穿孔板式消声单元气流再生噪声的测试与影响因素研究

摘要：基于双传声器传递函数法，考虑到消声器静态传声损失和消除传声器头部栅格气流自噪声及气流源本地噪声的影响，发展了一种采用传声器间距组合的消声器气流再生噪声测试方法。根据量纲分析，参照相似原理，建立了本实验中穿孔板式消声单元气流再生噪声的总声功率模型，并对主要结构影响因素进行了讨论。结果表明：穿孔直径的减小和扩张比的增大均有利于气流再生噪声的降低，而穿孔板距离进口扩张处长度、穿孔率和穿孔板厚度对气流再生噪声的影响较小。

关键词：穿孔板式，气流再生噪声，测试，影响因素，消声器

Research on the Testing and Influence Factor of Flow Regeneration Noise in Perforated Plate Muffler Element

Abstract: Based on the method of double-microphone transfer function, considering the influence of static transmission loss of mufflers, erasing the effect from noise in the head lattice of microphones and the background noise in the flow source, a method for flow regeneration noise measurement in mufflers is developed by locating in different distance between two different microphones. Reference to the similarity principle, the model describing the total sound power of the perforated plate muffler element was established by utilizing dimensional analysis. A discussion about the main influencing factors of such structure is also executed in this paper, and the result shows that: the reducing of the perforated diameter as well as the increasing of the expansion ratio is in favor of the reduction of flow regeneration noise in perforated plate muffler element; the length from the perforated plate to the import expansion, the perforated ratio and the thickness of perforated plate have less effect on flow regeneration noise in such structure.

Keywords: perforated plate, flow regeneration noise, testing, influence factor, muffler

排气消声器由于其安装简单、价格合适及基本不影响系统性能等特点，是目前普遍采用的最有效控制排气系统噪声的降噪工具。但实际使用中发现，消声器的消声量会随着气流速度的升高而不断减少，当气流速度达到临界速度时，消声量甚至变成了负值，消声器成为了噪声放大器。气流再生噪声的大小主要取决于

消声器的消声单元结构和气流速度。迄今，国内外对气流再生噪声的理论及数值计算的研究尚不成熟，实验方法是目前研究消声器气流再生噪声的主要手段和重要方法。

穿孔板式消声单元作为实际消声器中广泛使用的一种常见结构形式，其消声效果受穿孔直径、穿孔板厚度、穿孔率、穿孔板距离进口扩张处长度及扩张比等多种因素的影响。本文在双传声器传递函数法的基础上，通过传声器的间距组合，实现对穿孔板式消声单元消声器气流再生噪声的测量，通过CFD等流体力学计算软件的模型建立和声场、流体分析，验证了实验测量平台的可行性。参照相似原理，建立了穿孔板式消声单元气流再生噪声总声功率模型，通过MATLAB等数值软件实现了对上述影响因素的定量对比分析讨论。

1.气流再生噪声的测量

由于存在传声器头部栅格自噪声和实验气流源本底噪声的影响，实验实现消声器气流再生噪声的精确测量目前还存在一定的困难。本实验中，通过对消声器气流再生噪声精确结果的近似测量，为下一步定量探讨消声器气流再生噪声的产生机理及影响因素的研究提供了研究基础。

1.1测试原理

1980年，J.Y.Chung与D.A.Blaser共同提出了利用双传声器传递函数法测量阻抗管中吸声系数和声阻抗的方法。其主要思想是通过测量管壁上两传声器位置处声压的传递函数来确定吸声材料的声学特性。在消声器的实验研究中，也通常采用此方法测得反射系数，从而计算得到入射声波的声功率。

消声器传声损失定义：LTLinLout，此公式应用于管道仅有声传播而没有气流的情况，Lin为消声器进口管入射声功率级，Lout为消声器出口管入射声功率级。实验中用到的气流源，尽管采取了一定的消声措施，但完全消除气流源本底噪声难度较大。根据声能量的传播关系，进行声功率换算处理，得到本实验中消声器气流再生噪声公式，如下所示：

