抗性消聲器單元?dú)饬鞫卧肼暤姆抡娣治?/h1>
2016-02-09 09:28:16尹潞剛
重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)) 2016年12期
尹潞剛
（江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江212013）
抗性消聲器單元?dú)饬鞫卧肼暤姆抡娣治?/p>
尹潞剛
（江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江212013）
為探討氣流在抗式消聲器中產(chǎn)生的二次噪聲隨流速以及結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律，采用ANSYS Fluent與Virtual.Lab Acoustics聯(lián)合仿真來求解簡單消聲器單元的氣流二次噪聲，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較，驗(yàn)證了其可靠性。分析了結(jié)構(gòu)因素和氣流速度對(duì)幾種基本的消聲器單元的氣流二次噪聲的影響規(guī)律，研究了過渡的收縮結(jié)構(gòu)和進(jìn)出口不同軸對(duì)二次噪聲的影響。結(jié)果表明：擴(kuò)張式、插入管式和穿孔板式消聲單元?dú)饬鞫卧肼曤S氣流速度增大而增大，但穿孔管消聲單元在流速達(dá)到一定值后出現(xiàn)下降；增大簡單擴(kuò)張式消聲單元的擴(kuò)張比、擴(kuò)張腔長度、進(jìn)口管內(nèi)徑以及使進(jìn)出口管同軸和采用過渡圓角有助于降低二次噪聲；插入管插入的長度、穿孔板孔徑的減小、穿孔板距入口截面突變處距離的增大以及壁厚的增加都有助于減小氣流二次噪聲；穿孔管孔徑的減小、軸向穿孔排數(shù)和每排穿孔數(shù)量的減小均有助于減小二次噪聲。
抗性消聲器；影響規(guī)律；二次噪聲
當(dāng)氣流速度升高到足夠大時(shí)，消聲器的消聲量會(huì)顯著下降，甚至變成負(fù)值，這是由于產(chǎn)生了氣流二次噪聲所致［1］。氣動(dòng)聲學(xué)理論的提出與發(fā)展為研究氣流噪聲提供了強(qiáng)有力的工具，已被成功應(yīng)用于噴射噪聲、汽車氣動(dòng)噪聲等多個(gè)研究領(lǐng)域［2］。目前，對(duì)于考慮氣流二次噪聲的消聲器消聲性能的研究主要是試驗(yàn)法，Torregrosa、Jebasinski、劉麗萍、趙海軍、鄧兆祥等學(xué)者都做了大量研究［3－6］。這些研究對(duì)揭示二次噪聲的產(chǎn)生與規(guī)律有一定幫助，但是人力物力投入大，并且在很多時(shí)候較難保證與工程實(shí)際相一致的試驗(yàn)條件。因此，仿真數(shù)值計(jì)算成為了研究二次噪聲的新趨勢(shì)。Khondge、Jul1en Caradonna、楊杰、吳大轉(zhuǎn)等學(xué)者對(duì)氣流二次噪聲的數(shù)值模擬進(jìn)行了嘗試，并驗(yàn)證了可靠性［7－9］。氣流二次噪聲的大小與消聲器的結(jié)構(gòu)因素以及氣流速度的大小密切相關(guān)。因此，采用Fluent與Virtual.Lab Acoustics聯(lián)合仿真研究各個(gè)消聲單元的結(jié)構(gòu)參數(shù)變化時(shí)排氣管內(nèi)的氣流二次噪聲的變化規(guī)律，并探討改變縮口結(jié)構(gòu)時(shí)二次噪聲大小的變化。
1 噪聲數(shù)值計(jì)算
1.1 模型簡化
研究時(shí)，需對(duì)工作條件作如下簡化：
1）抗性消聲器固體結(jié)構(gòu)以及其內(nèi)部流體域的物理性能參數(shù)均為常數(shù)。
2）流體為定常流動(dòng)中的湍流。由于研究的排氣消聲器內(nèi)氣體的馬赫數(shù)低于0.3，屬于低速空氣動(dòng)力學(xué)，因此，研究范圍內(nèi)的氣體可認(rèn)為是不可壓縮氣體。由于發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中除空氣外的成分等所占的濃度較小，而且大部分氣體的摩爾質(zhì)量和空氣的摩爾質(zhì)量差不多，所以就將發(fā)動(dòng)機(jī)排出的氣體近似看作是空氣。
3）忽略重力影響。
4）消聲器進(jìn)口管內(nèi)氣體的流動(dòng)速度是均勻的。
1.2 仿真方法介紹
在Hypermesh中導(dǎo)入消聲器流體域三維模型并做前處理［10］，建立相應(yīng)的體網(wǎng)格和面網(wǎng)格并定義流場(chǎng)入口和出口，再導(dǎo)出到Fluent求解器。在Fluent中設(shè)置邊界條件：入口條件為速度入口，出口條件為壓力出口，其余邊界均為無滑移的固壁。進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算至收斂，將穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果作為瞬態(tài)計(jì)算的初始值，相關(guān)設(shè)置見表1和表2。在瞬態(tài)計(jì)算過程中，在Fluent中監(jiān)測(cè)消聲器壁面的壓力信號(hào)，保存為cgns格式的文件，計(jì)算結(jié)束后將其導(dǎo)入Virtual.Lab Acoustics中的聲學(xué)有限元模塊做FFT變換，以此激勵(lì)為聲源求解所需觀測(cè)點(diǎn)的噪聲頻譜圖，并求總聲壓級(jí)。1.3 算例驗(yàn)證
表1 穩(wěn)態(tài)求解參數(shù)設(shè)置
表2 瞬態(tài)求解參數(shù)設(shè)置
