多腔穿孔消聲器聲學(xué)特性三維時(shí)域計(jì)算及評(píng)估

李 恒,郝志勇,劉聯(lián)鋆,鄭 旭

（浙江大學(xué)能源工程學(xué)院,浙江杭州310027）

多腔穿孔消聲器聲學(xué)特性三維時(shí)域計(jì)算及評(píng)估

李 恒,郝志勇,劉聯(lián)鋆,鄭 旭

（浙江大學(xué)能源工程學(xué)院,浙江杭州310027）

為有效降低渦輪增壓器泄氣聲,改善聲品質(zhì),設(shè)計(jì)了多腔穿孔消聲器.基于三維計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）計(jì)算無(wú)流條件單腔穿孔結(jié)構(gòu)的傳遞損失,與有限元法（FEM）計(jì)算結(jié)果相吻合,驗(yàn)證準(zhǔn)確性,并研究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)聲學(xué)性能的影響.采用CFD法分別計(jì)算無(wú)流、平均流條件下消聲器的傳遞損失,頻率小于2 000 Hz消聲性能良好,氣流的存在使得高頻區(qū)域傳遞損失有所增大,消聲峰值及其對(duì)應(yīng)頻率無(wú)明顯變化規(guī)律.安裝消聲器于壓氣機(jī)進(jìn)氣口側(cè),試驗(yàn)獲得進(jìn)氣管口“泄氣”噪聲譜、聲壓級(jí)總值及插入損失,結(jié)果表明寬頻泄氣噪聲成分得到顯著降低.通過(guò)聲品質(zhì)參數(shù)后處理分析,3種工況下響度值降低幅度達(dá)19%～38%,而尖銳度變化不大.整車(chē)試驗(yàn)評(píng)估表明,所設(shè)計(jì)的多腔穿孔消聲器消聲效果顯著,聲品質(zhì)改善明顯.

渦輪增壓器；CFD法；消聲器；傳遞損失；插入損失；聲品質(zhì)

車(chē)輛動(dòng)力性、排放性能等要求的不斷提高,促使渦輪增壓技術(shù)在乘用車(chē)上的配備與普及應(yīng)用［1-2］.小型車(chē)國(guó)V排放法規(guī)的頒布提上日程,國(guó)內(nèi)汽油機(jī)配置渦輪增壓亦將成必然.

增壓器工作轉(zhuǎn)速常常高達(dá)十幾萬(wàn)轉(zhuǎn)甚至幾十萬(wàn)轉(zhuǎn),高速運(yùn)轉(zhuǎn)下產(chǎn)生的高頻尖銳噪聲,影響車(chē)輛通過(guò)噪聲,也惡化了車(chē)內(nèi)乘坐舒適性［3-4］.Graefenstein等［1］設(shè)計(jì)了一種螺旋式消聲器；標(biāo)致雪鐵龍公司設(shè)計(jì)了一種“A型管”消聲器［2］.兩者均用于增壓器壓氣機(jī)出口,消聲效果均尚可,但尺寸較大,消聲特性受長(zhǎng)度變化敏感.Lee等［5］設(shè)計(jì)了多腔體Helmholtz共振消聲器,尺寸緊湊、消聲性能良好.Broatch等［6］提出了計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（computational fluid dynamics,CFD）模擬脈沖測(cè)試技術(shù)的三維時(shí)域方法,可以考慮氣流黏性耗散等因素.劉晨等［7-9］采用CFD法計(jì)算了穿孔排氣消聲器的聲學(xué)性能.劉聯(lián)鋆等［4］應(yīng)用CFD法計(jì)算了平均流下多腔體消聲器的傳遞損失,并通過(guò)臺(tái)架穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)評(píng)估了消聲性能,但試驗(yàn)時(shí)將連接中冷器的管路斷開(kāi),以自然吸氣方式組織進(jìn)氣,且消聲器的消聲性能尚未進(jìn)行整車(chē)試驗(yàn)加以評(píng)估.