Wi_in-WTLWrWi_out（1）

式中，Wr为消声器产生气流再生噪声声功率，Wi_in为消声器进口管包含气流本底噪声入射声功率，Wi_out为消声器出口管入射声功率，WTL为消声器传声损失转换声功率，可在无气流状况下由实验测量得到。

1.2 双传声器传递函数法

sP1(t)m1P2(t)m2pi1pr1pi2pr2消声终端图1-双传声器传递函数法测量原理

双传声器传递函数法测量原理见图1，根据管内平面波假设，测点1和测点2的声压p1(t)和p2(t)可以写成下面方程：

p1(t)pi1(t)pr1(t)（2） p(t)p(t)p(t)i2r22式中，pi1(t)、pr1(t)为测点1处的入射声波和反射声波时域信号，pi2(t)、pr2(t)为测点2处的入射声波和反射声波时域信号。改写成频域形式，有：

p1(f)pi1(f)pr1(f)（3） p(f)p(f)p(f)i2r22由于方程(2)不是线性独立的，故不能从方程中直接解出入射声压和反射声压的大小。若传声器测点1处到测点2处的测量传递函数为H12(f)，有：

H12(f)S12(f)（4） S11(f)式中，S11(f)为测点1处声压的自功率谱，S12(f)为测点1和测点2声压的互功率谱。

以测试点1处为基准面，入射波传递函数Hi(f)e-jks，反射波传递函数

Hr(f)ejks。其中，k为波数，s为1点、2点间距。参考论文[7]、[8]可计算化简得复反射系数R(f)为：

H12(f)Hi(f)H12(f)ejks（5） R(f)Hr(f)H12(f)ejksH12(f)进而，可进一步化简得管内入射声功率Wi，有：

WiS11A（6） c1R(f)2式中，A为管内截面积，为气体密度，c为声波传播速度。

1.3测试装置布局及构成

实验中设计气流再生噪声测试装置，主要由气流产生装置、气流速度测量装置、双传声器传递函数法声压测量系统和被测消声器四个部分组成，具体布局结构图如下图2所示：

6128731011945接口箱B&K PULSE系统1-风机进口消声器；2-离心风机；3-风机出口消声器；4-电机；5-变频器；6-隔音墙 7-消声箱；8-皮托管及压差计；9-取样管及传声器；10-穿孔板消声器；11-消声终端

图2-气流再生噪声测试模拟试验台简图

气流产生装置主要由风机进口消声器、离心风机、风机出口消声器、电机和变频器组成。电机驱动离心风机产生气流，变频器调节风量大小以满足实验所要求的气流速度，气流经风机进、出口消声器消除部分本地噪声后，再经消声箱消声后进入测量管道系统。

气流速度测量装置主要由变频器、皮托管及压差计组成。被测试消声器进口管内的气流速度根据设定速度大小换算得到压差计的压差，信号传递给变频器，由变频器调节风机，以满足实验气流速度的要求。

双传声器传递函数法声压测量系统主要由丹麦B&K数据采集处理系统PULSE8.0、接口箱3560C、1/4英寸4938型传声器和专门设计的取样管组成。实验中取样管的设计主要需满足以下3个要求：

1）取样管布置时，不应破坏主管道气流边界剪切层，以免测量管道内产生新的气流噪声；

2）取样管内气流速度足够低（一般小于2m/s），以免传声器头部栅格产生自噪声；

3）在测量频率范围内取样管测得的声压和主管道内应一致。

参照相关内燃机气流再生噪声测试实验取样管结构设计，本文设计出如下图3所示的专用取样管结构：

图3-取样管结构示意图

图中，取样管与主管道之间采用微孔管连接，传声器和微穿孔之间有防风材料，隔振垫通过夹具与主管道相连并固定在传声器测点位置，同时对传声器起保护作用。这样，测量管内气流速度足够小，基本保证传声器头部栅格不产生自噪声，消除气流对测量的影响。以下为对本文所设计专用取样管及其相连主管道系统的声场和流场计算结果图：

