插入管結(jié)構(gòu)要素對消聲器性能的影響研究

曹胡泉，曾東建，王鵬，尹川，陳春云，呂高全

(1.西華大學(xué)流體及動力機械教育部重點實驗室，四川成都 610039；2.綿陽新晨動力機械有限公司，四川綿陽 621000)

0 前言

針對插入管、穿孔管長度、穿孔率等基本結(jié)構(gòu)單元對消聲器壓阻性能和消聲性能的影響，國內(nèi)外學(xué)者做了大量研究。居曉華[1]利用仿真軟件Virtual Lab和試驗相結(jié)合的方法對某排氣消聲器進行研究，在擴張室截面不變的情況下，擴張比越大，則傳遞損失越有增大的趨勢。駱瀅升[2]采用GT軟件對柴油發(fā)電機消聲器仿真計算，研究表明：1/4波長管與主管的交匯口間距離越小，傳遞損失越大。FAN和JI[3]基于傳遞矩陣法的一維分析方法預(yù)測和分析了具有穿孔入口管和出口管的三通消聲器的衰減特性，隨著穿孔面積的增加，端腔產(chǎn)生的共振向更高頻率移動。孫蘇民[4]利用仿真軟件LMS Virtual計算穿孔率對消聲器傳遞損失的影響，在0～1 400 Hz的頻率范圍內(nèi)，隨著穿孔率(3.8%～35.8%)的增加，消聲器傳遞損失減小。FU等[5]研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對消聲器傳遞損失的影響，消聲器結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對傳遞損失的影響在低頻變化不大，而在高頻影響較大。CHANG等[6]為了改善直線型消聲器的聲學(xué)性能，提出一種使用了更準(zhǔn)確的預(yù)測模型和優(yōu)化方法的空間固定的多腔室消聲器。ELSAYED等[7]研究了擋板結(jié)構(gòu)對消聲器壓降的影響，減小板間距有利于提高傳遞損失。顧倩霞[8]采用GT仿真軟件研究了穿孔板孔徑對壓力損失的影響，隨著穿孔孔徑(3～10 mm)的增加，壓力損失逐漸降低。胡效東[9]利用計算流體動力學(xué)(CFD)和試驗法研究了膨脹腔對壓力損失的影響，隨著膨脹腔長度的增大，消聲器的壓力損失不斷增加。張佳祺[10]利用CFD仿真研究消聲單元對船舶單腔擴張式消聲器壓力損失的影響，研究表明：擴張腔消聲單元壓力損失隨著消聲器出口管直徑的增加而降低。OM ARIARA GUHAN等[11]利用CFD仿真研究了輕量優(yōu)化對消聲器壓阻損失的影響，在沒有改變穿孔管孔數(shù)和隔板位置的情況下，減少消聲器的長度會使消聲器壓力損失增加。BARUA和 CHATTERJEE[12]研究了穿孔對橢圓消聲器壓阻損失的影響，穿孔減小了消聲器壓力損失。

通過以上信息可知：一方面，上述文獻鮮有在壓阻損失等效方面的研究及成果；另一方面，工程中往往由于空間限制，不能對特定參數(shù)進行修正，基于壓阻損失修正后傳遞損失是否發(fā)生改變，這類問題有研究但也不多見。在一定范圍內(nèi)，基本結(jié)構(gòu)單元直徑Db對消聲器壓力損失有抑制作用，基本結(jié)構(gòu)單元直徑Da有促進作用，通過兩參數(shù)間的耦合作用能夠得到壓阻損失相同的情況，與此同時傳遞損失又有差異。此外，考慮到消聲器設(shè)計過程中的不足，為了研究插入管單元耦合作用對壓阻損失的影響，及相同壓阻下傳遞損失的變化情況，建立了一個綜合考慮聲學(xué)性能和空氣動力性能的評價體系，對原結(jié)構(gòu)參數(shù)進行評價。