文獻(xiàn)［11］中給出了某簡單擴(kuò)張式消聲器出口管內(nèi)一處所測(cè)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。消聲器的尺寸見圖1，其中：d1和d2分別是進(jìn)氣管和出氣管內(nèi)徑，此處值為38 mm；d為擴(kuò)張腔內(nèi)徑，此處大小為200 mm；L1和L2分別為進(jìn)出口管長度，為200 mm和500 mm；L3長為400 mm，是測(cè)量點(diǎn)的位置。網(wǎng)格模型見圖2。模型以六面體網(wǎng)格為主，部分采用五面體網(wǎng)格。由圖3和圖4比較可見：仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果所得該測(cè)量點(diǎn)的氣流二次噪聲頻譜圖具有趨勢(shì)接近的曲線，數(shù)值略有差異，但總體擬合較好，說明了數(shù)值計(jì)算方法的可靠性。
圖1 算例幾何尺寸示意圖
圖2 消聲器算例有限元網(wǎng)格
2 消聲單元?dú)饬鞫卧肼暦治?/h2>
2.1 氣流速度影響
4種基本的消聲器單元結(jié)構(gòu)如圖5所示?？紤]氣流速度時(shí)，其余條件一致，各消聲單元的基本外型尺寸相同，擴(kuò)張腔長度Lc的大小均為250 mm，進(jìn)口管內(nèi)徑di和出口管內(nèi)徑do均為30 mm，擴(kuò)張腔直徑dc為90 mm，噪聲觀測(cè)點(diǎn)位置為出口管內(nèi)距離截面突變位置50 mm處。此外，插入管消聲單元進(jìn)氣管插入長度Li和出口管插入管長度Lo均為30 mm；穿孔板消聲器的穿孔板距離入口截面突變處100 mm，壁厚為2 mm，穿孔率為16%，孔徑為7 mm；穿孔管消聲器穿孔孔徑為6 mm，軸向?yàn)?排，徑向每周6個(gè)孔，即穿孔率為12%。計(jì)算進(jìn)氣管入口氣流速度分別為10，20，30，40和50 m／s時(shí)，4種消聲單元的氣流二次噪聲的總聲壓級(jí)，數(shù)值仿真結(jié)果如圖6所示。隨著消聲單元入口氣流速度的升高，除了穿孔管式消聲器先升高之后略有下降外，其余3種類型的消聲單元均隨氣流速度增加而增加，總體來看穿孔管消聲器的氣流二次噪聲值更小。2.2 簡單擴(kuò)張式單元結(jié)構(gòu)影響分析
圖3 仿真結(jié)果
圖4 文獻(xiàn)所得實(shí)驗(yàn)結(jié)果
圖5 4種基本消聲器單元的結(jié)構(gòu)簡圖
圖6 氣流速度的對(duì)二次噪聲的影響
對(duì)簡單擴(kuò)張式消聲器單元來說，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)有擴(kuò)張比、擴(kuò)張腔長度和進(jìn)口管內(nèi)徑等。考慮一個(gè)變量因素的影響時(shí)，控制其余變量相同。由于工程中擴(kuò)張比的范圍一般為4～20，選擇計(jì)算擴(kuò)張比分別為4、9、16時(shí)的二次噪聲，進(jìn)出口內(nèi)徑均為30 mm，擴(kuò)張腔長度為250 mm，速度為40 m／s，所得結(jié)果見圖7。由圖7可見：隨著擴(kuò)張比的增大，氣流二次噪聲大小有所下降。
當(dāng)速度為40 m／s，擴(kuò)張腔長度分別為200，250和300 mm時(shí)，擴(kuò)張比均為9，進(jìn)出口管直徑均為30 mm，計(jì)算結(jié)果如圖8所示。結(jié)果表明：隨擴(kuò)張腔長度的增大，氣流二次噪聲減少。
圖7 擴(kuò)張比影響
圖8 擴(kuò)張腔長度影響
當(dāng)速度為40 m／s，擴(kuò)張比為9，擴(kuò)張腔長度為250 mm，出口管內(nèi)徑為30 mm時(shí)，計(jì)算進(jìn)口管內(nèi)徑分別為25，30和35 mm時(shí)的氣流二次噪聲值，結(jié)果如圖9所示。由圖9可見：隨著進(jìn)口管內(nèi)徑增大，氣流二次噪聲也隨之增加。這是因?yàn)殡S著擴(kuò)張腔長度的增加和擴(kuò)張比的增大，使腔內(nèi)流速衰減更多，到達(dá)出口管處時(shí)的速度越低，氣流噪聲也就越小。隨著進(jìn)口管內(nèi)徑的增大，出口管入口受到更大的氣流沖擊，導(dǎo)致二次噪聲變大。
圖9 進(jìn)口管內(nèi)徑影響
2.3 插入管式消聲單元分析
插入管式消聲器單元和簡單擴(kuò)張式單元結(jié)構(gòu)參數(shù)相比，主要區(qū)別在于進(jìn)氣管插入長度Li和出口管插入長度Lo。當(dāng)進(jìn)口出管內(nèi)徑為30 mm、擴(kuò)張比為9、擴(kuò)張腔長度為250 mm、出口管插入長度Lo為30 mm時(shí)，計(jì)算進(jìn)口管插入長度Li為0，50和100mm時(shí)的氣流二次噪聲值，所得結(jié)果如圖10所示。同理，計(jì)算Lo分別為0，40和80 mm時(shí)的結(jié)果，其余變量一致，所得結(jié)果如圖11所示。由頻譜圖可以看出：無論是進(jìn)口還是出口，當(dāng)插入管長度增大的時(shí)候，出口管內(nèi)的氣流二次噪聲略有增大。這是因?yàn)楫?dāng)存在插入管時(shí)，入口氣流達(dá)到出口管的距離減小，氣流速度增大，且出口管插入使得該處氣流的波動(dòng)更加劇烈，導(dǎo)致二次噪聲增大。
2.4 穿孔板消聲單元分析
對(duì)穿孔板式消聲單元，主要考慮了穿孔板壁厚、穿孔板位置和穿孔孔徑幾個(gè)結(jié)構(gòu)變量。外形尺寸不變，擴(kuò)張比為9、進(jìn)出口管內(nèi)徑30 mm、擴(kuò)張腔長為250 mm、孔徑為7 mm、氣流速度為40 m／s，求壁厚分別為1，2和3 mm時(shí)氣流二次噪聲，結(jié)果見圖12。
