某發(fā)動機后處理裝置氣流再生噪聲分析與改進

崔志勇 陳志響 王寧波 馬慶鎮(zhèn) 翟旭茂

摘要：為降低某發(fā)動機后處理裝置氣流再生噪聲，采用計算流體動力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）建立后處理裝置氣流再生噪聲有限元模型，進行噪聲源強度分析，確定氣流噪聲最大聲壓級在出口管后排穿孔處。設(shè)計出口管穿孔結(jié)構(gòu)改為插管結(jié)構(gòu)和封堵后排穿孔2種優(yōu)化方案，進行聲壓級及傳遞損失仿真對比；將采用封堵后排穿孔的后處理裝置結(jié)構(gòu)與原方案進行車輛加速行駛測試對比。仿真結(jié)果表明，2種優(yōu)化方案的氣流噪聲聲壓級均降低，且不影響后處理裝置降噪能力。測試試驗結(jié)果表明，采用封堵后排穿孔的后處理裝置結(jié)構(gòu)，噪聲明顯降低，由流體流動引起的寬頻噪聲幾乎消失，噪聲總聲壓級由原來的90.4 dB下降到82.3 dB。

關(guān)鍵詞：發(fā)動機；后處理裝置；氣流再生噪聲；傳遞損失

中圖分類號：TK421文獻標(biāo)志碼：A文章編號：1673-6397（2024）02-0028-06

引用格式：崔志勇，陳志響，王寧波，等.某發(fā)動機后處理裝置氣流再生噪聲分析與改進［J］.內(nèi)燃機與動力裝置，2024，41（2）：28-33.

CUI Zhiyong，CHEN Zhixiang，WANG Ningbo，et al.Analysis of airflow regeneration noise in an engine aftertreatment device and its improvement［J］.Internal Combustion Engine & Powerplant， 2024，41（2）：28-33.

0 引言

柴油機尾氣排放和噪聲污染是亟待解決的問題，在發(fā)動機排氣系統(tǒng)中安裝具有凈化和消聲功能的后處理裝置可有效解決排放和噪聲污染^[1-2]，但導(dǎo)致發(fā)動機排氣管氣體流速增大，氣流再生噪聲增大，影響后處理裝置消聲效果^[3-4]，研究和降低發(fā)動機后處理裝置氣流再生噪聲具有重要工程應(yīng)用價值。

近年來，眾多學(xué)者采用多種方法研究氣流再生噪聲。Lighthill^[5-6]從Navier-Stokes方程出發(fā)，利用聲類比方法推導(dǎo)出氣流運動發(fā)聲的Lighthill方程，建立了聲波傳播方程與流場之間的直接聯(lián)系，將聲源產(chǎn)生和聲音傳播分開求解，為研究氣流再生噪聲奠定了基礎(chǔ)；Curle^[7]、Ffowcs-Williams等^[8]對Lighthill聲類比理論進行了一定的發(fā)展，考慮了固體邊界以及運動物體在流體中的聲音傳遞。隨著計算機技術(shù)的發(fā)展，很多學(xué)者使用計算流體動力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）方法研究氣流再生噪聲，通常采用瞬態(tài)CFD求解聲源，結(jié)合聲學(xué)有限元方法研究聲波傳播，但瞬態(tài)CFD計算需要高質(zhì)量的離散網(wǎng)格和大量的計算時間，對于復(fù)雜結(jié)構(gòu)流場難以保證計算收斂^[9-11]。Peter^[12]使用穩(wěn)態(tài)CFD和聲學(xué)有限元寬頻噪聲快速預(yù)測（stochastic noise generated randomly，SNGR）相結(jié)合的方法評估飛機起落架升降過程中的氣流再生噪聲，發(fā)現(xiàn)近場和遠場的分布趨勢吻合較好；趙海軍^[13]搭建了流噪聲測量平臺，研究消聲器進口管徑、膨脹比、長徑比及氣體流速對氣流再生噪聲聲壓級的影響，但該測量平臺只能評估氣流再生噪聲聲壓級，不能分析氣流再生噪聲產(chǎn)生的原因；趙冬明^[14]利用流場軟件和聲學(xué)軟件進行聯(lián)合仿真，分析了插管長度和偏心管距離對氣流再生噪聲的影響；王習(xí)昌^[15]利用CFD和SNGR相結(jié)合的方法研究了某車型側(cè)窗區(qū)域氣動噪聲，對該車型后視鏡相關(guān)參數(shù)進行了優(yōu)化設(shè)計，探究了SNGR方法的可靠性，由于SNGR為半經(jīng)驗?zāi)Ｐ?，很多參?shù)由前期試驗數(shù)據(jù)得出，可快速預(yù)測氣流再生噪聲趨勢，效率高，計算速度快，可廣泛應(yīng)用于前期結(jié)構(gòu)選型和模型優(yōu)化，但不能預(yù)測聲壓級準(zhǔn)確結(jié)果。