图4-取样管对主管道声场的影响图5-取样管对主管道流场的影响

从图中可以看出，在0Hz~2000Hz的低频范围内，主管道2处与传声器安装位置3处的声压级差别都很小，在2000Hz~4000Hz的中频范围内，随着频率的增加，两点处的声压级的差距逐渐增大，在3500Hz~4000 Hz的高频范围内，两点处的声压级之差最大有5dB左右。

图5中可以看出，取样管对主管道流场产生一定的影响。取样管与主管道连接处的流体边界层变薄，连接处出现流体的脉动现象，最大流速达18.1m/s，但也仅属于少数区域，整体流速较平稳，速度也比较小，边界层最里层还是连续结构的，可以满足传声器的实验使用要求。

2.穿孔板式消声单元主要参数的影响

实验中所使用的穿孔板式消声单元模型如下图6所示，试验中为简化实验的可行性和可操作性，并减少非关键因素对实验研究目的的影响，模型假设进口管、出口管内径相同并在同一轴线上，腔体长度一定。

LcLiAtA-Adφ A图6-穿孔板式消声单元结构简图

实验中穿孔板式消声单元结构产生的气流再生噪声，由于其与穿孔管式消声单元在结构和声学模型上的相似性，参照论文[5]和论文[6]建立的穿孔管式消声单元气流再生噪声总声功率模型，参照相似原理，获得本实验中研究的穿孔板式消声单元气流再生噪声的总声功率模型，取0=1.1g/m3，声速c0340m/s，进行声功率换算处理，得到下式：

L61.70712.348lgd35.867lg2.195lgt8.221lgwp（7）

9.847lgLi17.168lgm该式适用于常温下，气流速度在10m/s～50m/s范围内，当给定穿孔直径、气流速度、穿孔板厚度、穿孔率、穿孔板距离进口扩张处的长度和扩张比时，穿孔板式消声单元产生的气流再生噪声总声功率级的计算。

由上式可知，实验中研究的气流再生噪声所辐射声功率，主要与穿孔板式消声单元的穿孔直径d、穿孔板厚度t、穿孔率、穿孔板距离进口扩张处的长度Li、进口管内径di和扩张比m有关。

为讨论每一个影响因素对穿孔板式消声单元气流再生噪声的单独影响作用，实验中给定除讨论影响因素外其他影响因素确切值。另外，为进一步研究各影响因素下气流再生噪声在不同气流速度情况内变化规律，在式(7)适用范围内，实验中分别取气流速度为低速、中速和高速，即10m/s，30m/s和50m/s时来进行比较研究。下面就各影响因素对穿孔板式消声单元气流再生噪声的影响规律进行分别讨论。

2.1 穿孔直径

给定穿孔板厚度t3.5*103m，穿孔板距离进口扩张处长度Li1.35*10-1m，扩张比m12，穿孔率15%，代入上述公式(7)，化简得到气流再生噪声总声功率级公式为：

Lwp46.78012.348lgd35.867lg（8）

式中，d为穿孔板直径，为气流速度。

将式(8)代入到软件MATLAB，可以得到实验中产生气流再生噪声总声功率级随穿孔直径和气流速度变化的三维云图和二维简图，如下图6和图7所示：

图6-穿孔直径-气流速度-气流再生噪声三维云图图7-穿孔直径-气流速度-气流再生噪声三维云图

从图中可以看出，在相同气流速度下，穿孔板式消声单元气流再生噪声随着穿孔直径的增大而增大。进一步研究可发现，当穿孔直径从0.003m增加到0.010m时，在气流速度为10m/s时，气流再生噪声的总声功率级从51.49dB增大到57.95dB，增加量为6.46dB；在气流速度为30m/s时，气流再生噪声的总声功率级从68.71dB增大到75.17dB，增加量为6.46dB；在气流速度为50m/s时，气流再生噪声的总声功率级从76.56dB增大到83.02dB，增加量同样为6.46dB。

由此可知，穿孔板式消声单元气流再生噪声随着穿孔直径的增大而增大；在相同穿孔直径时，总声功率级的变化量随着气流速度的增大而减小；在相同穿孔直径变化量时，总声功率级的变化量保持不变。

