李林凌, 王 巖

(北京空間飛行器總體設(shè)計部, 北京 100094)

1 引言

空間站艙內(nèi)環(huán)境噪聲是空間站重要的環(huán)境因素之一,直接影響航天員長期在軌任務(wù)執(zhí)行和健康安全。

空間站艙內(nèi)環(huán)境噪聲主要來源于以下3 條途徑: ①環(huán)控生保系統(tǒng)的通風和空氣凈化,風機連續(xù)運行產(chǎn)生的噪聲; ②有效載荷設(shè)備與空間實驗裝置的運行、能源供給、通風散熱以及泵、風機、電機、電動閥等運行產(chǎn)生的噪聲; ③航天員空間活動產(chǎn)生的振動噪聲。

對于上述噪聲控制,有望應(yīng)用變孔徑微穿孔板解決[1]。馬大猷[2]40 多年前創(chuàng)立的微穿孔板吸聲理論解決了不少噪聲控制問題。隨著計算分析技術(shù)進步,馬大猷[3-5]不斷完善微穿孔板吸聲理論,張斌等[6]深入研究了變孔徑微穿孔板結(jié)構(gòu)的部分影響因素。因空間站聲環(huán)境要求不斷提高,變孔徑微穿孔板結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究有待進一步開展。

本文對空間站某些艙內(nèi)噪聲特點(周期、寬頻、長期等)進行分析,提出適合這些艙的變孔徑微穿孔板結(jié)構(gòu)構(gòu)形,并對具體構(gòu)形開展結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化分析、試驗,研制滿足使用要求的產(chǎn)品。

2 國際空間站艙內(nèi)噪聲特點

國際空間站有美國航空航天局單元(美國艙)、俄羅斯單元(俄羅斯服務(wù)艙)、歐洲局單元(哥倫布歐洲實驗室)、日本宇宙航空局單元(日本艙)及連接各單元的節(jié)點艙,各艙布局如圖1所示[7]。

圖1 國際空間站各艙布局示意圖[7]Fig.1 The layout of the International Space Station modules[7]

從監(jiān)測的情況來看,2003 年以來,節(jié)點艙1和氣壓閘處的噪聲符合美國艙內(nèi)噪聲允許值[8]。設(shè)備閘和乘員閘處噪聲在NC-50 范圍內(nèi);2014年8 月1 日氣壓閘的噪聲與2015 年4 月1 日節(jié)點艙1 處的噪聲分別如圖2 所示[9],該測量值為沿艙段中心線進行的4 次單獨測量的空間均值,節(jié)點艙1 不滿足NC-50 艙內(nèi)全頻段噪聲值,但是滿足特定飛行器噪聲值。2011 年以來,美國實驗艙噪聲水平基本保持穩(wěn)定,除艙間通風機關(guān)停期間會造成噪聲值變化,其余時間艙內(nèi)噪聲值在NC-50.2 和NC-52.8 之間變化[9]。

圖2 節(jié)點艙和氣壓閘噪聲值 (2014, 2015) [9]Fig.2 Node 1 and airlock acoustic level (2014,2015) [9]

對節(jié)點艙2 的噪聲測試數(shù)據(jù)進行分析,節(jié)點艙2 布置的6 個測量點處的噪聲值在NC-50 范圍內(nèi),空間均值為NC-49.4。節(jié)點艙2 內(nèi)4 個航天員睡眠區(qū)有長期運行的風扇。這些長期運行的風扇增加了節(jié)點艙2 的噪聲,但仍然在NC-50 范圍內(nèi)。

節(jié)點艙3 布置的運動設(shè)備,如跑步機、高阻力運動裝置等,產(chǎn)生間斷環(huán)境噪聲。節(jié)點艙3 噪聲測量值不包括間斷環(huán)境噪聲,但包括這些泵、分離器等穩(wěn)態(tài)環(huán)境噪聲。2 套環(huán)控和生保系統(tǒng)、水回收系統(tǒng)產(chǎn)生的噪聲會導(dǎo)致節(jié)點艙3 噪聲超標。因此,節(jié)點艙3 的聲環(huán)境面臨很大挑戰(zhàn)。為了實現(xiàn)節(jié)點艙3 滿足NC-50 的核心艙連續(xù)噪聲要求,休斯頓任務(wù)控制中心決定在航天員睡眠期間控制尿液處理裝置;同時,2015 年,針對水回收系統(tǒng)2,開發(fā)了一扇聲屏蔽門,用于解決水回收系統(tǒng)2 穩(wěn)態(tài)環(huán)境噪聲超標問題;新開發(fā)的聲屏蔽門也應(yīng)用到了制氧系統(tǒng),用來控制制氧系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)環(huán)境噪聲問題。

