分布式通風消聲板特性研究?

康鐘緒 宋瑞祥 劉 強 郭建軍 張慧娟

(北京市勞動保護科學研究所 北京 100054)

0 引言

采用隔聲結構是噪聲控制領域中的常用措施。隔聲結構的密封程度直接影響其隔聲效果，很小的孔洞、縫隙也能導致明顯的隔聲效果降低[1]。在實際工程實踐中，通風散熱是大部分設備正常運行的基本要求，為了實現通風散熱功能，往往在設備隔聲罩結構之外，單獨設計消聲通風通道，不僅增加了降噪措施的復雜程度，還需要足夠大的進排風消聲空間，令降噪措施的實施難度大幅增加。因此，兼具隔聲、通風雙重功能的結構成為隔聲研究中的熱點之一。

Ford等[2]的研究顯示，開口的雙層窗結構與單層窗結構的隔聲效果接近，由于開口面積較小，實際的通風效果不明顯，但該研究提出了基本的通風隔聲結構。Cotana[3]提出了機械通風隔聲結構，采用機械設備風機提升開洞處通風量的方法，并增加吸聲材料實現局部降噪。之后，Kang 等[4]設計了錯開洞口的雙層通風隔聲窗結構，避免直達聲的傳遞，增加了隔聲效果。王佐民等[5]采用傳遞矩陣(Transfer matrix,TM)法分析了交錯開口通風隔聲結構的隔聲特性，為通風隔聲結構的性能分析提供了分析方法。俞悟周等[6]提出的通風隔聲結構，利用透明微穿孔板提高降噪效果，實現了較好的隔聲量和通風效果。劉松等[7]針對交錯結構自然通風窗建立了聲學模型，并通過有限元法(Finite element method, FEM)得到了驗證，有效指導了交錯開口通風隔聲結構的設計。Huang等[8]在交錯結構窗戶內安裝有源控制系統，針對低頻段噪聲進行有源控制，從而在全頻帶獲得良好的降噪效果。此外，林遠鵬等[9]利用聲學折疊結構和中空管道，構造了一種通風隔聲屏障結構，擴展了通風隔聲結構的應用范圍。

綜上所述，針對通風隔聲結構的研究主要集中在隔聲結構與通風消聲通道的結合方式以及如何提高通風通道的消聲效果上。通風隔聲結構多是隔聲結構與消聲結構的簡單拼接，通風通道大多設置在整體結構的邊緣位置，且數量少、通風面積小，通風通道曲折不通暢，導致通風隔聲結構仍存在結構尺寸大、系統復雜、低頻效果差、通風量小、流場極度不均勻等問題。

鑒于此，本文提出一種新結構，將消聲單元結構分布式嵌入隔聲結構，利用消聲結構的通風、消聲能力，實現既能允許氣流通過，又能有效消減噪聲傳播的功能，參考消聲器的定義，將該結構稱為分布式消聲板結構。根據結構特點建立簡化模型，應用修正傳遞矩陣方法分析研究消聲板聲學性能，加工消聲板樣件，通過實驗室測試，驗證分布式消聲板的聲學性能、預測方法及其通風性能。

1 消聲板模型

1.1 消聲板結構

在板結構上，直接開孔，可實現透氣功能，但由于開孔導致的漏聲，板的隔聲能力將明顯降低。為降低漏聲影響，在整個板結構均勻嵌入大量小型消聲單元代替直接開孔，如圖1 所示(嵌入簡單膨脹消聲結構)，形成一種新型結構，即消聲板結構。

圖1 消聲板結構Fig.1 Structure of silencing panel

由于每個消聲單元前后有進出口，令板結構整體具有透氣能力；而聲波進入每個消聲單元進口后，由于單元內部的消聲結構令聲波產生大幅的衰減后從消聲單元出口傳出?？梢?，整個板結構具有允許氣體透過但能有效衰減聲波傳播的能力，類似于消聲器的功能，因此，稱此板結構為消聲板結構。