2.2穿孔板厚度

给定穿孔直径d7*103m，穿孔板距离进口扩张处长度Li1.35*10-1m，扩张比m12，穿孔率15%，同样代入上述公式(7)，化简得到气流再生噪声总声功率级公式为：

Lwp14.7802.195lgt35.867lg（9）

式中，t为穿孔板厚度，为气流速度。

将式(9)代入到软件MATLAB，可得到实验中产生气流再生噪声总声功率级随穿孔板厚度和气流速度变化三维云图和二维简图，如下图8和图9所示：

图-8穿孔板厚度-气流速度-气流再生噪声三维云图图-9 穿孔板厚度-气流速度-气流再生噪声二维简图

从图中可以看出，穿孔板厚度对气流再生噪声的总声功率级的影响并不是很大。进一步研究可以发现，当穿孔板厚度从0.002m增加到0.005m时，在气流速度为10m/s时，气流再生噪声的总声功率级从56.57dB减少到55.70dB，减少量为0.87dB；在气流速度为30m/s时，气流再生噪声的总声功率级从73.79dB减少到72.91dB，减少量为0.88dB；在气流速度为50m/s时，气流再生噪声的总声功率级从81.64dB减少为80.77dB，减少量为0.87 dB。

由此可知，随着穿孔板厚度的增加，实验中穿孔板式消声单元气流再生噪声总声功率级稍微有所减小，但影响并不显著；在相同穿孔板厚度时，总声功率级的变化量随着气流速度的增大而减小；在相同穿孔板厚度变化量时，总声功率级的变化量保持不变。

2.3 穿孔率

给定穿孔直径d7*103m，穿孔板厚度t3.5*103m，穿孔板距离进口扩张处长度Li1.35*10-1m，扩张比m12，代入上述公式(7)，化简得气流再生噪声总声功率级公式为：

Lwp13.3988.221lg35.867lg（10） 式中，为穿孔率，为气流速度。

将式(10)代入到软件MATLAB，可得到实验中产生气流再生噪声总声功率级随穿孔率和气流速度变化三维云图和二维简图，如图10和图11所示：

图10-穿孔率-气流速度-气流再生噪声三维云图图11-穿孔率-气流速度-气流再生噪声二维简图

从图中可以看出，气流再生噪声的总声功率级随着穿孔率的增大而减小。进一步研究可以发现，当穿孔率从10%增加到20%时，在气流速度为10m/s时，气流再生噪声的总声功率级从57.49dB减少到55.01dB，减少量为2.48dB；在气流速度为30m/s时，气流再生噪声的总声功率级从74.70dB减少到72.23dB，减少量为2.47dB；在气流速度为50m/s时，气流再生噪声的总声功率级从82.56dB减少为80.08dB，减少量为2.48 dB。

由此可知，在相同气流速度下，气流再生噪声的总声功率级随着穿孔率的增大而减小，但总体变化量不是太大；在相同穿孔率时，总声功率级的变化量随着气流速度的增大而减小；在相同穿孔率变化量时，总声功率级的变化量保持不变。

穿孔率是影响穿孔板式消声单元气流再生噪声的一个重要特征参数，但不是主要影响参数。

2.4 穿孔板距离进口扩张处长度

给定穿孔直径d7*103m，穿孔板厚度t3.5*103m，扩张比m12，穿

孔率15%，代入上述公式(7)，化简得到气流再生噪声总声功率级公式为：

Lwp28.735+9.847lgLi35.867lg（11）

式中，Li为穿孔板距离进口扩张处长度，为气流速度。

将式(11)代入到软件MATLAB，可得到实验中产生的气流再生噪声总声功率级随穿孔板距离进口扩张处长度和气流速度变化的三维云图和二维简图，如下图12和图13所示：

