拖拉機抗性消聲器不同結構單元聲學性能研究

梅 盼，袁雪松，聶更倪，于海業，張 強

(吉林大學 生物與農業工程學院，長春 130022)

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拖拉機抗性消聲器不同結構單元聲學性能研究

梅 盼，袁雪松，聶更倪，于海業，張 強

(吉林大學 生物與農業工程學院，長春 130022)

拖拉機的柴油機排氣噪聲一般覆蓋高、中、低頻段，抗性消聲器主要通過內部結構單元特性來降低噪聲，不同結構單元對噪聲頻率具有選擇通過性。運用數值模擬的方法，對抗性消聲器尾管長度、尾管偏角、尾管個數、內插管及膨脹比等結構單元進行仿真分析，并通過正交試驗設計比較尾管個數、內插管、膨脹比三因素對消聲器傳遞損失的影響大小。結果表明：尾管長度、尾管偏角對拖拉機柴油機抗性消聲器傳遞損失影響較小；尾管個數、內插管、膨脹比對拖拉機柴油機抗性消聲器傳遞損失影響較大，但正交試驗結果顯示三者之間的顯著性不明顯。

拖拉機；抗性消聲器；單元結構；數值模擬

0 引言

我國拖拉機主要采用以柴油為燃料的內燃機作為動力來源，柴油機的排氣噪聲一般覆蓋高、中、低頻段[1]?？剐韵暺饕蚱浣Y構簡單、消聲范圍寬、使用壽命高等特點廣泛應用于拖拉機用柴油機排氣噪聲控制。拖拉機的柴油機排氣噪聲是一種寬頻帶噪聲，抗性消聲器主要通過內部結構單元特性來降低噪聲，不同結構單元對噪聲頻率具有選擇通過性，因此抗性消聲器內部結構單元應主要消除峰值頻率噪聲。本文通過對單腔膨脹式抗性消聲器不同聲學結構單元特性的分析入手，運用數值模擬分析方法定性研究抗性消聲器不同結構單元對消聲器降噪效果的影響。

1 聲學性能評價指標及數值模擬條件

抗性消聲器是由若干不同聲學特性結構單元聯結而成，主要包括膨脹腔、穿孔管、內插管和穿孔板等[2]。其主要聲學性能評價指標為傳遞損失，即消聲器進氣入口與排氣出口相比較，管口輻射噪聲聲功率級的降低量即消聲量。

隨著計算聲學和計算機能力的提高，使應用二維和三維聲波理論研究抗性消聲器的聲學特性成為可能[3],聲學有限元法可以直接分析計算出所設計抗性消聲器在不同噪聲頻率上的傳遞損失。本文在對所設計抗性消聲器的數值模擬過程中，未考慮消聲器內部流體傳熱的影響，重點模擬常溫下消聲器傳遞損失的變化規律[4]。對所設計抗性消聲器傳遞損失的模擬計算均以空氣作為入口流體，模擬溫度為20℃，空氣密度ρ=1.225kg/m3，聲速340m/s?？剐韵暺鞯膫鬟f損失分析采用基于聲學有限元的商用軟件ACTRAN進行數值模擬，將抗性消聲器的三維網格結構導入ACTRAN VI中進行傳遞損失分析。

2 不同結構單元聲學性能研究

2.1 尾管長度對消聲器聲學性能的影響

文獻[5]提出了抗性消聲器隨著尾管長度增長消聲器的消聲量會減少，但若繼續增加尾管長度會出現消聲器的消聲量增加的現象。傳統確定抗性消聲器排氣尾管的最佳長度的方法是用臺架試驗確定，過程繁瑣、周期長，因此如能通過數值模擬方法驗證這一結論，則對消聲器的設計可提供技術支持。

單腔膨脹式抗性消聲器(圖1)傳遞損失TL為

式中 m—膨脹比，m=S2/S1；

k—波數，k=2π/λ(1/m)；

l—膨脹室長度(m)；

λ—聲波在抗性消聲器內氣體溫度下的波長(m)。

圖1 單腔膨脹式抗性消聲器

單腔膨脹式抗性消聲器的傳遞損失TL隨波長(即聲波的頻率)而變化。其中，TL取最大值時對應的頻率稱為最佳衰減頻率fm，取零值時對應的頻率稱為通過頻率fz，分別為

(1)

式中 n—1，2，3，…，整數；

c—瞬時聲速c=331.45+0.61t/℃(m/s)；

l—膨脹室長度(m)。

當所需的最佳衰減頻率已知時，根據式(1)可以求得膨脹室長度l為

(2)