消聲板消聲性能的原理示意圖如圖2 所示。聲波從噪聲源傳播至消聲板，出現兩種情況：(1)被板阻擋后發生反射，反向傳播；(2)進入消聲單元并繼續傳播。

圖2 聲波在消聲板內的傳播Fig.2 Sound propagation in silencing panel

傳播進入消聲單元的聲波依靠單元結構的膨脹、共振等消聲元件產生的阻抗變化實現消聲，并可根據消聲需要設計消聲單元內部結構。

1.2 模型簡化

如圖1 所示，消聲板整個板面均勻分布大量消聲單元，每個消聲單元內部為矩形結構，結構較為復雜，為了便于分析，對結構模型進行必要的簡化和假設。

(1)為簡化研究，暫時不考慮板的透射影響，假設聲波無法透過板傳播。

(2)一般情況下，漫入射下的隔聲量要低于垂直入射波下的隔聲量[10]。為討論消聲板最大隔聲量，同時簡化研究，假設聲波均為垂直入射，暫時忽略斜入射聲波。

(3)消聲板均勻分布的消聲單元為同一結構時，消聲板可看作為多個相同單元并列排列而成，消聲板的聲學性能取決于該單元的消聲性能。為了便于開展理論分析，研究首先集中在單個單元，同時為了便于應用快速計算方法，在截面積相等的前提下，將矩形結構等效為圓形結構。

在上述假設和簡化條件下，模型簡化為如圖3所示，其中A為內嵌聲學單元的模型，B為直接穿孔的模型。

圖3 單元模型及簡化Fig.3 Unit model and simplification

如圖3 中的圓形模型，外徑為D，孔徑為dh，整體厚度為H；模型A中膨脹腔內徑為d，前后側板厚均為ts。

用傳遞損失評價消聲板的聲學性能[11]，傳遞損失按圖4所示模型計算，即

圖4 傳遞損失計算模型Fig.4 Calculation model for transmission loss

式(1)中，Wi、Wt分別為孔板前的入射聲功率和孔板后的透射聲功率。

2 傳遞損失預測方法

在截止頻率范圍內，傳遞矩陣方法是預測聲學結構傳遞損失的常用快捷方法[11]?；谄矫娌▊鞑ダ碚?，傳遞矩陣法將消聲結構分為多個消聲單元，對各種不同消聲單元建立相應的傳遞矩陣[Ti]，通過各單元傳遞矩陣相乘形成整個結構的整體傳遞矩陣[T]，從而利用傳遞矩陣的四極參數計算結構的傳遞損失[11]，如式(2)所示：

針對圖3(a)所示A 模型，整個結構可分為9 個部分，如圖5所示。

圖5 A 模型傳遞矩陣分解Fig.5 Decomposition of transfer matrix of model A

針對圖3(b)所示B 模型，整個結構可分為5 個部分，如圖6所示。

圖6 B 模型傳遞矩陣分解Fig.6 Decomposition of transfer matrix of model B

直管段部分的傳遞矩陣為

式(3)中，pi、po分別為進出口聲壓，Pa；ui、uo分別為進出口質點振速，m/s；ρ0c0為空氣中聲傳播的特性阻抗，ρ0為密度，kg/m3，c0為聲速，m/s；L為直管段長度，m。

截面突擴、突縮結構的傳遞矩陣如下：

式(4)中，Si為進口處截面積，So為出口處截面積。

圖3 所示模型中，存在多處截面突變結構。截面突變處會產生非平面波，且非平面波影響將隨頻率增加逐漸加強[12]，傳統傳遞矩陣法無法考慮非平面波影響，因此，其結果精度隨頻率增加而降低。為提高傳統傳遞矩陣法精度，利用結構截面突變處的末端修正長度優化傳遞矩陣[13]，等效非平面波的影響，從而降低計算誤差，此方法稱為修正傳遞矩陣法(Modified transfer matrix method, MTM)。

