楊嘉豐，薛東文，李卓瀚，黃太譽(yù)，徐健

1. 中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所，西安 710065 2. 航空聲學(xué)與振動(dòng)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710065

自飛機(jī)誕生以來，民用航空運(yùn)輸產(chǎn)業(yè)伴隨著航空工業(yè)水平的提升而愈發(fā)壯大，全球一體化和信息化的不斷深入，使得民用航空運(yùn)輸業(yè)更加成為全球經(jīng)濟(jì)發(fā)展不可或缺的部分。國(guó)際航空協(xié)會(huì)(IATA)公布的數(shù)據(jù)顯示，全球航運(yùn)旅客自2000年以來一直穩(wěn)步增加。然而日益頻繁的飛機(jī)起降使得航空噪聲問題受到了公眾的廣泛關(guān)注并在個(gè)別地區(qū)引起了強(qiáng)烈的不滿[1-2]。因此，國(guó)際民航組織(ICAO)從20世紀(jì)60年代起便率先頒布了飛機(jī)噪聲適航標(biāo)準(zhǔn)，并在后續(xù)不斷提升該標(biāo)準(zhǔn)的要求，如今大多數(shù)型號(hào)客機(jī)執(zhí)行的是第4階段標(biāo)準(zhǔn)，波音787、空客A380更是能夠滿足第5階段噪聲適航標(biāo)準(zhǔn)的要求，嚴(yán)苛的適航條件使得很多噪聲未達(dá)標(biāo)的民航客機(jī)無法投入使用，面臨著被市場(chǎng)淘汰的危險(xiǎn)局面。同時(shí)該標(biāo)準(zhǔn)也是中國(guó)首架大涵道比渦扇客機(jī)C919進(jìn)入國(guó)際市場(chǎng)所面臨的一項(xiàng)巨大挑戰(zhàn)。

大型飛機(jī)的噪聲源主要可以分為2大類：推進(jìn)系統(tǒng)噪聲和機(jī)體空氣動(dòng)力噪聲[3-4]。其中推進(jìn)系統(tǒng)噪聲來源于發(fā)動(dòng)機(jī)，主要有風(fēng)扇噪聲[5-6]、壓氣機(jī)噪聲[7-8]、噴流噪聲和燃燒室噪聲等，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)風(fēng)扇直徑的不斷擴(kuò)大和涵道比的提升，風(fēng)扇噪聲已經(jīng)成為發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲中最主要的部分。

大型民用客機(jī)在起飛時(shí)，其2個(gè)或者4個(gè)大涵道比渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)通常處于滿功率運(yùn)行狀態(tài)，噪聲排放強(qiáng)度達(dá)到最大，強(qiáng)烈的發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲使得飛機(jī)和發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)者不得不面對(duì)以下問題：① 該型號(hào)飛機(jī)能否滿足適航噪聲標(biāo)準(zhǔn)；② 艙內(nèi)人員的乘坐舒適性[9]；③ 高強(qiáng)度噪聲引發(fā)機(jī)體材料出現(xiàn)聲疲勞現(xiàn)象，材料強(qiáng)度下降，從而危及飛行安全[10]。

控制發(fā)動(dòng)機(jī)的噪聲，第1種的方法是從噪聲聲源處切入，如增大涵道比、調(diào)整轉(zhuǎn)靜子葉片數(shù)、風(fēng)扇葉片彎掠設(shè)計(jì)等。但是由于需要兼顧氣動(dòng)性能，此種方式的降噪潛能已經(jīng)越來越小。發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲控制的另一種方法是使用消聲短艙和管道聲襯技術(shù)在噪聲傳播的過程中對(duì)其進(jìn)行吸收，現(xiàn)代的民航客機(jī)無一例外的采用了此項(xiàng)方案。