图12-穿孔板进口扩张长度-气流速度-气流再生噪声三维云图图13-穿孔板进口扩张长度-气流速度-气流再生噪声二维简图

从图中可以看出，气流再生噪声的总声功率级随着穿孔板距离进口扩张处长度的增大而增大。进一步研究可以发现，当穿孔板距离进口扩张处长度从0.09m增加到0.15m时，在气流速度为10m/s时，气流再生噪声的总声功率级从54.30dB增加到56.49dB，增加量为2.19dB；在气流速度为30m/s时，气流再生噪声的总声功率级从71.52dB增加到81.56dB，增加量为2.19dB；在气流速度为50m/s时，气流再生噪声的总声功率级从79.37dB增加到81.56dB，增加量为2.19 dB。

由此可知，在相同的气流速度下，气流再生噪声的总声功率级随着穿孔板距离进口扩张处长度的增大而增大，但总体变化量也不是太大；在相同穿孔板距离进口扩张处长度时，总声功率级的变化量随着气流速度的增大而减小；在相同穿孔板距离进口扩张处长度变化量时，总声功率级的变化量保持不变。

穿孔板距离进口扩张处长度是影响穿孔板式消声单元气流再生噪声的又一个重要特征参数，但不是主要影响参数。

2.5 扩张比

给定穿孔直径d7*103m，穿孔板厚度t3.5*103m，穿孔板距离进口扩张处长度Li1.35*10-1m，穿孔率15%，代入上述公式(7)，化简得气流再生噪声总声功率级公式为：

Lwp38.698-17.168lgm35.867lg（12） 式中，m为扩张比，为气流速度。

将式(12)代入到软件MATLAB，可得到实验中气流再生噪声总声功率级随扩

张比和气流速度变化的三维云图和二维简图，如下图14和图15所示：

图14-扩张比-气流速度-气流再生噪声三维云图图15-扩张比-气流速度-气流再生噪声二维简图

从图中可以看出，气流再生噪声的总声功率级随着扩张比的增大而减小。进一步研究可以发现，当扩张比从9增加到18时，在气流速度为10m/s时，气流再生噪声的总声功率级从58.18dB减少到53.01dB，减少量为5.17dB；在气流速度为30m/s时，气流再生噪声的总声功率级从75.40dB减少到70.23dB，减少量为5.17dB；在气流速度为50m/s时，气流再生噪声的总声功率级从83.25dB减少到78.08dB，减少量为5.17 dB。

由此可知，在相同的气流速度下，气流再生噪声的总声功率级随着扩张比的增大而减小，且变化量较大；在相同扩张比时，总声功率级的变化量随着气流速度的增大而减小；在相同扩张比变化量时，总声功率级的变化量保持不变。

扩张比是影响穿孔板式消声单元气流再生噪声的一个非常重要的特征参数，扩张比的选择能直接影响产生的气流再生噪声的大小进而影响到消声器实际消声品质。

由前面的讨论可以得到：在相同气流速度下，穿孔板式消声单元气流噪声的总声功率级Lwp随着穿孔直径d和穿孔板距离进口扩张处长度Li的增大而增大，随着穿孔率、扩张比m和穿孔板厚度t的增大而减小。其中，穿孔直径d和扩张比m对气流再生噪声的影响较大，穿孔直径d的减小和扩张比m的增大能显著减小气流噪声的声功率级，穿孔板距离进口扩张处长度Li、穿孔率次之，穿孔板厚度t对穿孔板式消声单元气流再生噪声产生的影响最小。

3.结论

通过以上研究，可以得到如下结论：

(1)基于双传感器传递函数法和消声器静态传声损失，提出了穿孔板式消声单元消声器内部气流再生噪声测量的一种方法，并设计了专用取样管，消除了气流对测量的影响，提高了测量精度，采用声场和流场的方式计算检验设计的合理性，为实际气流再生噪声的测量及后续的研究工作打下了一定的基础。

(2)研究了穿孔板式消声单元气流再生噪声总声功率级随主要结构参数的变化规律。实验中，穿孔直径和扩张比对穿孔板式消声单元气流再生噪声有较大影响，穿孔直径的减小和扩张比的增大有利于气流再生噪声的降低；穿孔板距离进口扩张处长度、穿孔率的影响次之，穿孔板厚度对穿孔板式消声单元气流再生噪声产生的影响最小。

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