截面突變處的末端修正長度公式如下[13]：

式(5)中，lend為截面突變處的管道修正長度，rS為細管半徑，rB為粗管半徑。

按式(5)計算截面突變部分的末端修正長度，并利用獲得的各部分的lend修正傳遞矩陣中的L為L+lend。

將各段結構傳遞矩陣相乘，得到整個結構的整體傳遞矩陣[T]，并按式(2)計算得到其傳遞損失：

式(6)中，Ti表示第i部分的傳遞矩陣。

3 傳遞損失結果分析

3.1 簡化模型

為對比簡單穿孔和內嵌消聲單元的消聲板傳遞損失，分別計算A、B 模型的傳遞損失。計算模型的尺寸如下：A 模型，整體厚度H為50 mm，開孔直徑dh為10 mm，前后穿孔板厚度ts為12 mm；B模型，整體厚度為50 mm，開孔直徑dh為10 mm。A 模型分為兩個，模型A1 外徑D為29 mm，內徑d為28 mm，模型A2 外徑D為100 mm，內徑d為99 mm；B模型分為兩個，模型B1外徑D為29 mm，內徑d為28 mm，模型B2 外徑D為100 mm，內徑d為99 mm。

3.2 傳遞損失對比分析

利用修正傳遞矩陣法計算上述模型傳遞損失，并與三維聲學有限元法[14]預測結果進行對比，對比如圖7～10所示。

圖7 模型A1 傳遞損失結果Fig.7 Transmission loss results of model A1

圖8 模型A2 傳遞損失結果Fig.8 Transmission loss results of model A2

圖9 模型B1 傳遞損失結果Fig.9 Transmission loss results of model B1

圖10 模型B2 傳遞損失結果Fig.10 Transmission loss results of model B2

圖7～10 的傳遞損失結果對比顯示，修正傳遞矩陣法與三維有限元法預測結果在有效頻率范圍內均吻合良好，可見，修正傳遞矩陣法可以在有效頻率范圍內保持接近三維聲學有限元的精度，能較為準確、快捷地計算模型的傳遞損失。

A 模型的結果對比中，在高頻范圍逐漸出現差異，這是由于復雜結構產生更多的多維波，修正傳遞矩陣法在過多多維波的影響下，其精度也將有所降低。

對比A1 與B1、A2 與B2 模型的傳遞損失，如圖11、圖12 所示。圖11 結果對比顯示，B1 模型的傳遞損失曲線有兩個相同的消聲拱形，最高值接近13 dB，通過頻率在3100 Hz 附近；而A1 模型的結果曲線存在的兩個消聲拱形大小不同，低頻消聲拱形急劇縮小，峰值降低至3.5 dB 左右，而通過頻率也向低頻大幅移動，移動至1200 Hz 附近，第二個消聲拱形急劇放大，覆蓋從1200～6400 Hz 的頻率范圍，最高峰值接近了30 dB，遠高于B1 模型傳遞損失。從整個頻域看，1700 Hz以下的低頻范圍，A1結果低于B1結果，但在1700 Hz以上頻率，A1 結果遠高于B1 結果。圖12 結果對比顯示，B2 模型的傳遞損失曲線呈半拱形形狀，隨頻率增加而升高，升高速度隨頻率增加而降低，傳遞損失最高接近34 dB，在1600 Hz 以內范圍內無通過頻率；而A2模型的傳遞損失曲線在低頻存在一個小型的消聲拱形，在高頻存在半個大型的消聲拱形，低頻小型消聲拱形峰值在13 dB附近，340 Hz附近存在通過頻率，340 Hz以上頻率傳遞損失快速增加，1600 Hz 附近增加至60 dB。從整個頻域看，540 Hz以下的低頻范圍，A2結果低于B2 結果，但在540 Hz 以上頻率，A2 結果遠高于B2結果。

