噪声特性（共7篇）
噪声特性 篇1
山东泰安巨菱钻探装备有限责任公司生产的气动载人绞车,通过5×135气动马达作为动力传动机构来完成绞车的载人工作,压缩空气是5×135气动马达的主要动力源,气动控制阀集成了气动回路。当控制阀开启时,压缩空气依次通过安全阀、换向阀、和配气阀进入气缸内,在气缸内膨胀对活塞做功,活塞通过连杆将作用力传递到曲轴,带动曲轴做旋转运动。配气阀与曲轴通过销连接,随曲轴一起运动,根据配气相位为各气缸分配压缩气体。目前,国内活塞式气动马达配气系统的设计和制造,使气动马达的噪声和振动比较大,对马达的工作性能造成了一定影响[1]。
1 活塞式气动马达噪声产生机理
气动马达是一个复杂的机械系统,主要由控制阀、活塞、曲轴连杆、壳体等组成。气动绞车在提升重物过程中,马达的各零件受到不同的激励,会产生的不同的振动方式。因此马达在正转和反转时,产生的噪声是十分复杂的。马达整机噪声就是和马达运转过程密切相关的多种声源发出的零部件噪声组合而成的[2]。根据气动马达的工作原理及有关的声学理论,分析气动马达的主要噪声源是空气流动噪声、结构表面振动噪声和机械噪声。其中,空气流动噪声是气动马达直接向大气辐射的噪声,是由气流振动产生的[3]。气动马达在工作过程中,配气阀在给各气缸供气时,由于配气阀随曲轴做旋转运动,气流发生振动而产生了气体动力噪声,并通过大气直接对外辐射。结构表面振动噪声,是马达各零部件在运动过程中表面振动以及气体推动活塞做功时振动而产生的噪声,主要来源是马达的薄壁件和不平衡运动件产生的表面振动噪声。气动马达在工作过程中,由于曲轴旋转产生周期性的力作用以及活塞和连杆的往复力,各零部件之间会产生无数轻微的机械撞击和振动,这些轻微振动通过马达整机传递,形成了马达整机振动。这种振动的主要原因是由于机械运动产生的,故称为机械噪声。
2 噪声分析及控制
气动马达的噪声主要来源于进排气时气流振动产生的气体(空气)动力噪声,马达在运转过程中,由于曲轴、连杆和活塞产生的往复惯性力而造成的机械振动,马达整体结构中薄壁件产生的表面振动噪声。
2.1 气体流动噪声分析及控制
气动马达的气体流动噪声,主要是由于压缩空气在进入控制阀之后,在阀内部流道流动时,以及气体在对活塞做工时产生了气体流动噪声。因此主要分析马达控制阀进气和排气噪声。
进气噪声主要是当马达控制阀开启时,安全阀打开,气体通过安全阀和换向阀,进入配气阀,在此过程中,气体产生了很大的压力变化而造成振动。压缩空气流经控制阀内气道的压力脉动;气体在流经气道的较小的流通截面时,会产生喷注效应,气体高速流动而产生高频噪声;在气缸内,压缩空气在膨胀做功时产生的振动。对于进气噪声的振动,可以通过CFD数值模拟软件对气动马达控制阀的气体流动特性进行分析研究,优化控制阀气体管道结构,减小气体流动过程中产生的振动,控制进气噪声。排气噪声主要是有压缩空气在对活塞做功之后,气体在活塞推动作用下,从马达内部排出时产生的气流变化引起的。实际使用5×135气动马达过程中,观察到排气噪声是气动马达中最严重的气体噪声源。配气阀在排气过程中,分为一次排气和二次排气,一次排气和二次排气会形成周期性的变化,这种周期性变化产生了气体的周期性振动,是排气噪声的主要噪声源。排气时气体是高速流动的,与控制阀气体管道、缸壁形成气固摩擦,在配气阀芯以及一次排气和二次排气汇合处形成的涡流,这些流动过程中气体的流动状态变化而产生的振动,是排气噪声的次要噪声源。排气噪声的控制是复杂的,而且要满足气动马达的工作要求,一些噪声的产生是不可避免的。在排气管道末端安装消音器,依然是降低排气噪声最有效、最简单的措施。
2.2 机械噪声分析及控制
马达的机械噪声,是指由于机械撞击和惯性力的作用而产生振动形成的噪声。机械的各零部件之间存在间隙,在这些零部件运动之后,各零部件产生撞击而形成噪声。气动马达是由五个气缸星型布置的,当气动马达正转时,活塞、连杆以及曲轴会形成不平衡的惯性力,活塞和连杆还会形成往复力,这种力会随着转速的升高而增大,不平衡力会产生马达整机的振动。一台气动马达有成百上千的机械零件,马达工作时,由于各零件之间的撞击、摩擦、不平衡力引起零件的振动,特别是当振动频率与机件的固有频率相同时,会引起激烈的共振和噪声。马达的活塞在气缸内往复运动,当活塞在上止点和下止点时,在垂直于活塞运动方向上的作用力发生了改变,而这种周期性变化的力会对气缸缸壁产生冲击,造成活塞和气缸壁的振动。连杆是传递作用力的重要零件,连杆一端与活塞连接,一端与曲轴连接,活塞做往复直线运动,曲轴做旋转运动,连杆做摆动运动。连杆在连接处形成了很大的冲击力,构成了一个机械振动噪声源。通过对气动马达曲轴进行动平衡分析,可以有效降低动不平衡产生的振动噪声。
2.3 结构表面振动噪声分析及控制
马达的气体流动振动力和机械撞击振动力,通过通过各种结构零件传递到马达的外表面上,形成结构表面振动噪声。薄壁零件和悬臂零件由于自身的惯性小,更容易形成结构表面的振动,形成表面辐射噪声。马达壳体本身是不会振动的,但是由于内部活塞和连杆振动传递至壳体的振动,使得马达壳体表面形成辐射噪声。马达控制阀内的配气阀芯随曲轴做旋转运动时,压缩空气对配气阀芯产生了气体冲击,阀芯产生了不规则的振动,这种振动通过各种零件传递至阀体表面,形成了辐射噪声。噪声的大小主要与机械的振动频率有关,因此,随着马达转速的上升,结构表面振动噪声也会增加。可以通过增加结构刚度和阻尼,为薄壁件和悬臂件增加肋板等方式有效的降低结构表面的振动噪声。
3 结束语
文章针对目前的活塞式气动马达,阐述了马达机构特点和工作原理的基础上,分析和探讨了马达噪声源的振动特性。分别从空气流动噪声、机械噪声和结构表面振动噪声三个方面进行了详细地振动分析,并提出了降低噪声的方法。在不影响气动马达工作性能的基础上,对马达噪声的控制,可以有效提高马达的整机运行水平,对工程实际应用有着重要的意义。进一步的研究可以针对活塞式气动马达制定整机噪声的声强测试实验方案,测试马达的噪声声强。依据实验结果,分析马达各工况下的噪声辐射情况,利用声强云图和声功率排序法得到整机噪声分布情况,为下一步的噪声控制奠定基础。
摘要：活塞式气动马达的振动和噪声是影响马达工作性能的重要因素。文章针对现有气动马达存在的噪声问题,以理论分析为主要研究方法,研究了活塞式气动马达噪声的产生机理及其振动特性。理论分析表明气体流动噪声、结构表面振动噪声和机械噪声是气动马达产生噪声的主要来源,此为气动马达的噪声控制提供了思路和方法。
关键词：气动马达,噪声,工作性能
参考文献
[1]方奕栋,李道飞,杨阳,等.气动发动机进气过程流动损失分析[J].内燃机工程,2013,34(3):88-92.
