渦輪增壓器出口消聲器的性能預(yù)測和評估

劉聯(lián)鋆，郝志勇，錢欣怡，胡先鋒

(浙江大學(xué)能源工程系，浙江杭州310027)

柴油發(fā)動機已經(jīng)是歐洲乘用車的主流，為了提高功率密度、降低油耗和滿足排放要求，幾乎所有汽車柴油機都采用了增壓技術(shù).隨著其他零部件噪聲控制的改進和增壓器質(zhì)量流量的增加，增壓器噪聲得到越來越多的關(guān)注.另外，增壓器在高轉(zhuǎn)速下運行，其噪聲存在高頻尖銳刺耳的成分，會惡化汽車的聲品質(zhì).

車用柴油發(fā)動機普遍采用渦輪驅(qū)動離心式增壓器.離心式增壓器的聲學(xué)特性包括主動聲學(xué)特性和被動聲學(xué)特性，主動聲學(xué)特性主要為葉輪旋轉(zhuǎn)時產(chǎn)生的葉片通過頻率(BPF)和其諧次成分，被動聲學(xué)特性指其對聲波傳播的影響[1-2].在發(fā)動機瞬時加速時，增壓器還會產(chǎn)生寬頻帶的嘶嘶噪聲(whoosh noise)[3-4].文獻[5]則應(yīng)用計算流體動力學(xué)法(CFD)、邊界元法和響應(yīng)曲面法對增壓器葉輪進行形貌優(yōu)化，取得了較好的降噪效果.

增壓器入口與空濾器相連，空濾器(主要是濾芯)對增壓器噪聲有較大的衰減，因此增壓器出口的噪聲就顯現(xiàn)出來，需要在增壓器出口處連接消聲器進行降噪處理.標(biāo)致雪鐵龍集團設(shè)計了一種結(jié)合Herschel-Quincke管和1/4波長管的消聲器，該消聲器在1.6～3.4 kHz頻率間的傳遞損失達到15 dB以上[6].I.J.Lee等[7]針對以上消聲器設(shè)計尺寸偏大、消聲頻率對長度變化過分敏感的缺點，設(shè)計了一種多腔體Helmholtz共振消聲器.

國內(nèi)對車用渦輪增壓器的噪聲特性研究較少，對增壓器出口消聲器的研究更是幾乎沒有.由于消聲器內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且消聲頻率較高，用一維平面波方法計算其聲學(xué)性能已經(jīng)不適用，須用三維仿真方法進行分析，比如有限元法和邊界元法[8-9].近年來，三維CFD法在計算聲學(xué)性能方面的應(yīng)用越來越多[10-12]，CFD法可以考慮到介質(zhì)的粘性、平均流場和溫度場對聲學(xué)性能的影響，因此相比有限元法和邊界元法有其固有的優(yōu)勢.

本文對一款國外高級汽車發(fā)動機使用的增壓器出口消聲器進行了三維仿真分析.首先用三維CFD法計算了該消聲器常溫?zé)o流條件下的消聲量，將計算結(jié)果和實驗測量結(jié)果進行對比，驗證了CFD模型的可靠性;然后用CFD法計算了存在高溫氣流時消聲器的傳遞損失，分析其聲學(xué)性能;最后在發(fā)動機臺架上針對增壓器出口噪聲進行簡易的測試，初步分析增壓器出口的噪聲特性和消聲器的插入損失，間接驗證了有流時CFD方法預(yù)測消聲器聲學(xué)性能的有效性.

1 建立三維CFD消聲器模型

消聲器內(nèi)部結(jié)構(gòu)可分為3段:頭段是由連接頭和消聲器本身組成的Helmholtz共振腔，中段膨脹腔、插入管和末段膨脹槽.消聲器內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1所示.