消聲短艙的核心吸聲元件是構(gòu)成管道壁面的聲襯(Acoustic Iiner)，最常見的聲襯是由穿孔板-蜂窩腔-剛性背板組合而成，為多個(gè)亥姆霍茲共振腔的并聯(lián)組合結(jié)構(gòu)，采用共振式吸聲原理，由一層穿孔面板，一層蜂窩芯加上底部背板構(gòu)成的稱為單自由度聲襯(Single Degree-of-Freedom, SDOF),其在共振區(qū)間內(nèi)吸聲效果較為明顯，但是在遠(yuǎn)離共振頻率處幾無效果。為此，新一代大型客機(jī)短艙[11]采用的都是雙自由度聲襯(Double Degree-of-Freedom, DDOF)，其由2層穿孔板和蜂窩空腔構(gòu)成，如圖1所示。

使用雙自由度乃至多自由度的目的在于有效拓寬聲襯的吸聲頻帶[12-13]，從而控制寬頻噪聲。對(duì)于穿孔板-蜂窩腔結(jié)構(gòu)的聲襯而言，描述其聲學(xué)特性的最重要的參數(shù)是無量綱聲阻抗，國(guó)外科研機(jī)構(gòu)NASA[14]、德國(guó)宇航院DLR[15]、荷蘭宇航院NLR[16]等都擁有其成熟的流管實(shí)驗(yàn)裝置和實(shí)驗(yàn)方法用于測(cè)量聲襯的聲阻抗，國(guó)內(nèi)北京航空航天大學(xué)[17]也構(gòu)建了相似的設(shè)備。

雖然聲阻抗是壁面聲襯最重要的參數(shù)，是管道聲傳播和管中聲場(chǎng)數(shù)值模擬的必不可少邊界條件[18-21]。但是，現(xiàn)有的國(guó)內(nèi)外聲襯實(shí)驗(yàn)僅能得到聲襯的聲阻抗，無法直觀地反映出聲襯的吸聲特性。因此本文提出了一種基于聲能量方法的流管壁面聲襯吸聲特性測(cè)試方法，在不同流速下以及管道的截止頻率范圍內(nèi)，通過測(cè)量分解駐波[22]得到聲襯安裝段管道的入射、反射和透射聲能量，使用傳聲損失和吸聲系數(shù)等參數(shù)描述聲襯的性能，直觀地顯示出不同聲襯吸聲所針對(duì)的主要頻率。首先介紹實(shí)驗(yàn)裝置和被測(cè)實(shí)驗(yàn)件，然后給出理論和實(shí)驗(yàn)原理，之后展示主要測(cè)試結(jié)果并加以討論，最后得到結(jié)論。

圖1 不同自由度的聲襯Fig.1 Liners of different degree-of-freedom

1 實(shí)驗(yàn)裝置與設(shè)備

1.1 流管聲學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)

實(shí)驗(yàn)使用流管聲學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)模擬航空發(fā)動(dòng)機(jī)消聲短艙壁面聲襯真實(shí)的工作環(huán)境，所使用的流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)如圖2所示，按照基本功能流管可分為多組模塊：① 聲學(xué)測(cè)量段,位于管道的中部，包含聲場(chǎng)安裝匣和傳聲器陣列，安裝匣中可以安裝長(zhǎng)寬為400 mm×200 mm的平板聲襯實(shí)驗(yàn)件，其中有400 mm×50 mm的面板暴露于管道中用來構(gòu)成管道的下壁面，聲襯安裝段管道兩側(cè)壁面為剛性壁面，聲襯正對(duì)的管道上壁面為16 個(gè)等間距傳聲器組成的陣列，傳聲器間距26.67 mm，同時(shí)在聲襯段的上游和下游分別布置有3 個(gè)傳聲器，所有傳聲器齊平安裝于管道上壁面，用于測(cè)量壁面聲壓；② 流場(chǎng)測(cè)試段，位于聲襯安裝段的上下游，使用皮托管確定管中流場(chǎng)和氣流速度；③ 聲源段，位于聲襯上游，即來流方向，由多個(gè)大功率揚(yáng)聲器組成，用于在管中產(chǎn)生高聲壓級(jí)入射聲波，本次實(shí)驗(yàn)使用的4 個(gè)揚(yáng)聲器位于管道同一軸向位置處，保證其產(chǎn)生的聲波無初始相位差；④ 上下游消聲端，采用變腔深結(jié)構(gòu)，腔中填充海綿以增強(qiáng)寬頻吸聲效果，使用合理參數(shù)的穿孔板-金屬絲網(wǎng)結(jié)構(gòu)構(gòu)成管道壁面，在不影響聲阻的情況下盡量減小流阻，消聲端分別安裝在流管的進(jìn)出口，用于降低管道端口的聲反射以提高管中聲場(chǎng)品質(zhì)，也可提供無反射邊界條件[23-24]。

