王 恒 毛崎波 胡龍軒 王淵德 謝 冉

(南昌航空大學(xué)飛行器工程學(xué)院 南昌 330063)

0 引言

利用聲波疊加干涉原理的干涉管，因其簡單的結(jié)構(gòu)和優(yōu)秀的消聲性能在噪聲控制領(lǐng)域中備受關(guān)注，例如著名的1/4 波長管和Herschel-Quincke(HQ)管。1/4 波長管利用管口入射聲波在管端反射后，形成頻率相同的聲波發(fā)生疊加干涉作用[1]。1/4 波長管因其簡單的結(jié)構(gòu)和良好的消聲性能，為許多工程領(lǐng)域提供了理想的解決方案，例如：在航空降噪領(lǐng)域，Oschwald等[2]利用1/4波長管干涉特性解決航空發(fā)動機(jī)的燃燒不穩(wěn)定問題，通過實(shí)驗(yàn)證明加入1/4 波管后，燃燒室固有頻率發(fā)生改變，提高燃燒的穩(wěn)定性；在汽車降噪領(lǐng)域，劉濤等[3]將1/4 波長管運(yùn)用在增壓發(fā)動機(jī)進(jìn)氣系統(tǒng)，有效解決渦輪增壓器的氣流嘯叫噪聲。HQ 管利用兩個分支管路徑的不同改變了聲波的相位[4]，聲波疊加干涉從而達(dá)到降噪的效果。HQ 這種結(jié)構(gòu)具有很大的可改造性，使得其在降噪領(lǐng)域具有很大發(fā)展?jié)摿Γ瑸榇顺霈F(xiàn)了大量基于HQ 管的研究。早期，Selamet等[5]提出一種改進(jìn)的多分支管并聯(lián)模型，并且推導(dǎo)出傳聲損失理論模型；Desantes 等[6]在傳統(tǒng)HQ 管兩分支管中引入一根連接管，給出一種推導(dǎo)這種帶有連接管理論模型的方法。隨后，Torregrosa 等[7]改變了分支管橫截面積，設(shè)計(jì)了一種橫截面積漸變的HQ 管，以此來提高傳統(tǒng)HQ 管的消聲性能；Poirier 等[8]提出了一種HQ 管與聲襯的組合模型，這種組合模型可以充分發(fā)揮二者的特性，達(dá)到更進(jìn)一步的消聲效果。在近期，Kim 等[9]設(shè)計(jì)了一種利用周期陣列的諧振管阻滯振速傳播進(jìn)而形成相位差的虛擬HQ 管，并且通過改變諧振管的排布方式實(shí)現(xiàn)降噪頻率的可調(diào)節(jié)；Arjunan[10]利用3D 打印技術(shù)數(shù)字化打印特點(diǎn)，實(shí)現(xiàn)了HQ管數(shù)字化制造，使得HQ 管可以在指定頻率降噪。除了上述理論實(shí)驗(yàn)研究，在工程應(yīng)用中也可以看到HQ 管的身影，例如：Hallez[11]就將傳統(tǒng)HQ 管應(yīng)用在航空發(fā)動機(jī)進(jìn)口降噪，在實(shí)際的測試中表明在特定頻率下具有明顯的降噪效果；Zhu 等[12]采用半主動控制HQ管對發(fā)動機(jī)的排氣噪聲進(jìn)行控制，測試結(jié)果表明在50～150 Hz頻率的范圍內(nèi)可以平均降噪35 dB。

以上論述中表明，無論在理論還是在實(shí)際工程應(yīng)用中，1/4波長管與HQ管都表現(xiàn)出良好的消聲效果，又因?yàn)槎呔哂邢嗨频穆晫W(xué)性能，為此本文提出了一種基于這兩種干涉管的新的半波長管，如圖1所示，其兩端開口和傳統(tǒng)半波長管相同[13]，但其另一端并不敞口而是連接主管類似于HQ 管，且其兩端口位于同一主管橫截面積上，使得相干波在同一主管橫截面相遇，從而達(dá)到干涉降噪的效果，這又與1/4 波長管相似，這種結(jié)構(gòu)布局方式使得這種新的干涉管占用空間更小，而且具有與1/4波長管和HQ管類似的消聲性能。本文首先推導(dǎo)出半波長管傳聲損失理論模型，然后基于理論模型探究了傳聲損失的影響因素，根據(jù)各影響因素對寬頻帶傳聲損失模型進(jìn)行了計(jì)算分析并且得出了較好的寬頻帶降噪效果，最后對理論模型進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證和管端部修正，驗(yàn)證理論模型的可靠性。