圖1 消聲器內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.1 Inside structure of the silencer

1.1 消聲量測量實驗

通過對比消聲量(noise reduction，NR)的實驗測量值和計算值來驗證CFD模型和CFD方法的可靠性，消聲量定義如下:

式中:NR為消聲量，Lpi和Lpo為消聲器進、出口的聲壓級，pi和po為進出口的聲壓幅值.消聲器末端與大氣相連，仿真時須注意末端聲學(xué)邊界的模擬方法.

圖2為消聲量實驗測量現(xiàn)場.將聲源置于半消聲室外，用管道將聲源引入到消聲室內(nèi)，在消聲室內(nèi)將消聲器的入口端與管道連接，測量了常溫?zé)o流條件下消聲器入口與出口2處的聲壓級差，得到消聲器的消聲量.為了測量方便，入口傳聲器距消聲器實際入口有一定距離，傳聲器頭部端面與管道壁面平齊，出口傳聲器頭部端面與消聲器出口平面平齊.

圖2 消聲器消聲量測量實驗Fig.2 NR measurement of the silencer

1.2 CFD 模型

采用分離隱式非定常求解器，二階隱式方案作為時間積分算法，時間步長為 5 μs[11-12].網(wǎng)格類型包括四面體網(wǎng)格、菱形網(wǎng)格和六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格大小為3.5 mm[12].采用理想氣體模擬空氣介質(zhì)，考慮介質(zhì)間能量傳遞，分別用層流模型和標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型計算無平均流和有平均流條件下的流場.

計算消聲量時，須模擬消聲器末端的聲學(xué)邊界.無流條件下，本文直接建立與末端相連的大氣壓模型來模擬末端聲學(xué)邊界，CFD模型見圖3.大氣壓模型外圍設(shè)為聲學(xué)無反射邊界[10]，與消聲器外殼體接觸的表面設(shè)為壁面邊界.大氣壓模型外圍的無反射邊界仍然會反射極小部分聲波，會干擾消聲器末端測點，因此大氣壓模型須保證一定尺寸，將反射的小部分聲波耗散.這里大氣壓模型各個方向的尺寸都大于末端直徑的1.5倍.同樣，為了減少入口邊界的反射聲波對消聲器入口測點的干擾，在消聲器入口端增加一段0.6 m的延長管，延長管末端作為聲波入口，設(shè)為無反射邊界;通過設(shè)置隨時間變化的馬赫數(shù)來產(chǎn)生脈沖激勵，該變化馬赫數(shù)為持續(xù)16 μs的半個正弦波，幅值為0.002.模型其他表面設(shè)為無滑移壁面.模型中的測點位置和實驗測量時保持一致.

圖3 計算NR的消聲器CFD模型Fig.3 CFD model of silencer for calculation of NR

應(yīng)用傳遞損失(transmission loss，TL)可更加直觀地評估消聲器對噪聲傳播的衰減能力，TL按下式計算:

其中，p+i和pt分別為消聲器的入口正向聲波的幅值和出口透射聲波的幅值，Si和So為消聲器進、出口的截面面積.用CFD法計算TL時，須保證消聲器透射端無反射，CFD模型見圖4.此模型在消聲器出口端延長一段直管，延長管末端設(shè)為無反射邊界.由于入口測點距消聲器入口截面為0.4 m，出口測點距消聲器出口截面0.2 m[11]，因此入口延長管增長到0.9 m，出口延長管長度設(shè)為0.6 m(透射聲波能量較小).其它邊界設(shè)置和圖2中模型設(shè)置相同.

