Galton型高強氣流聲源的發(fā)聲特性

曹志勇，羅志浩，金東春，馬振方，張光學(xué)，周曉耘

(1. 杭州意能電力技術(shù)有限公司，浙江 杭州 310018；2. 國網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學(xué)研究院，浙江 杭州 310018；3. 中國計量大學(xué) 能源工程研究所，浙江 杭州 310018)

0 引 言

高強聲源在科研及工業(yè)等領(lǐng)域都有著廣泛的應(yīng)用，如用于噪聲控制研究、風(fēng)洞試驗、聲波清灰、超聲霧化、采油解堵和防蠟等[1-6]?，F(xiàn)階段較為成熟的高強聲波發(fā)生器按能量轉(zhuǎn)換方式可分為化學(xué)能強聲換能器、電能強聲換能器和流體強聲換能器[7-8]?；瘜W(xué)能強聲換能器可將爆炸時產(chǎn)生的能量轉(zhuǎn)化為聲能，但其發(fā)聲特性難以控制。電能強聲換能器工作穩(wěn)定可靠，但受到換能效率低及功率小等因素的局限，難以用于工業(yè)。

以高壓氣體為介質(zhì)的流體強聲換能器又叫氣流聲源，其發(fā)聲原理為：高速氣流經(jīng)過邊界或障礙物時會引起氣流壓力擾動，而由于氣體黏性的存在，氣流將會變得不穩(wěn)定，氣體會沿氣流方向產(chǎn)生振動從而形成周期性變化的壓力場[9]。按發(fā)聲原理可進(jìn)一步分為流體動力式聲源、流體諧振式聲源和調(diào)制氣流聲源[10-13]。其中流體動力式聲源是高速流體直接噴射進(jìn)入共鳴腔內(nèi)產(chǎn)生共振而發(fā)聲，Hartmann型氣流聲源、Pohlmann型氣流聲源、旋笛以及本文研究的 Galton型氣流聲源均屬于此類聲源[14]。

流體動力式聲源具有效率高、功率大及使用方便等特點，最近在某些特定應(yīng)用領(lǐng)域呈現(xiàn)出很好的發(fā)展前景[15-16]。趙云等[17]用高頻旋笛所發(fā)聲波來團(tuán)聚燃煤煙氣中的PM2.5，在700 Hz 和 1400 Hz的頻率下，減排效率最高達(dá) 99%。譚力克[18]提出使用Hartmann哨陣列的方式提高聲波吹灰器的吹灰能力，通過數(shù)值模擬方法，研究中心桿長度與直徑、共鳴腔深度和噴嘴直徑對聲源聲壓級的影響。高建民等[19]設(shè)計了一款帶階梯型諧振腔的 Hartmann超聲霧化噴嘴用于霧化栽培領(lǐng)域，在0.1～0.5 MPa進(jìn)氣壓力下，發(fā)現(xiàn)霧滴粒徑比普通圓柱形腔體噴嘴的小2～6 μm。田章福等[20]利用Galton哨或Hartmann哨作為聲源設(shè)計了低頻強聲實驗艙，艙內(nèi)平均聲壓級在150 dB以上，可用于低頻強聲的生物效應(yīng)與材料的聲學(xué)研究。宋碩等[21]使用 Hartmann哨解除地層的堵塞并降低原油的黏度，對低產(chǎn)井與停產(chǎn)井都具有較好的處理效果。