圖10 進(jìn)口管插入長度影響
圖11 出口管插入長度影響
圖12 穿孔板壁厚的比較
考慮孔徑為變量時(shí)，分別計(jì)算孔徑5，7和9 mm時(shí)的噪聲值，其余變量一致，結(jié)果見圖13?？梢妼?duì)于穿孔板消聲單元，在一定范圍增加壁厚可減小氣流二次噪聲；而增加孔徑時(shí)氣流二次噪聲則變大。改變穿孔板的位置，分別計(jì)算穿孔板距離進(jìn)氣口截面突變處100，125和150 mm時(shí)消聲單元的氣流二次噪聲，結(jié)果見圖14，可見距入口的位置由100到150時(shí)，氣流二次噪聲略有增大。這是因?yàn)椋涸黾哟┛装灞诤窈?，穿孔板小孔有更好的?dǎo)向作用，氣流通過小孔時(shí)的氣柱不易聚集形成更大的氣柱；增加孔徑則導(dǎo)致通過小孔的氣柱更易聚集，使氣流波動(dòng)更劇烈，導(dǎo)致二次噪聲增大。一定范圍內(nèi)，穿孔板的位置離入口近時(shí)，入口處的氣流速度對(duì)穿孔板沖擊更大，二次噪聲越大。
2.5 穿孔管消聲單元分析
圖13 穿孔板孔徑的比較
圖14 穿孔板位置的比較
對(duì)于穿孔管消聲器單元的結(jié)構(gòu)參數(shù)，主要分析穿孔管孔徑大小、軸向穿孔數(shù)量、徑向穿孔數(shù)量幾項(xiàng)。當(dāng)氣流速度設(shè)為40 m／s時(shí)，擴(kuò)張腔長度為250 mm、進(jìn)出口管內(nèi)徑為30 mm、擴(kuò)張比為9、穿孔分布為軸向9排、每排徑向6個(gè)孔。分別計(jì)算孔徑4，5和6 mm時(shí)，穿孔管消聲器氣流二次噪聲的大小，結(jié)果如圖15所示，可見隨著孔徑的增大，氣流二次噪聲也隨之增大。考慮穿孔部分長度時(shí)，外部尺寸不變，計(jì)算軸向排列的孔數(shù)分別為9排、13排和17排時(shí)的氣流二次噪聲大小，每排間距為10 mm，所得結(jié)果如圖16所示，可見軸向穿孔數(shù)量越多，氣流二次噪聲越大。當(dāng)穿孔長度一定時(shí)，為研究不同的穿孔率的區(qū)別，分別計(jì)算一排有4，6和8個(gè)孔時(shí)的氣流二次噪聲，此時(shí)孔徑為6 mm，軸向排列為9排，計(jì)算結(jié)果見圖17，可見氣流二次噪聲隨穿孔密度的增加而增加。這是因?yàn)椋嚎讖皆龃髸r(shí)，小孔產(chǎn)生的氣柱更易匯集成更大的氣柱，導(dǎo)致氣流噪聲變大；軸向的穿孔排數(shù)增多，每排穿孔個(gè)數(shù)增多可能會(huì)氣流產(chǎn)生的擾動(dòng)增多，從而使氣流二次噪聲增大。
圖15 穿孔管孔徑比較
圖16 軸向穿孔排數(shù)比較
圖17 每排穿孔的個(gè)數(shù)比較
3 進(jìn)出口管偏置和過渡結(jié)構(gòu)的影響
為了進(jìn)一步研究結(jié)構(gòu)因素對(duì)氣流二次噪聲的影響，將進(jìn)出口管不同軸的簡單擴(kuò)張式消聲器和相同進(jìn)出口管內(nèi)徑，擴(kuò)張比和擴(kuò)張腔長度的同軸消聲器相比較。結(jié)果見圖18，所得云圖見圖19～22。可以發(fā)現(xiàn)：不同軸時(shí)的氣流二次噪聲有所增大，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)由113.5 dB增大為120.78 dB。從CFD流場(chǎng)計(jì)算所得速度云圖和湍動(dòng)能云圖可以看出：進(jìn)出口管錯(cuò)開布置時(shí)出口管處速度最大值由48.65 m／s變?yōu)?9.83 m／s，截面突變處湍動(dòng)能最大值由321.3 J／kg增大到459.8 J／kg，說明此時(shí)氣流波動(dòng)程度增加，導(dǎo)致了二次噪聲的增大。由圖22可見，在出口管截面突變處湍動(dòng)能值最大，因此有必要改進(jìn)縮口的結(jié)構(gòu)，在其余尺寸不變的情況下計(jì)算存在斜角過渡結(jié)構(gòu)和圓角過渡結(jié)構(gòu)時(shí)的二次噪聲，結(jié)果見圖23，速度云圖和湍動(dòng)能云圖如圖24～27所示，可見兩種結(jié)構(gòu)均能降低氣流二次噪聲，且圓角過渡可以更有效降低噪聲。通過比較發(fā)現(xiàn)：帶有圓角的過渡結(jié)構(gòu)的消聲器單元內(nèi)氣流速度最大值由無過渡的48.65 m／s下降到41.96 m／s，而帶斜角的過渡結(jié)構(gòu)則下降為44.11 m／s；出口管截面附近湍動(dòng)能大小也有大幅下降，最大值由321.3 J／kg降為146.2 J／kg，斜角結(jié)構(gòu)則下降為196.7 J／kg。氣流速度大小是影響氣流二次噪聲的一大因素，因此一定程度上加有過渡結(jié)構(gòu)的消聲器內(nèi)氣流速度的降低，尤其是截面出口管入口處流速的降低導(dǎo)致氣流二次噪聲減小。此外，湍動(dòng)能的降低則說明了過渡結(jié)構(gòu)的突變可以減小速度的劇烈波動(dòng)，進(jìn)而導(dǎo)致氣流二次噪聲的減小。
圖18 進(jìn)出口管布置比較
圖19 進(jìn)出口管不同軸時(shí)的速度云圖
圖20 進(jìn)出口管不同軸時(shí)的湍動(dòng)能云圖
圖21 原消聲器速度云圖
圖22 原消聲器湍動(dòng)能云圖
圖23 不同過渡結(jié)構(gòu)比較
圖24 帶圓角過渡的湍動(dòng)能云圖
圖25 帶斜角過渡的湍動(dòng)能云圖
圖26 帶斜角過渡的速度云圖
圖27 帶圓角過渡的速度云圖
4 結(jié)束語
1）擴(kuò)張式、插入管式和穿孔板式消聲單元?dú)饬鞫卧肼曤S氣流速度增大而增大，但對(duì)于穿孔管消聲器，氣流速度達(dá)到一定值后出現(xiàn)下降，外形尺寸相同時(shí)，穿孔管消聲單元的氣流噪聲更小。