以時風ZS1105柴油機為研究對象，針對500Hz噪聲頻率所設計的抗性消聲器結構簡圖如圖2所示[6]。由式(2)確定消聲器膨脹腔的長度約為167mm，尾管長度L分別取值為50、75、100、125、150、200mm。圖3為所設計抗性消聲器在不同噪聲頻率上的傳遞損失。由圖3可知：發現所選取的6種尾管長度結構單元的數值模擬曲線基本重合，尾管長度因素對所設計抗性消聲器的聲學性能影響較小；所設計抗性消聲器在噪聲頻率為500、1 500、2 500Hz左右出現傳遞損失峰值。這是因為膨脹腔的長度為500Hz噪聲頻率波長的1/4倍，當噪聲聲波向前傳播時遇到膨脹腔內壁產生“半波損失”現象，反射波與迎向波存在180°相位差，從而相互干涉抵消。數值模擬結果與根據式(2)單腔膨脹式抗性消聲器傳遞損失的計算結果相吻合，說明數值模擬分析具有可行性。

比較不同尾管長度在500Hz頻率時的傳遞損失值，如圖4所示。由圖4可知：文獻[5]中所說抗性消聲器隨著尾管長度增長消聲器的消聲量減少，但繼續增加尾管長度消聲器的消聲量會增加。模擬結果表明，尾管長度對消聲器消聲量影響較小。故拖拉機用抗性消聲器設計時，尾管長度應主要參照消聲器在拖拉機上的整體布置。

圖2 抗性消聲器尾管不同長度結構簡圖

圖3 尾管不同長度結構單元數值模擬結果曲線圖

圖4 尾管不同長度結構單元在500Hz時的消聲量

2.2 尾管偏角對消聲器聲學性能的影響

拖拉機主要作業于工況較為復雜的田地間，為避免消聲器排出的濃煙氣體對駕駛員視線帶來干擾，一般拖拉機消聲器排氣出口采用偏角設計。為研究消聲器排氣出口不同偏角對消聲器聲學性能的影響，設計了抗性消聲器結構簡圖(見圖5)，并進行了對比試驗。

圖5 單腔膨脹式抗性消聲器尾管不同偏角結構簡圖

為研究尾管不同偏角對抗性消聲器聲學性能的影響情況，設計了θ取值分別為0°、45°、60°、90°，數值模擬曲線如圖6所示。其中，4種尾管偏角的數值模擬曲線基本重合，說明尾管偏角對消聲器的消聲量幾乎沒有影響；但是尾管偏角過大將造成柴油機排氣阻力增大，降低拖拉機的最大功率。因此，拖拉機用柴油機抗性消聲器設計時尾管偏角的選取應進行綜合考慮。

圖6 尾管不同偏角結構數值模擬結果曲線圖

2.3 尾管數量對消聲器聲學性能的影響

2.3.1 雙尾管聲場疊加理論

聲波在抗性消聲器內部沿管道傳播時，管道的截面突變將引起聲波產生反射現象[6]。由聲壓的疊加原理[7]可知：如果將雙尾管消聲器的兩個尾管看作兩個獨立聲源，則由兩個尾管發出的聲波在空間聲場形成兩個聲場的疊加。設有兩列聲波，聲壓分別為p1、p2，合成聲場聲壓為p，由聲場的三維波動方程，即

(3)

可知聲壓p1和p2也分別滿足聲波方程為

(4)

(5)

因式(4)和式(5)均為線性方程，相加可得

2(p1+p2)

(6)

聲學邊界條件為線性，可得

p=p1+p2

(7)

則兩列聲波合成聲場的聲壓等于每列聲波聲壓之和。

由聲波干涉現象[8]可知：如果兩個尾管作為兩個獨立聲源，在進行聲場疊加時，同一空間位置上兩列聲波的頻段一致，就會在空間聲場中出現干涉現象。設有兩列相同頻率聲波，設L1和L2分別為兩個聲源到空間中某點的距離，則

p1=P1cos(ωt-kL1)

(8)

p2=P2cos(ωt-kL2)

(9)

p=p1+p2=PTcos(ωt+θ0)

(10)

由于這兩列聲波的頻率相同，對空間固定位置兩列聲波的相位差Δθ=θ2-θ1恒為常數，那么這兩列聲波就出現干涉現象。

2.3.2 不同尾管數量消聲器數值模擬仿真

抗性消聲器結構及尺寸如圖7所示。其中，圖7(a)和圖7(b)尾管內徑相同、尾管個數不同；圖7(b)和圖7(c)尾管個數相同、尾管內徑不同，并且圖7(c)和圖7(a)出口管截面積相同；圖7(c)和圖7(d)尾管內徑相同、尾管個數不同。