本文以車(chē)輛急加速松油門(mén)瞬間普遍存在的增壓器“泄氣”噪聲為研究對(duì)象,設(shè)計(jì)多腔穿孔消聲器,應(yīng)用三維時(shí)域CFD法分別計(jì)算無(wú)流、平均流條件下設(shè)計(jì)消聲器的傳遞損失,并通過(guò)整車(chē)瞬態(tài)試驗(yàn)評(píng)估其消聲性能.同時(shí)通過(guò)對(duì)頻譜結(jié)果的后處理,研究設(shè)計(jì)的消聲器對(duì)進(jìn)氣管口噪聲聲品質(zhì)改善的作用,為進(jìn)一步提高乘用車(chē)聲品質(zhì)水平提供指導(dǎo).

1 單腔穿孔結(jié)構(gòu)消聲性能影響參數(shù)分析

傳遞損失［10］TL為入射聲功率級(jí)LWi與透射聲功率級(jí)LWt的差值,反映消聲元件本身的聲學(xué)特性,而未包括聲源及管道末端特性,因此常用傳遞損失評(píng)價(jià)消聲性能：

式中：p＋i為消聲元件進(jìn)口處入射聲壓；pt為末端無(wú)反射條件下,消聲元件出口處透射聲壓；Si為消聲元件進(jìn)口處截面面積；St為消聲元件出口處截面面積.

如圖1所示建立了單腔穿孔結(jié)構(gòu)模型,主流管道直徑60 mm,管壁厚度2.5 mm,腔體外徑90 mm,管道上沿圓周法向均勻布置4個(gè)小孔,孔徑均為4 mm,腔體部分相當(dāng)于膨脹腔的作用,通過(guò)小孔與主管道連接,聲波在其內(nèi)部傳播引起共振起到消聲作用.

1.1 CFD模型及邊界條件

基于三維時(shí)域CFD計(jì)算方法,選擇分離隱式瞬態(tài)計(jì)算,采用二階精度離散格式,時(shí)間步長(zhǎng)為5μs,對(duì)應(yīng)的采樣頻率為200 k Hz,滿(mǎn)足奈奎斯特采樣定律［7-8］.如圖2所示為結(jié)構(gòu)三維CFD模型,網(wǎng)格類(lèi)型包括四面體、六面體以及三角形、四邊形網(wǎng)格,網(wǎng)格大小平均為4 mm.采用理想氣體模擬空氣介質(zhì),考慮介質(zhì)間能量傳遞,用層流模型計(jì)算無(wú)氣流條件下的測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng).

圖1 單腔穿孔結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Structure of single-cavity perforated element

基于CFD計(jì)算TL時(shí),為了有效分離入口側(cè)的入射聲波和反射聲波,將結(jié)構(gòu)入口法向延長(zhǎng)0.9 m,入口測(cè)點(diǎn)距結(jié)構(gòu)入口0.4 m,入口邊界設(shè)為壓力無(wú)限遠(yuǎn)場(chǎng).同時(shí)保證出口末端全消聲（即無(wú)反射）,避免出口截面反射波對(duì)透射波的影響,出口法向延長(zhǎng)0.7 m（透射側(cè)聲波能量較小）,出口測(cè)點(diǎn)距結(jié)構(gòu)出口0.3 m,出口設(shè)為無(wú)反射邊界.入口邊界設(shè)置時(shí)變馬赫數(shù)Ma以實(shí)現(xiàn)脈沖激勵(lì),該信號(hào)為持續(xù)時(shí)間為160 us的半個(gè)正弦波,其幅值大小為0.01,其他表面設(shè)為絕熱無(wú)滑移壁面.

圖2 單腔穿孔結(jié)構(gòu)TL計(jì)算CFD模型Fig.2 TL calculating CFD model of single-cavity perforated element

1.2 傳遞損失計(jì)算結(jié)果

聲波由入口經(jīng)過(guò)結(jié)構(gòu)體,在其內(nèi)部多次反射,最終傳播至出口,聲波能量逐漸衰減最終趨于穩(wěn)定.待計(jì)算收斂后,分別截取入口、出口測(cè)點(diǎn)的壓力時(shí)域信號(hào),獲得入射及透射聲壓,分別進(jìn)行快速傅里葉變換（FFT）,獲得入射聲波、透射聲波的頻域結(jié)果,代入公式（1）即可獲得該結(jié)構(gòu)無(wú)流條件下的傳遞損失.