2）增大簡單擴(kuò)張式消聲單元的擴(kuò)張比、擴(kuò)張腔長度、進(jìn)口管內(nèi)徑以及采用進(jìn)出口管不同軸的結(jié)構(gòu)和過渡圓角有助于降低氣流二次噪聲。
3）減小插入管插入的長度可減小插入管式消聲單元的氣流二次噪聲。
4）穿孔板小孔孔徑的減小、距離入口截面突變處的距離增大以及壁厚的增加都有助于減小氣流二次噪聲。
5）穿孔管小孔孔徑的減小、軸向穿孔排數(shù)和每排穿孔數(shù)量的減小均有助于減小氣流二次噪聲。
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（責(zé)任編輯劉 舸）
Simulation Analysis of the Regeneration Noise of Reactive Muffler Unit
YIN Lu-gang
（School of Automotive and Traffic Engineering，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China）
doi：10.3969／j.issn.1674－8425（z）.2016.12.004
In order to explore the regulation of the noise produced by the airflow in the reactive muffler when airspeed and structure factors changed，this study got the regeneration noise by joint simulation of ANSYS Fluent and Virtual.Lab Acoustics，compared the result with experimental results to verify its reliability.It analyzed the influence of the structural factors and velocity of the airflow for the regeneration noise of several basic muffler unit，and studied the airflow regeneration noise when using the contraction structural transition and when inlet and outlet located in the different axis.Theresults showed that airflow regeneration noise of the expansion type，insert tube type and perforated plate type muffler element increases with the flow velocity，but the perforated pipe muffler’s airflow regeneration noise decline when velocity reaches a certain value；Increasing the simple expansion muffler unit’s expansion ratio，the length of expanding cavity，inlet tube diameter，setting the inlet and outlet in the same axis or design a arc transition structure can reduce the regeneration noise.Reducing the insert tube insertion length and the aperture of the perforated plate，and increasing the distance from the entrance expansion to the perforation plate and the wall thickness of the perforated plate can also reduce the regeneration noise.Reducing the perforated pipe diameter，the axial perforated rows and each row number of perforation are helpful to reduce the regeneration noise.
reactive muffler；influence law；regeneration noise
U463；TK411.6
A
1674－8425（2016）12－0024－08
10.3969／j.issn.1674－8425（z）.2016.12.004
2016－02－21
江蘇省汽車重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助項(xiàng)目（QC200803）
尹潞剛（1991—），男，浙江臺(tái)州人，碩士研究生，主要從事車輛消聲器研究，E-mail：1150420575＠qq.com。
尹潞剛.抗性消聲器單元?dú)饬鞫卧肼暤姆抡娣治觯跩］.重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)），2016（12）：24－31.
format：YIN Lu-gang.Simulation Analysis of the Regeneration Noise of Reactive Muffler Unit［J］.Journal of Chongqing University of Technology（Natural Science），2016（12）：24－31.
