿真結(jié)果以及氣流再生噪聲抑制結(jié)構(gòu)進(jìn)行驗證。最后根據(jù)實驗結(jié)果分析穿孔管對氣流再生噪聲的抑制規(guī)律及特征。

1 氣流再生噪聲數(shù)值計算模型

現(xiàn)今對于氣流再生噪聲的數(shù)值預(yù)測有多種方法，其中混合法[21]可采用LES計算流場的非穩(wěn)態(tài)流動，再結(jié)合聲比擬方法進(jìn)行氣動噪聲源及聲傳播的計算，可以有效減少計算量，同時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，用于計算三維非穩(wěn)態(tài)流場。大渦模擬方法的濾波過程可由如下的卷積計算來描述，如式(1)所示。

(1)

用濾波方程處理非穩(wěn)態(tài)流場下的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)流場小尺度渦對整個流場的影響。本研究中選取WALE (The Wall-Adapting Local Eddy Viscosity Model)模型來構(gòu)建亞格子尺度模型，進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)流場中小尺度渦的求解，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Lighthill應(yīng)力張量，代表聲源項，其表達(dá)式如式(8)所示。

(8)

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

對于式(7)，考慮靜止固體邊界影響的聲場解如式(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項表示流體運動引起的四極子聲源，第2項表示固體表面作用在流體上形成的偶極子聲源，第3項表示單極子聲源。

從式(10)可以看出，聲場解析式中包含有速度、密度以及壓力等流場場量，這些場量需要從流體計算模型中獲取。大渦模擬計算的是時域瞬態(tài)流場場量分布，需要將其通過插值映射到聲場網(wǎng)格上，進(jìn)行聲比擬計算得到聲場中的時域湍流噪聲源項，然后通過時頻傅里葉變換將其轉(zhuǎn)換成頻域結(jié)果。獲得聲場網(wǎng)格上的頻域再生噪聲源以后，通過聲場數(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，設(shè)計一常規(guī)尺寸的膨脹腔結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真分析。流場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，減小計算誤差。網(wǎng)格模型的網(wǎng)格數(shù)量為26萬，網(wǎng)格模型的平均尺寸在1.5 mm左右。流場網(wǎng)格模型如圖1所示。

圖1 膨脹腔流場網(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膨脹腔內(nèi)部非穩(wěn)態(tài)流場進(jìn)行計算；用二階迎風(fēng)差分格式來離散N-S方程，并采用二階隱式離散格式對時間項進(jìn)行離散；采用計算收斂更快的PISO(Pressure Implicit Split Operator)算法對非穩(wěn)態(tài)流動過程進(jìn)行迭代計算。流場瞬態(tài)數(shù)值計算的相關(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 聲場數(shù)值仿真模型

聲學(xué)仿真模型對網(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，網(wǎng)格尺寸1.1～20.8 mm。建立的聲場仿真模型如圖2所示。

模型共分三個區(qū)，聲源區(qū)用于提取腔體流噪聲聲源，傳播區(qū)用于計算管內(nèi)外的聲傳播，而無限元用于計算聲場向自由場環(huán)境的輻射過程。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中的聲壓值。聲場仿真模型的參數(shù)及邊界條件設(shè)置，如表2所示。

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

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

3 氣流再生噪聲實驗平臺

為了能對消聲結(jié)構(gòu)的氣流噪聲進(jìn)行試驗分析和驗證，搭建了氣流再生噪聲實驗平臺，氣流再生噪聲實驗平臺構(gòu)造簡圖如圖3所示。

圖3 氣流再生噪聲實驗平臺示意圖Fig.3 The schematic diagram of the experimental platform for the airflow regeneration noise

實驗平臺主要由三葉羅茨風(fēng)機、冷凝器、氣罐、迷宮消聲器、半消聲室、傳感器、自動控制閥門以及自動化控制柜幾大部件組成。三葉羅茨風(fēng)機有三個葉片，可以有效減小出口氣流的波動。出口管內(nèi)最高流速可達(dá)到0.5 Ma，風(fēng)機在最高轉(zhuǎn)速時最大體積流量可達(dá)22 m3/min。三葉羅茨風(fēng)機隨著工作時間的增長，出口氣流的溫度會持續(xù)上升，最高能接近100 ℃。為保持前后實驗測量溫度的一致性，在風(fēng)機出口加裝冷凝器，保證不同測試溫度變化波動在5%以內(nèi)。為了消除由風(fēng)機帶來的低頻氣流波動，在冷凝器的后端加裝一個3 m3的儲氣罐，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，主要是為了消除臺架上游系統(tǒng)所產(chǎn)生的中高頻氣動噪聲，同時也為臺架測試端的入口形成一個無反射端環(huán)境，消除上游端聲波反射的影響。氣流再生噪聲實驗平臺的實物圖如圖4所示。

圖4 氣流再生噪聲實驗平臺實物圖Fig.4 The picture of the experimental platform for the airflow regeneration noise

臺架的流速控制采用PID(Proportion Integration Differentiation)控制方法。采用差壓流量計、熱電偶以及壓力計獲取出口流場信息，通過控制器控制風(fēng)機轉(zhuǎn)速、旁通閥和減壓閥的開度，從而得到期望流速。臺架測試系統(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。

