蘇英杰，季振林，黃虹溥，2

（1.哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001；2.廣西柳工機械股份有限公司，廣西 柳州 545007）

尾氣凈化消聲裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計與性能分析

蘇英杰1，季振林1，黃虹溥1，2

（1.哈爾濱工程大學(xué) 動力與能源工程學(xué)院，哈爾濱 150001；2.廣西柳工機械股份有限公司，廣西 柳州 545007）

基于結(jié)構(gòu)形狀和尺寸限制，考慮消聲特性、阻力損失和載體端面速度均勻性等性能指標要求，設(shè)計一款柴油機尾氣凈化消聲裝置，使用聲學(xué)有限元法和有限體積法計算該裝置的傳遞損失和內(nèi)部流場，分析腔體長度、進出口管穿孔率以及導(dǎo)流環(huán)對聲學(xué)性能與流動特性的影響?；谟嬎惴治觯瑢Y(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，經(jīng)優(yōu)化設(shè)計的尾氣凈化消聲裝置能夠滿足不同頻段下的消聲需要和不同轉(zhuǎn)速下的阻力損失要求，且載體內(nèi)氣體流動均勻性良好。

聲學(xué)；尾氣凈化消聲裝置；結(jié)構(gòu)設(shè)計；結(jié)構(gòu)優(yōu)化；性能分析

柴油機尾氣排放污染與噪聲污染是世界范圍內(nèi)亟待解決的問題，目前比較有效的措施就是使用后處理裝置對尾氣進行凈化，安裝消聲器消減排氣噪聲。在某些工程應(yīng)用中，由于空間的限制，具有尾氣凈化與消聲雙重功能的集成裝置成為必然選擇。

1991年Glen Knight發(fā)明了一種凈化消聲器，其中包含催化轉(zhuǎn)化器、共振腔、穿孔管［1］。2009年Kenneth設(shè)計了內(nèi)部流動更加復(fù)雜的新型凈化消聲裝置，在入口處使用擴張管，之后連接催化轉(zhuǎn)化器，經(jīng)催化轉(zhuǎn)化器流出的氣體先后流過兩個穿孔管，最后從出口排出［2］。2010年鐘東階和孫士法提出了利用凈化裝置代替消聲器的設(shè)想，所設(shè)計的凈化裝置在滿足凈化時起燃溫度的同時，還獲得了良好的消聲效果［3］。尹和儉將SCR催化轉(zhuǎn)化器和消聲結(jié)構(gòu)相結(jié)合，設(shè)計了一款緊湊式SCR凈化消聲裝置，并研究了其流場特性與消聲性能［4］。

目前對柴油機尾氣凈化消聲裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計與性能分析的綜合研究較少，本文針對6缸柴油機排氣噪聲控制與尾氣凈化要求，開展尾氣凈化與消聲集成設(shè)計研究，通過數(shù)值計算分析其消聲性能和氣體流動特性，最后通過仿真分析確定結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計。

1　設(shè)計思想［5］

（1）結(jié)構(gòu)方案選?。嚎紤]進出口位置限制，消聲性能、阻力損失和凈化效果指標要求，初步設(shè)計方案如圖1所示。

圖1　設(shè)計方案結(jié)構(gòu)示意圖

（2）共振器的應(yīng)用：由于該發(fā)動機的轉(zhuǎn)速范圍在700 r/min～2 300 r/min，高轉(zhuǎn)速下排氣噪聲高且基頻成分突出，為此在消聲器設(shè)計時應(yīng)有低頻共振器，共振頻率應(yīng)覆蓋常用轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的排氣基頻。

（3）膨脹腔數(shù)量的選?。河捎诓裼蜋C排氣時中頻噪聲很高，而且膨脹比較小，單級膨脹腔不能滿足要求，本設(shè)計采用雙級膨脹腔以覆蓋常用轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的排氣諧頻。

（4）吸聲材料的使用：柴油機排氣高頻噪聲也很明顯，因此在消聲器的兩側(cè)使用吸聲材料吸收高頻聲能。研究表明，當吸聲材料厚度大于100 mm時，可以在提高高頻吸聲量的同時，對低頻噪聲也有一定的吸收作用。

（5）載體的布置：考慮到整體結(jié)構(gòu)設(shè)計與凈化效果，選用四塊載體，每兩塊組合，并排對稱布置在中間腔內(nèi)。

（6）進排氣管穿孔：為了使得尾氣在與催化劑接觸前和尿素溶液混合均勻，進氣管選擇后半段穿孔，這樣可以提高催化劑的轉(zhuǎn)化效率。出氣管上的穿孔均勻分布，使得排出的氣流速度均勻，減少排氣背壓。