尹潞剛
（江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江212013）
抗性消聲器單元?dú)饬鞫卧肼暤姆抡娣治?/p>
尹潞剛
（江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江212013）
為探討氣流在抗式消聲器中產(chǎn)生的二次噪聲隨流速以及結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律，采用ANSYS Fluent與Virtual.Lab Acoustics聯(lián)合仿真來求解簡單消聲器單元的氣流二次噪聲，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較，驗(yàn)證了其可靠性。分析了結(jié)構(gòu)因素和氣流速度對(duì)幾種基本的消聲器單元的氣流二次噪聲的影響規(guī)律，研究了過渡的收縮結(jié)構(gòu)和進(jìn)出口不同軸對(duì)二次噪聲的影響。結(jié)果表明：擴(kuò)張式、插入管式和穿孔板式消聲單元?dú)饬鞫卧肼曤S氣流速度增大而增大，但穿孔管消聲單元在流速達(dá)到一定值后出現(xiàn)下降；增大簡單擴(kuò)張式消聲單元的擴(kuò)張比、擴(kuò)張腔長度、進(jìn)口管內(nèi)徑以及使進(jìn)出口管同軸和采用過渡圓角有助于降低二次噪聲；插入管插入的長度、穿孔板孔徑的減小、穿孔板距入口截面突變處距離的增大以及壁厚的增加都有助于減小氣流二次噪聲；穿孔管孔徑的減小、軸向穿孔排數(shù)和每排穿孔數(shù)量的減小均有助于減小二次噪聲。
抗性消聲器；影響規(guī)律；二次噪聲
當(dāng)氣流速度升高到足夠大時(shí)，消聲器的消聲量會(huì)顯著下降，甚至變成負(fù)值，這是由于產(chǎn)生了氣流二次噪聲所致［1］。氣動(dòng)聲學(xué)理論的提出與發(fā)展為研究氣流噪聲提供了強(qiáng)有力的工具，已被成功應(yīng)用于噴射噪聲、汽車氣動(dòng)噪聲等多個(gè)研究領(lǐng)域［2］。目前，對(duì)于考慮氣流二次噪聲的消聲器消聲性能的研究主要是試驗(yàn)法，Torregrosa、Jebasinski、劉麗萍、趙海軍、鄧兆祥等學(xué)者都做了大量研究［3－6］。這些研究對(duì)揭示二次噪聲的產(chǎn)生與規(guī)律有一定幫助，但是人力物力投入大，并且在很多時(shí)候較難保證與工程實(shí)際相一致的試驗(yàn)條件。因此，仿真數(shù)值計(jì)算成為了研究二次噪聲的新趨勢(shì)。Khondge、Jul1en Caradonna、楊杰、吳大轉(zhuǎn)等學(xué)者對(duì)氣流二次噪聲的數(shù)值模擬進(jìn)行了嘗試，并驗(yàn)證了可靠性［7－9］。氣流二次噪聲的大小與消聲器的結(jié)構(gòu)因素以及氣流速度的大小密切相關(guān)。因此，采用Fluent與Virtual.Lab Acoustics聯(lián)合仿真研究各個(gè)消聲單元的結(jié)構(gòu)參數(shù)變化時(shí)排氣管內(nèi)的氣流二次噪聲的變化規(guī)律，并探討改變縮口結(jié)構(gòu)時(shí)二次噪聲大小的變化。
1 噪聲數(shù)值計(jì)算
1.1 模型簡化
研究時(shí)，需對(duì)工作條件作如下簡化：
1）抗性消聲器固體結(jié)構(gòu)以及其內(nèi)部流體域的物理性能參數(shù)均為常數(shù)。
2）流體為定常流動(dòng)中的湍流。由于研究的排氣消聲器內(nèi)氣體的馬赫數(shù)低于0.3，屬于低速空氣動(dòng)力學(xué)，因此，研究范圍內(nèi)的氣體可認(rèn)為是不可壓縮氣體。由于發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中除空氣外的成分等所占的濃度較小，而且大部分氣體的摩爾質(zhì)量和空氣的摩爾質(zhì)量差不多，所以就將發(fā)動(dòng)機(jī)排出的氣體近似看作是空氣。
3）忽略重力影響。
4）消聲器進(jìn)口管內(nèi)氣體的流動(dòng)速度是均勻的。
1.2 仿真方法介紹
在Hypermesh中導(dǎo)入消聲器流體域三維模型并做前處理［10］，建立相應(yīng)的體網(wǎng)格和面網(wǎng)格并定義流場(chǎng)入口和出口，再導(dǎo)出到Fluent求解器。在Fluent中設(shè)置邊界條件：入口條件為速度入口，出口條件為壓力出口，其余邊界均為無滑移的固壁。進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算至收斂，將穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果作為瞬態(tài)計(jì)算的初始值，相關(guān)設(shè)置見表1和表2。在瞬態(tài)計(jì)算過程中，在Fluent中監(jiān)測(cè)消聲器壁面的壓力信號(hào)，保存為cgns格式的文件，計(jì)算結(jié)束后將其導(dǎo)入Virtual.Lab Acoustics中的聲學(xué)有限元模塊做FFT變換，以此激勵(lì)為聲源求解所需觀測(cè)點(diǎn)的噪聲頻譜圖，并求總聲壓級(jí)。1.3 算例驗(yàn)證
表1 穩(wěn)態(tài)求解參數(shù)設(shè)置
表2 瞬態(tài)求解參數(shù)設(shè)置