圖7 單腔膨脹式抗性消聲器不同尾管數量結構簡圖

數值模擬仿真結果如圖8和圖9所示。

圖8 雙尾管結構中兩個尾管的消聲量曲線圖

圖9 抗性消聲器不同尾管數量數值模擬曲線圖

圖8為圖7(b)雙尾管結構中兩個尾管分別相對于進氣口的傳遞損失。由兩條曲線完全吻合可知：對雙尾管結構數值模擬結果具有一致性。由圖9可知:圖7(a)單尾管和圖7(b)雙尾管結構在低噪聲頻率段傳遞損失曲線基本吻合。這是因為在低噪聲頻率段，由于噪聲波長較長，消聲器內部腔室空間有限，波與波之間的聲壓疊加和聲波干涉不明顯；但在高噪聲頻率段，由于噪聲波長較短，波與波之間的聲壓疊加和聲波干涉較為明顯，故而出現了圖7(a)和圖7(b)所示結構在高噪聲頻率段傳遞損失不同的現象。在高噪聲頻率段，圖7(b)雙尾管結構在傳遞損失值大于15dB以上，具有更寬的頻率段，說明圖7(b)雙尾管結構相較于圖7(a)單尾管結構在高頻率段具有更好的降噪效果。比較圖7(b)雙尾管結構和圖7(c)雙尾管結構數值模擬曲線可知：圖7(c)雙尾管結構數值模擬曲線在圖7(b)雙尾管結構數值模擬曲線之上。由此說明圖7(c)雙尾管結構的降噪效果明顯優于圖7(b)雙尾管結構。這是由于在一定范圍內，膨脹比越大，消聲量越大[5]；而圖7(c)雙尾管內徑小于圖7(b)雙尾管內徑，排氣出口處圖7(c)雙尾管結構的膨脹比m大于圖7(b)雙尾管結構，所以出現了圖7(c)雙尾管結構數值模擬曲線在圖7(b)雙尾管結構數值模擬曲線之上的現象。比較圖7(c)雙尾管結構和圖7(d)三尾管結構數值模擬曲線可知：在低噪聲頻率段兩種尾管類型結構的傳遞損失曲線基本吻合；在高噪聲頻率段，三尾管結構只有一個峰值，且峰值低于雙尾管結構高噪聲頻率段峰值；但三尾管結構在傳遞損失值為20dB以上具有更寬的頻率段，故三尾管結構的選擇需要依據農用柴油機的實際噪聲頻率特性曲線來確定。

2.4 抗性消聲器雙尾管排布對聲學性能的影響

如圖7(c)所示雙尾管中心距Δ=72.5mm，筆者采用圖7(c)所示雙尾管結構模型，分別分析了雙尾管中心距Δ值為100、80、60、40mm的消聲器聲學性能情況，模擬結果如圖10所示。低噪聲頻率段不同中心距雙尾管數值模擬結果基本相同，高噪聲頻率段，隨著中心距Δ值的減小，高頻段峰值逐漸集中且峰值逐漸增大。結合圖7(a)中的數值模擬只有一個峰值的結果，不難發現：當雙尾管中心距Δ逐漸減小時，消聲器高頻消聲量逐漸由兩個峰值轉變為一個峰值。因此，在進行拖拉機的柴油機抗性消聲器設計時，可結合柴油機實際噪聲頻率特性曲線，根據需要消除的實際噪聲頻率來確定雙尾管中心距Δ的值。

圖10 雙尾管中心距對抗性消聲器傳遞損失影響曲線圖

2.5 抗性消聲器內插管結構對聲學性能的影響

為了比較1/4L(L為膨脹腔長度)內插管結構與無內插管結構對單腔膨脹式抗性消聲器聲學性能的影響，設計了如圖11所示抗性消聲器結構，數值模擬結果如圖12所示。由此發現：1/4L內插管結構抗性消聲器高噪聲頻率段峰值向前轉移，并且最大傳遞損失值高于無內插管結構單腔膨脹式抗性消聲器。這說明，內插管這一單元結構能夠明顯增加抗性消聲器的傳遞損失(消聲量)。因此，在進行拖拉機抗性消聲器設計時應采用內插管結構代替無內插管結構。

2.6 消聲器結構單元聲學性能研究

從上述對比試驗中發現：抗性消聲器中膨脹比、內插管長度、尾管個數3個結構單元因素對消聲器傳遞損失產生較大的影響，因而針對膨脹比、內插管長度、尾管個數3個結構單元因素設計了一個抗性消聲器三因素三水平正交試驗，因素水平如表1所示。所設計抗性消聲器主要視圖及參數如圖13所示。