圖1 一種新型半波長管Fig.1 A new resonance tube

1 傳聲損失計(jì)算模型

圖2是本文提出的半波長管的多分支干涉管理論模型示意圖。圖中各分支管管徑均勻且串聯(lián)排布，同時假設(shè)管中無流且聲波以平面波傳播。

對于圖2所示的整個復(fù)雜的管道系統(tǒng)，由n個虛框中的基本子系統(tǒng)組成，就其中任意一個基本子系統(tǒng)而言，其進(jìn)出口間的聲壓p和體積速度v可以表示為

圖2 串聯(lián)排布的半波長管示意圖Fig.2 Schematic diagram of half wavelength tube in series arrangement

式(1)中，下標(biāo)“j”代表第j個子系統(tǒng)，[Tlj]為該子系統(tǒng)中的傳遞矩陣，其中的4 個元素T11、T12、T21和T22稱為四極參數(shù)[14]。同時，對于該子系統(tǒng)中的分支管的兩端的聲壓p和體積速度v可以表示為

式(2)中，k=ω/c0為波數(shù)，ω為角頻率，ρ0和c0分別為空氣密度與聲速，Aj和lj為第j個子系統(tǒng)中分支管的面積與管長，下標(biāo)“ju”和“jd”分別為第j個子系統(tǒng)中分支管的上游與下游端口。

在上述的子系統(tǒng)中，在主管與分支管的連接處，即分支管的上下游端口，由壓力和體積速度連續(xù)條件可得

從式(2)和式(3)可得

將式(5)和式(1)代入式(2)可得

由式(1)～式(6)可得傳遞矩陣[Tlj]的所有四極參數(shù)的表達(dá)式，即

對于圖2任意第j個子系統(tǒng)的進(jìn)出口狀態(tài)變量的傳遞關(guān)系可以通過式(7)表示，為了進(jìn)一步得到整體管道系統(tǒng)的傳聲損失，只需要將各個子系統(tǒng)串聯(lián)，則任意第j個子系統(tǒng)與第(j+1)個子系統(tǒng)間狀態(tài)變量的傳遞關(guān)系可以表示為

圖2所示的整體管道系統(tǒng)由n個子系統(tǒng)通過相應(yīng)的主管連接組合而成，為此可以通過如下傳遞關(guān)系式將整個系統(tǒng)進(jìn)出口的聲壓p和體積速度v可以表示為

式(9)中，[T]為整個系統(tǒng)總傳遞矩陣，A、B、C和D為總傳遞矩陣的四極參數(shù)，[Tl1]、[Tl2] 和[Tln]為子系統(tǒng)傳遞矩陣([Tlj]，其中j= 1，2，···，n)，[Tx1]、[Tx2]和[Tx(n-1)]為對應(yīng)的相鄰子系統(tǒng)間的傳遞矩陣([Txj]，其中j= 1，2，···，n-1)。從而整個系統(tǒng)的傳聲損失表達(dá)式可以由四級參數(shù)定義為[14]

當(dāng)已知分支管管數(shù)量和參數(shù)時，通過上述推導(dǎo)過程，可以得到四極參數(shù)A、B、C和D，將所得四極參數(shù)代入式(10)可以得出任意數(shù)量分支管串聯(lián)模型的傳聲損失。

假設(shè)只有一個半波長管時，傳聲損失表達(dá)式為[14]

當(dāng)Sjin=Sjout時，將傳遞矩陣[Tlj] 中四極參數(shù)代入式(11)可得

當(dāng)進(jìn)口端主管與出口端主管橫截面積相等時，即Sjin=Sjout時，可知該子系統(tǒng)產(chǎn)生共振的條件為

由此得到

其中，λ為波長。由式(14)可知，當(dāng)分支管長為半波長的奇數(shù)倍時產(chǎn)生共振，所以稱之為半波長管，其共振頻率為

當(dāng)xj=0時，簡化為同一位置的多分支1/2管模型。

因?yàn)閤j= 0，所以式(9)中，子系統(tǒng)之間的傳遞矩陣，將其和式(7)代入式(9)可得

當(dāng)進(jìn)出口主管橫截面積相等時(Sin=Sout)，將式(16)中四極參數(shù)值代入式(11)可以得到任意數(shù)量分支管同一位置時的傳聲損失為

2 數(shù)值計(jì)算

在上述的理論模型中，推導(dǎo)出了半波長管的傳聲損失理論模型，但在多分支管模型時，式(9)和式(17)將會變得極其復(fù)雜，難以推導(dǎo)出對傳聲損失的影響因素。為了更直觀探究出串聯(lián)與并聯(lián)模型中對傳聲損失的影響因素，下面基于前文推導(dǎo)的理論模型，進(jìn)行了半波長管模型在不同管徑和管長下以及在不同分支管距離下的傳聲損失數(shù)值計(jì)算，并將數(shù)值計(jì)算的結(jié)果統(tǒng)一表示為0～1500 Hz 上的傳聲損失曲線。