2015 年4 月1 日,對空間站艙段噪聲監(jiān)測,得到了部分艙段噪聲的空間均值如圖3 所示[9-10],其中節(jié)點艙3 的噪聲包括尿液處理裝置運行和未運行2 個狀態(tài)的對比。

圖3 空間站艙段噪聲情況[9-10]Fig.3 Summary of current average acoustic levels in ISS[9-10]

3 變孔徑微穿孔板吸聲特點

3.1 變孔徑微穿孔板

變孔徑微穿孔板指穿孔板上的孔徑沿軸線方向非定值。微穿孔板利用微孔的粘性作用消耗能量,具有高效吸聲特點。由于微穿孔板結(jié)構(gòu)各參數(shù)影響微穿孔板吸聲系數(shù)、吸聲帶寬等,對于普通微穿孔板結(jié)構(gòu),很難達到高吸聲系數(shù)、寬吸聲帶寬的效果。變孔徑微穿孔板結(jié)構(gòu)因其結(jié)構(gòu)形狀的變化,能起到微穿孔板組合吸聲效果的特點。變孔徑微穿孔板的結(jié)構(gòu)如圖4 所示。

圖4 變孔徑微穿孔板內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Internal structure of variable aperture microperforated panel

從圖4 中可以看出,當穿孔板上的微孔均勻時,為傳統(tǒng)微穿孔板結(jié)構(gòu);當微孔孔徑發(fā)生變化時,為變孔徑微穿孔板結(jié)構(gòu)。相對傳統(tǒng)微孔板結(jié)構(gòu),變孔徑微穿孔板結(jié)構(gòu)參數(shù)增多,因此,變孔徑微穿孔板吸聲特性分析有別于微穿孔板結(jié)構(gòu)[1]。

3.2 吸聲特性分析

對于單層微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)的聲阻抗率研究,其聲阻抗率Zs為式(1):

其中:μ為運動粘滯系數(shù),μ=η/ρ0,ρ0為空氣密度,η為空氣的粘滯系數(shù),l為孔徑長度,d為孔口直徑,ω=2πf,f為頻率,為孔口半徑() 與孔口粘滯附面層厚度()比。

因微穿孔板結(jié)構(gòu)的孔徑在0.1～1 mm(直徑)范圍時,根據(jù)穿孔常數(shù)的表達式,得到x值。

因此,具有板后空腔的微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)的相對聲阻抗率為式(2):

通過對我國航道的養(yǎng)護管理模式進行完善不僅可以使船舶通過的能力提高，并且對于防汛排澇的目的也有著一定的促進作用。另外，在當前新時期下對于航道管理模式的創(chuàng)新還可以使發(fā)展過程中的一些問題得到有效的解決，并且能夠更好的推動我國水路運輸整體水平的提高。

根據(jù)變孔徑微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)相對聲阻抗率及等效電路,變孔徑微孔板吸聲結(jié)構(gòu)吸聲等效處理相當于幾層微孔板串聯(lián)吸聲效果,其相對聲阻抗率為式(3)～(4):

將式(4)代入式(3),即得到變孔徑微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)的相對聲阻抗率。

當聲波垂直入射時,根據(jù)微穿孔吸聲結(jié)構(gòu)的吸聲系數(shù)計算方式,變孔徑微穿孔板的吸聲系數(shù)為式(5):

4 仿真分析與試驗測試

4.1 仿真分析

對于圖4 微穿孔板結(jié)構(gòu),從厚度方向?qū)ζ溥M行有限層離散,采用層間沒有空腔的微穿孔吸聲結(jié)構(gòu)串聯(lián)方法進行吸聲等效分析計算。

首先采用吸聲等效處理方法分析均勻孔徑微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)如圖4 所示,d1=0.8 mm,板厚l=4 mm,孔間距b=3.5 mm,微孔呈正方形排列,微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)中板后空腔D=50 mm。分別采用單層等厚度微穿孔吸聲結(jié)構(gòu)、多層無空腔串聯(lián)微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)處理方法,計算吸聲系數(shù)?？梢钥闯?采用串聯(lián)吸聲等效處理方法,在選用不同的層數(shù)時,正確處理微孔末端的聲阻抗率修正系數(shù),等效處理后,2 種方法計算微穿孔板結(jié)構(gòu)的吸聲系數(shù)完全等效。

然后,采用同樣的吸聲等效處理方法,分析變孔徑微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)如圖4 所示,d1=0.8 mm,d2=0.25 mm,板厚l=0.3 mm,孔間距b=3.5 m,微孔呈正方形排列,微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)中板后空腔D=25 mm。等效的多層微穿孔板為3 層,各層的參數(shù)板厚為0.1 mm,孔間距是3.5 mm,孔徑分別為:d1=0.7 mm,d2=0.5 mm,d3=0.3 mm。