圖11 單腔膨脹式抗性消聲器內插管結構簡圖

圖12 抗性消聲器有無內插管結構數值模擬曲線圖

水平A膨脹比mB內插管長度C尾管個數19012131/4L23161/2L3

L為膨脹室長度。

圖13 抗性消聲器主要視圖結構簡圖及參數

選用L9(34)標準正交試驗表進行9組試驗，數據記錄見表2，正交試驗數據處理記錄見表3。

表2 L9(34)正交試驗

表3 L9(34)正交試驗數據處理

k1、k2、k3為平均值，R為極差。

由表2可知：試驗8所對應的膨脹比為16、內插管長度為1/4L、單尾管結構抗性消聲器對500Hz噪聲的消聲量(TL)最小，且僅為13.0dB；試驗9所對應的膨脹比為16、內插管長度為1/2L、雙尾管結構抗性消聲器對500Hz噪聲的消聲量(TL)最大，達到25dB。由此可見，抗性消聲器不同的結構單元組合對抗性消聲器的聲學性能具有很大的影響。

從表3的因素列來看，抗性消聲器消聲量的最優組合為A2B3C2，即膨脹比為13、內插管長度為1/2L、雙尾管結構抗性消聲器對頻率為500Hz的噪聲的降噪效果最好。通過R值的大小可知：本試驗所選取的3個因素相互間對抗性消聲器的消聲量顯著性不明顯，但內插管長度因素相較于膨脹比和尾管個數影響較大。

3 結論

1)運用聲學有限元法對抗性消聲器聲學性能進行數值模擬分析，數值模擬結果與經驗公式所求結果吻合，說明運用數值模擬的方法代替臺架試驗具有可行性。數值模擬方法可以從多種方案設計中遴選出最優方案，極大地降低了臺架試驗勞動強度，節約了時間和成本。但數值模擬多為理想條件下的分析結果，考慮到實際應用工況復雜，所設計出的抗性消聲器還需要通過試驗來檢測具體的降噪效果。

2)抗性消聲器尾管長度、尾管偏角結構單元對消聲器聲學性能幾乎沒有影響，故在進行拖拉機抗性消聲器設計時，可以主要考慮尾管長度和尾管偏角對拖拉機功率損失的影響和對拖拉機整體布局及駕駛員視線的影響。

3)膨脹比、內插管長度、尾管個數等消聲結構單元對抗性消聲器的傳遞損失產生較大影響。正交試驗設計結果表明：1/2L內插管長度降噪效果優于1/4L內插管長度，雙尾管優于單尾管和三尾管結構。因此，在拖拉機抗性消聲器設計時，可用1/2L內插管長度結構代替無內插管結構和1/4L內插管長度結構；可用雙尾管結構代替單尾管結構及三尾管結構，雙尾管結構中心距可根據農用柴油機具體的噪聲頻率特性來合理選取。

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Keywords：tractor;reactivemuffler;structuralunits;numericalsimulation

StudyonDifferentStructuralUnits’AcousticPerformanceinReactiveMufflerforTractor

MeiPan,YuanXuesong,NieGengni,YuHaiye,ZhangQiang

(CollegeofBiologicalandAgriculturalEngineering,JilinUniversity,Changchun130022,China)

Theexhaustnoiseofadieselgenerallycoversthehigh,mediumandlowfrequencyband.Reactivemufflersmainlybaseonthecharacteristicofinternalstructuralunitstoreducenoise,whiledifferentstructuralunitshavetheselectivepassabilitytothenoisyfrequency.Thearticleusedthenumericalsimulationmethodtosimulatedandanalyzedthetailpipelength,thetailpipeangle,thenumberoftailpipe,insert-pipeandexpansionratioofthereactivemuffler.Thenitbasedontheorthogonalexperimentmethodtocomparetheeffectofthetransmissionlosswhichproducedbythenumberoftailpipe,insert-pipeandexpansionratio.Thestudyshowedthatthetailpipelength,thetailpipeangleaffectedlesstothetransmissionlossoftheReactiveMufflerforAgriculturalDieselEngine.Andthenumberoftailpipe,insert-pipe,andexpansionratioaffectedmore,buttheresultoftheorthogonalexperimentindicatedthatthesignificanceamongthethreeisnotobvious.

2016-05-04

國家自然科學基金項目(51375206)；吉林省產業技術研究與開發專項(2013C035-2)；吉林大學大學生創新項目(2014A45173)

梅 盼(1992-)，男，湖北蘄春人，本科生，(E-mail)mpanjlu@126.com。

張 強(1968-)，男，長春人，教授,博士,(E-mail)zhangqiang@jlu.edu.cn。

S219.0

A

1003-188X(2017)04-0241-06