上游消聲端之前為氣源及流速控制系統(tǒng)部分，采用高壓氣源供氣，使用各類自動(dòng)閥門和壓力傳感器通過反饋調(diào)節(jié)的方式控制流量進(jìn)而控制管中流速，管中平均流速最大可達(dá)0.26Ma,Ma為馬赫數(shù)。

圖2 流管聲學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of acoustic flow duct

流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)全長(zhǎng)約為5 m，管道橫截面為50 mm×50 mm正方形截面。小尺寸管道能夠有利于提高管道的截止頻率，根據(jù)聲波導(dǎo)管理論，當(dāng)管中馬赫數(shù)為Ma時(shí)，管道的一階模態(tài)截通頻率為

(1)

式中：c0為聲速；b為管道橫截面邊長(zhǎng)0.05 m；若取聲速為c0=340 m/s，可得各流速下的管中平面波截止頻率如表1所示。

表1 各流速下管道截止頻率

1.2 聲襯測(cè)試件

實(shí)驗(yàn)測(cè)試2件聲襯作為對(duì)比，一件為單自由度聲襯(SDOF)，另一件為雙自由度聲襯(DDOF)。其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示，其中Layer表示層數(shù)，單自由度聲襯1層，雙自由度聲襯共2層；d為穿孔板的孔徑；t為穿孔板厚度；σ為穿孔率；L為腔深。

雙自由度聲襯的2 層穿孔板幾何尺寸與單自由度聲襯相同，2 層蜂窩腔深度也都與單自由度聲襯相同，相當(dāng)于2 個(gè)同參數(shù)的單自由度聲襯的組合。實(shí)驗(yàn)測(cè)試頻率點(diǎn)為400～3 000 Hz，步長(zhǎng)100 Hz，各頻率入射聲波由揚(yáng)聲器依次掃頻激發(fā)，入射聲壓級(jí)130 dB，以最前端的傳聲器A1測(cè)得為準(zhǔn)，測(cè)試矩陣如表3所示。

表2 兩件被測(cè)聲襯的結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Structural parameters of two tested liners

表3 測(cè)試矩陣Table 3 Test matrix

2 理論背景與實(shí)驗(yàn)原理

2.1 傳聲損失測(cè)量方法

對(duì)于整個(gè)聲襯安裝段而言，其管道的一個(gè)壁面由聲襯構(gòu)成，整個(gè)安裝段可被視為一個(gè)消聲器，如圖3所示,A1～A3,B1～B3為傳聲器。同時(shí)其前后傳聲器使消聲器前方和后方管道中的入射波、反射波以及透射波都可以比較容易的測(cè)量計(jì)算得到，這時(shí)便可以通過計(jì)算聲襯安裝段的傳聲損失(Transmission Loss，TL)來從除聲阻抗之外的另一個(gè)方面反映壁面聲襯的吸聲性能。

傳聲損失是當(dāng)管道的出口為無反射消聲時(shí),消聲器的入口處的入射聲功率級(jí)Lwi與出口處的透射聲功率級(jí)Lwt的差，定義式為

(2)

式中：Wi和Wt分別為消聲器入口處入射波聲功率和出口處透射波聲功率，如果管道內(nèi)進(jìn)出口的聲波都是平面波，此時(shí)入射和透射聲功率為[25]

(3)

圖3 聲襯安裝段示意圖Fig.3 Schematic of liner-installed section

(4)

其中：Ii和pi、It和pt分別為消聲器入口處入射波的聲強(qiáng)和聲壓、出口處的透射波聲強(qiáng)和聲壓。S1、ρ1、c1、Ma1和S2、ρ2、c2、Ma2分別是消聲器入口和出口的管道橫截面積、聲傳播介質(zhì)的密度、聲速以及管中切向流馬赫數(shù)。這時(shí)，消聲器的傳聲損失可以表示成為

(5)