Galton型氣流聲源是一款較為成熟的聲源，目前已有不少相關(guān)研究報道，文獻(xiàn)[22]發(fā)現(xiàn)發(fā)聲頻率和聲功率受環(huán)形噴嘴與共鳴腔間距以及共鳴腔深度的影響，并對該聲源結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，改進(jìn)后的聲源可在 40 kHz的頻段內(nèi)穩(wěn)定發(fā)聲。文獻(xiàn)[23]中將Galton型氣流聲源成功應(yīng)用于幻燈片切換。文獻(xiàn)[24]中對該聲源進(jìn)行實驗研究，發(fā)現(xiàn)了一定溫度下聲源發(fā)聲頻率與聲速的關(guān)系。此聲源具有不穩(wěn)定模式、回流模式和尖聲模式三種工作模式。以進(jìn)氣壓力與大氣壓的比值作為臨界壓力比，當(dāng)臨界壓力比小于 1.9時，此時聲源工作模式為不穩(wěn)定模式。當(dāng)臨界壓力比大于1.9時，工作模式為典型的回流模式。在此臨界壓力比下，當(dāng)噴嘴與諧振腔間距過小時，聲源會產(chǎn)生較高頻率的聲波，此時的發(fā)聲模式由回流模式變?yōu)榧饴暷Ｊ絒25]。

前人通過實驗已對 Galton型氣流聲源的聲場特性進(jìn)行了研究，而對該類型聲源發(fā)聲時的流場與壓力變化情況、聲場分布及流體介質(zhì)對發(fā)聲特性的影響尚未深入探索，相關(guān)的數(shù)值模擬研究非常少。另外，現(xiàn)有研究均以空氣作為流體介質(zhì)，而氣動聲源在工業(yè)應(yīng)用中所用氣體并非全是空氣，鋼鐵行業(yè)的壓縮氮氣和火力發(fā)電廠的高壓蒸汽也是潛在的工作介質(zhì)，因此流體介質(zhì)可能會對聲源的發(fā)聲特性造成影響。

本文采用試驗與計算流體力學(xué)數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對一款帶中心桿的 Galton型氣流聲源進(jìn)行研究，得到該聲源發(fā)聲時壓力與流場的變化情況，不同進(jìn)氣壓力下的聲場分布及流體介質(zhì)對發(fā)聲特性的影響，并首次揭示了不同流體介質(zhì)下的發(fā)聲特性，研究結(jié)果可為Galton型氣流聲源工業(yè)應(yīng)用奠定理論基礎(chǔ)。

1 研究對象及方法

1.1 研究對象

帶中心桿的Galton型氣流聲源如圖1所示，其具體尺寸如表1所示。

圖1 聲源結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Sketch map of the sound source structure

表1 聲源結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Main parameters of sound source

表1中Dn代表噴嘴直徑，Dr代表共鳴腔直徑，S代表共鳴腔深度，Dc代表中心桿直徑，L代表噴嘴與共鳴腔間距。其發(fā)聲過程為：氣流從壓力入口流入，在環(huán)形噴嘴出口產(chǎn)生高速氣流，氣流撞擊到共鳴腔底部，并在共鳴腔出口附近產(chǎn)生周期性的渦流，從而使空氣振動發(fā)聲。另外，氣流撞擊到共鳴腔進(jìn)口端面時，也會產(chǎn)生一些聲壓級較低且頻率復(fù)雜的聲波。中心桿的作用是改變流場狀態(tài)，增強反饋流場的振蕩，且可以抑制尖叫模式的出現(xiàn)[26]。

聲源設(shè)計需先假定發(fā)聲頻率，根據(jù)Bergmann[24]研究得到聲源發(fā)聲頻率f與共鳴腔深度S的關(guān)系：

式中：c為聲速；k為與噴氣壓強有關(guān)的常數(shù)。計算得到S的值，然后再根據(jù)經(jīng)驗和文獻(xiàn)中的數(shù)據(jù)，確定其他結(jié)構(gòu)參數(shù)。通過數(shù)值模擬，驗證該結(jié)構(gòu)是否可以達(dá)到目標(biāo)頻率值，若兩者差異較小，則該尺寸參數(shù)視為可行，否則進(jìn)一步調(diào)整。根據(jù)模擬驗證結(jié)果加工實物，所得實物也需測量其頻率與目標(biāo)值進(jìn)行驗證。

1.2 研究方法

1.2.1 試驗方法

在進(jìn)氣壓力保持穩(wěn)定的條件下，在共鳴腔出口中心位置正上方 100 mm 處放置聲級計(杭州愛華5661型)，測量該點處聲壓級，并采集詳細(xì)的聲壓數(shù)據(jù)，以便進(jìn)行頻譜分析。同時，測試不同方位的聲壓級，得到聲指向性。