2.1 管徑和管數(shù)對傳聲損失的影響

分析不同管徑和管數(shù)在半波長管模型x=0 m(并聯(lián))時和x=0.1 m (串聯(lián))時對傳聲損失的影響，假設(shè)主管管徑D=0.1 m，分支管管長l=0.5 m，并且各分支管長度相同。

首先，三分支管模型，圖3表示管徑變化時的傳聲損失。通過對圖3(a)觀察分析可知，x= 0 m 時，即同一位置多分支管時，增加分支管管徑，即增加分支管總橫截面積可以增加傳聲損失，拓寬固有頻率處的消聲峰，增加其消聲性能。通過對圖3(b)觀察分析可知，x=0.1 m時，多分支管串聯(lián)時，增加分支管管徑，同樣可以增加傳聲損失。

其次，分支管的橫截面積之和保持不變，而改變分支管數(shù)目，結(jié)果如圖4所示。對圖4(a)結(jié)果分析可知，x=0 m時，不管每個模型中分支管數(shù)量是否相同，只要總的分支管橫截面積相同，傳聲損失也相同。對圖4(b)結(jié)果分析可知，x= 0.1 m 時，與x=0 m時類似，傳聲損失基本保持不變。

最后，對比圖3、圖4中x= 0 m 和x= 0.1 m可以發(fā)現(xiàn)：在分支管長不變的情況下，無論是串聯(lián)還是并聯(lián)模型，改變管徑和管數(shù)都不會改變模型的固有頻率，這與理論模型相一致，由式(16)可知，并聯(lián)模型的共振頻率的條件為sinklj= 0∪(1-cosklj)≠ 0，由共振條件推得共振時的條件與式(14)相同，共振頻率也與式(15)相同；在管徑和管數(shù)相同的情況下，串聯(lián)模型與并聯(lián)模型的傳聲損失基本相同。

圖3 兩種模型不同管徑傳聲損失Fig.3 Sound transmission loss of the two models with different pipe diameters

圖4 兩種模型不同管數(shù)傳聲損失Fig.4 Sound transmission loss of the two models with different number of the tube

2.2 管長對傳聲損失的影響

探究管長對半波長管傳聲損失的影響，同樣主管橫截面積不變(主管管徑D= 0.1 m)，分支管管徑保持不變。從2.1 節(jié)管徑對傳聲損失影響的結(jié)果可知，當(dāng)主管管徑已知，分支管管徑的增加可以拓寬消聲頻率，因此為了獲得更好的消聲效果，所以選擇分支管管徑為d= 0.05 m，支管間的距離為x=0 m或者x=0.1 m。

為了更清楚展示出管徑改變的計(jì)算結(jié)果，選擇10 分支管模型進(jìn)行計(jì)算，并通過式(15)計(jì)算相應(yīng)的固有頻率，各分支管的長度和固有頻率如表1所示。

表1 10 分支管模型物理尺寸Table 1 Physical dimensions of 10 branch tube model

由理論模型可知，無論是串聯(lián)模型還是并聯(lián)模型，固有頻率都是由分支管的長度決定的，所以將串聯(lián)和并聯(lián)模型在不同管長下的傳聲損失計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

圖5 串并聯(lián)模型不同管長傳聲損失計(jì)算結(jié)果Fig.5 Calculation results of sound transmission loss of different tubes in series and parallel models

在圖5所示的計(jì)算結(jié)果中可以看出，分支管管距為零與不為零的相同之處在于都產(chǎn)生了共同消聲尖峰，這與之前的理論模型相符合，由于兩種模型的物理尺寸相同，所以二者具有相同的共振峰；從兩者的傳聲曲線可以看出，當(dāng)各分支管之間的長度差適當(dāng)，即各分支管之間固有頻率差一定，都可以形成寬頻帶傳聲損失。差異在于從形成的頻帶可以看出，一階消聲頻帶二者差距不大，但是在二階消聲頻帶，串聯(lián)的傳聲損失要明顯高于并聯(lián)。

2.3 分支管之間的距離對傳聲損失的影響

本節(jié)計(jì)算所用的10 分支管模型與表1相同，探究分支管之間距離對傳聲損失的影響，分別取x等于0.001 m、0.01 m、0.1 m、0.2 m 和0.3 m，計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

圖6 不同分支管管距對傳聲損失的影響Fig.6 Influence of different branch tube spacing on sound transmission loss

