吳 睿 金向鋒

(惠州迪芬尼聲學科技股份有限公司 惠州516000)

0 引言

隨著主動降噪(Active noise control,ANC)技術的成熟，真無線立體聲(True wireless stereo,TWS)ANC耳機成為研究熱點[1-3]。ANC的基本原理為對系統(tǒng)中的前饋傳聲器和后饋傳聲器拾取到的噪聲進行數(shù)字信號處理(Digital signal processing,DSP)，用處理后的信號激勵揚聲器，使其發(fā)出反相的噪聲來實現(xiàn)降噪。大多數(shù)環(huán)境噪聲會在該機理下被降低，但是在風速較大的環(huán)境中ANC效果不佳。風速較大時傳聲器會拾取到風噪，由于風噪信號不屬于線性時不變(Linear time-invariant systems,LTI)系統(tǒng)，ANC機理對其無效。因此有必要研究如何抑制傳聲器拾取風噪信號。從膜片接收到聲波的方式，可將傳聲器分成“純粹壓力式”和“有壓差式存在”兩大類。前者可拾取全方向的聲波，后者可根據(jù)壓差成分比例設計需要的指向性。本文研究如何抑制全指向性傳聲器拾取風噪。

傳聲器拾取風噪的原理涉及流體力學，實際上風噪并不是風聲信號，而是傳聲器采集到了空氣湍流所引起的傳聲器膜片擾動。對抑制傳聲器拾取風噪的研究，可追溯到20世紀80年代。Strasberg[4]提出利用置于傳聲器外部的聲屏障結構來抑制風噪。通過量綱分析討論了抑制風噪的影響因素，包括風速、聲屏障大小和形狀。并利用公式(1)來計算傳聲器拾取到的風噪大小。

式(1)中，V是流速，f為頻率，D是聲屏障的直徑。

但Strasberg的研究只限于風速較低的情況。Morgan等[5]研究了高流速下，風噪形成的原因。根據(jù)伯努利理論，提出層流中的壓力波動與流體的動能有關。在高流速下，空氣中的總氣壓為

其中，μ是波動速度，V是平均流速，ρ是氣體密度。高流速下，波動速度為平均速度的5%～15%，所以公式(2)的值主要由第三項決定，即p=ρμV。因此Morgan等認為高流速下，風噪主要來源于氣流中的湍流壓力擾動；并通過實驗得出，流速較高時聲屏障并不能有效地減弱風噪。van den Berg[6]分別對低流速和高流速條件下的風噪進行了研究。他提出低流速下，傳聲器拾取到的風噪主要來源于氣流與風屏障作用產生的渦流；而高流速下，風噪來自于氣流中本身的湍流。聲屏障在低流速下，對風噪有較好的抑制作用；但是在高流速下，它的效果并不顯著。

目前應用的抑制傳聲器拾取風噪的結構，大都沒有根據(jù)上述原理進行設計，效果欠佳。例如在傳聲器的拾聲孔前加一段管道[7-9]。單獨管道并不會抑制風噪，反而會由于管壁的黏滯效應增大氣流中的渦流，從而使風噪增強。另一種設計是腔體在前管道在后的抗風噪結構[10-11]，氣流從腔體到管道，橫截面變小流速會加快，因此風噪也會增大。此外還有小孔加腔體的設計結構[12]，雖然在低流速會降低風噪，但是高流速下效果不佳。同時這種設計并沒有考慮到腔體引起的聲波傳遞損失。

為了簡化分析，本文忽略來風方向進行研究。基于風噪原理提出一種抗風噪結構設計，來抑制TWS耳機中全指向性傳聲器拾取風噪。然后進行有限元仿真和風噪實驗，驗證設計結構的抗風噪能力。最后，基于聲波的傳遞損失特性提出結構的尺寸設計指標，保證傳聲器拾取的聲信號不會在高頻失真。

1 抗風噪結構設計

目前TWS耳機中常用的微機電系統(tǒng)(Microelectro-mechanical Systems,MEMS)電容式全指向性傳聲器如圖1所示，其長、寬、高分別為3 mm、2 mm和1 mm左右。其拾聲孔的直徑一般為0.5 mm。由傳聲器拾取風噪的原理可知，低流速下聲屏障對風噪有較好的抑制作用，但是高流速下效果甚微。所以本文設計的抗風噪結構由兩部分組成，第一部分降低氣流流速，第二部分充當聲屏障，如圖2所示。

