發(fā)電機組排氣消聲器仿真分析與改進設(shè)計

朱金晏，劉曉良，唐小東，孟垂舉，王篤勇，姚玉潔

（1.中國船舶重工集團公司第七一一研究所，上海201108；2.滬東中華造船（集團）有限公司，上海200129）

聲學(xué)性能和空氣動力性能是柴油發(fā)電機組排氣消聲器最重要的兩項技術(shù)指標。聲學(xué)性能是指在給定的頻率范圍內(nèi)消聲器對排氣噪聲的衰減程度，通常要求在較寬的頻率范圍內(nèi)具有足夠的消聲量?？諝鈩恿π阅芊从沉讼暺鲗怏w流動阻力的影響，阻力過大將造成排氣背壓升高，從而降低發(fā)電機組的輸出功率，增高比油耗。優(yōu)化設(shè)計的消聲器要求具有較高的消聲量和盡量低的阻力損失，兩項指標既相互聯(lián)系又相互制約[1-2]。

本文針對某小型柴油發(fā)電機組原廠配置的排氣消聲器（下文簡稱“原消聲器”）性能不佳的問題，改進設(shè)計了一套多腔阻抗復(fù)合型消聲器（下文簡稱“改進消聲器”）。并使用聲學(xué)有限元（FEM）軟件Virtual.Lab和計算流體力學(xué)（CFD）軟件FLUENT對傳遞損失和阻力損失進行計算[1-2]，對改進前后的性能進行預(yù)測對比，并通過配機試驗進行驗證分析。

1 排氣消聲器結(jié)構(gòu)

由于柴油機排氣噪聲以中低頻為主，原消聲器結(jié)構(gòu)采用三腔純抗性結(jié)構(gòu)，進、出口從消聲器同一端面進出。改進消聲器采用阻抗復(fù)合兩腔結(jié)構(gòu)，消聲器內(nèi)所使用的吸聲材料為巖棉，進口設(shè)置在消聲器端面，出口設(shè)置在消聲器側(cè)面。具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。兩個消聲器的主體尺寸和接口尺寸相同，接口位置略有差異。改進消聲器針對柴油機低頻噪聲突出，優(yōu)化了膨脹腔和插管尺寸，同時增加了阻性段，結(jié)構(gòu)上略有所簡化，更易于制造加工，并且有利于降低消聲器的阻力損失，有利于降低中高頻段的排氣噪聲。

圖1 消聲器結(jié)構(gòu)示意圖

2 聲學(xué)計算方法

采用傳遞損失作為消聲器的聲學(xué)評價指標。傳遞損失與消聲器本體結(jié)構(gòu)有關(guān)，不受源特性和尾管輻射特性的影響。當進出口滿足平面波條件時，傳遞損失的計算公式為[5]

其中：pi和pt分別為消聲器進口處的入射聲壓和出口處的投射聲壓，假設(shè)消聲器進口處的聲壓和指點振速分別為p1和vi，出口處的聲壓為p2，且為無反射端，則傳遞損失可表示為

式中：ρ為空氣密度，c為聲速。由上式可知，當進口處聲壓或質(zhì)點振速給定時，利用有限元法求出消聲器進出口的聲壓值，即可計算出消聲器的傳遞損失。本文通過商用聲學(xué)有限元軟件Virtual.Lab對消聲器進行聲學(xué)建模及仿真計算[4]。計算模型如圖2所示。

3 阻力損失計算方法

本文通過計算流體力學(xué)（CFD）軟件FLUENT對消聲器進行流場建模及仿真計算[5]。計算區(qū)域包括消聲器內(nèi)部的整個空間區(qū)域及進出口管道，由于計算區(qū)域的復(fù)雜性，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對三維模型進行處理。為提高計算結(jié)果的準確性，在管道及管道變截面突變處進行加密處理，計算模型如圖3所示。

計算時，求解三維定常RANS方程，湍流模型采用Realizablek-ε模型，取標準壁面函數(shù)，由于消聲器內(nèi)部流動馬赫數(shù)很低，認為氣體不可壓縮且黏性系數(shù)為常數(shù)；離散方程采用隱式分離方法求解，壓力修正采用SIMPLE算法；對流項采用2階迎風(fēng)格式離散，擴散源項采用2 階中心格式離散；計算介質(zhì)為20°C 常壓空氣，給定入口速度邊界條件，給定消聲器出口壓力邊界為標準大氣壓；壁面絕熱且無滑移。