從圖6中可以看出當(dāng)分支管之間的距離較小(x= 0.001 m)時，基本不會形成頻帶消聲效果；隨著距離的增加，寬頻帶的消聲效果開始出現(xiàn)，并且頻帶的消聲量級也在增加，同時也可以看出隨著距離的增加，寬頻帶的穩(wěn)定性在降低；當(dāng)x=0.3 m時，頻帶會出現(xiàn)劇烈的波動，頻帶也隨之變窄。綜合對比可以看出在x=0.1 m時寬頻帶的消聲效果較好。

2.4 寬頻帶傳聲損失尺寸設(shè)計(jì)

在以上管徑、管長以及支管管距對傳聲損失影響的系統(tǒng)的探究中，應(yīng)用數(shù)值計(jì)算的方法，得出了本文所提出的半波長管的各種影響因素對其傳聲損失作用規(guī)律，將在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步對寬頻帶傳聲損失進(jìn)行尺寸設(shè)計(jì)。

降噪頻帶設(shè)定為350～1350 Hz，要求頻帶內(nèi)不低于20 dB的消聲量級。基于理論模型通過數(shù)值計(jì)算軟件中的fmincon 函數(shù)進(jìn)行優(yōu)化計(jì)算，得到寬頻帶傳聲損失的管長尺寸如表2所示，結(jié)果如圖7所示。

圖7 寬屏帶傳聲損失Fig.7 Broadband sound transmission loss

表2 寬頻帶傳聲損失模型尺寸Table 2 Dimensions of broadband transmission loss model

由圖7可知，利用本文所推導(dǎo)理論模型和數(shù)值計(jì)算結(jié)果，對半波長管尺寸設(shè)計(jì)，可以實(shí)現(xiàn)精確的寬頻帶傳聲損失控制，從而達(dá)到目標(biāo)要求。

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證和端部修正

為了對理論結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證以及對管端部在非平面波引起的誤差進(jìn)行修正，對理論模型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證并且采用實(shí)驗(yàn)的方法進(jìn)行端部修正。

首先，搭建實(shí)驗(yàn)裝置，然后采用四傳感器的傳遞函數(shù)法對不同管長單分支管模型的固有頻率進(jìn)行了測量，主管和分支管尺寸如表3所示，其實(shí)驗(yàn)裝置如圖8所示。

圖8 實(shí)驗(yàn)測量裝置Fig.8 Experimental measuring device

其次，采用實(shí)驗(yàn)的方法對理論模型中管端部進(jìn)行修正[15]。單分支管時，分別測量了5 根不同長度分支管的傳聲損失，其中各管尺寸如表3所示，結(jié)果如圖9所示，基于傳聲損失的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到各管的固有頻率。將理論值對照實(shí)驗(yàn)所得固有頻率進(jìn)行修正得出端部修正系數(shù)Δl= 3.75r(r為分支管半徑)，修正后固有頻率計(jì)算公式(式(15))變?yōu)?，修正后的理論與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比如圖10所示。

表3 主管與分支管尺寸Table 3 Dimensions of main and branch tube

圖9 不同管長傳聲損失Fig.9 Transmission loss of tubes of different lengths

圖10 分支管端部修正結(jié)果Fig.10 The end correction result of branch pipe

最后，引入端部修正后對傳聲損失理論模型進(jìn)行驗(yàn)證。當(dāng)管長同為0.5 m 時，分別對單分支管、雙分支管和三分支管的傳聲損失進(jìn)行測量，其中雙分支管與三分支管管距為0.06 m，分支管與主管其余具體尺寸如表3所示，對比實(shí)驗(yàn)測得的結(jié)果對修正后的理論結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，如圖11所示。

圖11 不同分支管數(shù)理論與試驗(yàn)對比Fig.11 Comparison of theory and experiment with different branch number

4 結(jié)論

本文首先提出一種新的半波長管模型，并推導(dǎo)出任意分支管理論模型；然后通過數(shù)值計(jì)算分析了傳聲損失影響因數(shù)，根據(jù)影響因數(shù)分析的結(jié)果以及數(shù)值計(jì)算軟件計(jì)算結(jié)果設(shè)計(jì)了寬頻帶傳聲損失的模型尺寸，得出350～1350 Hz 且不低于20 dB 的寬頻帶消聲效果，證明本文所提出的半波長管具有良好的消聲潛力；最后通過實(shí)驗(yàn)方法對理論模型進(jìn)行修正和驗(yàn)證，修正理論模型的同時也證實(shí)理論本文所推導(dǎo)理論模型的可靠性。未來的研究中可以將其設(shè)計(jì)為一種空間折疊結(jié)構(gòu)聲學(xué)超材料，使得其具有完美吸聲效果以及亞波長厚度[16-17]，使得在各領(lǐng)域應(yīng)用中具有更大的潛力。