圖1 MEMS傳聲器Fig.1 MEMS transducer

圖2 設計結構示意圖Fig.2 The schematic diagram of the designed structure

1.1 降低流速

第一部分的設計結構為漸變管道，從氣流入口到傳聲器的方向橫截面逐漸增大。考慮到TWS耳機的空間大小，管道的直徑在0.6～1.2 mm之間，長度在5 mm以內。由于管道直徑較小，管壁會與大部分氣流發(fā)生強烈的黏滯反應[5]，從而耗散氣流動能并降低氣流流速[13]。其次，根據(jù)物質守恒原理，理想條件下管道每個截面的氣流量相同，如公式(3)所示：

其中，V和S分別代表管道某截面的流速和面積。顯然截面積越大，氣流流速越小。因此，開口逐漸增大的管道會降低氣流流速。

基于有限元仿真，驗證該設計管道對氣流流速的影響。模型使用“湍流，k-ε”接口求解漸變管道中的氣流湍流，并采用含壁函數(shù)的湍流模型與對稱面邊界條件來簡化計算。仿真模型中的漸變管道長度為3 mm，氣流入口面直徑為0.6 mm，出口面直徑為1 mm。入口面處入射氣流流速設定為10 m/s。仿真結果如圖3所示，不同顏色代表了不同的流速，氣流經過管道后，流速衰減明顯。圖4展示了管道出口截面的流速分布圖，出口截面中流速均低于5 m/s。而且速度分布符合黏滯效應，靠近管壁流速低，管道中部流速高。因此，仿真結果驗證了截面逐漸變大的直管能有效地降低氣流流速這一結論。考慮到實際結構的可制作性與一致性，彎管不在本文的討論范圍中。但根據(jù)原理，截面逐漸增大的彎管也能有效地降低氣流流速。

圖4 出口橫截面的流速分布Fig.4 Velocity distribution on outlet cross section

1.2 聲屏障

第二部分結構為腔體，腔體內填充泡棉，充當抑制風噪的聲屏障。整體抗風噪設計結構如圖5和圖6所示，氣流先通過漸變管，從高流速轉變?yōu)榈土魉佟Ｔ诘土魉贍顟B(tài)下，氣流再經過聲屏障，最后到達傳聲器的拾聲孔。由公式(1)可知，聲屏障的面積越大，抑制風噪的效果越好。因此泡棉設計為尖劈形，增大與氣流的接觸面積。

圖5 整體結構示意圖Fig.5 Overall structure diagram

圖6 整體結構實物圖Fig.6 Overall real structure

2 抑制風噪的實驗

2.1 對比實驗

基于該設計結構進行風噪測試實驗。實驗時傳聲器正對風管，采集傳聲器所拾取到的風噪信號。實驗采用的MEMS傳聲器尺寸為2.7 mm×1.8 mm×1 mm，靈敏度-38 dBV/Pa，信噪比64 dB(A)。傳聲器和設計結構按圖6方式固定。風管提供流速為10 m/s的氣流，實驗時結構固定在支架上，與風管出口距離30 cm，如圖7所示。采用Audio Precision 5.0聲頻測量設備，錄取傳聲器拾取到的信號并進行分析。

圖7 實驗示意圖Fig.7 Wind noise experiment setup

進行對比實驗，抗風噪測試的對象如下：(1)單獨傳聲器；(2)傳聲器前加一段直管；(3)傳聲器前加抗風噪結構。同一對象錄聲5次，對頻譜結果進行平均處理來減少實驗誤差。實驗結果如圖8所示。和單獨傳聲器相比，抗風噪結構能明顯減弱傳聲器拾取到的風噪，而且頻率越高效果越好。在人聽感最明顯的頻率點1000 Hz，能抑制10 dB左右的風噪。

圖8 對比實驗結果Fig.8 Results of the comparison experiments

直管結構不僅不會抑制風噪，反而會增大風噪。雖然直管由于管壁的黏滯效應降低了氣流的流速，但是在其出口處截面存在明顯的速度梯度，如圖4仿真模型中管道出口的速度分布。速度梯度是形成湍流的重要原因。因此直管出口處湍流劇烈，傳聲器采集到的風噪信號不降反增。

2.2 影響因素

對該抗風噪結構的幾個關鍵因素進行實驗分析。包括腔體大小、管道等效直徑和泡棉材質。首先保持其他條件相同，采用大小分別為3.6 mm×2.4 mm×3.1 mm和8.33 mm×7.7 mm×4.5 mm的兩種腔體組裝成抗風噪結構，進行對比實驗。圖9實驗結果表明了大腔體有更好的抑制風噪能力，尤其在中高頻效果更明顯。其本質是因為大腔體增大了聲屏障與氣流的接觸面積。