有限元法（finite element method,FEM）計(jì)算無(wú)流條件消聲元件的聲學(xué)特性,其準(zhǔn)確性已得到認(rèn)可,采用CFD法計(jì)算的該單腔穿孔結(jié)構(gòu)的傳遞損失見(jiàn)圖3,無(wú)流條件下CFD法與FEM計(jì)算結(jié)果吻合良好.CFD法計(jì)算峰值頻率f（570 Hz）略低于FEM法計(jì)算結(jié)果（590 Hz）,可能是由于CFD法計(jì)算過(guò)程中考慮了介質(zhì)的黏性耗散等因素所致.通過(guò)與FEM計(jì)算值的比較,CFD法計(jì)算無(wú)流條件下消聲結(jié)構(gòu)的傳遞損失,其準(zhǔn)確性得到了有效驗(yàn)證.而為了克服FEM法計(jì)算平均流條件下結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性的不足,應(yīng)用CFD法便于綜合考慮平均流條件下介質(zhì)黏性耗散等實(shí)際因素,用于后期消聲器設(shè)計(jì)過(guò)程中無(wú)流、平均流條件下的傳遞損失計(jì)算.

圖3 單腔穿孔結(jié)構(gòu)傳遞損失CFD與FEM計(jì)算值比較Fig.3 TL of single-cavity perforated element（CFD VS FEM）

1.3 消聲性能影響參數(shù)分析

分別改變?cè)撓暯Y(jié)構(gòu)的參數(shù),研究了腔體容積、穿孔數(shù)量以及孔徑大小對(duì)聲學(xué)性能的影響.如圖4所示為分別改變?nèi)舾蓞?shù)下,CFD法計(jì)算的該單腔穿孔結(jié)構(gòu)的傳遞損失曲線(xiàn)（圖中標(biāo)記V76_d4_n4表示上述原狀態(tài)結(jié)構(gòu)：腔體容積為76 m L,孔徑為4 mm,穿孔數(shù)量為4個(gè),下同）,可以發(fā)現(xiàn)：隨著腔體容積的增大,消聲峰值頻率向低頻方向移動(dòng),較大的腔體容積能夠得到相對(duì)較大的消聲幅值；隨著孔徑的增大、穿孔數(shù)量的增加,峰值頻率向高頻方向移動(dòng),消聲范圍有所增大且穿孔孔徑的增大有利于提高消聲峰值.因此,通過(guò)調(diào)整不同的結(jié)構(gòu)參數(shù),根據(jù)消聲峰值頻率隨各結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律,進(jìn)行多腔穿孔消聲器的設(shè)計(jì).

圖4 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下單腔穿孔結(jié)構(gòu)的傳遞損失Fig.4 TL of single-cavity perforated element with different structural parameters