1 GT仿真建模及定義概述

1.1 GT仿真建模

GT-Power仿真結(jié)果在中低頻精度相對三維仿真軟件較高[8]，因此利用GT研究發(fā)動機排氣噪聲分析研究十分廣泛[13-15]。本文作者以模態(tài)試驗和噪聲傳遞函數(shù)試驗為邊界條件，建立車用發(fā)動機消聲器仿真模型，通過仿真和試驗結(jié)果的對比，表明在允許的范圍內(nèi)該模型具有一定的準(zhǔn)確性，采用GT-Power對消聲器進行仿真計算，計算了0～1 000 Hz的傳遞損失，入口流速為60 m/s、溫度為800 K下的壓阻損失。圖1所示為消聲器GT仿真計算模型，每次修改三維模型后對消聲器進行離散，然后分別導(dǎo)入到傳遞損失和壓阻損失計算模型中。

圖1 消聲器GT仿真計算模型

1.2 消聲器插入管單元變量定義

文中研究的消聲器結(jié)構(gòu)變量為插入管單元，如圖2所示，圖中a為消聲器排氣入口，消聲器排氣入口直徑為Da；b為消聲器兩端腔室內(nèi)的進氣管，消聲器兩端腔室內(nèi)的進氣管直徑為Db。紅色標(biāo)識部分為隔板位置，隔板的作用是將消聲器分成幾個腔室，隨著隔板位置的改變，各個腔室的體積也會相對發(fā)生改變。隔板位置的改變，相當(dāng)于是擴張腔長度和進排氣管插入膨脹腔內(nèi)的聲學(xué)長度發(fā)生改變，左側(cè)第一個隔板相對消聲器腔室最左端距離為205 mm，如圖中標(biāo)注，則第一個隔板分別向左移動10、20、30 mm，隔板位置就分別為195、185、175 mm，以研究隔板位置對消聲器性能的影響。文中通過改變這3個變量，來開展對消聲器聲學(xué)性能和壓阻性能的研究。

圖2 消聲器插入管變量定義

2 半經(jīng)驗公式計算壓力損失及消聲器性能評價理論

2.1 消聲器壓力損失試驗

在消聲器的設(shè)計優(yōu)化過程中，消聲器試驗是驗證理論和判斷仿真計算結(jié)果準(zhǔn)確性的重要手段，同時是研究過程中不可或缺的一部分?？諝鈩恿π阅苤饕晒β蕮p失比、阻力系數(shù)和壓力損失等來評價，作者主要采用壓力損失衡量，對消聲器壓力損失進行試驗，如圖3所示，根據(jù)試驗結(jié)果和仿真結(jié)果對比，控制誤差在一定的范圍內(nèi)。

圖3 消聲器壓力損失試驗

消聲器壓力損失試驗需要的儀器設(shè)備見表1。

表1 消聲器壓力損失試驗主要設(shè)備

在消聲器中設(shè)置相同的邊界條件下，對比消聲器壓力損失試驗和仿真結(jié)果，如圖4所示?？梢钥闯觯弘S著氣流流速的增加，壓力損失增大，消聲器壓力試驗由于氣密性等存在一定誤差，但是在整個范圍內(nèi)，試驗和仿真平均誤差在10%以內(nèi)，符合工程要求，消聲器仿真計算具有一定的可信度。

圖4 消聲器壓力損失仿真和試驗結(jié)果對比

2.2 消聲器壓力損失和傳遞損失評價理論

根據(jù)產(chǎn)生機制，消聲器的壓力損失主要來源于局部阻力和摩擦阻力損失。當(dāng)氣流流經(jīng)管道截面突變處時，產(chǎn)生的機械能損耗為局部阻力損失。當(dāng)消聲器中的氣流經(jīng)過內(nèi)壁時，由于摩擦產(chǎn)生的損耗為摩擦阻力損失[16]。消聲器的壓力損失即為局部阻力損失與摩擦阻力損失之和:局部阻力損失主要是流動狀態(tài)在急變流中產(chǎn)生的能量損失，摩擦阻力損失主要來源于流體的黏滯力。通常管道中的局部阻力損失(ΔPξ)和摩擦阻力的計算公式(ΔPλ)表示為

(1)