基于上述考慮，初步設(shè)計方案如圖1所示。其中進氣管穿孔率為24%，出氣管穿孔率為13.7%，共振管直徑為60 mm，長度為40 mm，載體的直徑為101.6 mm，長度為127 mm，三維模型如圖2所示。

圖2　設(shè)計方案三維模型圖

2　數(shù)值計算與性能分析

2.1聲學(xué)性能計算及分析

使用三維有限元法計算傳遞損失，將模型分為空氣域、載體和吸聲材料，對載體和穿孔部分使用六面體網(wǎng)格劃分，其余部分使用四面體劃分，計算結(jié)果如圖3所示。

圖3　初步設(shè)計方案傳遞損失曲線

可以看出，傳遞損失基本30 dB以上，能夠滿足中高頻消聲要求，但是該方案的共振頻率為135 Hz，共振頻率不在基頻范圍內(nèi)，因此需要對結(jié)構(gòu)進行調(diào)整以降低共振頻率。

2.2流場計算及分析

使用三維CFD軟件計算流動阻力損失和流場信息。邊界條件使用速度入口、壓力出口，入口速度設(shè)定為60 m/s，溫度為400℃。經(jīng)計算得到總壓損失為13 721 Pa。圖4和圖5分別為Y=0和X=0.1105兩個截面上的總壓云圖，可以看出，壓力降主要在進氣穿孔管處、載體入口、載體內(nèi)、載體出口以及出氣穿孔管處產(chǎn)生。進氣管和出氣管內(nèi)外壓降均為1 600 Pa左右，載體進出口壓降為10 000 Pa左右。

圖4　Y=0截面的總壓云圖

圖5　X=0.110 5截面的總壓云圖

圖6和圖7分別為Y=0和X=0.110 5兩個截面上的速度矢量圖，可以看出，進出氣管的速度變化較大，對于進氣管，穿孔全部集中在進氣管的后半部分，這導(dǎo)致全部的氣流都匯集到后半部分再從孔內(nèi)流出，使得管內(nèi)外的氣流速度差距較大，壓降增加；對于出氣管，氣體需要通過穿孔管上的小孔進入出氣管，在此過程中氣流需要經(jīng)過多次速度變化過程，使得管內(nèi)外的氣流速度變化較大，阻力損失也比較大。圖8為流線圖，為了提高催化載體的轉(zhuǎn)化效率應(yīng)盡量使得流入載體的氣流均勻，通過圖8可以看出，流入上下兩層載體的氣流比較均勻。表1給出4個截面上的均勻性指數(shù)和偏心率，上下兩層載體的均勻性指數(shù)相差不大，均勻性良好。

圖6　Y=0截面的速度矢量圖

圖7　X=0.110 5截面的速度矢量圖

圖8　流線圖

表1　初步設(shè)計方案的均勻性

經(jīng)過聲學(xué)與阻力特性計算可知，雖然該方案在整體的消聲量上滿足要求，但是并沒有對占排氣噪聲比重較大的基頻噪聲進行有效的控制，而且該方案產(chǎn)生的阻力損失過大，這將明顯降低發(fā)動機的經(jīng)濟性與動力性，為此需要對該方案進行進一步的優(yōu)化設(shè)計。

3　結(jié)構(gòu)參數(shù)對聲學(xué)與阻力特性的影響

3.1腔體長度的影響

為了探討腔體長度對傳遞損失的影響，在保證整個凈化消聲器總長和其它尺寸不變的條件下，依次將第一腔和第三腔減少32 mm，計算結(jié)果如圖9所示。

圖9　不同腔體長度的傳遞損失的對比曲線

與初始方案相比，減少第一腔的長度與第三腔的長度均使共振頻率前移至125 Hz，對比三條曲線發(fā)現(xiàn)，1 400 Hz以內(nèi)三者的消聲能力基本相當，1 400 Hz以上略有差異。

經(jīng)流場計算，第一腔體減少32 mm的總壓損失為13 261 Pa，第三腔減少32 mm的總壓損失為13 614 Pa。表2和表3分別為將第一腔體和第三腔體減少32 mm時各個載體入口截面的速度均勻性指數(shù)和偏心率。可見減少第一腔體和第三腔長度對載體速度均勻性影響很小。