文獻(xiàn)［11］中給出了某簡單擴(kuò)張式消聲器出口管內(nèi)一處所測(cè)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。消聲器的尺寸見圖1，其中：d1和d2分別是進(jìn)氣管和出氣管內(nèi)徑，此處值為38 mm；d為擴(kuò)張腔內(nèi)徑，此處大小為200 mm；L1和L2分別為進(jìn)出口管長度，為200 mm和500 mm；L3長為400 mm，是測(cè)量點(diǎn)的位置。網(wǎng)格模型見圖2。模型以六面體網(wǎng)格為主，部分采用五面體網(wǎng)格。由圖3和圖4比較可見：仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果所得該測(cè)量點(diǎn)的氣流二次噪聲頻譜圖具有趨勢(shì)接近的曲線，數(shù)值略有差異，但總體擬合較好，說明了數(shù)值計(jì)算方法的可靠性。
圖1 算例幾何尺寸示意圖
圖2 消聲器算例有限元網(wǎng)格
2 消聲單元?dú)饬鞫卧肼暦治?/h2>
2.1 氣流速度影響
4種基本的消聲器單元結(jié)構(gòu)如圖5所示?？紤]氣流速度時(shí)，其余條件一致，各消聲單元的基本外型尺寸相同，擴(kuò)張腔長度Lc的大小均為250 mm，進(jìn)口管內(nèi)徑di和出口管內(nèi)徑do均為30 mm，擴(kuò)張腔直徑dc為90 mm，噪聲觀測(cè)點(diǎn)位置為出口管內(nèi)距離截面突變位置50 mm處。此外，插入管消聲單元進(jìn)氣管插入長度Li和出口管插入管長度Lo均為30 mm；穿孔板消聲器的穿孔板距離入口截面突變處100 mm，壁厚為2 mm，穿孔率為16%，孔徑為7 mm；穿孔管消聲器穿孔孔徑為6 mm，軸向?yàn)?排，徑向每周6個(gè)孔，即穿孔率為12%。計(jì)算進(jìn)氣管入口氣流速度分別為10，20，30，40和50 m／s時(shí)，4種消聲單元的氣流二次噪聲的總聲壓級(jí)，數(shù)值仿真結(jié)果如圖6所示。隨著消聲單元入口氣流速度的升高，除了穿孔管式消聲器先升高之后略有下降外，其余3種類型的消聲單元均隨氣流速度增加而增加，總體來看穿孔管消聲器的氣流二次噪聲值更小。2.2 簡單擴(kuò)張式單元結(jié)構(gòu)影響分析
圖3 仿真結(jié)果
圖4 文獻(xiàn)所得實(shí)驗(yàn)結(jié)果
圖5 4種基本消聲器單元的結(jié)構(gòu)簡圖
圖6 氣流速度的對(duì)二次噪聲的影響
對(duì)簡單擴(kuò)張式消聲器單元來說，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)有擴(kuò)張比、擴(kuò)張腔長度和進(jìn)口管內(nèi)徑等。考慮一個(gè)變量因素的影響時(shí)，控制其余變量相同。由于工程中擴(kuò)張比的范圍一般為4～20，選擇計(jì)算擴(kuò)張比分別為4、9、16時(shí)的二次噪聲，進(jìn)出口內(nèi)徑均為30 mm，擴(kuò)張腔長度為250 mm，速度為40 m／s，所得結(jié)果見圖7。由圖7可見：隨著擴(kuò)張比的增大，氣流二次噪聲大小有所下降。
當(dāng)速度為40 m／s，擴(kuò)張腔長度分別為200，250和300 mm時(shí)，擴(kuò)張比均為9，進(jìn)出口管直徑均為30 mm，計(jì)算結(jié)果如圖8所示。結(jié)果表明：隨擴(kuò)張腔長度的增大，氣流二次噪聲減少。
圖7 擴(kuò)張比影響
圖8 擴(kuò)張腔長度影響
當(dāng)速度為40 m／s，擴(kuò)張比為9，擴(kuò)張腔長度為250 mm，出口管內(nèi)徑為30 mm時(shí)，計(jì)算進(jìn)口管內(nèi)徑分別為25，30和35 mm時(shí)的氣流二次噪聲值，結(jié)果如圖9所示。由圖9可見：隨著進(jìn)口管內(nèi)徑增大，氣流二次噪聲也隨之增加。這是因?yàn)殡S著擴(kuò)張腔長度的增加和擴(kuò)張比的增大，使腔內(nèi)流速衰減更多，到達(dá)出口管處時(shí)的速度越低，氣流噪聲也就越小。隨著進(jìn)口管內(nèi)徑的增大，出口管入口受到更大的氣流沖擊，導(dǎo)致二次噪聲變大。
圖9 進(jìn)口管內(nèi)徑影響
2.3 插入管式消聲單元分析
插入管式消聲器單元和簡單擴(kuò)張式單元結(jié)構(gòu)參數(shù)相比，主要區(qū)別在于進(jìn)氣管插入長度Li和出口管插入長度Lo。當(dāng)進(jìn)口出管內(nèi)徑為30 mm、擴(kuò)張比為9、擴(kuò)張腔長度為250 mm、出口管插入長度Lo為30 mm時(shí)，計(jì)算進(jìn)口管插入長度Li為0，50和100mm時(shí)的氣流二次噪聲值，所得結(jié)果如圖10所示。同理，計(jì)算Lo分別為0，40和80 mm時(shí)的結(jié)果，其余變量一致，所得結(jié)果如圖11所示。由頻譜圖可以看出：無論是進(jìn)口還是出口，當(dāng)插入管長度增大的時(shí)候，出口管內(nèi)的氣流二次噪聲略有增大。這是因?yàn)楫?dāng)存在插入管時(shí)，入口氣流達(dá)到出口管的距離減小，氣流速度增大，且出口管插入使得該處氣流的波動(dòng)更加劇烈，導(dǎo)致二次噪聲增大。
2.4 穿孔板消聲單元分析
對(duì)穿孔板式消聲單元，主要考慮了穿孔板壁厚、穿孔板位置和穿孔孔徑幾個(gè)結(jié)構(gòu)變量。外形尺寸不變，擴(kuò)張比為9、進(jìn)出口管內(nèi)徑30 mm、擴(kuò)張腔長為250 mm、孔徑為7 mm、氣流速度為40 m／s，求壁厚分別為1，2和3 mm時(shí)氣流二次噪聲，結(jié)果見圖12。
圖10 進(jìn)口管插入長度影響
圖11 出口管插入長度影響
圖12 穿孔板壁厚的比較