流管中聲襯安裝段無熱源，整個(gè)管道系統(tǒng)內(nèi)溫度相等，管道橫截面積始終保持相同，切向流馬赫數(shù)不大于0.3，為不可壓縮流動(dòng)，根據(jù)伯努利方程，管道內(nèi)流速以及流動(dòng)馬赫數(shù)也相同，所以式(5)可以進(jìn)一步化簡(jiǎn)為

(6)

由此可以看出，如果能求出聲襯安裝段上游的入射波復(fù)聲壓和后部的透射波復(fù)聲壓，便可計(jì)算出整個(gè)聲襯安裝段管道的傳聲損失。

假設(shè)管中空氣以均勻的速度U流動(dòng)，則均勻流動(dòng)介質(zhì)中的一維聲波控制方程為

(7)

展開全導(dǎo)數(shù)，將聲壓表示為隨時(shí)間的簡(jiǎn)諧關(guān)系p(x,t)=p(x)eiω t，代入式(7)可得

(8)

式中：x為測(cè)點(diǎn)位置，k=ω/c0為波數(shù)，ω=2πf為角頻率，f為聲波頻率，式(8)的通解為

(9)

式中：C1、C2為待定系數(shù)。由此可以看出，當(dāng)聲傳播介質(zhì)進(jìn)行均勻的勻速運(yùn)動(dòng)時(shí)，介質(zhì)中聲波的前傳和后傳波數(shù)都會(huì)受到馬赫數(shù)——即流速的影響，前傳波和后傳波的波數(shù)分別為

(10)

對(duì)于實(shí)驗(yàn)中所用的流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)而言，由于聲襯構(gòu)成了測(cè)試段的下壁面，形成了一個(gè)聲學(xué)軟壁面，所以在垂直于聲襯表面的方向上會(huì)存在波數(shù)。但在距離聲襯安裝段比較遠(yuǎn)的A1、A2以及B2、B3傳聲器處，截止頻率之下聲波的高階模態(tài)已經(jīng)充分衰減，其管中聲場(chǎng)可被視為只有平面波傳播。所以以A1、A2為例，兩側(cè)點(diǎn)的聲壓可分別以被表示為

p1=pie-ik+x1+preik-x1

(11)

p2=pie-ik+x2+preik-x2

(12)

式中：pr為反射波。

變換式(11)和式(12)，可將入射波和反射波用測(cè)點(diǎn)聲壓和測(cè)點(diǎn)位置表示出來

(13)

(14)

同理在聲襯安裝段的下游，利用B2和B3這2個(gè)測(cè)點(diǎn)傳聲器測(cè)得的復(fù)聲壓可求出透射波pt。至此，便可根據(jù)式(6)計(jì)算出聲襯安裝段的傳聲損失，得到聲襯安裝在流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)上時(shí)的有效吸聲頻段。同時(shí)也可計(jì)算得到聲襯安裝段聲能量反射系數(shù)rc和聲能量透射系數(shù)tc 為

(15)

在管道中，揚(yáng)聲器產(chǎn)生的聲能量向下游傳播經(jīng)過聲襯安裝段時(shí)，只有被反射、被聲襯吸收和透射傳播至下游3種形式，所以聲襯安裝段的吸聲系數(shù)為

α=1-rc-tc

(16)

管道中聲襯安裝段的吸聲系數(shù)，反射系數(shù)和透射系數(shù)可從能量的角度體現(xiàn)出聲襯對(duì)管中入射聲能量的耗散作用。

2.2 聲阻抗提取方法

實(shí)驗(yàn)使用Jing等[26]提出的在波導(dǎo)管內(nèi)正向提取壁面聲阻抗的方法——直接提取法來測(cè)量聲襯聲阻抗。根據(jù)管道模態(tài)波理論，不論進(jìn)出口邊界條件如何，流管壁面聲壓都可以寫成如下復(fù)指數(shù)函數(shù)之和

(17)