2 多腔穿孔消聲器設(shè)計(jì)及傳遞損失計(jì)算

車(chē)輛急加速松油門(mén)工況,節(jié)氣門(mén)開(kāi)度減小,進(jìn)氣需求量驟減,而壓氣機(jī)由于慣性的作用仍高速運(yùn)轉(zhuǎn).此時(shí)為防止氣壓過(guò)大,增壓器會(huì)進(jìn)行“泄壓回流”,回流至進(jìn)氣管道的氣體形成壓力波,從而產(chǎn)生寬頻泄氣聲.針對(duì)渦輪增壓器普遍存在的“泄氣”噪聲問(wèn)題,多次調(diào)整優(yōu)化最終設(shè)計(jì)了多腔穿孔消聲器,如圖5所示.圖中箭頭所指方向?yàn)閷?shí)際進(jìn)氣方向,因其安裝于渦輪增壓器壓氣機(jī)進(jìn)氣口側(cè),故聲學(xué)入口為其氣流出口,聲學(xué)出口為其氣流進(jìn)口.出入口處均采用擴(kuò)張式管路以與原管路進(jìn)行密封連接.聲波經(jīng)過(guò)消聲器,與各腔體內(nèi)空氣柱產(chǎn)生共振,形成不同頻率的消聲峰值,最終使設(shè)計(jì)頻段內(nèi)實(shí)現(xiàn)良好的消聲作用.據(jù)1.3節(jié)結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析結(jié)構(gòu),設(shè)計(jì)調(diào)整消聲器結(jié)構(gòu),最終確定消聲器主流道直徑60 mm,管道壁厚2.5 mm,1＃－5＃腔體外徑86 mm,6＃－11＃腔體外徑102 mm（據(jù)氣流方向依次標(biāo)識(shí)為1＃、2＃,…,11＃）,分別設(shè)計(jì)各腔體容積、相應(yīng)的穿孔數(shù)量及孔徑大小,就可獲得消聲器不同消聲峰值及其頻率.

圖5 多腔穿孔消聲器結(jié)構(gòu)模型Fig.5 Structure of multi-cavity perforated muffler

2.1 消聲器CFD模型

設(shè)計(jì)消聲器三維CFD模型見(jiàn)圖6,入口測(cè)點(diǎn)距消聲器入口0.4 m,入口延長(zhǎng)管長(zhǎng)0.9 m,出口測(cè)點(diǎn)距消聲器出口0.3 m,出口延長(zhǎng)管長(zhǎng)0.8 m.同樣選擇分離隱式計(jì)算,采用二階精度離散格式,時(shí)間步長(zhǎng)為5μs,選擇理想氣體模擬空氣介質(zhì).實(shí)際工況管道內(nèi)存在進(jìn)氣氣流,故分別采用層流模型和k-ε湍流模型計(jì)算無(wú)流條件、平均流條件下多腔穿孔消聲器的測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng).

2.2 邊界條件設(shè)置

計(jì)算無(wú)流條件下消聲器的傳遞損失時(shí),其邊界條件設(shè)置與上述單腔結(jié)構(gòu)一致,計(jì)算平均流條件下的結(jié)構(gòu)傳遞損失時(shí),先在入口,出口邊界均設(shè)置穩(wěn)定馬赫數(shù),特別注意實(shí)際進(jìn)氣方向與聲學(xué)入、出口方向相反,其值大小由進(jìn)氣流量、截面面積等決定,進(jìn)行平均流下穩(wěn)態(tài)計(jì)算.待結(jié)果收斂后,在穩(wěn)定馬赫數(shù)基礎(chǔ)上疊加半個(gè)正弦波脈沖施加于入口邊界,其幅值、持續(xù)時(shí)間等均與前述單腔結(jié)構(gòu)一致,最終進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算,監(jiān)測(cè)入口、出口測(cè)點(diǎn)的聲壓.由于消聲器結(jié)構(gòu)不大,計(jì)算過(guò)程中,不考慮其溫度梯度變化（設(shè)為常溫）,各表面設(shè)置剛性絕熱壁面.

圖6 多腔穿孔消聲器TL計(jì)算CFD模型Fig.6 TL calculating CFD model of multi-cavity perforated muffler

2.3 計(jì)算結(jié)果及分析

CFD法分別計(jì)算了無(wú)流條件、平均流（Ma分別為0.05、0.10、0.15）條件下該多腔穿孔消聲器的傳遞損失曲線(xiàn)見(jiàn)圖7.結(jié)合整車(chē)測(cè)試頻譜分析以及主觀(guān)感受評(píng)價(jià),特定噪聲成分主要處于0～2 000 Hz,故取傳遞損失頻率范圍200～2 000 Hz進(jìn)行分析并作為聲學(xué)優(yōu)化目標(biāo)頻段.