隨著發(fā)動機排量增大，排氣管內(nèi)氣體流速升高，后處理裝置內(nèi)氣流再生噪聲問題嚴重，本文中基于某柴油機后處理裝置，利用穩(wěn)態(tài)CFD和聲學(xué)有限元結(jié)合的方法計算后處理裝置內(nèi)部氣流再生噪聲，識別氣流噪聲源分布位置，分析氣流噪聲產(chǎn)生原因，并優(yōu)化后處理裝置結(jié)構(gòu)，通過CFD仿真和加速行駛噪聲試驗方法對比優(yōu)化前、后后處理裝置氣流再生噪聲的聲壓級，為后處理裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 流場和聲場控制方程

1.1 流場控制方程

本文中選擇雷諾平均法模擬湍流流動，流體流動遵守能量守恒定律，對于穩(wěn)態(tài)、不可壓縮流場，控制方程包括時均連續(xù)方程、時均動量方程、時均能量方程。

時均連續(xù)方程^[16]

時均動量方程

時均能量方程

式中：u_l、u_j為流體不同方向的速度分量；x_l、x_j為對應(yīng)的物理坐標(biāo)，l，j=1，2，3，代表對應(yīng)的方向，l≠j；u—_l、u—_j為時均速度分量；p—為時均壓力分量；T—為時均溫度分量；ρ₀為介質(zhì)密度；μ為流體的黏性系數(shù)；S_l—為動量方程的廣義源項；S_T—為流體的內(nèi)熱源，即由于黏性作用機械能轉(zhuǎn)化為熱能的部分；k_T為流動介質(zhì)的熱傳導(dǎo)系數(shù)；c_p為等壓比熱容；T′、u′_l、u′_j分別為對應(yīng)的波動量。求解雷諾運動應(yīng)力項ρ—u′_lu′_j和雷諾溫度應(yīng)力項ρ—T′u′_l）時，需激活Realizable k-ε湍流模型控制方程。

流場計算通常將后處理裝置中的催化載體按照多孔介質(zhì)進行簡化處理，催化載體的慣性阻力系數(shù)

f₁=d/（Lφ²），（4）

式中：d=0.41，L為載體的長度，φ為載體開孔率。

催化載體的黏性阻力系數(shù)^[14]

f₂=a/（2d²_hφ），（5）

式中：a為根據(jù)小孔截面形狀確定的因數(shù)，理論上圓形截面為64.0，正方形截面為56.8；d_h為載體小孔的邊長。

1.2 聲場控制方程

根據(jù)Lighthill聲類比理論，氣動聲學(xué)控制方程^[17-18]為：

式中：ω為圓頻率；Δ_ρ為密度變化量；c為聲速；T_lj為Lighthill張量（即聲源項）；對于理想氣體，假設(shè)在絕熱、高馬赫數(shù)、低雷諾數(shù)下，T_lj≈ρ₀u_lu_j。

根據(jù)Von-Karman-Pao半經(jīng)驗計算公式，湍動能密度譜

式中：κⁿ為第n階速度模態(tài)的湍流波數(shù)；k′=1.453；K為穩(wěn)態(tài)CFD計算的湍動能；k為波數(shù)；k_e為最大能量波數(shù)，k_e≈0.747/L′，其中L′為積分長度系數(shù)，由穩(wěn)態(tài)CFD計算結(jié)果得出；k_max為柯爾莫戈洛夫波數(shù)，k_max=（ε/ν³）^1/4，其中ε為湍動能耗散率，ν為運動黏性系數(shù)。

將不可壓湍流速度場v^t_l按傅里葉模態(tài)展開

式中：vⁿ= E（κⁿ）Δⁿ_κ，其中Δⁿ_κ為波數(shù)步長；N為最大階數(shù)，通常取前5階；kⁿ_j為第n階速度模態(tài)湍流波矢量的隨機取向；Ψⁿ為第n階速度模態(tài)的隨機相位；ω_n為第n階速度模態(tài)湍流圓頻率；σⁿ_j為第n階速度模態(tài)的方向；t為時間。