1.2.2 數(shù)值模擬方法

采用計算氣動聲學(xué)(Computational Aeroacoustics, CAA)模擬方法，通過獲取靜壓變化情況，得到聲波在此點位處的有效聲壓值，再利用下式計算聲壓級LSP[27]：

式中：Pe為有效聲壓值；為參考聲壓(2×10-5Pa)。

計算幾何模型如圖 2(a)所示，選取長為 2 m、寬為1 m的長方形區(qū)域作為計算域。噴嘴入口設(shè)置為壓力入口，對稱軸設(shè)為對稱軸邊界條件，其余邊界設(shè)置為壓力出口，壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，聲源壁面為無滑移固壁邊界，溫度設(shè)置為 300 K。采用專業(yè)的前處理軟件ICEMCFD (The Integrated Computer Engineering and Manufacturing code for Computational Fluid Dynamics)19.0對其進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，為保證數(shù)值計算的準(zhǔn)確性，對流速大的區(qū)域進(jìn)行加密網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)量為 2.0×105，網(wǎng)格質(zhì)量在0.9以上。具體網(wǎng)格劃分如圖2(b)所示。

圖2 聲源網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model of the sound source

本文利用ANSYS FLUENT軟件，采用有限體積法、雙精度求解器對該聲源的流場進(jìn)行數(shù)值模擬計算。湍流模型選用對圓柱射流、射流撞擊、旋流、二次流和漩渦等復(fù)雜流動有較好模擬效果的Realizable k-epsilon模型，近壁面處理方法采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，壓力修正采用壓力耦合方程組(Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations,SIMPLEC) 的半隱式算法，時間步長取 10-5s。以共鳴腔出口中心位置為圓心，對半徑100 mm的球面進(jìn)行 12等分，等分點設(shè)為壓力監(jiān)測點，將共鳴腔正上方監(jiān)測點命名為P1。獲取檢測點壓力隨時間變化數(shù)據(jù)后，進(jìn)而獲得聲壓級等聲學(xué)特性。

2 研究結(jié)果與分析

2.1 計算模型的驗證

為驗證數(shù)值計算的可靠性，首先通過實驗測量聲源發(fā)聲特性，在0.3 MPa進(jìn)氣壓力下，聲源能夠持續(xù)且穩(wěn)定地發(fā)聲，以此得到了噴嘴與共鳴腔間距L=20、23、25、27、30、33、35、38、40 mm 時的聲壓級，并將實測結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對比，如圖3所示。實驗測得的聲壓級數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)總體趨勢一致，聲壓級隨L的波動是由湍流的不穩(wěn)定結(jié)構(gòu)造成的，聲源發(fā)聲時會產(chǎn)生一定單位長度的激波，從而形成一定的湍流不穩(wěn)定區(qū)域。進(jìn)入湍流混合區(qū)，噴嘴處射流會對周圍空氣形成速度擾動，急劇增加周圍空氣的共振趨勢，從而增大聲壓級，而進(jìn)入湍流穩(wěn)定區(qū)則共振趨勢會明顯下降，聲壓級也隨之下降，因此聲壓級會隨 L的變化產(chǎn)生較大的波動[25]。各工況的偏差基本小于1 dB，模擬與實驗的平均相對誤差為0.77%，最大相對誤差為1.23%，誤差較小。同時，考慮到實驗過程中空氣流動情況較為復(fù)雜，可能會導(dǎo)致實驗結(jié)果出現(xiàn)誤差，因此模擬結(jié)果具有一定的可靠性。

圖3 實驗工況與模擬工況聲壓級對比圖Fig.3 Comparison of SPLs between experimental and simulated conditions