考慮孔徑為變量時(shí)，分別計(jì)算孔徑5，7和9 mm時(shí)的噪聲值，其余變量一致，結(jié)果見圖13?？梢妼?duì)于穿孔板消聲單元，在一定范圍增加壁厚可減小氣流二次噪聲；而增加孔徑時(shí)氣流二次噪聲則變大。改變穿孔板的位置，分別計(jì)算穿孔板距離進(jìn)氣口截面突變處100，125和150 mm時(shí)消聲單元的氣流二次噪聲，結(jié)果見圖14，可見距入口的位置由100到150時(shí)，氣流二次噪聲略有增大。這是因?yàn)椋涸黾哟┛装灞诤窈?，穿孔板小孔有更好的?dǎo)向作用，氣流通過小孔時(shí)的氣柱不易聚集形成更大的氣柱；增加孔徑則導(dǎo)致通過小孔的氣柱更易聚集，使氣流波動(dòng)更劇烈，導(dǎo)致二次噪聲增大。一定范圍內(nèi)，穿孔板的位置離入口近時(shí)，入口處的氣流速度對(duì)穿孔板沖擊更大，二次噪聲越大。
2.5 穿孔管消聲單元分析
圖13 穿孔板孔徑的比較
圖14 穿孔板位置的比較
對(duì)于穿孔管消聲器單元的結(jié)構(gòu)參數(shù)，主要分析穿孔管孔徑大小、軸向穿孔數(shù)量、徑向穿孔數(shù)量幾項(xiàng)。當(dāng)氣流速度設(shè)為40 m／s時(shí)，擴(kuò)張腔長度為250 mm、進(jìn)出口管內(nèi)徑為30 mm、擴(kuò)張比為9、穿孔分布為軸向9排、每排徑向6個(gè)孔。分別計(jì)算孔徑4，5和6 mm時(shí)，穿孔管消聲器氣流二次噪聲的大小，結(jié)果如圖15所示，可見隨著孔徑的增大，氣流二次噪聲也隨之增大。考慮穿孔部分長度時(shí)，外部尺寸不變，計(jì)算軸向排列的孔數(shù)分別為9排、13排和17排時(shí)的氣流二次噪聲大小，每排間距為10 mm，所得結(jié)果如圖16所示，可見軸向穿孔數(shù)量越多，氣流二次噪聲越大。當(dāng)穿孔長度一定時(shí)，為研究不同的穿孔率的區(qū)別，分別計(jì)算一排有4，6和8個(gè)孔時(shí)的氣流二次噪聲，此時(shí)孔徑為6 mm，軸向排列為9排，計(jì)算結(jié)果見圖17，可見氣流二次噪聲隨穿孔密度的增加而增加。這是因?yàn)椋嚎讖皆龃髸r(shí)，小孔產(chǎn)生的氣柱更易匯集成更大的氣柱，導(dǎo)致氣流噪聲變大；軸向的穿孔排數(shù)增多，每排穿孔個(gè)數(shù)增多可能會(huì)氣流產(chǎn)生的擾動(dòng)增多，從而使氣流二次噪聲增大。
圖15 穿孔管孔徑比較
圖16 軸向穿孔排數(shù)比較
圖17 每排穿孔的個(gè)數(shù)比較
3 進(jìn)出口管偏置和過渡結(jié)構(gòu)的影響
為了進(jìn)一步研究結(jié)構(gòu)因素對(duì)氣流二次噪聲的影響，將進(jìn)出口管不同軸的簡單擴(kuò)張式消聲器和相同進(jìn)出口管內(nèi)徑，擴(kuò)張比和擴(kuò)張腔長度的同軸消聲器相比較。結(jié)果見圖18，所得云圖見圖19～22。可以發(fā)現(xiàn)：不同軸時(shí)的氣流二次噪聲有所增大，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)由113.5 dB增大為120.78 dB。從CFD流場(chǎng)計(jì)算所得速度云圖和湍動(dòng)能云圖可以看出：進(jìn)出口管錯(cuò)開布置時(shí)出口管處速度最大值由48.65 m／s變?yōu)?9.83 m／s，截面突變處湍動(dòng)能最大值由321.3 J／kg增大到459.8 J／kg，說明此時(shí)氣流波動(dòng)程度增加，導(dǎo)致了二次噪聲的增大。由圖22可見，在出口管截面突變處湍動(dòng)能值最大，因此有必要改進(jìn)縮口的結(jié)構(gòu)，在其余尺寸不變的情況下計(jì)算存在斜角過渡結(jié)構(gòu)和圓角過渡結(jié)構(gòu)時(shí)的二次噪聲，結(jié)果見圖23，速度云圖和湍動(dòng)能云圖如圖24～27所示，可見兩種結(jié)構(gòu)均能降低氣流二次噪聲，且圓角過渡可以更有效降低噪聲。通過比較發(fā)現(xiàn)：帶有圓角的過渡結(jié)構(gòu)的消聲器單元內(nèi)氣流速度最大值由無過渡的48.65 m／s下降到41.96 m／s，而帶斜角的過渡結(jié)構(gòu)則下降為44.11 m／s；出口管截面附近湍動(dòng)能大小也有大幅下降，最大值由321.3 J／kg降為146.2 J／kg，斜角結(jié)構(gòu)則下降為196.7 J／kg。氣流速度大小是影響氣流二次噪聲的一大因素，因此一定程度上加有過渡結(jié)構(gòu)的消聲器內(nèi)氣流速度的降低，尤其是截面出口管入口處流速的降低導(dǎo)致氣流二次噪聲減小。此外，湍動(dòng)能的降低則說明了過渡結(jié)構(gòu)的突變可以減小速度的劇烈波動(dòng)，進(jìn)而導(dǎo)致氣流二次噪聲的減小。
圖18 進(jìn)出口管布置比較
圖19 進(jìn)出口管不同軸時(shí)的速度云圖
圖20 進(jìn)出口管不同軸時(shí)的湍動(dòng)能云圖
圖21 原消聲器速度云圖
圖22 原消聲器湍動(dòng)能云圖
圖23 不同過渡結(jié)構(gòu)比較
圖24 帶圓角過渡的湍動(dòng)能云圖
圖25 帶斜角過渡的湍動(dòng)能云圖
圖26 帶斜角過渡的速度云圖
圖27 帶圓角過渡的速度云圖
4 結(jié)束語
1）擴(kuò)張式、插入管式和穿孔板式消聲單元?dú)饬鞫卧肼曤S氣流速度增大而增大，但對(duì)于穿孔管消聲器，氣流速度達(dá)到一定值后出現(xiàn)下降，外形尺寸相同時(shí)，穿孔管消聲單元的氣流噪聲更小。