載體流阻率

式中：u為流體速度；Δ_p/Δ_x為單位長度對應(yīng)的壓力梯度，即壓力隨距離的變化率。

自定義函數(shù)

式中：α為形狀因子，細管橫截面分別為圓形和方形時，α分別為1.00、1.07。

自定義函數(shù)

式中：J₀是0階貝塞爾函數(shù)，J₁是1階貝塞爾函數(shù)。

催化載體等效復(fù)密度

催化載體復(fù)聲速

式中：γ為空氣的比熱比；Pr為普朗特數(shù)，Pr=μc_p/k_T。

2 模型邊界條件和計算方法

2.1 模型及邊界

發(fā)動機后處理裝置主要由進口穿孔管、外膨脹腔、穿孔隔板、隔板、2塊催化載體和出口穿孔管組成。發(fā)動機廢氣經(jīng)進口穿孔管、穿孔隔板進入載體前端膨脹腔，流經(jīng)催化載體發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，降低有害氣體含量，且各個部分連接面的擴張和收縮使聲能產(chǎn)生反射，降低噪聲。發(fā)動機后處理裝置模型示意圖如圖1所示。

氣流再生噪聲有限元計算模型包括4部分：后處理裝置通過映射流場信息計算氣流噪聲源；出口延長管不包括氣體流動，可計算聲學(xué)傳播；出口延長管中的監(jiān)測點用于測量后處理裝置氣流再生噪聲聲壓級；將出口管端部設(shè)置為無限元單元，模擬管道自由場空間。后處理裝置氣流再生噪聲有限元模型示意圖如圖2所示。

通常后處理裝置的進口與渦后連接管直接相連，出口與大氣相連，后處理裝置進口邊界類型為質(zhì)量流量進口，邊界流體單位面積的質(zhì)量流量為20.61 kg/（m²·s），對應(yīng)的溫度為650 ℃；后處理裝置出口邊界類型為壓力出口，邊界壓力為0.1 MPa；其余邊界為靜態(tài)、無滑移壁面；仿真計算忽略后處理裝置進、出口溫度變化，假定后處理裝置溫度分布均勻，催化載體目數(shù)為400，通道形狀為正方形，材質(zhì)為陶瓷，壁厚為0.101 6 mm，長度為152.4 mm，按照式（4）（5）計算催化載體的f₁、 f₂。

2.2 計算方法

后處理裝置氣流再生噪聲計算分為CFD和聲學(xué)有限元兩部分^[19]。通過CFD建立三維實體模型后，分別進行流場網(wǎng)格離散和聲場網(wǎng)格離散，建立后處理裝置網(wǎng)格模型時，最小流場網(wǎng)格為0.5 mm，最大網(wǎng)格不超過5.0 mm，流場網(wǎng)格數(shù)為220萬；最小聲場網(wǎng)格為2.0 mm，最大網(wǎng)格不超過最高頻率1/6對應(yīng)的波長，為25.0 mm，聲場網(wǎng)格數(shù)為40萬。按照定義的流場邊界進行CFD計算，將速度、湍流強度和湍流耗散率映射到聲學(xué)有限元網(wǎng)格中計算氣動聲源項，定義聲學(xué)邊界進行聲學(xué)有限元計算，得到氣流再生噪聲有限元響應(yīng)結(jié)果。后處理裝置氣流再生噪聲計算流程如圖3所示。

2.3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

后處理裝置氣流噪聲源強度（以A計權(quán)）分布仿真云圖如圖4所示。由圖4可知：氣流噪聲源集中在出口管后排穿孔處。分析原因為穿孔處掠-通混合流形成非穩(wěn)定剪切層，該層作為一種激勵與后處理裝置背腔共振耦合，形成寬頻噪聲。

采用2種方案優(yōu)化后處理裝置內(nèi)部結(jié)構(gòu)，破壞穿孔處的掠-通混合流，使混合流動形式成為單一掠過流或單一通過流，降低氣流再生噪聲強度。優(yōu)化方案1，將出口管穿孔結(jié)構(gòu)改為插管結(jié)構(gòu)，使出口管中的流動接近單一掠過流，但該方案出口穿孔管懸掛支撐，后端容易開裂；優(yōu)化方案2，封堵后4排穿孔，使出口管流動接近單一通過流，該方案出口穿孔管兩端固定支撐，結(jié)構(gòu)可靠性較高。采用優(yōu)化方案2，最高背壓增大約0.5 kPa，總背壓小于30 kPa，滿足設(shè)計要求。