圖11 模型A1、B1 的傳遞損失對比Fig.11 Comparison between transmission loss of model A1 and B1

圖12 模型A2、B2 的傳遞損失對比Fig.12 Comparison between transmission loss of model A2 and B2

可見，與直接穿孔的B 模型相比，內嵌消聲單元的A 模型，具有更好的消聲能力，主要體現在中高頻范圍，在低頻范圍，A模型傳遞損失在部分頻率低于B 模型。從而證明，經過對板內嵌消聲單元的結構設計，可令中高頻段的消聲效果明顯提高，形成具備消聲、透氣功能的消聲板。

4 消聲板性能測試

根據上述分析，設計并加工內嵌消聲單元的消聲板樣件，樣件單元結構示意圖如圖13 所示。采用玻璃鋼及塑料PP 材料加工而成，原料及樣件如圖14 所示。樣件1 尺寸：長1221 mm，寬1000 mm，厚H為35 mm；格柵單元內部邊長L為35.2 mm，格柵壁厚tl為5.5 mm；兩側穿孔板直徑dh為10 mm，孔間距40.7 mm，板厚ts為5 mm。樣件2 尺寸：長1221 mm，寬1000 mm；厚H為54 mm；格柵單元內部邊長L為35.2 mm，格柵壁厚tl為5.5 mm；兩側穿孔板穿孔直徑dh為10 mm，孔間距40.7 mm，板厚ts為8 mm。對消聲板樣件開展聲學和通風性能的實驗室測試。

圖13 消聲板樣件的單元結構Fig.13 Unit structure of silencing panel sample

圖14 消聲板原料及樣件Fig.14 Material and sample of silencing panel

4.1 隔聲性能測試

根據隔聲測試標準[15]，測試消聲板樣件的隔聲量，樣件按要求安裝于聲源室與接收室之間的隔墻，如圖15 所示。隔聲測試中采用的設備為B&K公司的成套設備，主要包括B&K 2716功率放大器、B&K 4292 無指向性聲源、B&K 2270 手持分析儀等，測試中應用B&K 2270中的隔聲測試模塊。

圖15 隔聲測試中的消聲板樣件安裝Fig.15 Installation of silencing panel in sound insulation test

消聲板樣件隔聲量測試結果如圖16、圖17 中數據所示。同時，圖16、圖17 比較了應用修正傳遞矩陣法計算樣件1、2 單元模型的傳遞損失與測試的隔聲量。

圖16 消聲板樣件1 隔聲測試及計算結果對比Fig.16 Results comparison between measurement and calculation for silencing panel sample 1

圖17 消聲板樣件2 隔聲測試及計算結果對比Fig.17 Results comparison between measurement and calculation for silencing panel sample 2

圖16 與圖17 的結果對比顯示，兩個樣件的隔聲性能區別主要體現在通過頻率的不同，通過頻率偏移的原因主要是消聲板厚度差異，隨著厚度增加，通過頻率向低頻偏移，樣件1 消聲板的厚度為35 mm，通過頻率在1200 Hz 附近，隨著厚度增加至樣件2 的54 mm，通過頻率向低頻偏移至800 Hz附近，同時，第二通過頻率也出現在5000 Hz以內。

整體看，兩個樣件的傳遞損失計算結果與隔聲量測試結果保持一致。在通過頻率以下范圍，隔聲量結果與傳遞損失計算結果基本一致，但在通過頻率附近，隔聲量未體現明顯的降低趨勢，而在通過頻率至4000 Hz 的頻率范圍，兩結果也能保持一致，隔聲量數值稍低于傳遞損失計算結果，頻率升高至4000 Hz 以上頻率后，計算結果與測試結果的差距增大?？梢?，通過修正傳遞矩陣法計算簡化模型傳遞損失可較好地預測消聲板的隔聲性能，在通過頻率附近，實際隔聲量高于計算結果，在通過頻率以上的大部分頻率范圍實際隔聲量稍低于計算結果。存在局部差異的原因主要在于計算結果只考慮了垂直入射情況，而樣件在實驗室測試中處于包括垂直入射、斜入射在內的漫入射情況，此外，實際樣件材料的透射、樣件單元陣列的單元相互作用也會對結果產生影響。