[2]温华兵,徐文江,鲍苏宁,等.柴油机废气涡轮增压器噪声机理及性能试验研究[J].内燃机工程,2013,34(1):76-80.
[3]Verseeg HK,Malaasekera W.An Introuduction Computational Fluid Dynamics[M].北京:世界图书出版公司,2003.300-310.
汽轮机组噪声特性分析与治理 篇2
某厂为了处理污水启动此项工程,但是在运行中发现随着锅炉流 量、压力、温 度等参数 的提高 ,排汽噪声 也大大增加,汽轮机的噪声远远超过《工业企业噪声控制设计规范》规定的生产车间及作业场所低于90d B的指标,成为厂内最大的噪声源。
对汽轮机的运行状态监测, 能够对潜在故障进行早期检测和预报。在对汽轮机运行状态进行实时监测时,一般是通过振动信号检测汽轮机的早期故障。由于各种复杂因素的影响,振动信号中一般都含有大量噪声, 因此在进行故障分析之前必须进行信号消噪处理。
汽轮机组在结构上具有层次性。可根据机组的层次结构对机组实施状态综合评价。在建立起机组状态评价的层次结构模型后, 机组的状态评价过程由部件级到子子系统级再到子系统级,然后是机组级。整个机组的状态评价过程是从“部件级”开始的,完成“部件级”评价后,进入“子子系统级”评价;完成所有的“子子系统级”评价后,进入“子系统级”评价;完成全部的“子系统级”评价后,进入“机组级”状态评价。利用机组的层次结构模型可实现对机组状态的准确评价。在对任何一个级别进行状态评价时,都要借助适当的评价数学模型,下面对典型的评价模型进行论述。
2.噪声测量和分析
两汽轮机组在机房内轮换工作, 对工作状态下的汽轮机组进行测量,用噪声测试仪测量距离机器测点为1米的多次平均声压值。操作室和工人休息室距离汽轮机组约6米,室内设有电话,经过测量室内噪声声压级为81d B。《工业企业厂区各类地点噪声标准》规定,生产车间及作业场所噪声限制值为90d B,高噪声车 间设置的 值班室、观 察室、休息 室有电话通讯要求时噪声限制值为70d B。车间内噪声声压级平均值 达到109d B,最大值达 到116d B,已经远远 超出标准要求。
对采集的噪声信号进行频谱分析, 汽轮机组的噪声频带很宽,包括低、中、高频,各频率的声压级都很高,中低频部分,声压级上下变化不大,大体保持在85至90d B之间,高频部分变化较大,声压级最大值已经接近120d B。选用A计权声压级对汽轮机组的噪声进行评价。A计权声压级是噪声控制工程中常用的评价方法, 能够比较确切地反映人耳声音强度和频率的听力感受,用于不随时间而起伏变化的连续稳态噪声。通过修正A计权系数,低频部分平均声压级接近85d B,中频部分平均声压级接近90d B,高频部分平均声压级接近120d B,从而得出噪声的主要成分是中高频部分。
3.吸声隔声结构选定及隔声量计算
消噪的方法主要有硬件滤波和软件滤波两种方法。硬件滤波主要是设计一些滤波器电路, 以滤除信号中的噪声频率成分,软件滤波是在程序中设计一些数字滤波器,通常都是基于Fourier变换原理的一些方法,如FFT分析,倒谱分析,短时Fourier分析 ,Wigner分布 ,等等。在汽轮机振动的各种早期故障表现在振动信号中,很大一部分是非稳态的或突的弱信号,无论是采用硬件滤波还是采用基于Fourier变换的软件滤波方法,其结果必然是在降低噪声的同时展宽波形,平滑甚至可能抹去信号中包含故障特征的弱突变信息。
软件消噪的另一种方法是利用信号的小波分解或小波包分解的非线性降噪。小波分解消噪法是通过浮动阈值将大部分噪声及接近噪声强度的小波系数均视为零而舍去, 其效果类似于将信号原有的能量压缩或集中到少数几个大振幅的小波系数上。小波包分解消噪法则是对小波分解中所得到的高频部分再继续细分为一些子频带, 并且每个子频带提取各自的阈值,因此具有更精细的消噪能力。在用一维小波进行信号的消噪处理中, 最重要的就是阈值选取的原则和阈值量化的标准。对于消噪阈值的选取,笔者提出一种以小波包能量为基础,以原始信号与降噪后信号之间的均方误差(MSE)极小化为目标的基于小波包的降噪算法, 并与传统的Donoho的硬阈值降噪算法加以比较。
罩板和阻尼层通常存在隔声罩的外部, 为了达到理想的降噪效果,我们没有使用普通的罩板加阻尼层的结构,而是把这—层换成专利技术,阻尼隔声板,其优点是在达到同等隔声量的情况下,阻尼隔声板比普通的结构,如钢板加阻尼漆的重量要轻,价格也便宜。
4.治理后效果
在噪声治理过后,降噪效果非常明显,经过在厂内实地测量,汽轮机房内平均声压级降到79.9d B,符合工业噪声标准。隔声罩内噪声得到有效控制,平均声压级100d B。控制室噪声平均声压级下降到69d B, 均达到《工业企业噪声控制设计规范》的要求。
摘要：文章对某公司的汽轮机组噪声进行分析,根据所测噪声信号,对其频谱加以分析,判断产生噪声的主要频率。同时对现场的噪声声源和传播路径进行检测分析,并从吸声和隔声两个方面阐述阻断声音传播的噪声治理方案,使降噪达到理想效果。结果证明,此方案是一套有效的控制措施,降噪效果显著,完全满足国家技术标准的要求,为其他汽轮机组的噪声处理提供参考。
失速翼型气动性能及噪声特性计算 篇3
在翼型表面过渡流动模拟计算工作中,计算结果多数不理想。David Hartwanger等[4]使用X-Foil和ANSYS CFX 2D分析了NREL S809翼型,采用高级湍流过渡模型,总体结果较吻合,在最大升力和失速流动时结果失真。Vance Dippold[5]研究了不同的近壁面流动模型,发现二方程湍流模型在预测稳定流动时效果不错,当流动出现反向压力梯度时SST模型预测结果更准确。S. Sarada等[6]采用K-E模型对二维和三维NACA 64618翼型计算分析,发现失速条件下三维NACA翼型预测结果合理。
采用内外域相结合的网格划分方法,利用K-w SST模型和S-A湍流模型预测NACA0063翼型流动,特别是层流到湍流过渡状态,并与风洞实验数据比对,验证方法的可行性并预测失速特性。
1 数学模型
1. 1 流体计算模型
翼型流动模拟是求解质量守恒和动量守恒方程。有限体积方法将流动控制方程离散为代数方程求解。湍流流动模拟使用K-w SST模型和S-A模型预测边界层过渡。
控制方程
式( 1) 中u1,u2,u3流体速度,ρ为密度,p为压力,μ为黏性系数,τxx,τyy,τzz为法向应力。
剪切应力
1. 2 噪声计算模型
噪声计算采用FW-H[6]计算模型,控制方程为
式( 5) 中,ui为x方向流体速度分量,un为流体速度表面法向分量,vi为x方向面速度分量,vn为法向面速度分量,p为远场声压,a为远场声速,Tij、pij分别为希尔和压应力张量,H( f) 为亥维赛函数,δ( f) 为狄拉克δ函数。