式中:ξ為局部阻力系數(shù)；ρ為氣體密度；v為氣流速度；λ為摩擦阻力系數(shù)；L為管道長度；d為消聲器管道直徑。

而消聲器的傳遞損失表現(xiàn)為通過消聲器衰減的聲功率，用公式可表示為

δTL=LWi-LWt=10lg(Wi/Wt)

(2)

式中:δTL為傳遞損失;Wi為入射聲功率(消聲器進口)；Wt為射聲功率(消聲器出口)。

2.3 消聲器性能評價體系

利用基本消聲單元耦合對消聲器性能的影響規(guī)律，建立一個綜合考慮聲學(xué)和壓力損失指標(biāo)的評價體系，圖5所示為建立的綜合評價體系?？梢钥闯觯簷M坐標(biāo)x=a和縱坐標(biāo)y=c將坐標(biāo)系分成了4個區(qū)域：I、II、III和IV。每個區(qū)域代表了不同的性能評價，區(qū)域I表示消聲器聲學(xué)性能指標(biāo)達到c以上，而空氣動力性能指標(biāo)卻沒有達到a，則該區(qū)域表示消聲器聲學(xué)性能表現(xiàn)良好，而空氣性能不達標(biāo)。以此可知，只有當(dāng)聲學(xué)性能達到c以上，同時空氣動力性能達到指標(biāo)a以上的區(qū)域IV，消聲器在聲學(xué)和空氣動力學(xué)性能上才表現(xiàn)良好。在區(qū)域IV中，圖中的點1為臨界點，表示剛好聲學(xué)性能和空氣動力性能都達標(biāo)，點2表示為聲學(xué)性能和空氣動力性能都達到了最優(yōu)。在如圖2中區(qū)域IV中的點，距離點2越近，將其聲學(xué)性能和空氣動力性能綜合評價為更優(yōu)。

圖5 消聲器性能評價體系

為了進一步刻畫綜合評價聲學(xué)性能和空氣動力性能指標(biāo)，用Er表示圖5消聲器性能評價體系中任一點r的綜合性能值,則Er的求解定義為

(3)

(4)

(5)

其中:Ls表示點r到最優(yōu)點2的距離在y軸上的投影距離與lod的比值，在基本結(jié)構(gòu)單元長度耦合圖中，yd-yr表示原結(jié)構(gòu)參數(shù)組合下的平均傳遞損失與耦合圖中平均傳遞損失最大值的差值；Lp表示點r到最優(yōu)點2的距離在x軸上的投影距離與lob的比值，在基本結(jié)構(gòu)單元長度耦合圖中，xb-xr表示原結(jié)構(gòu)參數(shù)組合下的平均傳遞損失與耦合圖中平均傳遞損失最大值的差值；xr、yr分別表示點r在消聲器性能評價體系的橫、縱坐標(biāo)值；xb、yd分別表示點橫縱坐標(biāo)的最優(yōu)值?？梢园l(fā)現(xiàn)，Er為點r的消聲器綜合性能值，其值越小，表明該點處的消聲器綜合性能越好。

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 消聲器入口管直徑耦合對壓阻性能的影響

在一定范圍內(nèi)，基本結(jié)構(gòu)單元直徑Db對壓阻損失有抑制作用，基本結(jié)構(gòu)單元直徑Da對壓阻損失有促進作用，通過基本結(jié)構(gòu)單元耦合能夠得到相同的壓阻損失的情況。圖6所示隔板位置分別為205、195、185、175 mm的壓阻損失分布情況。

