渦輪增壓器出口消聲器的仿真和改進

周 慧，郝志勇，劉聯鋆

(浙江大學能源工程學系，杭州 310027)

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2015059

渦輪增壓器出口消聲器的仿真和改進

周 慧，郝志勇，劉聯鋆

(浙江大學能源工程學系，杭州 310027)

應用計算流體動力學(CFD)方法，計算無流條件下渦輪增壓器出口阻抗復合型消聲器的傳遞損失，與實驗結果進行對比，驗證了CFD模型的可靠性，進而計算有流條件下阻抗復合型消聲器的消聲性能。結果表明，添加多孔材料后，部分頻段消聲性能略有提高，特定頻段消聲性能變差。最后對消聲器結構進行改進，并采用CFD法重新評估了改進后消聲器的消聲性能。

消聲器；CFD法；多孔材料；消聲性能

前言

渦輪增壓器產生的噪聲分為渦輪噪聲和增壓器噪聲。渦輪產生的氣動噪聲與發動機的排氣噪聲一起進入排氣系統，后處理裝置與排氣消聲器可以降低渦輪產生的氣動噪聲和發動機排氣噪聲向下游傳播[1]。增壓器產生的氣動噪聲通過進氣管和空氣濾清器向進氣口傳播并輻射，典型的增壓器寬頻流體噪聲和1 階高速旋轉噪聲的頻率范圍為1.5～3.5kHz[2]。如果進氣空濾器設計恰當，或者選用吸聲能力較強的濾芯，增壓器噪聲對進氣口噪聲的貢獻量較小，因此增壓器與中冷器連接的管路輻射成為增壓器噪聲的主要表現形式。設計能消除寬頻、高頻噪聲的增壓器出口消聲器對提高發動機聲品質很有必要。文獻[3]中對螺旋式消聲器性能進行了分析和評估，在大于1kHz的特定頻段傳遞損失達到20dB以上。文獻[4]中也針對whoosh噪聲設計了一款多腔消聲器，在1.8～2.8kHz頻率范圍傳遞損失大于15dB。文獻[5]中對國外某款汽車發動機使用的增壓器出口消聲器的性能進行了預測和評估，在1.8～2.6kHz有明顯的消聲效果，但是在其消聲高值區域2.6～3.3kHz消聲性能不佳，因此需要對該消聲器進行合理的改進設計。

進、排氣系統中常用多孔介質作為阻性消聲元件，以獲取寬頻帶的消聲特性。聲波進入多孔材料時，引起孔隙內的空氣振動，并與周圍的纖維摩擦，使聲能耗散成熱能，因此多孔材料具有較好的吸聲性能[6]。多孔材料的消聲特性由流阻率、孔隙率、纖維直徑和纖維排列方式等因素決定[7]，可通過實驗與仿真擬合的方法獲取多孔材料的特性參數[8]。

針對內部結構復雜，且消聲頻率較高的消聲器，須用三維仿真方法進行分析，三維CFD法在時域中解析全部流場方程，計算時可以考慮到介質的黏性、平均流場和溫度場對其聲學性能的影響[9-10]，因此相比有限元法和邊界元法[11-12]有著特定的優勢。

本文針對文獻[3]中的增壓器出口消聲器進行了仿真。首先不改變消聲器結構，對頭段腔體內添加多孔材料，并測量多孔材料的聲學參數，進而用CFD法計算了該阻抗復合型消聲器在無流條件下的傳遞損失，并與實驗結果進行對比，驗證模型的準確性；然后計算了有流條件下消聲器的消聲性能，為消聲器的改進設計提供基礎；最后改進消聲器結構，并用CFD法計算結構改進前后無流條件下和全負荷工況下的消聲性能，初步提出工程中的改進設計方案。

1 模型分析

該消聲器內部結構剖視圖如圖1所示。在不改變結構的基礎上，將工程中常用的多孔材料—玻璃纖維添加在頭段Helmholtz共振腔內。由于消聲器整體尺寸較小，總長為175mm，吸聲材料可均勻填充至腔內，無需額外固定裝置。

1.1 多孔材料參數測量實驗

由于實驗條件限制，可通過實驗與仿真擬合的方法得到多孔材料的特性參數，即將多孔材料置于管道內，測量管道在多孔材料兩端處的消聲量，圖2為多孔材料實驗示意圖，實驗測量現場如圖3所示。根據測量結果和經驗判斷比流阻率和孔隙率的范圍，初步設定3個參數的初始值。建立包含多孔區域管道的二維CFD軸對稱模型如圖4所示，計算管道的消聲量。對比消聲量計算值和測量值，反復修改參數，使計算值和測量值最大程度地吻合后，即確認得到近似參數[8]。消聲量NR可以表示為