2.2 流場與聲壓

在0.3 MPa進(jìn)氣壓力下，監(jiān)測點P1的壓力隨時間變化規(guī)律如圖4所示。結(jié)果表明，該點壓力振幅為635 Pa，且按正弦曲線規(guī)律作周期性變化，周期T為1.4 ms，該聲源正處于穩(wěn)定發(fā)聲狀態(tài)。為進(jìn)一步掌握聲源工作時的流場，在同一個聲波周期內(nèi)選取4個時刻，其速度分布與壓力分布如圖5和圖6所示。

圖4 監(jiān)測點位壓力波動圖Fig.4 Pressure fluctuations at monitoring point P1

圖5 一個周期內(nèi)氣流速度變化圖Fig.5 Airflow velocity change in one period

圖6 一個周期內(nèi)聲源壓力變化圖Fig.6 Pressure change of sound source in one period

圖5(a)為發(fā)聲周期的初始時刻，氣流經(jīng)過噴嘴壓縮后以較快速度射入共鳴腔內(nèi)部，與共鳴腔底部發(fā)生碰撞，形成回流?；亓鳉怏w被噴射氣流阻擋，導(dǎo)致大量氣體滯留于共鳴腔內(nèi)，從而使共鳴腔內(nèi)壓力增大，此階段共鳴腔內(nèi)壓力變化過程為圖6(a)～6(b)。

如圖 6(b)所示，此時共鳴腔內(nèi)壓力處于最大值，被壓縮的回流氣體將對噴射氣流產(chǎn)生較強的作用力，導(dǎo)致噴射氣流偏離并流出共鳴腔，如圖5(b)所示。噴射氣流方向轉(zhuǎn)向腔體外側(cè)。此時，共鳴腔內(nèi)的回流氣體會被噴射氣流裹挾排放至腔體外側(cè)，腔內(nèi)壓力不斷減小，此階段共鳴腔內(nèi)壓力變化過程為圖 6(b)～6(c)。

緊接著，如圖6(d)所示，當(dāng)共鳴腔內(nèi)部與外界壓力接近時，共鳴腔內(nèi)回流氣體逐漸減少，對應(yīng)氣流速度見圖5(c)和5(d)所示，此時噴嘴出口氣流方向逐漸回到初始狀態(tài)。

以上聲源中氣流的速度和壓力變化揭示了發(fā)聲的過程和基本原理，與經(jīng)典的氣流聲源回流工作模式相吻合。

2.3 聲場空間分布

在噴嘴與共鳴腔間距為25 mm的條件下，改變進(jìn)氣壓力，得到各個監(jiān)測點處的壓力值與其對應(yīng)的聲壓級，結(jié)果如圖7所示。結(jié)果表明，該聲源在不同進(jìn)氣壓力下，聲場空間分布相同，具有一定的聲指向性。當(dāng)進(jìn)氣壓力為0.3 MPa時，共鳴腔后側(cè)軸線處聲壓級達(dá)到最大值，為153 dB，并隨著角度的增加，聲壓級逐漸減小，在180°方向上達(dá)到最小值，為144 dB。這是由于聲波在傳遞至共鳴腔后方時，在0°處發(fā)生重疊，從而增大了此處的聲壓級。其他方向也會存在聲波的重疊，但是因為聲波衰減的原因，其他方向聲壓級的增長幅度比0°處小，因此聲壓級在0°處最大。

由圖7可知，各監(jiān)測點位處聲壓級隨進(jìn)氣壓力的增加而變大，其主要原因是進(jìn)氣壓力的增加使噴射氣流的速度增大，從而加劇了氣流之間的擾動，增大了壓力的振蕩幅度。進(jìn)氣壓力增加時，各監(jiān)測點處的聲壓級增長情況各不相同，0°處增幅最大，并隨著角度增加而減小，在180°處增幅最小，進(jìn)一步證明了該聲源具有較強的聲指向性。

圖7 L=25 mm時不同進(jìn)氣壓力下聲場的空間分布Fig.7 Spatial distribution of sound field under different inlet pressures and L=25 mm