無(wú)流條件下,多腔穿孔消聲器在300～2 000 Hz頻段內(nèi)存在若干消聲峰值,分別對(duì)應(yīng)頻率400、520、670、820、1 080、1 290、1 470、1 690、1 800 Hz.中低頻300～1 200 Hz該消聲器傳遞損失平均值達(dá)4 dB,高頻1 200～2 000 Hz傳遞損失平均值達(dá)8 dB左右,峰值頻率處消聲峰值高達(dá)17 dB,最小值也達(dá)5 dB.此外,該消聲器共有11個(gè)腔體,而計(jì)算結(jié)果中僅存在9個(gè)消聲峰值,可能是個(gè)別腔體結(jié)構(gòu)、穿孔等相似,對(duì)應(yīng)的峰值頻率處發(fā)生重疊所致.平均流條件下,其傳遞損失在1 000 Hz以下與無(wú)流條件結(jié)果吻合較好,而在1 000 Hz以上其值較無(wú)流條件更大,消聲峰值及其對(duì)應(yīng)頻率沒(méi)有明顯變化規(guī)律.由此可知,進(jìn)氣氣流的存在勢(shì)必產(chǎn)生氣流再生噪聲,而其在中高頻寬頻區(qū)域表現(xiàn)最為顯著.實(shí)際進(jìn)氣流速并非很大（Ma＜0.2）,對(duì)消聲器的設(shè)計(jì)可參考無(wú)流條件的計(jì)算結(jié)果,若氣流流速較大,則必須考慮氣流的影響.

圖7 多腔體穿孔消聲器平均流條件下的傳遞損失Fig.7 TL with mean flow of multi-cavity perforated muffler

3 消聲器性能整車(chē)試驗(yàn)評(píng)估

整車(chē)試驗(yàn)將消聲器安裝于壓氣機(jī)進(jìn)氣口處（見(jiàn)圖8）,測(cè)量進(jìn)氣管口輻射噪聲,傳感器采用防風(fēng)罩包裹,避免氣流對(duì)傳感器壓片薄膜的影響,減小測(cè)量誤差.

圖8 消聲器安裝位置及試驗(yàn)測(cè)量示意Fig.8 Schematic view of test and muffler mounting position

3.1 進(jìn)氣管口噪聲譜

圖9 進(jìn)氣管口噪聲譜（2 000 r/min）Fig.9 Intake noise spectrum（2 000 r·min－1）

整車(chē)試驗(yàn)針對(duì)國(guó)內(nèi)某款未上市的汽油機(jī)小型乘用車(chē),測(cè)量了3檔急加速松油門(mén)工況下進(jìn)氣管口“泄氣聲”,分別獲得加速至發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速n＝2 000、2 500、3 000 r／min松油門(mén)過(guò)程的噪聲頻譜,如圖9所示為壓氣機(jī)進(jìn)氣口側(cè)安裝消聲器前后,加速至n＝2 000 r／min松油門(mén)工況進(jìn)氣管口噪聲譜（根據(jù)人的敏感聽(tīng)覺(jué)范圍設(shè)定頻率范圍20～5 000 Hz）.在原車(chē)狀態(tài)下,“泄氣”瞬間產(chǎn)生的噪聲在710、930 Hz附近產(chǎn)生明顯峰值,其A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)Lp可達(dá)90 d B左右,安裝消聲器后,其噪聲峰值僅為75 dB左右；而且在2 000 Hz以下進(jìn)氣管口聲壓幅值均有顯著的降低,但仍存在部分寬頻成分,可能是發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲、氣流等環(huán)境噪聲；2 000 Hz以上的寬頻噪聲幾乎全部消失.3檔加速至2 500、3 000 r／min進(jìn)氣管口噪聲譜中的特定噪聲成分,也有明顯衰減,在此不作一一陳述.

針對(duì)以上3種“泄氣”工況下測(cè)得的噪聲譜,分別提取了各“泄氣”瞬間進(jìn)氣管口的噪聲頻譜.消聲元件評(píng)價(jià)指標(biāo)中的插入損失［10］IL,表征加裝消聲元件前后,系統(tǒng)出口末端聲壓級(jí)（或聲功率級(jí)）之差.該指標(biāo)易于直觀(guān)評(píng)價(jià)消聲元件的實(shí)際消聲效果.如圖10所示即為安裝消聲器后不同工況下“泄氣”瞬間系統(tǒng)的插入損失曲線(xiàn),如圖11所示為3種工況松油門(mén)瞬間,進(jìn)氣管口“泄氣聲”A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)總值（SPL）.