2）增大簡單擴(kuò)張式消聲單元的擴(kuò)張比、擴(kuò)張腔長度、進(jìn)口管內(nèi)徑以及采用進(jìn)出口管不同軸的結(jié)構(gòu)和過渡圓角有助于降低氣流二次噪聲。
3）減小插入管插入的長度可減小插入管式消聲單元的氣流二次噪聲。
4）穿孔板小孔孔徑的減小、距離入口截面突變處的距離增大以及壁厚的增加都有助于減小氣流二次噪聲。
5）穿孔管小孔孔徑的減小、軸向穿孔排數(shù)和每排穿孔數(shù)量的減小均有助于減小氣流二次噪聲。
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（責(zé)任編輯劉 舸）
Simulation Analysis of the Regeneration Noise of Reactive Muffler Unit
YIN Lu-gang
（School of Automotive and Traffic Engineering，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China）
doi：10.3969／j.issn.1674－8425（z）.2016.12.004
In order to explore the regulation of the noise produced by the airflow in the reactive muffler when airspeed and structure factors changed，this study got the regeneration noise by joint simulation of ANSYS Fluent and Virtual.Lab Acoustics，compared the result with experimental results to verify its reliability.It analyzed the influence of the structural factors and velocity of the airflow for the regeneration noise of several basic muffler unit，and studied the airflow regeneration noise when using the contraction structural transition and when inlet and outlet located in the different axis.Theresults showed that airflow regeneration noise of the expansion type，insert tube type and perforated plate type muffler element increases with the flow velocity，but the perforated pipe muffler’s airflow regeneration noise decline when velocity reaches a certain value；Increasing the simple expansion muffler unit’s expansion ratio，the length of expanding cavity，inlet tube diameter，setting the inlet and outlet in the same axis or design a arc transition structure can reduce the regeneration noise.Reducing the insert tube insertion length and the aperture of the perforated plate，and increasing the distance from the entrance expansion to the perforation plate and the wall thickness of the perforated plate can also reduce the regeneration noise.Reducing the perforated pipe diameter，the axial perforated rows and each row number of perforation are helpful to reduce the regeneration noise.
reactive muffler；influence law；regeneration noise
U463；TK411.6
A
1674－8425（2016）12－0024－08
10.3969／j.issn.1674－8425（z）.2016.12.004
2016－02－21
江蘇省汽車重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助項(xiàng)目（QC200803）
尹潞剛（1991—），男，浙江臺(tái)州人，碩士研究生，主要從事車輛消聲器研究，E-mail：1150420575＠qq.com。
尹潞剛.抗性消聲器單元?dú)饬鞫卧肼暤姆抡娣治觯跩］.重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)），2016（12）：24－31.
format：YIN Lu-gang.Simulation Analysis of the Regeneration Noise of Reactive Muffler Unit［J］.Journal of Chongqing University of Technology（Natural Science），2016（12）：24－31.