4.2 試驗測試

測試用變孔徑微穿孔板內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖4 所示,試件為銅板材制成的變孔徑微穿孔板,變孔徑微穿孔板各結(jié)構(gòu)參數(shù)跟理論計算用的結(jié)構(gòu)參數(shù)一致。儀器設(shè)備:B&K 公司的4206 型阻抗測量管(直徑為100 mm)、3560 型信號采集器、4187 型1/4 傳聲器。按照美國國家標準ASTM1050-984雙傳聲器測量法。被測試件的吸聲系數(shù)如5 所示。從圖5 中可以看出,試件的試驗測試結(jié)果與理論計算較好吻合。試驗測試值比理論計算值要大,且試驗測試值中出現(xiàn)局部頻率吸聲系數(shù)跳變。這些現(xiàn)象產(chǎn)生的原因為:本試件采用化學腐蝕的方法得到,在制作完成后,發(fā)現(xiàn)個別微孔的直徑存在誤差,實際微孔的直徑小于設(shè)計值。從圖5 實驗測試值與理論計算值的對比情況,可以明確得到:運用串聯(lián)等效處理方法可以指導(dǎo)變孔徑微穿孔板的工程應(yīng)用,減少吸聲系數(shù)測試工作量,提高設(shè)計效率。

圖5 變孔徑微穿孔板吸聲系數(shù)理論計算與試驗測試對比Fig.5 Tested absorption coefficient of variable aperture micro-perforated panel vs theoretical calculation

工程應(yīng)用中,某型多層微穿孔板是由雙層不同直徑的微穿孔板和蜂窩芯子組成,即兩面板上不同直徑微孔的蜂窩板。將這種微孔蜂窩板又按照串聯(lián)方法制作如圖6 所示試驗件[11](這種試驗件也屬于多層微穿孔板結(jié)構(gòu)),開展不同材質(zhì)面板試驗件吸聲系數(shù)測試,得到如圖7 所示測試結(jié)果。從測試結(jié)果來看,在100 ～400 Hz 范圍內(nèi)的吸聲系數(shù)在0.8 以上,雙層微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)吸聲頻帶寬、吸聲系數(shù)大[12]。

圖6 雙層微穿孔板試驗件[11]Fig.6 The tested double layer variable aperture micro-perforated panel[11]

圖7 雙層微穿孔板吸聲系數(shù)試驗測試[12]Fig.7 Absorption coefficient test of double layer variable aperture micro-perforated panel[12]

4.3 可行性分析

從變孔徑微穿孔板吸聲系數(shù)理論仿真分析與試驗測試的結(jié)果可以看出,該吸聲系數(shù)具有頻率范圍寬、吸聲系數(shù)大等特點;同時,變孔徑微孔板無碎屑產(chǎn)生。變孔徑微孔板與其后的空腔組成吸聲結(jié)構(gòu),制成成品后,便于在軌更換安裝,且其容重與纖維類吸聲材料容重相當。

載人飛船、國際空間站、航天飛機和中國空間站[13]中的噪聲多為周期性旋轉(zhuǎn)噪聲,此時航天員處于空間微重力條件下,以往控制這種環(huán)境噪聲的方法是用吸聲布或纖維類、泡沫類材料。微重力作用下,密封環(huán)境中空氣密度不變,而空氣的粘滯系數(shù)變大,空氣的運動粘滯系數(shù)提高,變截面微穿孔板的吸聲系數(shù)將有所變大,變孔徑微穿孔板吸聲結(jié)構(gòu)有望緩解環(huán)境噪聲污染。

5 結(jié)論

1)根據(jù)國際空間站的噪聲頻率特點,某型變孔徑微穿孔板在100 ～400 Hz 范圍內(nèi)的吸聲系數(shù)在0.8 以上,該結(jié)構(gòu)對于周期性噪聲的控制,其效果明顯。

2)通過對某型變孔徑微穿孔板的設(shè)計,對影響其吸聲系數(shù)結(jié)構(gòu)參數(shù)進行優(yōu)化,優(yōu)化后可以獲取目標頻段內(nèi)吸聲效果較好的結(jié)構(gòu),考慮到噪聲特點,在具體工程應(yīng)用中,針對噪聲狀況,細化噪聲控制目標頻段,進一步優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)。

3)變孔徑微孔板無碎屑產(chǎn)生,組成吸聲結(jié)構(gòu)后,其容重與纖維類吸聲材料相當,且制成成品后,易于安裝和維護,環(huán)境適用性好。