式中：N為截?cái)嗄B(tài)數(shù)，An為各模態(tài)幅值，此處約定軸向波數(shù)kx,n的實(shí)部為正時(shí)對(duì)應(yīng)前傳波。在聲襯安裝段的上游和下游，管道壁面都是剛性壁面，各流速下?lián)P聲器發(fā)出的入射聲波的頻率都在管道截止頻率之下，管道內(nèi)只存在有平面波。而在聲襯安裝段管道中，由于聲襯軟壁面的作用，管中在軸向和垂直于聲襯表面的方向均存在波數(shù)，此時(shí)管內(nèi)模態(tài)波的波數(shù)為復(fù)數(shù)，表明模態(tài)波是衰減的。同時(shí)有限長(zhǎng)聲襯造成的壁面阻抗間斷必然會(huì)散射出多個(gè)聲模態(tài)，消聲端也會(huì)產(chǎn)生少量的下游反射聲模態(tài)，所以流管中聲襯上方的聲場(chǎng)是比較復(fù)雜的。直接提取法借用了電磁學(xué)研究中一種重要的分析方法——Prony法。將Prony法用于對(duì)空間聲場(chǎng)的模態(tài)分解，而不是對(duì)時(shí)間信號(hào)的辨識(shí)，得到的是空間域中的復(fù)波數(shù)而不是時(shí)間域中的復(fù)頻率。在得到了單一模態(tài)波的軸向復(fù)波數(shù)后，通過頻散關(guān)系也就是不同方向波數(shù)的約束關(guān)系，就可得到法向波數(shù)ky,n，進(jìn)而代入如下的本征方程就直接得到了被測(cè)壁面聲襯的聲阻抗

(18)

式中:kx為特定模態(tài)管中軸向波數(shù);ky為管中聲襯表面垂向波數(shù)。Prony方法所分解的模態(tài)數(shù)與聲壓測(cè)點(diǎn)數(shù)有關(guān)。在本實(shí)驗(yàn)臺(tái)上，聲襯正上方布置了16個(gè)傳聲器，最多可分解出8個(gè)模態(tài)，直接提取法使用幅值最高的模態(tài)的波數(shù)計(jì)算聲阻抗。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

3.1 聲阻抗提取結(jié)果

不同切向流速下單自由度聲襯阻抗提取結(jié)果如圖4所示，圖中R代表聲阻，X代表聲抗，聲阻抗均已使用空氣的特性阻抗ρ0c0進(jìn)行了無量綱化，從圖可以看出，單自由度聲襯的聲阻在不同的切向流速條件下均隨著頻率的增加而減小，聲抗則隨著頻率的增加而增加，管內(nèi)流速為0.26Ma時(shí)，背景噪聲過大，傳聲器采集到的信號(hào)信噪比過低，導(dǎo)致該流速條件下的聲阻和聲抗的曲線都在2 000 Hz以下略有波動(dòng)，但是阻抗隨頻率的整體變化規(guī)律與其余流速一致。同時(shí)在400～3 000 Hz 全頻段，聲阻都會(huì)隨著切向流的增大出現(xiàn)明顯的上升，聲抗則隨著切向流略微減小，這是因?yàn)樵诟吡魉贂r(shí)，切向流誘發(fā)的聲阻在聲襯的總聲阻中起主導(dǎo)性作用，切向流速越大則聲襯的總聲阻越大，而聲襯總聲抗則主要由空腔聲抗決定

XL=-icot(kL)

(19)

式中：k=2πf/c0為波數(shù)，L為單自由度聲襯空腔深度，所以切向流對(duì)空腔聲阻的影響很小。

雙自由度聲襯阻抗提取結(jié)果如圖5所示，聲阻抗的隨流速的變化在不同頻段出現(xiàn)差異，在400～1 500 Hz以及2 200～3 000 Hz段，聲阻隨著流速增大而明顯增大，聲抗隨著切向流速增加而略有下降。而在1 500～2 200 Hz內(nèi)，聲阻和聲抗隨切向流速的變化并無明顯規(guī)律，同時(shí)在此頻段內(nèi)，同一流速下的聲阻隨頻率明顯增加，而聲抗隨頻率開始下降，這一頻段即為雙自由聲襯的反共振頻段。這導(dǎo)致在全頻段內(nèi)，雙自由度聲阻和聲抗隨頻率并非單調(diào)變化，聲阻變化趨勢(shì)為減-增-減，聲抗則呈現(xiàn)增-減-增趨勢(shì)。