2 网格生成及无关性检验
计算翼型攻角α = - 15° ~ 18° ,由于计算攻角范围较大,在计算不同攻角下的流动时常规的方法是改变来流方向设置,此方法只能在小攻角变化且远场边界足够大时可行。而针对单个计算攻角划分网格,工作量巨大且繁琐。为减小工作量,节省时间,网格划分采用script脚本语言批处理划分。计算求解同样采用批处理计算。
几何模型如图1所示。为便于计算,同时保证翼型表面流动重点区域网格一致,计算域分内部计算域和外部计算域,内部计算域为圆形,当攻角改变时,旋转内部计算域,内外域之间按交界面处理。内部计算域要足够大,减小网格变化对流动的影响,本例中取10倍弦长。由图3压力云图可以看出,交界面处内域和外域无压力波动,说明划分方法可行。
流体流过翼型表面,小攻角时,边界层的分离在后缘开始,随着攻角的增加,分离点前移,发生失速。如果边界层从翼型前缘开始,整个边界层分离几乎同时发生,湍流运动加剧。k-w SST模型和S-A模型对壁面边界层处的流动模拟需要高分辨率的网格。具体CFD计算中需要子边界层的Yplus小于5。求解计算需要检验网格的无关性,以减小由于网格因素对计算结果的影响。
攻角8度时实验升力系数Cl= 1. 282,表1可以看出,网格数在49 120时满足无关性要求。
3 边界条件
查阅文献,并结合本实例,经计算确定外流场边界为20倍弦长。入口速度为v = 44. 5 m/s,雷诺数3×106,常温下空气密度ρ = 1. 225 kg /m3,黏性系数μ = 1. 789 4×10-5kg / ms。网格采用全六面体结构化网格。
4 模拟结果分析
表2为两种湍流模型计算及实验的升力系数和阻力系数。通过比较不同攻角下升力系数和阻力系数,发现k-w模型预测结果与实验值相近,特别是在失速发生时。
图4、图5为升力系数和阻力系数随攻角的变化。可以看出,升力系数在攻角 - 12° ~ 18°范围内, k-w SST模型计算结果与实验值相吻合,特别是发生失速时,吻合度较高。而阻力系数较升力系数,模拟结果与实验值偏差较大。由图6升阻比随攻角变化曲线也可以看出,k-w SST模型计算结果较S-A模型相比,更接近实验值。
图7( a) 、( b) 为8°攻角时翼型的速度图和压力图。最大速度发生在前缘上表面,最大速度为69. 2 m / s,相对应的最大压力发生在前缘下表面,达到1 230. 7 Pa。
图7( c) 、( d) 为发生失速后,翼型表面的速度向量和压力轮廓图。可以看出,失速时翼型前缘最大速度达到100 m/s,在翼型尾缘形成漩涡。失速发生后,翼型前缘下表面最大压力扩散,范围增大。
图8为基于FW-H声学模型计算得到的翼型噪声功率图。由图可以看出,大攻角时噪声功率高,产生噪声的区域大。由图8( c) 、( d) 比较看出,大攻角时,产生噪声的源点更接近前缘点。图9为翼型表面噪声功率曲线图,由图中可以看出,大攻角时, 接近翼型前缘和尾缘的噪声功率高,相反,翼型中间表面噪声功率反而小。
5 结论
采用商用CFD软件模拟翼型NACA0063的不可压缩流动模拟,提出了内外域批处理划分网格计算的新方法。利用此方法,采用k-w SST模型和S-A模型,预测翼型表面的升力系数和阻力系数,并与风洞实验数据对比,发现k-w SST模型在预测流动升力和阻力系数,特别是层流到湍流的过渡区,更接近实际值。
参考文献
[1] 马林静,陈江,杜刚,等.风力机翼型气动特性数值模拟.太阳能学报,2010;(02):203—209Ma Linjing,Chen Jiang,Du Gang,et al.Numerical simulation of aerodynammic performance for wind turbine airfoils.Acta Energiae Solaris Sinca,2010;(02):203—209
[2] 张鹏,叶舟.小攻角下翼型边界层分离对数值模拟结果的影响研究.能源研究与信息,2009;(04):240—244Zhang Peng,Ye Zhou.Influence of boundary-layer separation of aerofoil under small angle of attack on the numerical simulation.Energy Research and Information,2009;(04):240—244
[3] Abbott I H.Theory of wing section,including a summary of airfoil data.Dover Book on Physics,1995
[4] Hartwanger D,Dr Andrej H.3 D modeling of a wind turbine using CFD.NAFEMS Conference,United Kingdom,2008
[5] Dippold V,III.Investigation of wall function and turbulence model performance within the wind code.43rd AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit,Reno,Nevada,2005
HFC网上行通道噪声特性的抑制 篇4
基于有线电视网的光纤同轴电缆混合 (HFC) 宽带接入技术, 充分利用有线电视网网络资源, 有效避免了网络的重复建设, 降低了整体投资的成本, 另外HFC网络系统还具有高速率接入和不占用电话线路及无需拨号专线连接的优势。传统的有线电视网一般为单向网络, 要实现HFC网络, 必须对现有的有线电视网进行双向化和数字化的改造。在CATV网向双向交互式HFC网络改造的过程中, 有许多问题待解决。HFC网下行信道传输带宽很宽, 具有良好的信道质量, 由于用户较多, HFC网的上行信道所占频带很窄, 只占用5~42MHz或5~65MHz频带, 上行信道存在着较多的噪声干扰, 同时由于HFC网的铜轴电缆部分的结构一般采用树型结构, 因而电缆网部分的“噪声漏斗”效应将许多干扰引入网络, 而这些干扰大都落在上行通道的5~65MHz频段内, 使上行信道的噪声比较严重。要实现HFC网络的双向通信, 关键在于如何抑制上行通道的噪声干扰和增加容量。本文阐述了HFC网上行方向噪声特性及抑制方法和措施。
2 HFC网上行通道噪声特性
上行方向有几种噪声源可以损害通信。下面对这些噪声源进行简要叙述。