有平均流時，須先在入口和出口都設(shè)置穩(wěn)態(tài)馬赫數(shù)，馬赫數(shù)大小由流量和入、出口截面面積決定，入口流動方向為垂直入口表面向內(nèi)，出口流動方向為垂直出口表面向外，可由直角坐標(biāo)的3個參數(shù)確定.待穩(wěn)態(tài)結(jié)果收斂后，在穩(wěn)態(tài)馬赫數(shù)的基礎(chǔ)上，加載一個和無流時相同的變化馬赫數(shù)，作為脈沖激勵.空氣經(jīng)增壓器做功后，壓力和溫度都上升，因此在消聲器入口(增壓器出口)須設(shè)置正確的壓力和溫度.消聲器總體尺寸較小，忽略其壁面?zhèn)鳠嵝?yīng)，而兩段延長管都是假想管，所以模型中壁面都設(shè)為絕熱壁面.

圖4 計算TL的消聲器CFD模型Fig.4 CFD model of silencer for calculation of TL

2 計算結(jié)果及分析

2.1 無流條件下消聲量的計算

用CFD法計算得到的消聲器消聲量見圖5.計算的消聲量曲線整體上與實驗測量值吻合，存在2個消聲峰值(見圖5圓圈處)，左、右邊的峰值頻率分別在1.9 kHz和2.5 kHz附近，左邊峰值由中段的插入管導(dǎo)致，右邊峰值由頭段的諧振腔導(dǎo)致;在需要特別關(guān)注的消聲高值區(qū)域(1.8～2.6 kHz，NR＞20 dB)，CFD法計算值相與測量值基本一致，但在右邊峰值附近，計算值頻率比測量值低40 Hz，可能是因為消聲器的頭段諧振腔由兩部分連接組成，不能完全保證腔體密封，另外四面體網(wǎng)格模型在高頻區(qū)域的計算準(zhǔn)確性不足也可能是原因.該消聲器的材料是增強玻纖，其結(jié)構(gòu)緊湊，剛度較高，用CFD法計算時，將消聲器殼體當(dāng)作剛性壁面處理，這種簡化處理也會產(chǎn)生計算誤差.

圖5 消聲器消聲量的計算值和測量值對比Fig.5 Comparison between measured and calculated NR spectrums

通過對比計算值和測量值，CFD模型的可靠性得到了驗證，可用來計算有流條件下消聲器的傳遞損失.

2.2 有流條件下傳遞損失的計算

圖6為在消聲器入口設(shè)置不同溫度T、相對壓力P和平均流馬赫數(shù)Ma時，用CFD法計算的消聲器TL頻譜曲線.從消聲器的消聲量曲線可知，消聲器的消聲高值區(qū)域在1.8～2.6 kHz，為了更加清晰地反映消聲器的聲學(xué)性能，圖中TL曲線的頻率范圍取為1.5 kHz以上.

圖6 不同平均流時消聲器的傳遞損失計算值Fig.6 Calculated TL of silencer with different mean flow conditions

從圖6可見，常溫常壓無平均流時，TL頻譜曲線存在兩個峰值，其頻率和圖5中的消聲量峰值頻率相對應(yīng);有平均流時，傳遞損失曲線向高頻區(qū)域移動，移動幅度隨著馬赫數(shù)升高而增大;隨著馬赫數(shù)增大，曲線在峰值區(qū)域Ma變得更加平滑，TL幅值也相應(yīng)減小.另外，相同入流馬赫數(shù)時，TL曲線隨著溫度的升高而向高頻區(qū)域移動，其幅值相應(yīng)變小.聲波在理想氣體內(nèi)傳播，其聲速式中γ為比熱比，R為摩爾氣體常數(shù)，T0為無擾動時的絕對溫度，μ為氣體摩爾質(zhì)量.因此聲速與溫度有關(guān)，與平均壓力無關(guān)，圖6中入口相對壓力為86 kPa時計算的TL曲線與相對壓力為0時的曲線幾乎重合，正好反映了這點.發(fā)動機渦輪增壓器工作時，增壓器出口氣體的壓力偏大，與理想氣體存在偏差，仍然用理想氣體模擬氣體特性與實際不符.因此，還須進一步用更接近實際的氣體模型分析平均壓力對消聲器聲學(xué)性能的影響.