圖4 單自由度聲襯在不同流速下的聲阻抗Fig.4 Acoustic impedance of SDOF under different grazing velocities

圖5 雙自由度聲襯在不同流速下的聲阻抗Fig.5 Acoustic impedance of DDOF under different grazing velocities

無切向流以及切向流速為0.18Ma時(shí)，單自由度聲襯和雙自由度聲襯阻抗對(duì)比分別見圖6和圖7，可看出單自由度聲襯的聲抗在整個(gè)頻段內(nèi)只有一次穿過等于零的橫軸，即單自由度聲襯在測(cè)試頻段內(nèi)只有一個(gè)共振頻率(聲抗X=0處的頻率)，無切向流時(shí)共振頻率在1 700 Hz附近，切向流為0.18Ma時(shí)在2 000 Hz附近。而雙自由度聲襯的聲抗曲線2次從下至上穿過或接近等于零的橫軸，因此其具有2個(gè)共振頻率，無切向流時(shí)在1 000 Hz與2 500 Hz附近，切向流速為0.18Ma時(shí)在1 100 Hz與2 700 Hz附近。

圖6 無流條件下單/雙自由度聲襯阻抗對(duì)比Fig.6 Comparison of impedance between SDOF and DDOF with no grazing flow

圖7 0.18Ma單/雙自由度聲襯阻抗對(duì)比Fig.7 Comparison of impedance between SDOF and DDOF with grazing flow of 0.18Ma

3.2 傳聲損失測(cè)試結(jié)果

單自由度聲襯在各流速下聲襯安裝段的傳聲損失頻譜如圖8所示，無切向流時(shí)，單自由度壁面聲襯對(duì)1 500～1 600 Hz的入射聲波有很強(qiáng)的吸收能力，流管中聲襯安裝段的傳聲損失最高可達(dá)70 dB,同時(shí)在1 300～2 000 Hz內(nèi)都有20 dB以上的傳聲損失。隨著切向流速的增加，流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)中聲襯在整個(gè)頻段內(nèi)的吸聲能力明顯下降，尖峰處的傳聲損失大幅減小?？梢钥闯鲈诟髁魉傧拢鞴苤新曇r在被測(cè)頻段內(nèi)的吸聲能力都是先增加后減少，同時(shí)傳聲損失最大處所對(duì)應(yīng)的頻率隨著切向流速的增加而明顯移向高頻，無流以及各流速下的最佳吸聲頻率分別是1 500 Hz、1 900 Hz、2 000 Hz、2 200 Hz。測(cè)量結(jié)果說明聲襯這類抗性消聲器在流管中有很明顯的頻率選擇性，在其共振頻率點(diǎn)附近，聲襯的吸聲性能非常明顯，而在遠(yuǎn)離共振頻率的頻帶內(nèi)，其吸聲量非常小，幾乎接近于零。

流速增大導(dǎo)致傳聲損失明顯下降的主要原因是高切向流速使得聲襯的聲阻增大，愈加遠(yuǎn)離壁面最優(yōu)聲阻，此時(shí)聲襯表面對(duì)于聲波而言變成了更“硬”的邊界，聲波更多的被聲襯反射回管道而非被吸收。共振式消聲器普遍在共振頻率處吸聲效果明顯，聲襯的共振頻率隨著流速的增加而移向高頻，體現(xiàn)為傳聲損失頻譜的尖峰同時(shí)移向高頻。

測(cè)試雙自由聲襯時(shí)，流管中聲襯安裝段在各流速下的傳聲損失頻譜如圖9所示，在整個(gè)實(shí)驗(yàn)頻段內(nèi)，各流速下傳聲損失都是隨著頻率的增加而呈現(xiàn)增-減-增-減的趨勢(shì)，即出現(xiàn)了2個(gè)吸聲尖峰。與單自由度聲襯相同的是，流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)中雙自由度聲襯的吸聲能力也會(huì)隨著流速的增大而下降，同時(shí)2個(gè)吸聲尖峰所對(duì)應(yīng)的頻率也隨著流速的增大略微移向高頻。