圖10 不同工況下“泄氣”瞬間系統(tǒng)的插入損失Fig.10 IL of snuffling moment under certain operating conditions

圖11 優(yōu)化前后進(jìn)氣管口聲壓總值Fig.11 Sound pressure level of intake noise comparison

在安裝消聲器后,進(jìn)氣管口“泄氣聲”幾乎在全頻段內(nèi)均得到很好的衰減,加速至2 000、2 500 r／min松油門(mén)工況下,消聲效果最為明顯,600～3 200 Hz頻率范圍,其插入損失值平均達(dá)10 dB以上,3 200 Hz以上效果略有降低.3 000 r／min松油門(mén)工況,其插入損失平均值達(dá)5 dB,同樣高頻消聲效果略有降低.但在400 Hz以下,消聲效果不甚明顯,原因是該頻段內(nèi)發(fā)動(dòng)機(jī)本體輻射噪聲、進(jìn)氣階次噪聲成分等其他噪聲源噪聲所占比重較大,以致進(jìn)氣管口噪聲衰減不明顯.A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)總值得以顯著的降低,2 000 r／min工況降低最大,達(dá)9.3 dB, 2 500 r／min工況也有7.8 dB的降低,總值降低最小的3 000 r／min工況也達(dá)5 d B,消聲效果良好.

3.2 泄氣聲聲品質(zhì)分析

聲品質(zhì)的指標(biāo)參數(shù)之一：響度［11-13］,反映人耳對(duì)聲音強(qiáng)弱主觀(guān)感受程度的心理學(xué)參數(shù)（單位為sone）,可通過(guò)Zwicker提出的ISO532B標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算獲得,它以1／3倍頻帶為基礎(chǔ),引入特征頻帶作修正：

式中：N′（z）為臨界頻帶z上的特征響度.

尖銳度［11-13］,表征高頻成分在聲音頻譜中的所占比例（單位為acum）.Zwicker提出的尖銳度計(jì)算模型：

式中：g（z）為Zwicker依據(jù)不同臨界頻帶設(shè)置的響度計(jì)權(quán)函數(shù).

如圖12所示為整車(chē)試驗(yàn)不同工況下,松油門(mén)瞬間進(jìn)氣管口“泄氣聲”響度、尖銳度參數(shù).當(dāng)安裝消聲器后,進(jìn)氣管口“泄氣聲”響度N明顯降低,3種工況下降低值分別為73.5、61、45 sone,降低幅度依次為38.6%、31.5%、19.7%,響度降低顯著.而尖銳度S變化不大,2 000 r／min工況下其值保持不變, 2 500 r／min及3 000 r／min工況下尖銳度分別微增0.06、0.008 5 acum,增大幅度依次僅為3.6%、4.8%.尖銳度變化不明顯,可能是頻譜中高頻成分所占比例較大,如前所述消聲器3 200 Hz以上高頻消聲能力呈下降趨勢(shì),低頻消聲后高頻成分反而突出所致.縱觀(guān)優(yōu)化前后進(jìn)氣管口響度、尖銳度變化曲線(xiàn),其聲品質(zhì)水平總體得到明顯的改善.

4 結(jié) 論

以增壓器“泄氣”噪聲為研究對(duì)象,結(jié)合某增壓型小型乘用車(chē)原車(chē)狀態(tài)進(jìn)氣管口的噪聲譜,設(shè)計(jì)了多腔穿孔消聲器,并應(yīng)用三維CFD法計(jì)算了其聲學(xué)特性,最終通過(guò)優(yōu)化前后進(jìn)氣管口噪聲特性分析比較,評(píng)估了消聲器的消聲性能.