圖6中TL曲線在1.5 kHz附近出現(xiàn)的負值可能是由于數(shù)值方法的計算精度不足導(dǎo)致的，細化網(wǎng)格可能會減少負值的出現(xiàn).

3 發(fā)動機臺架實驗和消聲器性能評估

在實驗條件不足的情況下，為了初步分析發(fā)動機渦輪增壓器出口的噪聲特性，在半消聲室內(nèi)進行了圖7所示的發(fā)動機臺架實驗.將增壓器出口與中冷器間的連接管道斷開，增壓器出口連接消聲器，然后用直管將消聲器出口噪聲引離發(fā)動機本體.整個發(fā)動機主要用厚的橡膠板包裹住，其他對圖示管口影響較小的區(qū)域則用木板屏蔽，直管從橡膠板的小孔鉆出，其余孔隙用厚重的石灰棉掩蓋.增壓器進口連接空濾器，并將空濾器進氣口引離直管管口.另外還測量了不接消聲器時，直接從增壓器出口引出的直管管口噪聲.傳聲器距管口20 cm，其軸線和管口端面法向成45°.用手持式風(fēng)速儀測量了增壓器出口的流速和溫度.

圖7 增壓器出口噪聲的測量實驗示意Fig.7 Schematic diagram of turbocharger outlet noise measurement

由于增壓器出口與中冷器斷開，發(fā)動機以自然吸氣方式組織進氣，發(fā)動機工況達不到全負荷狀態(tài).實驗測量了發(fā)動機20%負荷，不同轉(zhuǎn)速r的穩(wěn)態(tài)工況下的增壓器出口噪聲頻譜，選取頻譜中十分突出的噪聲峰值，如圖8.

圖8 增壓器出口噪聲頻譜Fig.8 Noise spectrum at compressor outlet

圖中前3組峰值是增壓器出口噪聲的1階、2階和3階BPF成分，其頻率隨發(fā)動機轉(zhuǎn)速上升而增大.由圖可見，安裝消聲器后，頻譜中的BPF成份得到很大的衰減;但在頻率為5.7 kHz附近(圖中圓圈處)，安裝消聲器后，反而存在一個噪聲峰值，很可能是氣流流過消聲器內(nèi)孔隙產(chǎn)生的氣流

將不安裝消聲器和安裝消聲器時，發(fā)動機轉(zhuǎn)速2 300～2 800 r/min每隔100 r/min測得的增壓器出口噪聲的1階、2階、3階BPF成份，以及總值(overall)相減，得到消聲器的插入損失IL，見圖9.圖中顯示，消聲器對增壓器出口噪聲的2階BPF成份衰減最大;對2 500～2 800 r/min的1階成份和3階成份衰減程度基本一致，但整體上對3階成份的衰減偏大;2 300 r/min和2 400 r/min 2個轉(zhuǎn)速下的3階成份衰減較大，1階成份沒有衰減，反而增大;另外，出口噪聲總值增大了.具體原因分析如下.

圖9 消聲器的插入損失Fig.9 IL of silencer

圖10 不同發(fā)動機工況對應(yīng)的傳遞損失計算值Fig.10 Calculated TL of silencer corresponding with different engine conditions