測試用膨脹腔的尺寸及實物如圖5所示。

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

流噪聲測試系統(tǒng)安裝于冷流實驗臺的末端，位于消聲室內(nèi)，用于測量膨脹腔的流噪聲，其實物圖如圖6所示。

測試系統(tǒng)中用到的傳聲器為G.R.A.S公司的Type 26CA型自由場傳聲器。兩支自由場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，用于測取膨脹腔內(nèi)部輻射出來的氣流再生噪聲。為了消減地面反射對尾管輻射噪聲的影響，使輻射環(huán)境接近全自由場的聲場條件，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 氣流噪聲測試系統(tǒng)實物圖Fig.6 The picture of the testing system for the airflow regeneration noise

氣流再生噪聲測試平臺的本底噪聲通過直管進(jìn)行了測試，如圖7所示。隨著氣流速度的上升，背景噪聲也有所上升，但總體相對較低，如氣流速度在0.235 Ma時，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 流場仿真結(jié)果

采用LES方法，對膨脹腔內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)流動進(jìn)行時域瞬態(tài)數(shù)值仿真。流場發(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，會產(chǎn)生大量的漩渦，進(jìn)而影響整個腔內(nèi)流場的分布。

對于腔內(nèi)非穩(wěn)態(tài)流動，渦量可以更清楚地描述流場的非定常流動過程，渦量的表達(dá)式如式(10)所示。

(10)

根據(jù)式(10)，計算出腔體內(nèi)部三維流場的渦量分布，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間變化的過程。氣流從膨脹腔入口噴射出來，在氣體黏滯效應(yīng)的作用下，強剪切層中會生成小尺度的渦結(jié)構(gòu)，因而渦量呈細(xì)長的帶狀分布。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。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間變化的渦量分布。

圖9 腔體內(nèi)部的渦量時變云圖Fig.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的實驗測定結(jié)果相近。本研究建立的氣流再生噪聲數(shù)值計算模型準(zhǔn)確捕捉到了腔體內(nèi)部的非穩(wěn)態(tài)流動過程，直觀展示了腔體內(nèi)渦結(jié)構(gòu)的形成及變化機理。

4.2 氣流再生噪聲的聲源提取及聲場計算

采用時域瞬態(tài)仿真方法獲取膨脹腔內(nèi)部非定常流場以后，運用聲比擬方法提取流場場量信息進(jìn)行流噪聲源的計算。采用積分插值的方法提取流速v、溫度T、壓力p、密度ρ四項基本流場信息，映射到聲學(xué)網(wǎng)格上。再運用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)，通過聲場數(shù)值計算可獲得頻域氣流噪聲源及聲場分布的結(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)格模型上計算流噪聲源傳播過程，從而可獲取管外遠(yuǎn)場輻射的氣流再生噪聲聲壓值。將仿真模型中的遠(yuǎn)場輻射響應(yīng)點的聲壓值取出，并與實驗結(jié)果進(jìn)行對比，如圖12所示。

圖12 尾管遠(yuǎn)場輻射氣流再生噪聲聲壓級(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驗結(jié)果對比圖，結(jié)果顯示仿真結(jié)果在峰值頻率以及量級上都與實驗測試結(jié)果吻合良好，充分說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，同時聲波能透過穿孔板進(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。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)的流場仿真模型，并采用LES方法計算腔內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)流動。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。將流場時域瞬態(tài)仿真結(jié)果導(dǎo)入聲場仿真模型中，采用聲比擬方法進(jìn)行計算，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)計算模型計算出穿孔管膨脹腔尾管外遠(yuǎn)場輻射的氣流噪聲聲壓級，并與原膨脹腔的氣流輻射噪聲仿真結(jié)果進(jìn)行對比，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，從而使得流場中沒有大的渦結(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 抑制效果實驗驗證

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

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

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

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

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

圖21 遠(yuǎn)場輻射氣流再生噪聲的測試結(jié)果對比(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。以上測試結(jié)果充分說明穿孔管膨脹腔對氣流再生噪聲具有顯著的抑制效果。

圖22顯示了遠(yuǎn)場輻射氣流再生噪聲總聲壓級的對比圖，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)場輻射氣流再生噪聲總聲壓級對比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，對膨脹腔消聲單元內(nèi)部的氣流非穩(wěn)態(tài)流動及氣流再生噪聲進(jìn)行了分析。采用大渦模擬對膨脹腔內(nèi)部非穩(wěn)態(tài)流動進(jìn)行計算，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)渦流形成過程。通過提取流場信息計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)場響應(yīng)點的氣流噪聲聲壓值，與實驗測試結(jié)果吻合良好。根據(jù)腔內(nèi)氣流再生噪聲產(chǎn)生的機理，選用穿孔管對氣流再生噪聲進(jìn)行抑制。搭建氣流再生噪聲實驗平臺，并加工實驗樣件，對不同馬赫數(shù)下的穿孔管膨脹腔的噪聲抑制效果進(jìn)行了分析驗證。主要結(jié)論如下：

(1)膨脹腔內(nèi)上游段的氣流強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，在向下游的運動過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源。

(2)穿孔管可以有效隔離高低速氣流，阻斷強剪切層的形成，從而使得腔內(nèi)無法形成大量渦結(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)穿孔管膨脹腔對氣流再生噪聲聲壓級的抑制效果隨著氣流速度的增加而增強。

本文的研究對于排氣和通風(fēng)系統(tǒng)的氣流再生噪聲降噪設(shè)計具有較強的實際指導(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。