(1)

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。

測得的多孔材料消聲量曲線如圖5所示。可以看出，在700Hz以上有無多孔材料的消聲量曲線才看得出區別，說明多孔材料在700Hz以上才起作用。圖5中的兩條NR曲線在200Hz內有較大差別，可能是因為兩測點相距較近(200mm)，多孔材料在該頻率范圍內起了一定的隔聲作用。總體來說，存在多孔材料時的消聲量要比沒有多孔材料高。

根據經驗和反復仿真判斷玻璃纖維σ=3×103Pa·s/m2，孔隙率q=0.91。最終結果如圖6所示，內置玻璃纖維的直管內NR測量值與CFD仿真結果吻合良好，因此該多孔材料的參數選取合理，為后續仿真計算的可靠性提供了保證。

1.2 傳遞損失測量實驗

由于傳遞損失是消聲器固有屬性，與噪聲源特性及管道系統無關，常用于評價消聲器聲學性能。這里通過對比傳遞損失的實驗測量值及仿真計算值來驗證CFD模型的可靠性，傳遞損失TL可表示為

(2)

式中:Lwi為入射聲功率級；Lwt為透射聲功率級；Ai為消聲器進口的截面面積；Ao為消聲器出口的截面面積；pi為消聲器進口處的入射聲壓；pt為末端為無反射條件下消聲器出口處的透射聲壓。

圖7為兩負載法[13]測傳遞損失的實驗測量現場。將聲源置于半消聲室外，用管道將聲源引入到消聲室內，并在半消聲室內連接消聲器的入口端，出口端連接負載，在消聲器的上游和下游分別布置兩個傳聲器。忽略介質的黏性，通過改變末端負載得到兩組測量結果。為了測量準確，在負載末端均貼有吸聲材料，制作特定木樁控制傳聲器位置，并用橡皮泥保證密封性。其中消聲器上游兩傳聲器和下游兩傳聲器距離均為30mm，且4個傳聲器高度保持一致。

1.3 CFD模型

對消聲器和填充多孔材料部分分別劃分網格，同時為了減少入口邊界的反射聲波對消聲器入口測點的干擾，使出口測點能完整捕捉透射信號，在消聲器入口和出口端分別增加與消聲器入口和出口直徑相同的延長管，長度為0.8和0.6m，并劃分網格。網格類型包括四面體網格、菱形網格和六面體網格，網格大小為3.5 mm[10]。消聲器CFD模型如圖8所示。

采用分離式三維二階隱式非定常求解器，二階迎風格式對壓力、密度、動量、湍動能、湍流耗散率和能量方程進行離散化處理，時間步長取為5μs[9-10]。采用理想氣體模擬空氣介質，多孔材料參數根據上述的結果進行設置，考慮傳熱，用標準k-ε湍流模型計算無平均流和有平均流條件下的消聲性能。

在無流條件下，設置入口和出口均為無反射邊界，入口測點位置為距消聲器入口截面0.4m處，出口測點位置為距消聲器出口截面0.2m處。通過設置隨時間變化的馬赫數來產生脈沖激勵，該變化馬赫數為持續16μs的半個正弦波，幅值為0.004。模型其它表面均設為無滑移壁面[5]。該消聲器的材料是增強玻纖，其結構緊湊，剛度較高，計算時將消聲器殼體當作剛性壁面處理。

有平均流時，先計算給定馬赫數下消聲器內部穩態流場，入口流動方向為垂直入口截面向內，出口流動方向為垂直出口截面向外，馬赫數大小由入口截面面積和流量決定。待穩態結果收斂后，在入口施加激勵，即在穩態馬赫數的基礎上，加載一個和無流條件下相同的隨時間變化的馬赫數，其余設置與無流條件下相同。

2 計算結果及分析

2.1 無流條件下傳遞損失的計算

用CFD法計算得到的聲衰減曲線如圖9所示。由圖可見，曲線整體趨勢上都與實驗測量值相吻合，消聲峰值對應的頻率為1.9kHz。CFD法計算的傳遞損失峰值和測量結果基本一致，但在頻率高于2.5kHz以后，計算的傳遞損失比測量值低，可能是因為測點受到進、出口邊界的微小反射波的干擾和建模時對模型進行了簡化，與實際幾何形狀存在微小差別，另外四面體網格模型在高頻區域的計算準確性不足可能也是一個原因。實驗測量的TL曲線存在不規則波動，可能是因為測量時沒有校核傳聲器的相位差，另外雙負載法中的兩個負載阻抗差別小也可能導致測量結果不準確。