（1）采用CFD法仿真計(jì)算了無(wú)流條件下單腔體穿孔消聲結(jié)構(gòu)的傳遞損失,與有限元法計(jì)算結(jié)果相吻合,驗(yàn)證了CFD法計(jì)算傳遞損失的準(zhǔn)確性,分析了各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)消聲性能的影響.

（2）設(shè)計(jì)了多腔穿孔消聲器,并用CFD法計(jì)算了無(wú)流條件下的傳遞損失,頻率300～2 000 Hz內(nèi)整體聲學(xué)性能較好,高頻優(yōu)于低頻,傳遞損失峰值最高達(dá)17 d B.在平均流條件下,1 000 Hz以下消聲器傳遞損失與無(wú)流條件結(jié)果相吻合,1 000 Hz以上幅值增大.

圖12 優(yōu)化前后進(jìn)氣管口響度、尖銳度Fig.12 Loudness and Sharpness of intake noise comparison

（3）整車(chē)試驗(yàn)獲得進(jìn)氣管口“泄氣”噪聲譜、聲壓總值及插入損失曲線(xiàn).安裝消聲器后,2 000 Hz以上寬頻成分幾乎全部消失,2 000 Hz以下其幅值得到顯著的降低；3種工況下其插入損失值可達(dá)5～15 d B,高頻區(qū)域略呈下降趨勢(shì),優(yōu)化后聲學(xué)效果顯著.此外,3種工況響度值均出現(xiàn)顯著的降低,降低幅度達(dá)19%～38%,尖銳度值變化不明顯,聲品質(zhì)總體優(yōu)化效果明顯.

（4）氣流的存在會(huì)在進(jìn)氣管道產(chǎn)生氣流再生噪聲,對(duì)CFD法計(jì)算傳遞損失產(chǎn)生一定的影響,尤其在高速氣流條件下必須加以考慮,以符合實(shí)際工況,亟待進(jìn)一步研究.

（Reference）：

［1］GRAEFENSTEIN A J,WENZEL W.“Herschelquincke spiral”a new interference silencer［EB／OL］.［2014-05-21］.http：//digitallibrary.sae.org／content／2003-01-1722.

［2］TROCHON E P.A new type of silencers for turbo charger noise control［EB／OL］.［2014-05-21］.http：//digitallibrary.sae.org／content／2001-01-1436.

［3］PEAT K S,TORREGROSA A J,BROATCH A,et al.An investigation into the passive acoustic effect of the turbine in an automotive turbocharger［J］.Journal of Sound and Vibration,2006,295：738-756.

［4］劉聯(lián)鋆,郝志勇,錢(qián)欣怡,等.渦輪增壓器出口消聲器的性能預(yù)測(cè)和評(píng)估［J］.哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào).2013,34（2）：197-201.

LIU Lian-yun,HAO Zhi-yong,QIAN Xin-yi,et al.Prediction and evaluation of acoustic performance of silencer for turbocharger compressor outlet［J］.Journal of Harbin Engineering University,2013,34（2）：197-201.

［5］LEE I J,SELAMET A,KIM H.Design of a multichamber silencer for turbocharger noise［EB／OL］.［2014-05-21］.http：//digitallibrary.sae.org／content／2009-01-2048.

［6］BROATCH A,MARGOT X,GIL A.A CFD approach to the computation of the acoustic response of exhaust mufflers［J］.Journal of Computational Acoustics,2005, 13（2）：301-316.

［7］劉晨,季振林,徐航手.穿孔管消聲器聲學(xué)性能三維時(shí)域計(jì)算及分析［J］.機(jī)械工程學(xué)報(bào).2012,48（10）：7-13.

LIU Chen,JI Zhen-lin,XU Hang-shou.Three-dimensional time-domain computation and analysis of acoustic attenuation performance of perforated tube silencers［J］.Journal of Mechanical Engineering,2012,48（10）：7- 13.

［8］徐航手,季振林,康鐘緒.抗性消聲器傳遞損失預(yù)測(cè)的三維時(shí)域計(jì)算方法［J］.振動(dòng)與沖擊.2010,29（4）：107 -110.