保持模型邊界不變，仿真對比原方案、2種優(yōu)化方案后處理裝置氣流再生噪聲聲壓級隨頻率分布曲線及聲壓級傳遞損失如圖5所示。

由圖5a）可知：相比原方案，2種優(yōu)化方案的氣流噪聲聲壓級均有所降低，且第2種優(yōu)化方案氣流噪聲源的聲壓級更低一些。分析原因為優(yōu)化方案2封堵后排穿孔后，穿孔數(shù)量減小，加強通過流，減弱掠過流，破壞了掠-通混合流產(chǎn)生流噪的機理，噪聲降低。

由圖5b）可知：3種方案后處理裝置的傳遞損失曲線趨勢整體相同。傳遞損失與消聲器的降噪性能關(guān)系密切，優(yōu)化后處理裝置結(jié)構(gòu)，降低氣流再生噪聲聲壓級，不影響后處理裝置的降噪能力。

2.4 車輛加速噪聲測試與結(jié)果分析

測試車輛最大總質(zhì)量大于12 t，發(fā)動機功率大于150 kW，按照文獻[20]中規(guī)定的N3類車輛噪聲測試方法進行加速行駛噪聲測試，由于優(yōu)化方案2簡單易行，改動較少，將采用優(yōu)化方案2的后處理裝置安裝在12擋手動變速箱整車上，依次選取4～12擋對應(yīng)的穩(wěn)定速度，靠近測量起始線后，迅速將加速踏板踩到底，保持不變，直到車尾通過測量終點線后松開踏板。按照文獻[20]中A 3.4聲級測量方法，取發(fā)動機未超過額定轉(zhuǎn)速的各擋中間結(jié)果中最大值為最大噪聲級，原方案及優(yōu)化方案2車輛噪聲頻譜聲壓級對比測試結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知：對比原方案，優(yōu)化方案2的后處理裝置噪聲明顯降低，由流體流動引起的寬頻噪聲幾乎完全消失；對比計算原方案、優(yōu)化方案2的車輛加速行駛噪聲總聲壓級由原來的90.4 dB下降到82.3 dB，達到文獻[20]中汽車加速行駛噪聲低于84 dB的限值要求，滿足國家標(biāo)準(zhǔn)要求，提高了整車舒適性。

3 結(jié)論

1）利用CFD和聲學(xué)有限元仿真結(jié)合的方法可快速確定后處理裝置中氣流噪聲源分布，后處理裝置出口管后排穿孔處空氣的掠-通混合流是造成寬頻噪聲的主要原因，該方法縮減了計算時間，在前期選型和結(jié)構(gòu)優(yōu)化有較大優(yōu)勢。

2）采用后處理裝置堵塞后排穿孔方案，流體流動引起的寬頻噪聲幾乎消失，聲壓級由原來的90.4 dB下降到82.3 dB，且未減弱后處理裝置的消聲性能。

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Analysis of airflow regeneration noise in an engine aftertreatment

device and its improvement

CUI Zhiyong^1，2， CHEN Zhixiang^1，2， WANG Ningbo³，

MA Qingzhen^1，2， ZHAI Xumao^1，2

1.Weichai Power Co.， Ltd.， Weifang 261061， China;

2.State Key Laboratory of Internal Combustion Engine Reliability， Weifang 261061， China；

3.Weifang Emergency Rescue Service Center， Weifang 261061， China

Abstract：In order to reduce the airflow regeneration noise of an engine aftertreatment device， a finite element model of the airflow regeneration noise of the post-treatment device is established using computational fluid dynamics （CFD）. The intensity of the noise source is analyzed， and the maximum sound pressure level of the?airflow noise is determined at the perforation in the back row of the outlet pipe. Two optimization schemes are designed： changing the perforation structure of the outlet pipe to an intubation structure and blocking the perforation in the back row， and the sound pressure level and transmission loss are compared by simulation. A comparison is made between the structure of the aftertreatment device that blocks the rear perforation and the original design by vehicle acceleration testing. The simulation results show that both optimization schemes reduce the sound pressure level of airflow noise， and do not affect the noise reduction ability of the post-processing device. The test results also show that using a aftertreatment device structure to seal the rear perforation significantly reduces noise， and the broadband noise caused by fluid flow almost disappears. The total sound pressure level of the noise decreases from 90.4 dB to 82.3 dB.

Keywords：engine;aftertreatment device; air flow regeneration noise; transmission loss

（責(zé)任編輯：胡曉燕）