圖6 不同隔板位置的壓阻損失分布

由圖6可知：在基本結(jié)構(gòu)單元直徑Da范圍43～63 mm，基本結(jié)構(gòu)單元Db范圍38～58 mm，隔板位置為205、195、185、175 mm時，壓阻損失范圍分別為710～3 743、870～3 770、860～3 760、880～3 747 Pa。隨著隔板位置向外移動，壓阻損失變化范圍分別為3 033、2 900、2 900、2 867 Pa，呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢?；窘Y(jié)構(gòu)單元直徑Da越大，消聲器壓阻損失越小，而在Da>58 mm時，壓阻損失反而會增大。故在圖6中可以看到，在Da<58 mm的耦合區(qū)域，等效壓阻曲線斜率為負，即當(dāng)基本結(jié)構(gòu)單元直徑Da增加和Db減小時，可以得到等效壓阻損失,且基本結(jié)構(gòu)單元直徑Da越小時，Db對壓阻損失的影響程度越小(Db對等效壓阻損失的影響程度隨著Da的減小而減小)。而當(dāng)Da>58 mm時，基本結(jié)構(gòu)單元結(jié)構(gòu)Da增加，為得到等效壓阻損失，基本結(jié)構(gòu)單元直徑Db需要增加。當(dāng)基本結(jié)構(gòu)單元直徑Da=58 mm時，隨著Db的增加，等效壓阻曲線密度減小，表明基本結(jié)構(gòu)單元直徑Db對壓阻損失影響程度減小。此外，可以從圖中看出，基本結(jié)構(gòu)單元直徑耦合對壓阻損失的影響趨勢可以分成3個范圍討論，如圖6(a)中I、II、III所示?；窘Y(jié)構(gòu)單元直徑Da和Db較小的區(qū)域III壓阻損失較大，而基本結(jié)構(gòu)單元直徑較大的區(qū)域I壓阻損失較小，區(qū)域II的等效壓阻曲線密度大于區(qū)域I。等效壓阻曲線密度越大，則等效壓阻損失受基本結(jié)構(gòu)單元的影響也就越大。由此表明，在等效壓阻損失較小的區(qū)域，基本結(jié)構(gòu)單元對等效壓阻損失影響更為敏感(Da、Db對等效壓阻損失的影響在壓阻損失較小的區(qū)域變得更為敏感)。

提取特征曲線a(2 110 Pa)、b(1 080 Pa)進一步探索等效壓阻損失下的傳遞損失變化情況，如圖7所示，分析在不同的基本結(jié)構(gòu)單元直徑耦合下得到相同的壓阻損失是否會對傳遞損失產(chǎn)生影響?？芍?在隔板位置為205～175 mm時，等效壓阻特征點處的傳遞損失的變化在中高頻影響較大，特征點a的傳遞損失最大變化范圍為11.2 dB(648 Hz)、15.5 dB(679 Hz)、19 dB(850 Hz)和18 dB(668 Hz)，而特征點b的傳遞損失最大變化范圍為10.5 dB(680 Hz)、6 dB(841 Hz)、9 dB(620 Hz)和8 dB(620 Hz)。可以看出，等效壓阻損失更大的特征點a的傳遞損失最大變化范圍整體要大于特征點b，且大都在620～850 Hz的中頻段。由此表明，等效壓阻越大，其傳遞損失變化范圍也越大，在中頻段620～850 Hz更為明顯(等效壓阻損失下的傳遞損失差異和變化范圍，隨著等效壓阻損失的增加而變大，在中頻段620～850 Hz變得尤為明顯)。

圖7 等效壓阻特征點在不同隔板位置下的傳遞損失情況

3.2 消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑耦合的性能評價優(yōu)化

利用消聲器性能評價體系來綜合評價原消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑參數(shù)組合的合理性，圖8所示為原消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合下的壓阻損失情況，在圖中b表示原消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑參數(shù)組合的位置?？梢钥闯觯涸诟舭逦恢脼?05、195、185、175 mm時，原消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑組合下的壓阻損失分別為1 400、1 410、1 413、1 429 Pa，同樣還有許多可以優(yōu)化的空間。同時，隨著隔板位置的向外移動，壓阻損失增加。在耦合圖中，更小的壓阻損失區(qū)域位于高Da高Db區(qū)域。圖9所示為原消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合下的平均傳遞損失情況，圖中點b為原消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑組合點?？梢钥闯觯涸诟舭逦恢脼?05、195、185、175 mm時，原消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑組合下的平均傳遞損失分別為19.99、18.75、18.96、18.57 dB，呈現(xiàn)減小后增加再減小的趨勢。在圖中聲學(xué)性能更優(yōu)，平均傳遞損失更大的區(qū)域為Da小Db小的區(qū)域。將聲學(xué)耦合作用圖和空氣動力學(xué)耦合作用圖結(jié)合起來看，聲學(xué)更優(yōu)區(qū)域和空氣動力學(xué)耦合作用圖不在同一個區(qū)域。因此，依靠這兩組耦合圖很難判斷哪一組參數(shù)組合下綜合性能更優(yōu)，此時就需要依靠建立的綜合評價體系，來評價其綜合性能。