2.4 流體介質(zhì)對發(fā)聲特性的影響

為研究流體介質(zhì)對聲源發(fā)聲特性的影響，選擇空氣、氮氣及水蒸氣這三種來源廣泛、價格便宜，適合作為工業(yè)氣源的流體介質(zhì)進(jìn)行數(shù)值模擬。在不同的進(jìn)氣壓力下，三種流體介質(zhì)產(chǎn)生的聲壓級數(shù)據(jù)如表2所示。結(jié)果表明，進(jìn)氣壓力相同時，氮氣的聲壓級最大，空氣次之，水蒸氣最小。

表2 三種流體介質(zhì)在不同進(jìn)氣壓力下的聲壓級Table 2 Sound pressure levels for three fluid media at different inlet pressures

圖8為三種流體介質(zhì)在0.3 MPa進(jìn)氣壓力下的頻譜分析結(jié)果。由圖8可知，進(jìn)氣壓力為0.3 MPa時，三種流體作為介質(zhì)發(fā)聲時的主頻分別為 647、666和 838 Hz，而壓力波動的幅度為 819、799和613 Pa。其中氮氣的主頻最小，壓力波動的幅度最大；水蒸氣的主頻最大，壓力波動的幅度最?。豢諝獾念l率與振幅均介于兩者之間，這說明不同流體介質(zhì)發(fā)聲時的頻率與振幅具有一定的關(guān)系，即發(fā)聲頻率越大，對應(yīng)的壓力波動的幅度越小。產(chǎn)生這樣結(jié)果的原因可能是，三種介質(zhì)在同一進(jìn)氣壓力下發(fā)聲時產(chǎn)生的能量相差不大，而產(chǎn)生的能量會轉(zhuǎn)換成空氣振動的次數(shù)與大小，即聲音的頻率與聲壓振幅，因此在能量一定的情況下頻率越大，聲壓振幅越小。

圖8 三種流體介質(zhì)在0.3 MPa進(jìn)氣壓力下的頻譜分析Fig.8 Spectrums of sound pressure for three fluid media at 0.3 MPa inlet pressure

根據(jù)公式(2)中聲源發(fā)聲頻率與聲速的關(guān)系，發(fā)聲頻率與聲速呈正比，而聲速與介質(zhì)密度呈負(fù)相關(guān)，因此密度較小的水蒸氣頻率較高。由于空氣中含有體積分?jǐn)?shù)為78%的氮氣，兩者物性較為接近，因此發(fā)聲特性也十分接近。

綜合對比三種流體介質(zhì)的發(fā)聲特性，氮氣作為流體介質(zhì)可以提供更大的聲壓級；水蒸氣在提高發(fā)聲頻率上有明顯優(yōu)勢；空氣介于兩種介質(zhì)之間，但來源廣泛，經(jīng)濟(jì)性高。

3 結(jié) 論

本文通過試驗和數(shù)值模擬方法，對一款帶中心桿的Galton型氣流聲源進(jìn)行研究，分析了該聲源工作時流場與壓力場的變化規(guī)律，獲取進(jìn)氣壓力對聲場分布的影響和流體介質(zhì)對發(fā)聲特性的影響，得出以下結(jié)論：

(1) 該氣動聲源穩(wěn)定發(fā)聲時，腔體內(nèi)部流場與壓力場均呈周期性變化，并與腔體外部監(jiān)測點處的壓力波動相對應(yīng)。

(2) 在不同進(jìn)氣壓力下，聲場的空間分布基本相同，具有較強的聲指向性。共鳴腔后側(cè)軸線處，聲壓級達(dá)到最大值，為153 dB，且聲壓級隨角度的增加逐漸減小，并在180°處達(dá)到最小值，為144 dB。進(jìn)氣壓力增加時，不同方向的聲壓級增長情況各不相同，0°處增幅最大，并隨著角度的增加而減小，在180°處增幅最小。

(3) 進(jìn)氣壓力一定時，氮氣的聲壓級最大，空氣次之，水蒸氣最小。進(jìn)氣壓力為0.3 MPa時，三種流體介質(zhì)的發(fā)聲特性不相同，密度較小的水蒸氣頻率較高，且頻率與聲壓振幅呈負(fù)相關(guān)，即頻率越大聲壓振幅越小。