圖9 不同大小腔體的抗風噪實驗結果Fig.9 Experiment results of different cavities

圖10展示了不同等效直徑的漸變管所構成的抗風噪結構的效果對比。等效直徑定義為d=L/π，其中L為管道中心(距離入口為管道總長度一半的位置)的截面周長。等效直徑越小，抗風噪性能越好。管道越小，管壁黏滯效應會和更多的氣流發(fā)生反應，亦會更有效地消耗能量降低流速。圖11展示了3種不同密度的泡棉，將其裝入腔體組成結構進行實驗。對比結果如圖12所示。泡棉密度越大，抗風噪效果越好。從原理上分析，泡棉密度越大，泡棉孔隙率越小，聲屏障和氣流的接觸面積越大。

圖10 不同管道直徑的抗風噪實驗結果Fig.10 Experiment results of different tube diameters

圖11 3種不同密度的泡棉Fig.11 Three different kinds of foams

圖12 不同密度泡棉的抗風噪實驗結果Fig.12 Experiments results of different foams

3 聲波傳遞損失分析

抗風噪結構幫助傳聲器抑制風噪的同時，也要保證其他有用聲信號通過，例如人聲。根據(jù)聲傳輸線以及等效電路理論[14]，該傳播路徑可以等效為圖13所示電路。由聲質量Ma和聲容Ca組成一個低通濾波器。其截止頻率和相關參數(shù)如公式(4)和公式(5)所示：

圖13 等效電路圖Fig.13 The equivalent circuit

其中，Ra為管道的聲阻，簡化模型忽略腔體和泡棉的阻抗；V是結構中腔體的體積，d為管道的等效直徑，ρ0是空氣密度，c0是空氣中的聲速，L是設計管道的長度，S為管道的橫截面積。

基于不同尺寸的抗風噪結構，進行聲波傳遞損失實驗。以截止頻率評價其效果，顯然截止頻率越低，傳遞損失越大。傳聲器和不同參數(shù)的結構耦合，如圖7固定在支架上，兩種結構參數(shù)如表1所示。內部均填充密度為18 kg/m3的相同泡棉。同時根據(jù)公式(4)和公式(5)計算出兩種結構下的理論截止頻率，見表1。在消聲室中音箱發(fā)出50～10000 Hz的掃頻信號，Audio Precision 5.0聲頻測量設備錄取并分析傳聲器拾取到的信號。

表1 實驗結構參數(shù)Table 1 The parameters of two different structures

圖14展示了實驗結果。和單獨傳聲器曲線相比，可得兩種結構的實測截止頻率分別在5000 Hz和1000 Hz左右，基本和表1中的理論截止頻率吻合。因此該等效電路模型能較準確地計算抗風噪結構的聲波傳遞截止頻率。

圖14 傳遞損失實驗結果Fig.14 Results of the transmission loss experiment

對于該設計結構，存在本征固有頻率。系統(tǒng)的Q值大于時結構會強烈的共振，從而產生“哨聲”。為了避免該現(xiàn)象，系統(tǒng)的Q值應小于，如公式(6)所示。進一步化簡得到公式(7)，抗風噪結構的設計需滿足該式。

為了保證耳機有良好的通話功能，傳聲器至少需要在8000 Hz以內拾取到不失真的聲音，所以低通截止頻率應大于8000 Hz，如公式(8)所示。結合公式(4)和公式(5)，可得公式(9)：

其中，d和L分別為漸變管的等效直徑和長度，V為腔體的體積。對于抗風噪結構，大的腔體體積、小的管道等效直徑和長的管道長度L都利于抗風噪性能，但是三者間的關系需要滿足式(9)，才能保證傳聲器拾取到的高頻信號不失真。因此，公式(7)和公式(9)為抗風噪結構的尺寸設計指標。

4 結論

本文首先介紹了傳聲器拾取風噪的原理，并分析了目前應用的抗風噪結構的設計缺陷。然后基于風噪原理，提出了一種新型抗風噪結構設計，來抑制傳聲器拾取風噪。

該設計由漸變管道和填充泡棉的腔體兩部分組成。漸變管道用來降低氣流的流速，填充泡棉的腔體用來充當聲屏障?；谟邢拊抡?，驗證了漸變管道降低流速的能力。風噪實驗結果證明了該設計能有效地抑制風噪。但是單獨直管結構對傳聲器拾取到的風噪不增反降。

討論了幾個關鍵因素對該結構抗風噪能力的影響。大的腔體、小的漸變管等效直徑和高的泡棉密度，都有利于結構的抗風噪效果。最后，基于聲傳輸線和等效電路理論，建立了聲波經過該抗風噪結構的傳遞損失模型，并通過實驗驗證了其準確性?；谠撃Ｐ秃透哳l不失真條件，提出了抗風噪結構的尺寸設計指標。