隔聲結構在實際應用中往往處于漫入射情況，根據文獻[10]的理論分析，漫入射下的隔聲量往往低于垂直入射的隔聲量，這也是圖16、圖17 對比中測試結果中高頻率范圍低于計算結果的原因。但與均勻介質相比，圖13消聲板結構具有明顯各項異性特征，聲波在內嵌結構中的傳播受結構幾何形狀影響嚴重，無法直接應用理論方法[10]定量分析其斜入射下的隔聲量變化情況，不能計算漫入射情況下的隔聲量。

4.2 通風性能測試

利用流阻實驗臺測試消聲板樣件1 的通風阻力系數，并以此表征該結構的通風性能。測試示意圖如圖18 所示，實驗臺主管道為內徑400 mm 的圓形管道，根據主管道尺寸將樣件1結構制作為圓形，并安裝于管道之間，如圖19所示。

圖18 阻力系數測試示意圖Fig.18 Sketch of flow resistance coefficient test

圖19 阻力系數測試樣件及安裝Fig.19 Sample of flow resistance test and installation

測試中，風源由風機提供，氣流經過穩壓處理后經由直管道垂直通過消聲板樣件后通過管道排出，其中樣件前后壓差以及氣流速度通過皮托管和壓差計測試數據得到。測試中采用CL-Y 型皮托管和testo512數字微壓計。測試結果如表1所示。

表1 消聲板阻力系數測試結果Table 1 Measurement of flow resistance coefficient of silencing panel sample

表1 中的消聲板阻力系數結果顯示，樣件1 結構消聲板的通風阻力系數平均值為2.38。測試結果顯示，消聲板結構的通風阻力系數由于通風面積比低而相對較高，但在保證較好隔聲性能的基礎上，具備了一定的分布式通風性能，能夠應用于通風氣流速度需求較低的情況，例如僅需自然通風散熱的設備降噪工程。

5 結論

利用在板結構分布式內嵌消聲單元的方式，提出一種允許氣流均勻通過但能有效衰減聲波傳播的分布式通風消聲板結構。建立消聲板簡化模型，應用修正傳遞矩陣法計算簡化模型的傳遞損失評價消聲板聲學性能，隔聲室測試消聲板樣件聲學性能，驗證計算結果以及消聲板實際聲學效果，測試消聲板的通風阻力系數。研究結果表明：

(1)相對于一般開孔的板結構，內嵌消聲單元的結構具有更好的消聲能力，在中高頻范圍聲學性能提高幅度高，性能提高的頻率范圍受消聲板厚度等結構參數影響；

(2)應用修正傳遞矩陣法可較好的預測消聲板的聲學性能，其預測結果與三維有限元法預測結果吻合良好，在高頻范圍，預測和測試結果差距加大；

(3)對于均勻分布的消聲板結構，簡化后的單個單元模型的聲學性能與整體消聲板實際聲學性能基本保持一致，可采用簡化模型和修正傳遞矩陣法開展分布式通風消聲板結構的設計和研究；

(4)消聲板結構具備分布式的通風性能，但阻力系數相對較高，適用于通風氣流速度需求較低的降噪案例。

分布式通風消聲板結構兼具分布式的通風、散熱能力和較好的降噪性能，具備可設計特性，形式簡單、應用方便，具有極廣的應用價值。

研究還表明，消聲板的隔聲性能由于斜入射波的存在而有所降低，但由于結構復雜，無法采用經典理論方法進行分析，因此，應在后續工作中進一步研究消聲板斜入射下的隔聲性能。