XU Hang-shou,JI Zhen-lin,KANG Zhong-xu.Threedimensional time-domain computation method of resistant muffler transmission loss［J］.Journal of Vibration and Shock,2010,29（4）：107-110.

［9］石巖,舒歌群,畢鳳榮.基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)的內(nèi)燃機(jī)排氣消聲器聲學(xué)特性仿真［J］.振動(dòng)工程學(xué)報(bào).2011,24（2）：205-209.

SHI Yan,SHU Ge-qun,BI Feng-rong.Acoustic characteristics simulation of engine exhaust muffler based on CFD［J］.Journal of Vibration Engineering,2011,24（2）：205-209.

［10］龐劍,湛剛,何華.汽車(chē)噪聲與振動(dòng)［M］.北京：北京理工大學(xué)出版社,2006：198-203.

［11］MAO Jie,HAO Zhi-yong,JING Guo-xi,et al.Sound quality improvement for a four-cylinder diesel engine by the block structure optimization［J］.Applied Acoustics,2013,74：150-159.

［12］夏世東.轎車(chē)車(chē)門(mén)關(guān)閉聲的聲品質(zhì)研究［D］.長(zhǎng)春：吉林大學(xué),2007.

XIA Shi-dong.Research on sound quality of car door closing noise［D］.Changchun：Jilin University,2007.

［13］申秀敏,左曙光,李林,等.車(chē)內(nèi)噪聲聲品質(zhì)的支持向量機(jī)預(yù)測(cè)［J］.振動(dòng)與沖擊.2010,29（6）：66-68.

SHEN Xiu-min,ZUO Shu-guang,LI Bin,et al.Interior Noise sound quality prediction with support vector machine.［J］.Journal of Vibration and Shock,2010,29（6）：66-68.

Three-dimensional time-domain computation and evaluation of acoustic performance of multi-cavity perforated muffler

LI Heng,HAO Zhi-yong,LIU Lian-yun,ZHENG Xu
（College of Energy Engineering,Zhejiang University,Hangzhou 310027,China）

In order to minimize the snuffling noise caused by turbocharger and improve the sound quality,a multi-cavity perforated muffler was designed to be attached in a vehicle.Firstly the CFD approach was used to calculate the transmission loss（TL）of a single-cavity element without flow.Being consistent with the result calculated by FEM,CFD approach is proved to be validated towards this.And the influence on acoustic performance of such various structural parameters is achieved as well.Furthermore,the TL of such muffler,in the case of with／without the mean flow,was calculated by the CFD approach.In result, it performs well among the range of frequency below 2 000 Hz.The intake airflow tends to make TL be higher in the high frequency,but the amplitude and frequency of damping peaks are irregularly moved.Attaching the muffler to the inlet of compressor,the noise spectrum,sound pressure level and insertion loss were achieved,which indicates the wide-band noise is attenuated remarkably.According to the post-processing of certain parameters of sound quality,under the three different test conditions,the loneness is reduced 19%-38%in amplitude respectively,however the sharpness is increased a little in fact.Such multicavity perforated muffler has been proved excellent in acoustic performance according the road test,the sound quality has been improved apparently as well.

turbocharger；CFD approach；muffler；transmission loss；insertion loss；sound quality

10.3785／j.issn.1008-973X.2015.05.011

TK 402

A

1008-973X（2015）05-0887-06

2014-05-05. 浙江大學(xué)學(xué)報(bào)（工學(xué)版）網(wǎng)址：www.journals.zju.edu.cn／eng

“十二五”國(guó)家科技支撐計(jì)劃重點(diǎn)資助項(xiàng)目（2011BAE22B05）.

李恒（1989－）,男,博士生,從事發(fā)動(dòng)機(jī)現(xiàn)代設(shè)計(jì)CAE及進(jìn)、排氣系統(tǒng)噪聲研究.E-mail：alfred0622＠163.com

郝志勇,男,教授,博導(dǎo).E-mail：haozy＠zju.edu.cn