圖2 消聲器聲學(xué)計算網(wǎng)格模型

圖3 消聲器流場計算網(wǎng)格模型

4 計算結(jié)果及分析

4.1 聲學(xué)效果對比分析

圖4為消聲器的傳遞損失的仿真結(jié)果對比，從圖中可以看出，原消聲器也具有較寬的消聲頻帶，但在低頻段區(qū)域相對較低，并受周期性通過頻率的影響，傳遞損失出現(xiàn)拱形衰減和共振峰疊加曲線，在100 Hz～200 Hz 頻段只有5 dB～13 dB 的。但改進后的消聲器，由于膨脹腔和插管結(jié)構(gòu)的改進，插入損失在全頻段均有所提高，基本消除了通過頻率的影響，在100 Hz～200 Hz 頻段的傳遞損失達到8 dB～20 dB，顯著提高了低頻消聲效果；由于阻性段的增加，中高頻段的消聲效果均有10 dB以上的提高。

4.2 阻力損失對比分析

阻力損失主要由兩方面原因形成：一是由管道壁面摩擦產(chǎn)生的沿程阻力損失；二是由插管與膨脹腔間的截面突變引起的流動沖擊和渦流而產(chǎn)生的局部阻力損失。局部阻力損失是消聲器阻力損失的主要原因。

圖5為常溫不同工況下的阻力損失曲線，消聲器的阻力損失隨著流速的增加而增大，與速度的平方近似成正比關(guān)系，在設(shè)計工況下，改進消聲器阻力損失降低了約53%。另外，圖5還給出了改進消聲器在常溫條件下的阻力測試結(jié)果，可以看到，試驗工況下的阻力損失與仿真結(jié)果差別較小，反向驗證了數(shù)值計算結(jié)果的可靠性，條件所限，無法對原消聲器進行試驗研究。

圖5 不同工況下的阻力損失曲線

圖6為設(shè)計工況下消聲器中心截面的壓力分布對比，消聲器內(nèi)的壓力分布因膨脹腔的分隔明顯分為幾個區(qū)域，由入口到出口呈階梯狀降低。改進消聲器由于膨脹腔數(shù)量少，因突擴、突縮引起的局部阻力損失明顯低于原消聲器。

5 試驗結(jié)果對比分析

設(shè)計工況下，排氣噪聲對比如圖7所示。從頻譜對比可以看出：低頻噪聲對柴油機排氣噪聲總值貢獻度最大。

圖6 設(shè)計工況下下消聲器中心截面的壓力分布對比

改進消聲器的共振頻率能夠與排氣噪聲的峰值頻率較好地吻合，使50 Hz～200 Hz頻段內(nèi)的3個噪聲峰值都有不同程度的降低，約6 dB～10 dB，與計算結(jié)果吻合較好。而在500 Hz 以上的中高頻段降了約2 dB～5 dB，與計算值相差較大，這主要是由于高流速下的氣流再生噪聲較高，影響了消聲器的消聲效果。通過改進，柴油機排氣噪聲總值由原來的71.7 dB（A）降低到65.9 dB（A）。

圖7 改進前后的排氣噪聲對比

由于配機狀態(tài)下，排氣溫度太高，暫無條件準確測量配機狀態(tài)下的實際阻力損失值。因排氣消聲器的阻力損失直接關(guān)系柴油機的排氣背壓，而排氣背壓的變化會影響柴油機一些外特性參數(shù)的變化。因此，本文通過觀測柴油機冷卻水溫間接定性對比兩消聲器的阻力損失大?。ㄏ嗤h(huán)境條件下）。

表1 改進前后水溫對比/℃

從冷卻水溫對比來看，發(fā)電機組在安裝改進消聲器時，水溫略有降低，表明發(fā)電機組排氣背壓有所降低，改進消聲器的阻力損失略小于原消聲器的阻力損失。

6 結(jié)語

本文根據(jù)某柴油發(fā)電機組原始的排氣消聲器改進設(shè)計了一套阻抗復(fù)合消聲器。通過仿真計算和配機試驗驗證改進效果。結(jié)果表明：

（1）針對排氣消聲器的FEM 和CFD 仿真計算能夠較準確地預(yù)測改進效果，聲學(xué)特性和空氣動力特性的仿真結(jié)果與配機試驗結(jié)果吻合良好。

（2）消聲器內(nèi)部結(jié)構(gòu)的改進，不但簡化了結(jié)構(gòu)，易于加工制造，還顯著改善了發(fā)電機組排氣噪聲和排氣背壓。