(1) 交流声调制 (Hum Modulation) :交流声调制是由于60Hz交流电源经过供电设备耦合到信号的包络产生的幅度调制。
(2) 微反射 (Microrefletion) :微反射发生在传输介质的不连续处, 导致部分信号能量反射。
(3) 侵入噪声 (Ingress Noise) :有线电视网络中的侵入噪声 (即干扰) 是叠加在噪声基底上的一种随机的、不可预见的射频 (RF) 干扰, 它通过电磁场, 在电缆端口和馈线耦合进入电缆网络。由于这种噪声的随机性和不规则性, 对数据通信影响很大。根据分析和实际测试, 侵入噪声的70%来自于用户端, 25%来自于各分支系统 (是通过连接不紧密的电缆接头和未终结的电缆末端侵入) , 5%是由于电缆老化、外皮损坏等造成电缆屏蔽不良而通过电缆入侵的噪声[1]。
侵入噪声的来源包括大多数符合FCC的射频功率电平的噪声, 例如, 吹风机、电力线干扰、霓虹灯、电动机、车辆点火、垃圾处理、洗衣机、高压线、电力系统、大气噪声、不良电触点和业余无线电传输、有泄漏的电视机和计算机、民防系统、国际导播和调幅广播装置[2]。
(4) 冲击噪声/突发噪声:冲击噪声和突发噪声相似, 只是持续时间更长。它是双向电缆系统的主要问题, 也是最主要的峰值噪声源。冲击噪声主要是由60Hz的高压线和其它电气及大量静电放电引起的, 例如, 闪电雷击、交流电机启动、车辆点火系统、电视、广播和家用电器如洗衣机。松动的连接器也会产生冲击噪声。冲击噪声有两种:电晕噪声和间隙噪声。电晕噪声是由高压线周围空气的电力作用产生。温度湿度对其起重要作用。间歇噪声是由绝缘体破裂或已腐蚀的连接器发生接触而产生。这样故障容易造成100Kv线路放电。其它的噪声源包括汽车点火和和使用电动机的家用电器。这种放电或电弧具有很短的持续时间 (微妙级) 和尖锐的上升下降时间。
(5) 不理想的设备相响应:电缆线路设备包括一些线性滤波单元, 主要是分割上行频率和下行频率的双工滤波器。
(6) 相位噪声和频率偏移:相位噪声和频率偏移产生于频率堆叠复用设备 (Frequency stacking Multiplexer) 中的本地振荡器, 该设备用于某些回传通路中。
(7) 非线性:非线性来源于放大器中的限幅效应、光纤节点的激光发射机和头端的激光接收机。
(8) 共路失真 (Common Path distortion) :是由电缆设施中的无源器件和受腐蚀连接器的非线性造成的。
(9) 热噪声:白噪声是由75欧终端阻抗的随机噪声 (电缆和其他网络设备内的电子运动) 产生的。
3 克服上行干扰噪声的对策
有很多方法可以抑制或避免噪声侵入到HFC网络内, 这些方法并不排斥, 可结合起来改善网络性能。下见面介绍几种抑制噪声方法。对不同设备, 通常采用不同的抑噪方法。
(1) 侵入噪声几乎70%来源于下引线和用户家中。因此, 提高网络性能的一种比较有效的方法是对住宅同轴线路进行适当升级, 添加优质的连接器并进行良好接地。
(2) 合理设置网络结构, 减少光纤节点的用户:减少每个光纤节点的服务用户数是较彻底的解决办法, 但会增加系统造价。一般每个光纤节点的用户数不超过500户。
(3) 线缆设备安装或更新的一个重要方面是确保系统在机械和电气方面都密封良好, 否则一定会产生可观的侵入噪声或脉冲噪声。电气方面, 所有电缆设备和供电设备都必须适当接地。在气候干旱或多岩石的情况下, 要做到良好的电接地比较困难。
(4) 频率灵活的Cable Modem (在多载波中) 是一种用于减小 (避开) 噪声损害的方法, 这种方法只选择那些在返回路径上噪声最小的载波频率, 这意味着部分返回路径频谱被标注为不可用。该方法如被充分利用, 那么交互业务将需要越来越多的上行带宽。如果噪声源是窄带而不是宽带, 那么副载波频率的灵活性是最合适的。侵入噪声是唯一满足这些的一种噪声。频率灵活性不是解决脉冲噪声或放大器噪声的有效策略, 因其从本质上说这类噪声是宽带的。[3]
(5) 目前在HFC回传领域, 采用同步码分多址 (SCDMA) 技术实现上行信号的回传能够较好地解决上行信道噪声的影响, 降低设备对回传信噪比的要求, 还可解决上行通道容量问题[4]。同时由于该技术具有较强抗干扰能力, 因此适合于有线电视电缆网络, 无论电缆网还是HFC网, 甚至在极端情况下使用, 从而降低了对网络改造的要求, 可最大限度的利用现有网络, 也降低了网络改造成本。但是基于S-CDMA技术的Cable Modelm的兼容性较差, 系统宽展性不强, 市场规模也很小[5]。
(6) 现在有人提出的串行网络结构, 即把上行信号每经过一个用户设备都进行一次再生, 这样可以消除噪声的积累, 提高上行信号的质量, 也是一种有效的抗噪办法[6]。在实际系统改造时, 还应该注意各种失真带来的危害。比如要注意调节汇集到干线放大器的各支路电平的平衡, 减小因为电平的差异在放大器产生失真。另外, 在光端机位置选择时, 应远离噪声源, 注意屏蔽等。
(7) 采用高通滤波器 (HPF) :高通滤波器用于非双向用户的接点, 可以阻止入侵干扰进入上行信道, 该HPF对上行信号5-30MHz完全衰减, 对大于50MHz的信号完全通过, 其目的是把非双向用户与交互式业务用户网隔离开来。HPF一般装在定向分支器上, 可保证来自家用线路或电缆接点的入侵干扰排除在上行信道之外, HPF提高了信噪比, 消除了一大部分非双向用户而造成的潜在干扰源。它的最大好处是均衡上行信号的电平, 降低噪声电平, 增加用户端的隔离, 改进用户入口的阻抗匹配。
(8) 采用纠错技术:采用向前纠错技术可以有效消除脉冲噪声带来的影响。
(9) 开发前端状态监控系统, 以便及时识别和发现网络中上行干扰和噪声的来源和种类, 从而用于网络管理和维护。
(10) 一般根除噪声的方法是维护人员在现场测试噪声来源并加以排除, 其缺点是需要较多设备, 测试点多、且相距较远, 解决问题所需时间较长。
(11) 另外在反方向合理调整放大器, CM (Cable Modelm) 采用具有较强抗干扰能力的调制方式和合适的编码方式也可以有效消除上行信道噪声。
4 结语
通过对HFC网络上行信道噪声特性的分析, 我们可以知道HFC网络上行通道噪声和干扰是客观存在的, 通过对噪声和干扰的来源及形成机理的分析, 我们可以采用不同的方法对其抑制和消除, 由此HFC网络才能成为真正的高速多媒体信息平台, 有线电视才能在激烈的市场竞争中赢得优势。
参考文献
[1]黄孝建.有线电视交互电视与多媒体宽带接入.北京:人民邮电出版社, 1999.
[2]文爱军, 张冰, 刘格晖.宽带接入技术[M], 电子工业出版社, 2001.