圖8 單自由度聲襯產(chǎn)生的傳聲損失Fig.8 TL generated by SDOF

圖10和圖11分別對(duì)比了在無切向流和切向流速為0.18Ma時(shí)單雙自由度聲襯吸聲性能的差異，無切向流時(shí)，雖然單自由度聲襯在流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)中最大可產(chǎn)生70 dB的傳聲損失，但是只會(huì)產(chǎn)生一個(gè)吸聲尖峰，遠(yuǎn)離尖峰頻率時(shí)，傳聲損失會(huì)迅速下降。而雙自由度聲襯能在400～3 000 Hz能產(chǎn)生2個(gè)傳聲損失尖峰，尖峰頻率為1 000 Hz和2 400 Hz，但是2個(gè)尖峰處的吸聲能力分別為53 dB 和22 dB，都不如單自由度聲襯的峰值高，同時(shí)2個(gè)尖峰頻率點(diǎn)之間會(huì)存在一個(gè)明顯的吸聲低谷頻段，如圖中的1 400～2 000 Hz段，這即是由雙自由度聲襯反共振效應(yīng)引起的，對(duì)應(yīng)阻抗頻譜圖5中的反共振頻段。

圖9 雙自由度聲襯產(chǎn)生的傳聲損失Fig.9 TL generated by DDOF

圖10 無流條件下單/雙自由度聲襯傳聲損失對(duì)比Fig.10 Comparison of TL between SDOF and DDOF with no grazing flow

可以看出在流管聲學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)上，雙自由度聲襯的優(yōu)勢(shì)在于明顯拓寬吸聲頻帶，以8 dB為標(biāo)準(zhǔn)衡量，無流條件下，單自由度聲襯僅能在1 100～2 200 Hz 產(chǎn)生8 dB以上的傳聲損失，而雙自由度聲襯則在600～2 700 Hz均可達(dá)到同樣的吸聲能力。

同樣的趨勢(shì)也體現(xiàn)在有流條件下，如圖11所示，當(dāng)切向流速為0.18Ma時(shí)，單自由度聲襯出現(xiàn)單個(gè)吸聲尖峰，雙自由度聲襯出現(xiàn)2個(gè)尖峰，峰值不如單自由度聲襯，而雙自由度聲襯能在更寬的頻帶內(nèi)產(chǎn)生8 dB以上的傳聲損失。

傳聲損失測(cè)試結(jié)果中的吸聲尖峰頻率并未與聲襯在同一切向流速下的共振頻率(聲抗X=0)完全對(duì)應(yīng)，這是因?yàn)楦鶕?jù)管道最優(yōu)壁面聲阻抗理論，一般情況下能使聲波達(dá)到最大耗散效果的壁面聲抗值在零附近但并不是零，在不同尺寸管道以及不同切向流速下，最優(yōu)聲阻抗也不盡相同。

需要指出的是，雖然聲襯安裝段的傳聲損失是由聲襯引起的，但是傳聲損失僅是聲襯安裝段(視為消聲器)的吸聲性能衡量指標(biāo)，而非聲襯的聲學(xué)參數(shù)。單自由度聲襯在實(shí)驗(yàn)臺(tái)上最高可產(chǎn)生70 dB的傳聲損失，這是特定長(zhǎng)度的聲襯在實(shí)驗(yàn)臺(tái)特定的管道幾何形狀以及平面波掠入射的情況下實(shí)現(xiàn)的，當(dāng)此件聲襯應(yīng)用于其他形態(tài)的消聲器，或者當(dāng)入射波模態(tài)較為復(fù)雜時(shí)，其吸聲能力會(huì)有變化。盡管如此，測(cè)量流管實(shí)驗(yàn)臺(tái)上聲襯安裝段的傳聲損失依然能夠得出聲襯大致的吸聲頻帶以及不同結(jié)構(gòu)元件級(jí)聲襯吸聲性能的差異。

圖11 0.18Ma單/雙自由度聲襯傳聲損失對(duì)比Fig.11 Comparison of TL between SDOF and DDOF with grazing flow of 0.18Ma