研究基本結(jié)構(gòu)單元直徑耦合對消聲器性能的影響時發(fā)現(xiàn)，空氣動力性能較原消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑組合a更優(yōu)的區(qū)域在高Da高Db的區(qū)域，而聲學(xué)性能較原消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑組合a更優(yōu)的區(qū)域在低Da低Db的區(qū)域。因此，為了更容易尋找較點a更優(yōu)的綜合評價性能組合點，就需要在兩者交集的區(qū)域?qū)ふ?。圖10所示為消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合下的平均傳遞損失情況，圖中陰影區(qū)域為聲學(xué)性能和空氣動力性能都優(yōu)于原消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑組合a的區(qū)域。為了對比評價，選擇了幾個不同的點進行評價，分別是m1(Da=58 mm、Db=44.5 mm)、m2(Da=58 mm、Db=53 mm)、m3(Da=48 mm、Db=43 mm)、和m4(Da=50 mm、Db=56 mm)。

圖8 原消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合在不同隔板位置下的壓阻損失情況

圖9 原消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合在不同隔板位置下的平均傳遞損失情況

圖10 消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合在不同隔板位置下的平均傳遞損失情況

利用建立的綜合性能評價體系去描述原消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合下的空氣動力性能和聲學(xué)性能。圖11所示為不同隔板位置下的空氣動力性能評價指標(biāo)和聲學(xué)性能評價指標(biāo)。

圖11 原消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合下性能評價

由圖11可以看出:空氣動力性能評價指標(biāo)表現(xiàn)為：m2m1>m3。即點m1的空氣動力性能和聲學(xué)性能都要優(yōu)于原點a。將2個性能參數(shù)評價綜合考慮，圖12所示為消聲器基本結(jié)構(gòu)單元直徑耦合下的綜合性能評價?？梢钥闯?點m1的綜合性能評價指標(biāo)要小于原點a，即綜合性能要優(yōu)于原點a。此外，在點a和點m1～m4中，點m3的綜合評價指標(biāo)最小，綜合評價性能最優(yōu)，而點m3又不是圖10中的陰影區(qū)域中的點，這主要是因為點m3的聲學(xué)性能的提升大于壓阻性能的下降，使得綜合性能有所提升。但是這不是評價體系建立的優(yōu)化方向，圖10中的陰影區(qū)域才是需要優(yōu)化區(qū)域，保證原基本結(jié)構(gòu)單元直徑組合點a的聲學(xué)性能和空氣動力性能都不下降的前提下進行優(yōu)化。

圖12 消聲器結(jié)構(gòu)單元直徑耦合下的綜合性能評價

4 結(jié)論

文中以某一型號發(fā)動機消聲器為研究對象，利用仿真軟件GT-Power研究了多基本結(jié)構(gòu)要素對消聲器性能(空氣動力性能和聲學(xué)性能)的影響，并研究了等效壓阻下的傳遞損失(0～1 000 Hz平均傳遞損失)變化情況和壓阻損失的等效分布規(guī)律。最后建立了一個綜合評價聲學(xué)性能和空氣動力性能的評價體系，對原消聲器基本結(jié)構(gòu)要素參數(shù)組合進行評價，同時為尋找更優(yōu)的聲學(xué)和空氣動力綜合性能指標(biāo)提供思路。主要得到以下結(jié)論：

(1)等效壓阻損失較小的區(qū)域，基本結(jié)構(gòu)單元對等效壓阻損失影響更為敏感。

(2)等效壓阻越大，其傳遞損失變化范圍也越大，在中頻段620～850 Hz更為明顯。

(3)利用建立的評價體系，對原消聲器基本結(jié)構(gòu)要素參數(shù)組合進行評價，并能夠利用該評價體系找到較原消聲器基本結(jié)構(gòu)要素參數(shù)組合更優(yōu)的參數(shù)組合區(qū)域，使得綜合性能更優(yōu)。