[3]柯康, 王国祥.接入网技术与应用[M], 西安:电子科技大学出版社, 2009, 8.
[4]泰德华.HFC上行通信的S-CDMA方案, 北京广播学院报, 2000 (1) .
[5]张中荃.接入网技术, 人民邮电出版社, 2009.
次声台站环境背景噪声源特性分析 篇5
频率低于20 Hz的声波为次声波，在许多自然现象和与人类相关的活动中都能产生。其中，不同自然环境的气象要素会产生不同程度的次声波，在一定程度上干扰了次声台站的监测。在多种气象要素中，由大气湍流引起的背景风噪是影响次声监测的主要干扰源，风速数据对于风噪滤波器的设计和评估有很大的帮助。气象数据可作为台站评估的指标，也可作为噪声信号建模的基础。
为提高信号的识别率、降低噪声影响。国内外许多学者长期致力于次声台站背景噪声的分析与研究。20世纪70年代，Donn等[1]通过分析连续记录了四年的0.1～1 Hz的次声信号，得出这些频率范围的次声信号是由于自然界气象要素变化所致的结论，并得到了次声信号和自然界气象要素变化之间的关系。自此，人们开始关注次声台站环境背景噪声问题。JR Bowman等[2]则详细撰文叙述了对次声网络中28个声台站环境噪声模型的估计和分析，又在此基础上重点研究了与风相关的次声台站的背景噪声，提出了经验和统计两种方法进行次声台站背景噪声的建模。
为了研究气象环境影响要素对次声监测和次声特征的影响，本文对I34蒙古台站的数据深入处理和分析，分别研究了次声数据与风速、温度、压强、风向等气象数据之间的关系，总结其影响规律，为判别次声台站监测数据的有效性提供依据，为后期次声台站环境背景噪声建模提供理论依据。
1 I34台站数据通道介绍
本文所用的数据来源于IMS次声网络中的I34台站(47°N 106°E)，位于蒙古境内，台站由四个阵元组成(见图2)，分别记为H1～H4，采样频率为20Hz。气象数据由台站的气象传感器记录，台站有四个可用的气象数据通道，分别为水平风速(LWS)、水平风向(LWD)、温度(LKO)、气压(LDA)，采样频率为1 Hz。台站所记录的数据详细叙述了次声及各气象要素的采样率、校准率及采样时间。台站的风速计和温度传感器安装高度为距地面1.5 m，一般地面气象台站风速仪安装在距地面10 m，因此，受地面边界层影响，次声台站预报的风速略低于正常的预报风速[3]。
2 次声台站主要环境背景噪声信号特征分析
I34台站次声及各气象要素的数据如图3所示，此图为记录了8天的数据，数据(a)为次声数据，数据(b)～(e)为各气象素数据，依次是风速、压强、温度和风向。从最后一天的数据中可以看出，当风速和温度逐渐增大时，次声也随之变大。
从图3中的变化可以看出不同的要素对次声信号的影响是不同的，一天中温度、风、气压等气象要素的变化影响次声台站的背景噪声。下面对这些因素的影响机理进行分析。
2.1 风作为噪声源的产生机理
现有研究表明，大气湍流引起的风噪声使得次声研究受到了极大地限制，风噪声越大次声监测能力就会越低。
一般来说，风通过诸如建筑物、树林、山地等障碍物时，由于湍流运动会引起大气压力的起伏变化，这种湍流运动可以产生巨大的压力起伏。按照Bernoulli原则，风和次声噪声之间的关系是
式(1)中，p是压力，ρ是密度，v是风速，C是一个常数。这个公式的微分表明了风速和压力之间变化的简单的线性比例关系，即Δp=ρvΔv[4]。从中可以看到，随风速的变化，微压必然发生变化。而且从简单的计算可以看出，这一压力起伏比自然次声波中的压力起伏大得多，可见风压是干扰次声波观测的强大噪声。概括的说，我们熟悉的风与大气湍流有关，大气湍流集中在靠近地面的大气边界层，分为两种类型:对流性的湍流和机械型的湍流。
对流性的湍流主要是由于对流层热力分布不均匀造成的:白天地球表面的热辐射增加，边界层的高度可达1～2 km;到了夜晚，由于地面的热辐射减小，同时受稳定的逆温层的影响，边界层的高度只有几十米甚至不存在，大气的流动相对减弱，气压浮动减缓。从图4中可以明显的看出，I34台站风速较低的数据出现在辐射逆温层较稳定的夜间，而风速较高的数据则主要出现在存在较高对流边界层的白天。
机械型的湍流是风与造成湍流的不规则地形之间相互作用的结果。由于受地表摩擦的影响，风掠过地表面时产生的湍流会随地面粗糙度的增加而增大，这也是在设计次声阵元时应考虑地势地貌的原因。通过降低地表湍流，从而达到降低背景噪声的效果。
风的切变也会生成小的气旋，并释放出频率很宽的声能量。大气湍流的尺度范围很广，从几毫米至几公里，当风发生切变时湍流随之改变，进而改变噪声的频率。湍流体生成的噪声频率由湍流体本身的大小决定，大的湍流体生成周期较长的噪声，小湍流体则产生频率较高的噪声。湍流体的大小和其产生的噪声的时间频率之间存在一个直接的比例关系。例如，地表周期小于几秒的风噪与10 m以上的湍流体几乎完全无关，而50 s周期的噪声与50 m湍流体相关[5]。
根据次声信号在强风和弱风背景下的频谱分析(见图5),0.03～1 Hz是I34台站的一段风背景带宽，即风湍流在此频带为主要的背景噪声源。
次声台站记录的风速数据也有明显的日变化，图6为I34台站一天内四个时间段(00:00,06:00,12:00,18:00)的平均功率谱密度图。从图中可以看出次声的平均功率谱密度在12:00～13:00段内高于一天中的其他时间段，这与风速在白天较大而夜间较低的情况是一致的。I34台站位于蒙古境内，为温带大陆性气候，次声台站风的季节性变化和日变化均会影响次声台站的环境噪声，进而干扰核爆等次声源的检测与识别。
2.2 温度作为噪声源的产生机理
由于地球自转以及太阳辐射的影响，使得气温随着时间发生变化，且有明显的日变化和季节的变化。当温度发生变化时则会导致次声台站记录的微气压的变化，从而导致台站记录的次声信号发生变化，成为背景噪声影响目标源的检测和识别。
当温度发生变化时，必将引起气体体积的变化，最终引起台站记录的微气压发生变化。在大气重力场中，根据Boltzmann分布定律[6]可知，大气分子数随高度呈指数衰减。即:
式(2)中，n(z)为距离地面高度为z处的单位体积内的分子数，n0为z=0处单位体积内的分子数，μ为大气的平均摩尔质量，R为气体普适常数，T为热力学温度，g为重力加速度。在实际情况中，n0并不是一个常量，而是随温度变化的，可记为n0(T)。而面积为S的地面上气体分子数为