3.3 吸聲系數(shù)測(cè)試結(jié)果

無切向流條件下，單自由度聲襯測(cè)試段管道對(duì)入射聲波的吸收、反射以及透射情況如圖12所示，單自由度聲襯能夠在1 100 Hz～2 300 Hz頻段內(nèi)達(dá)到0.8以上的吸聲系數(shù)，甚至在1 300～2 100 Hz 內(nèi)可達(dá)到0.95以上，并且只存在一處峰值，這與傳聲損失數(shù)據(jù)結(jié)果相符。通過反射系數(shù)頻譜曲線可以看出聲襯段的反射很小，無流條件下，整個(gè)測(cè)試頻段內(nèi)反射系數(shù)都在0.05以下，說明聲襯安裝段上游管道內(nèi)駐波效應(yīng)很弱，使用單個(gè)傳聲器確定入射聲壓級(jí)是合理的。同時(shí)在遠(yuǎn)離共振頻率的區(qū)間內(nèi)，如圖中400～1 100 Hz以及2 300～3 000 Hz，透射系數(shù)大于0.2，表明在遠(yuǎn)離共振頻率的頻段內(nèi)，聲波大部分會(huì)透射過聲襯安裝段管道而傳播向下游，即此頻段內(nèi)聲襯壁面幾乎與剛壁無區(qū)別。

安裝單自由度聲襯時(shí)，各切向流速下聲襯安裝段的吸聲系數(shù)見圖13，從圖中可以看出不同切向流速下聲襯的吸聲性能差異很大，吸聲系數(shù)的峰值隨著流速的增加明顯下降，同時(shí)在2 000～3 000 Hz段有流條件下吸聲系數(shù)反而增大，這與圖8中此頻段的傳聲損失增加相符。

圖12 無流條件下單自由度聲襯聲能耗散情況Fig.12 Sound dissipation of SDOF with no grazing flow

圖14為切向流速為0.18Ma時(shí)雙自由度聲襯對(duì)聲波能量的耗散結(jié)果，可看出雙自由度聲襯明顯出現(xiàn)了2個(gè)吸聲系數(shù)尖峰，同時(shí)在高流速下，聲襯安裝段的反射系數(shù)相較于無切向流時(shí)略有上升，但是在400～3 000 Hz范圍內(nèi)也基本都在0.1以下。

選取0.085Ma對(duì)比切向流條件下單雙自由度聲襯吸聲系數(shù)，如圖14所示，單自由度聲襯產(chǎn)生的吸聲系數(shù)能夠在1 100～3 500 Hz頻段達(dá)到0.8，而雙自由度聲襯能產(chǎn)生0.8以上吸聲系數(shù)的頻段為600～2 900 Hz，充分說明了在本文的流管聲學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)上雙自由度聲襯能夠有效地拓寬吸聲頻帶。

圖15 0.085Ma單/雙自由度安裝段吸聲系數(shù)對(duì)比Fig.15 Comparison of sound dissipation between SDOF and DDOF with grazing flow of 0.085Ma

4 結(jié) 論

1) 采用基于聲能量理論的聲襯安裝段傳聲損失和吸聲系數(shù)的測(cè)試方法，能夠直觀體現(xiàn)聲襯對(duì)各頻率聲波的吸收性能和聲襯安裝段對(duì)入射聲波的吸收、反射和透射能力，也為無等效阻抗的非均勻結(jié)構(gòu)聲襯提供一種聲學(xué)性能測(cè)試方法。

2) 在流管聲學(xué)實(shí)驗(yàn)臺(tái)上，相對(duì)于單自由度聲襯，雙自由度結(jié)構(gòu)能夠有效拓寬聲襯的吸聲頻帶，但是在尖峰處的吸聲能力會(huì)有下降。因此雙自由度聲襯的設(shè)計(jì)需要兼顧2個(gè)吸聲尖峰頻率的位置，盡量縮小反共振區(qū)間，使其總體吸聲能力達(dá)到最優(yōu)。

3) 相較于無切向流環(huán)境，流管中切向流速的增加會(huì)使得聲襯的吸聲性能明顯下降，其最優(yōu)降噪頻率也會(huì)隨之明顯改變，所以切向流效應(yīng)是短艙聲襯設(shè)計(jì)需要考慮的最重要的因素之一。