通過對比實驗測量值和仿真計算值，驗證了CFD模型的可靠性，可用來計算有流條件下阻抗復合型消聲器的傳遞損失。

2.2 有流條件下傳遞損失的計算

當入口溫度為27℃，不同入口相對壓力及不同入流馬赫數時，用CFD法計算的消聲器的傳遞損失頻譜曲線如圖10所示。有平均流時，隨著馬赫數的增加傳遞損失曲線向高頻區域移動，傳遞損失幅值呈減小趨勢；馬赫數相同時，入口相對壓力為30 kPa與入口相對壓力為0時傳遞損失曲線幾乎重合，說明不同的平均壓力對計算結果影響較小。

3 消聲器的改進

圖11為添加多空材料前后消聲器傳遞損失的CFD仿真值結果對比。由圖可見，未添加多孔材料時，消聲器在1.9和2.5kHz附近有兩個消聲峰值，左邊的消聲峰值是由膨脹腔-插入管結構導致的，右邊的消聲峰值是由Helmholtz共振腔導致的。添加了多孔材料后，第二個消聲峰值消失，這是由于Helmholtz共振腔內添加了多孔材料后，占據了腔體內的原有的消聲容積，阻抗變化，消聲效果變差。但是消聲器在1.0～2.3kHz頻率段傳遞損失略有提高，這是因為聲波進入多孔材料時，引起孔隙內的空氣振動并與周圍的纖維摩擦，使聲能耗散成熱能。整體上看，由于安裝空間的限制，增壓器出口消聲器體積較小，且容易造成堵塞，添加多孔材料并不適宜。

為改善消聲器在2.5～3.2kHz的消聲高值區和3.2 kHz以上的次消聲高值區的性能，將幾乎不起消聲作用的末端膨脹槽結構改為膨脹腔-插入管結構,且根據文獻[14]中的研究表明，小孔-空腔組合極有可能引發空氣動力噪聲，因此將Helmholtz共振腔改為加工更簡單的內插管結構，同時調整第二段的插入管長度。改進后消聲器CFD模型局部剖視圖如圖12所示，整體結構簡單，加工方便，符合工程應用。

用CFD法計算得到的改進前后消聲器傳遞損失頻譜曲線如圖13所示。由圖可見，改進后傳遞損失的兩個峰值都向右移動，即TL峰值時刻都提高了約300Hz，且末段膨脹腔-插入管結構在4.0kHz導致了新的峰值，總的來說滿足性能要求。

同時,計算發動機全負荷，轉速為5 500r/min時，壓氣機出口流量Vm= 0.142kg/s(消聲器入口Ma= 0.2)，T=98℃，p=86kPa工況對應平均流作用下，改進前后消聲器的傳遞損失，結果如圖14所示。由圖可見，有流條件下，頻率為2.3～4.2kHz時，改進后消聲器TL的幅值比改進前高。因此，可初步判斷該消聲器的設計是合理的。

4 結論

(1)應用CFD法分析渦輪增壓器出口復雜多腔體消聲器在添加多孔材料后的聲學性能，并與實驗結果對比發現消聲器在1.0～2.3kHz頻率段傳遞損失略有提高，但由于填充多孔材料，占據了腔體內原有的消聲容積，使2.3～2.9kHz消聲效果變差，從工程應用角度，由于安裝空間的限制，增壓器出口消聲器體積較小，添加多孔材料并不適宜。

(2)用CFD法計算了有平均流條件下，在相同溫度，不同入口壓力的情況下不同入流馬赫數時阻抗復合型消聲器的傳遞損失。發現有平均流時，隨著馬赫數的增加傳遞損失曲線向高頻區域移動，傳遞損失幅值呈減小趨勢，且不同的平均壓力對計算結果影響較小。

(3)改進消聲器首段Helmholtz共振腔和末段膨脹槽結構為內插管結構，消聲性能有較大幅度提高，且制作更為簡便，符合工程應用。

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Simulation and Improvement of Silencer at Turbocharger Outlet

Zhou Hui, Hao Zhiyong & Liu Lianyun

DepartmentofPowerEngineering,ZhejiangUniversity,Hangzhou310027

By applying computational fluid dynamics (CFD) technique, the transmission loss (TL) of impedance compound silencer at turbocharger outlet under non-flow condition is calculated and compared with experiment results, verifying the reliability of CFD model, and then the noise attenuation performance of impedance compound silencer under mean flow condition is calculated. The results show that after the silencer is covered by porous stuff, its noise attenuation performance slightly enhances in some frequency range but becomes poor in specific frequency range. Finally the structure of silencer is modified with its noise attenuation performance reevaluated with CFD technique.

silencer; CFD technique; porous material; noise attenuation performance

原稿收到日期為2013年7月31日，修改稿收到日期為2013年9月29日。