将式(2)代入式(3)后，得
式(4)中，均为常数。将式(4)代入式(2)中，得到单位体积内分子数随温度T的变化函数
再由理想气体的状态方程
式(6)中，K为玻尔兹曼常数。将式(5)代入式(6)，则有:
得气温和气压之间的短时变化，作p-T的函数图如图7，从图中可以看出压强随着温度的升高而升高，所以当次声台站的温度发生变化时，记录的微气压随之发生变化，次声信号发生变化。
2.3 压强作为噪声源的产生机理
台站记录的压强数据为绝对压强，即以绝对真空为零点所计算的压强。从图8可以看出，压强的变化范围是87.5～87.7 kPa，而且在一段时间内压强是一个缓变的过程。因此，作为次声台站的背景噪声的影响因子，其影响效果要小于风速、温度等因素的影响程度，相比于其他要素压强的变化影响长期趋势项会更明显。
3 结束语
从分析可以看出，I34台站的风速、温度、压强在中午时段明显高于一天中的其他时间段，而从台站一天的噪声平均功率谱密度图中也可以明显的看出，次声噪声在中午时段比一天中其他时间段高着一个数量级。因此，风、温度、压强是产生次声台站背景噪声的主要因素。
风产生台站背景噪声的主要机理在于大气湍流及风切变，温度产生台站背景噪声的机理则在于短时内温度的变化引起微压的扰动，压强产生台站背景噪声的机理在于压强的变化引起空气质点的震动。
从分析结果可以看出，风噪为次声台站背景噪声的主要影响要素，温度、压强为一个缓变的过程在短时内对次声台站背景噪声的影响并不大，但温度的季节性变化对次声台站的背景噪声有着不可忽略的影响。本文通过对I34台站气象传感器所探测的风速、风向、温度、压强四种气象要素的分析，初步探究了气象要素对次声台站环境背景噪声的影响，而这些要素与次声台站背景噪声的模型关系则需要进一步研究与探讨。
当然，次声台站记录的气象数据并不能完整准确的反映次声台站的气象环境，所有的国际次声台站并不记录诸如降水量、湿度等天气预报的内容，故本文也仅分析了风速、风向、温度、压强四个有记录的气象通道数据。由于通道数据存在部分跳点，因此，有效的数据仅能反映次声台站局地的不连续气象环境。
摘要：气象要素是影响次声台站背景噪声建模的重要因素,为确定各气象要素对模型的具体影响,探明次声台站环境背景噪声的产生根源,采用研究均方根值、功率谱密度对比分析的方法对国际次声台站I34的次声数据和气象数据进行了处理和分析,分析了各气象要素产生台站环境背景噪声的原因。结果表明:风速、风向、温度和压强为影响次声台站环境背景噪声的主要因素,其中风速对背景噪声的影响程度最大。分析结果可为次声台站背景噪声建模提供理论依据。
关键词：次声,气象要素,环境背景噪声
参考文献
[1] Donn W L,Rind D.Natural infrasound as an atmospheric probe.Geophys J R Astr Soc,1971;26:111—133
[2] Bowman J R,Shields G,Baker G E,et al.Infrasound station ambient noise estimates and models.SAIC Technical Report SAIC-05/3001,2005
[3] Bowman J R.Meteorological conditions at infrasound stations.Inframatics,2005;9:17—26
[4] 谢金来,杨训仁.次声噪声场的测量与分析.声学学报,1991;5,16(3):230—234Xie Jinlai,Yang Xunren.Measurements and analyses of infrasound noise field in the atmosphere.Acta Acustica,1991;5,16(3):230 —234
[5] Mutschlecner J P,Whitaker R W.Some atmospheric effects on infrasound signal amplitudes.Infrasound Monitoring for Atmospheric Studies,2009:455—474
河道泄水闸下泄水流噪声特性分析 篇6
随着城市的扩张与建设,城市环境问题越来越受到重视,除了我们关注的空气污染、水污染,噪声污染也开始引起人们的注意,城市噪声源包括交通噪声、工业噪声、生活噪声等三大类,而日益严重水噪声污染并未得到应有的关注,许多城市都依河而建,为了增加城市水面面积,常在河道上修建泄水闸、橡胶坝和翻板闸门等壅水和过水建筑物,而在水流在经过这些过水建筑物下泄时会产生很大的噪声,这些噪声可以归为两大类:一类为高速水流下的空化噪声;另一类为低速水流下的流动噪声。但对下泄水流噪声的研究仍存在很多问题,目前的研究多以模型试验为主[1],针对实际工程的研究相对较少,理论上多以流体动力噪声的方法去解决水流空泡溃灭及空化噪声问题。本试验则针对城市河道上实际泄水建筑物下泄水流产生的噪声进行监测,探讨流量、周边设施及环境等因素与噪声大小的关系,为降低城市河道中的泄水建筑物产生的噪声提供理论依据。
1 设施与方法
1.1 测试河段概况及仪器
满堂河(又名“牤牛河”)位于沈阳市沈河区以东,此河发源于沈阳城东北水田山,经辉山、满堂、上水泉、后陵堡,从福陵后身绕个大弯儿,至马官桥横穿大御路后南流汇入浑河。全长约16.7 km。测试区位于沈阳农业大学植物园内。滚水坝位于马关桥上游300 m处,河道左侧多以松树和白桦树为主;右侧20 m处为公路,在路与河道之间为五排杨树。河道流量相对稳定。
主要测试仪器为:温度计,湿度计,风速计,智能旋桨流速仪,AWA6270A噪声频谱分析仪等。
1.2 方 法
1.2.1 噪声测点布置
噪声测点布置在坝中轴线上实际水面以上,布置4个点,分别为A1、A2、A3和A4,距离水面分别为50、 100、200和300 cm。在坝左侧壁顶布置一个测量断面,以侧壁顶点为起点向外延伸1 500 cm,每500cm布置一个测点,分别为B1、B2、B3和B4。在坝上游中轴线上实际水面以上布置一排测点,测点间隔200 cm,共4个测点分别为D1、D2、D3和D4。在坝下游中轴线上实际水面以上布置一排测点,测点间隔200 cm,共4个测点C1、C2、C3和C4。在左岸防护林左侧和防护林左侧分别布置一个测点E1和E2。