發(fā)動機轉(zhuǎn)速從2 300 r/min上升到2 800 r/min，增壓器出口處的平均流馬赫數(shù)隨著轉(zhuǎn)速從0.1升到0.15，溫度由 40℃ 上升到 45℃，計算 2 300 r/min和2 800 r/min時平均流邊界條件下的消聲器傳遞損失，如圖10示.由于理想氣體狀態(tài)下，平均壓力對消聲器的TL幾乎沒有影響，為了計算方便，入口相對壓力都設(shè)為0.圖中，消聲器的消聲高值(TL＞8 dB)頻率范圍保持在1.8～3.3 kHz左右，而增壓器出口噪聲的2階BPF以及2 300 r/min和2 400 r/min對應(yīng)下的3階成分的對應(yīng)頻率正好在消聲高值區(qū)域，因此得到了很大的衰減.2 300 r/min和2 400 r/min的1階BPF成分的頻率在1125 Hz左右，消聲器在此頻率附近幾乎沒有消聲作用，而且可能由于增加消聲器后，連接增壓器出口的整個管道系統(tǒng)的阻抗變了，反而放大了此頻率附近的噪聲;由于增大的幅值并不大，而且頻率較低，是流體再生噪聲導(dǎo)致增大的可能性較小;發(fā)動機正常工作時，增壓器出口連消聲器后，通過管道與進氣歧管密封連接，此頻率段的噪聲因管道阻抗變化可能也會變化，需進一步分析.由于安裝消聲器后，氣流再生噪聲在高頻段產(chǎn)生很高的單頻成分(圖8示)，增壓器出口噪聲總值反而增大了，產(chǎn)生氣流再生噪聲的具體原因，以及如何設(shè)計消聲器的孔洞分布以降低氣流再生噪聲，都需要進一步研究.

在實驗條件不足，測量設(shè)備不完善，無法測量渦輪增壓發(fā)動機實際增壓工況下增壓器出口消聲器的消聲特性時，可測量或者計算實際工況時的增壓器出口的溫度和流速，然后用三維CFD法計算并評估有流條件下該消聲器的聲學(xué)特性.發(fā)動機全負荷，轉(zhuǎn)速為5500 r/min時，增壓器出口處Ma=0.2，T=98℃，P=86 kPa，消聲器的傳遞損失對應(yīng)了圖6中的第6條曲線.由于溫度和流速都提高，該曲線的消聲高值(TL＞8 dB)區(qū)域因此也向高頻區(qū)域移動，頻率范圍為2～4 kHz.而發(fā)動機全負荷高轉(zhuǎn)速時的增壓器轉(zhuǎn)速必然會大幅度提高，其BPF成分對應(yīng)的頻率也相應(yīng)地增大，因此可初步判斷該消聲器的設(shè)計是合理的.

4 結(jié)論

通過實驗測量了渦輪增壓器出口消聲器的消聲量和插入損失，并用三維CFD法計算了無流和有流條件下消聲器的聲學(xué)特性，用測量值驗證了計算方法的有效性.最后初步預(yù)估了該消聲器在發(fā)動機實際工況下的傳遞損失，為以后的優(yōu)化設(shè)計做準(zhǔn)備.

1)用CFD法計算了無流條件下消聲器的消聲量，并與實驗測量值進行對比，二者基本一致，CFD模型的可靠性得到了驗證.

2)用CFD法計算了有平均流條件下，不同入流馬赫數(shù)和入口溫度時消聲器的傳遞損失.較為直觀地分析了平均流馬赫數(shù)、溫度場和壓力場對消聲器聲學(xué)性能的影響.發(fā)現(xiàn)隨著馬赫數(shù)和溫度的提高，消聲器的傳遞損失高值區(qū)域向高頻區(qū)域移動.

3)將增壓器出口噪聲直接用直管引出，十分簡易地在發(fā)動機臺架上測量了增壓器低轉(zhuǎn)速工況下的出口噪聲特性.測量發(fā)現(xiàn)，安裝消聲器后增壓器出口噪聲得到較大衰減的頻率范圍正好對應(yīng)計算的傳遞損失高值區(qū)間，說明CFD法計算的傳遞損失能初步用來預(yù)測消聲器的消聲特性.

4)根據(jù)發(fā)動機全負荷，高轉(zhuǎn)速時的增壓器出口的平均流邊界條件，用CFD法初步評估了該消聲器的消聲性能.

5)在增壓器出口處連接消聲器后，因為管道阻抗的變化或者氣流再生噪聲，出口噪聲在某些頻段反而可能增大，需進一步研究.

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