噪声测点布置分别见图1和图2。
1.2.2 试验方案
根据《城市区域环境噪声测量方法》(GB/T14623-1993)中的监测方法进行监测[3],利用声级计在无雪和无雨的天气条件下进行,且风速控制在5.5 m/s以下进行,测量泄水坝在通常过流条件下的7-8月份的噪声随流量和温度的变化。
制定60 d测量计划,每2天测试1次,每天上午(8:00～9:00)进行22个点44组噪声测量;同时测量泄水闸下泄水流流速、温度和岸上风速,选定8月5、10、15、20和25日对侧壁上测点B1、B2、B3、B4进行昼夜测量,白天选在工作时间段(8:00～10:00),夜晚选在睡眠时间段(21:30～23:30)。都采用短时间取样的方法来测量。每次测量前后对噪声测量仪器进行校准,取校准值不大于2dB的测量值。
2 试验结果与分析
2.1 噪声值修正
根据《中华人民共和国环境保护行业标准HJ / T90-2004 声屏障声学设计和测量规范》规定,测量噪声时间选为2 min ,测量取平均值。试验噪声值起伏范围小于10 dB,称为稳态噪声[6]。测试的背景声音为50.5 dB,噪声测量数据中最小值为63.6 dB,差值为13.1 dB,大于9 dB, 根据规定修正值[4]为0 dB。
2.2 试验结果
试验在实际工作环境下进行,选择背景噪声变化较小的上午8～10时这一时段进行不定时测试,同时增加测量的次数然后通过数据比较, 取差值最小的一组平均数据作为结果[4]。夜间选取21～23时这一时段测量。本次试验用AWA6270A噪声频谱分析仪可直接测量等效连续A声级的噪声值,同时可以测量频率为31.5,63,125,250,500,1 000,2 000,4 000,8 000 Hz共9个频段的噪声值分布。因为试验河道常年水流较慢,水流经过泄水闸的流量随时间变化不大,利用便携式流速仪测量中轴线附近的流速,根据流速仪法求出流量[7]。下面选取有代表性的值进行结果分析。
2.3 噪声测量数据分析
噪声分析是一种基本的测量数据分析,包括噪声值,频谱等,同时能获得噪声与其他变量的关系[5]。可以清楚地反映出噪声的频率成分和影响因素。
2.3.1 垂直和水平断面上噪声值的变化
根据噪声的数据,选取泄水坝在同条件下垂直A断面上点的噪声值为例说明。见图4,测点A1的值较其他测点的值都大,说明靠近泄水坝下泄水流处的噪声值最大,随着距离水面的高度增加噪声值不断减小,且在A断面上的频率在63 Hz和1 000 Hz时的噪声值最大,从A1到A2点最大噪声值减少了4.1%,从A2到A3点最大噪声值减少了3.6%,从A3到A4点最大噪声值减少了3.3%,随着距离噪声源的高度增加最大噪声值衰减的程度减弱。选取泄水坝在同条件下岸上的水平F断面的噪声值为例说明。如图5,测点F1的值较其他测点的噪声值都大,说明在靠近泄水闸处噪声值最大,且随着远离泄水闸距离的增加噪声值逐渐减少,同垂直方向噪声值相似,随着水平距离的增加最大噪声值衰减程度减弱。
2.3.2 不同流量下同一测点噪声的变化
由于上游降雨量的影响,选取流量变化较大的7月10、21、23日的噪声值进行分析,见表1和图6。测点C1的噪声变化规律也不相同,在3个不同流量[3]下,噪声值大小随流量的增大而增大,从最大流量4.3 L/s到流量3.5 L/s噪声最大值减少了2.4%,从流量3.5 L/s到流量2.4 L/s噪声最大值减少了4.3%,说明随着下泄水流流量减少的幅度增大噪声值减小的幅度也在随之增大。
2.3.3 同条件下昼夜间噪声值
同一天选取岸上B1测点比较分析,由于噪声在夜间要比昼间更影响生产生活,根据测量规范[4]故将夜间的等效噪声值加上2 dB,图7可知,夜间噪声相对较大,并且夜间其他噪声影响的减少而突出下泄水流噪声的影响。
2.3.4 同条件下防护林两侧噪声值
选取7月24日岸上防护林(郁闭度[8]约为0.8)两侧的E1和E2测点的噪声比较分析,如图8,靠近河道一侧噪声值较大,另一侧噪声值较小,噪声值在各个频段的都趋于平稳,在防护林的郁闭度为0.8时最大噪声值减少了13.3%,所以河道绿化防护林对噪声产生一定的衰减作用,对于减轻河道上下泄水流产生的环境噪声污染具有重要的意义。
3 结 论
实际河道中泄水闸下泄水流在相同流量条件下,噪声声级最大值出现在测点A1处,即在泄水闸下泄水流入水处附近噪声值相对较大。随着距离的增加,噪声值不断减小。在相同条件下,噪声受流量大小的影响较明显,噪声值随流量的增大而增大,流量最大时噪声值最大。昼夜之间噪声影响差别较大,夜间噪声对周围影响更大。防护林对降噪产生明显的影响,可以通过在河道两侧种植郁闭度值较高的植被来降低噪声对周围居民的影响。
摘要：随着城市河流治理,河道上泄水建筑物产生的水流噪声开始严重影响附近居民的生活,而噪声产生的机理和防治研究相对较少,以满堂河为对象,对下泄水流噪声进行监测,测量泄水闸下泄水流在不同的条件下噪声的变化。结果表明:相同测点的噪声随上游流量增大而增大;相同流量的噪声最大值出现在下泄水流入水处;相同条件不同断面上的频率在63.5Hz和1 000Hz的噪声值最大;昼夜岸上测点的平均噪声值相差不大,但夜间其他噪声影响的减少更突出水流噪声的影响;防护林降噪效果明显;可知噪声受上游流量和周围设施及环境影响较大。通过在河道附近增加林地可以减少噪声对附近居民的影响。
关键词：满堂河,泄水闸,下泄水流,噪声
参考文献
[1]郭维东,谢方芳,胡志华,等.溢流堰下泄水流噪声频谱分析[J].沈阳农业大学学报,2011,(2):235-238.
[2]李洪强,吴小萍.城市轨道交通噪声及其控制研究[J].噪声与振动控制,2007,27(5):78-82.
[3]郭维东.水力学[M].北京:中国水利水电出版社,2005:15-20.
[4]杨云,王庭佛.关于噪声测试中背景噪声修正方法的探讨[J].噪声与振动控制,2000,2(1):24-26.
[5]周新祥.噪声控制及应用实例[M].北京:海洋出版社,1999:89.
[6]徐尚仁.水动力噪声测试中的误差及其减小方法[J].舰船科学技术,1994,(1).
[7]周心一,吴有生.流体动力性噪声的相似关系研究[J].声学学报,2002,(4):373-378.
噪声特性 篇7
火箭强噪声模拟装置能够产生高强度火箭强噪声,在火箭振动工程中有着重要的作用。研究火箭强噪声模拟装置气声特性对研制高仿真、高气声效率的强噪声模拟系统具有重要意义[1]。火箭强噪声模拟装置工作时,音环在经过功率放大器放大的音频信号驱动下运动,使得高压空气通过的喷口截面积随时间发生变化,从而引起音环处高压空气的压强和速度也随时间发生变化,形成强声,再通过喇叭辐射声能,即喇叭的辐射功率由喇叭喉部处空气流速和压强的变化决定。而由于在高强声情况下声压和质点速度的振幅相对于大气压强和声速已不能忽略不计[2],因此研究火箭强噪声模拟装置气声功率特性对获得高的气声效率具有重要意义。本文通过建立气动声源声辐射特性参数计算模型,仿真分析了喷喉截面积比、激励信号频率、激励信号幅值、音环质量对火箭强噪声模拟装置气声功率比的影响,为火箭强噪声模拟装置的试验及改进提供具有实用价值的理论研究数据。
1物理模型
1.1非线性物态方程与非线性参量
火箭强噪声模拟装置气动声源产生的是大振幅平面波,传播介质是无黏性耗损的理想流体介质,传播过程是一维非线性的[3,4]。声波中声速c、质点速度u、密度增量ρ′和声压p之间的普遍关系式为
大振幅声波的波函数为
式(2)中:f(u)为u的任意函数。式(2)考虑了运动方程和连续方程的非线性项,可用于描述理想介质中有大振幅声波传播时的现状及其传播特性。
物态方程是声波在介质中传播时介质的状态变量之间的关系,它能够描述介质状态变化的规律。声波传播过程可以近似看作绝热过程或等称为熵过程,状态变量有压强P和密度ρ。此时,物态方程泰勒展开式中二阶项系数与一阶项系数之比,称为非线性参数,即
式(3)中:P0、ρ0、c0分别为静态时的压强、密度、声速;S为熵;k为等熵指数。
非线性参数是非线性声学中最重要的一个物理量[5],因为它能够衡量声波在媒质中传播时产生的非线性效应的大小。对于空气,B/A=0.4。
1.2声压与气流速度之间的关系
火箭强噪声模拟装置气动声源工作时喇叭喉部处气流速度与压力变化量的关系为
式(4)中:u3为强噪声模拟装置喇叭喉部处气流速度;P3为强噪声模拟装置喇叭喉部处气流压力;P0、c0分别为静态时的压强、声速;k为等熵指数。
1.3功率与气声效率计算模型
声能量ΔE为单位体积元内声扰动的动能与位能之和,即
式(5)中:V0为体积元静态时的体积;ρ0为体积元中静态时的空气密度;u为声扰动速度;p为声压。
声能量密度ε为单位体积中声能量,即[4]
单位时间内通过垂直于声传播方向的面积S的平均声能量称为平均声功率,记为
式(7)中:
通过垂直于声传播方向的单位面积上的平均声功率称为声强,记为Is,即
式(9)中:Re表示取实部。
在声学理论中,使用对数标度来度量声压和声强,称为声压级与声强级,常用单位为dB(分贝)。声压级、声强级分别用符号SPL、SIL表示,其定义为[5]
式(9)和式(10)中:pe为待测声压的有效值;perf为参考声压,在空气中,一般取为2×10-5 Pa;Is,e为待测声强的有效值;Is,erf为参考声强,在空气中,一般取为10-12 W/m2。
高压空气射流所做的流动功
式(11)中:下标1、2分别表示气流调制喷嘴入口和出口处;v为比容积。
气动声源气流功率
式(12)中:P*1为气流调制喷嘴入口处空气总压(静态);P2为气流调制喷嘴出口处气流压强(静态);
设气动声源输入的是单频正弦信号,那么气流调制喷口面积则是按正弦波调制,此时,调制状态下,气体流通面积Ax(t)、压力p3、气动声源的声功率
式中:A2为未调制时喷口截面积;A3为声辐射器喉部截面积;A为单频音频信号幅值;ω为单频音频信号电流频率;B为磁场强度;l为气流调制组件线圈导线长度;C为气流调制组件振动系统的力顺。U2/Ucr为气流调制环处气流速度比;Ma2为气流调制环处气流马赫数。
气声功率比(或称气声效率)定义为声功率与气流功率之比[5],即
2计算初始参数
气声效率计算设定的初始参数如下:空气气体常数:R=287.06 J/(kg·K);空气等熵指数:k=1.4;静态时空气声速取值:c0=340.29 m/s;静态时空气密度取值:ρair=1.225 05 kg/m3;静态时空气压强取值:P0=101 325.2 Pa;声辐射器喉部直径为73 mm;高压空气喷口入口气流总压取值为(2.0～5.0 P0);高压空气喷口入口气流温度取值:333 K;高压空气环形喷嘴直径取值:φ3=130 mm;环形喷嘴高度取值:h=0.002 mm;喷口处气流马赫数为0.8;振动系统质量m=0.06 kg;振动系统弹性材料力顺C=4.0×10-4 m/N;磁隙磁场强度B=1.4 Wb/m2;导线长度l=28.83 m;音频信号电流放大系数Ki=1 800;音频信号频率f设定1 000 Hz;音频信号幅值Amp设定为5 mA。
3计算结果及分析
3.1喷喉截面积比对气声功率比的影响
图1给出了3种喷喉截面积比情况下气声功率比随气室总压变化的计算值。由图1可以看出:气动声源气室总压增大,气声功率比增大;气动声源喷喉截面积比增大,气声功率比增大,即增大喷口截面积是提高气声功效率的有效途径;气动声源喷喉截面积比增大时,气室总压高工况比气室总压低工况气声效率增大幅度要大一些。
3.2激励信号频率对气声功率比的影响
图2给出了A2/A3=0.2时4种音频激励信号频率气声功率比随气室总压变化的计算值。可以看出:气动声源激励音频信号频率减小,气声功率比增大,即激励音频信号频率是影响气声功效率的主要因素之一;气动声源激励音频信号频率减小时,气室总压高工况比气室总压低工况的气声效率增大幅度要大一些,这个规律与喷喉截面积比一致。
3.3激励信号幅值对气声功率比的影响
图3给出了A2/A3=0.2时4种音频激励信号幅值气声功率比随气室总压变化的计算值。可以看出:气动声源激励音频信号幅值增大,气声功率比增大,即激励音频信号幅值也是影响气声功效率的主要因素之一;气动声源激励音频信号幅值增大时,同样是气室总压高工况比气室总压低工况的气声效率增大幅度要大一些,这个规律与喷喉截面积比一致。
3.4音环质量对气声功率比的影响
图4给出了A2/A3=0.2时3种音环质量气声功率比随气室总压变化的计算值。可以看出:气动声源音环质量小,气声功率比增大,即音环质量大小直接影响气声功效率;同样是气动声源音环质量减小,气室总压高工况比气室总压低工况的气声效率增大幅度要大一些。
4结论
火箭发动机噪声模拟装置气动声源的喷喉截面积比、激励音频信号频率和幅值、音环质量直接影响其气声功率比;气动声源气室总压、喷喉截面积比、激励音频信号幅值增大,气动声源激励音频信号频率、音环质量减小,则气动声源气声功率比增大,气室总压高工况条件下比气室总压低工况条件下气声效率增大的幅度高。
摘要：建立了火箭强噪声模拟装置气声功率特性计算模型。仿真分析了喷喉截面积比、激励信号频率、激励信号幅值、音环质量对火箭强噪声模拟装置气声功率比的影响。仿真结果表明,气动声源气室总压、喷喉截面积比、激励音频信号幅值增大,气动声源激励音频信号频率、音环质量减小,则气声功率比增大。气室总压高的工况比气室总压低的工况气声效率增大幅度要大一些。仿真结果为火箭发动机噪声模拟装置的改进设计提供了理论数据。
关键词：火箭,噪声模拟,气声功率
参考文献
[1]陈新华,郝健.火箭喷气强噪声模拟装置内声场特性分析.科学技术与工程,2010;10(26):6409—6413
[2]沈嚎.强噪声学.北京:科学出版社,1996:2—6
[3]孙晓峰,周盛.气动声学.北京:国防工业出版社,1994:15—24
[4]钱祖文.非线性声学.北京:科学出版社,1992:249—259