表2　第一腔減少32 mm時的均勻性

表3　第三腔減少32 mm時的均勻性

3.2進氣管穿孔率的影響

在初步設(shè)計方案的基礎(chǔ)上，對進氣管穿孔率分別為12%、24%、36%的凈化消聲裝置進行聲學(xué)計算，傳遞損失計算結(jié)果如圖10所示?？梢钥闯?，穿孔率對傳遞損失的影響非常有限。流場計算表明，穿孔率為12%的總壓損失為15 939 Pa，穿孔率為24%的總壓損失為13312 Pa。表4和表5分為進口管穿孔為12%與36%時的載體入口截面的速度均勻性指數(shù)和偏心率?？梢姡S著穿孔率的增加，流動阻力損失降低，載體入口截面的速度均勻性略微變差，偏心率增加，這是因為穿孔面積的增加，使得氣流與管壁之間的摩擦減少，管內(nèi)外的氣流速度差距減少，壓降降低，進而使得氣流分散，所以氣流的均勻性有所降低。

圖10　進氣管穿孔率對傳遞損失的影響

表4　進口管穿孔率為12%時均勻性

表5　進口管穿孔率為36%時的均勻性

3.3出氣管穿孔率的影響

圖11為出氣管穿孔率分別為7%、13.5%、25.7%時，凈化消聲裝置的傳遞損失計算結(jié)果。由圖可知，在1 600 Hz之前出氣管的穿孔率對傳遞損失影響很小，頻率高于1 600 Hz后，13.5%與25.7%穿孔率略好于穿孔率為7%的情況。

圖11　出氣管穿孔率對傳遞損失的影響

出口穿孔率為7%時總壓損失計算結(jié)果為14 750 Pa，穿孔率為25.7%時的總壓損失為12 571 Pa。表6和表7分別為出口管各個載體速度均勻性指數(shù)和偏心率，由此可見，增加出口管的穿孔率能夠大幅減少壓降，但是對載體的均勻性指數(shù)和偏心率影響不大，主要是因為出口穿孔管的穿孔率僅僅控制出口段氣流的流動。

表6　出口管穿孔率為7%時的阻力特性

表7　出口管穿孔率為25.7%時的阻力特性

3.4導(dǎo)流環(huán)的影響

載體的進出口是產(chǎn)生壓降的部位之一，為此在進氣端和排氣端增加直徑為20 mm的導(dǎo)流環(huán)［6］。圖12為有無導(dǎo)流環(huán)結(jié)構(gòu)的傳遞損失計算結(jié)果對比，可以看出，導(dǎo)流環(huán)使得共振頻率前移到130 Hz，而對其它頻段的影響可以忽略不計。流場計算表明，導(dǎo)流環(huán)的使用使得總壓損失降為12 526 Pa，比無導(dǎo)流環(huán)時裝置的壓降減少了1 200 Pa。表8為有導(dǎo)流環(huán)時各個載體入口截面的速度均勻性指數(shù)和偏心率，可見，各個截面的均勻性指數(shù)略有提高，但偏心率也相應(yīng)提高。

圖12　有無導(dǎo)流環(huán)結(jié)構(gòu)的傳遞損失對比

表8　有導(dǎo)流環(huán)時的阻力特性

4　優(yōu)化方案

綜合前面的分析給出優(yōu)化方案如下：將第一腔的長度減少為300 mm，第三腔長度保持不變，共振腔的長度增加到300 mm，共振器頸管直徑為54mm，壁厚為1.5 mm，長度為40 mm（其中伸入第一腔體的長度為10 mm），在載體進出氣端使用20 mm的導(dǎo)流環(huán)，進口管使用270度穿孔，穿孔率為37%，出口管全部穿孔，穿孔率為34.8%，孔徑均為10 mm。三維模型如圖13所示。

圖13　優(yōu)化方案三維模型

圖14為初步設(shè)計方案與優(yōu)化方案的傳遞損失計算結(jié)果對比，優(yōu)化方案使得共振頻率前移至110 Hz，50 Hz～120 Hz頻率范圍內(nèi)的傳遞損失均大于15 dB，多數(shù)頻率下的傳遞損失大于25 dB，能夠滿足整個轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)對排氣噪聲的降噪要求。

圖14　兩種方案傳遞損失對比

速度為60 m/s時，總壓損失計算結(jié)果為11 746 Pa，與初步設(shè)計方案相比，降低了2 000 Pa。圖15和圖16分別為Y=0和X=0.110 5兩個截面上的總壓云圖，可以看出，第一腔和第三腔的阻力損失明顯減少，阻力損失主要集中在載體上。

圖15　優(yōu)化方案Y=0截面的總壓云圖

圖16　優(yōu)化方案X=0.110 5截面的總壓云圖

圖17和圖18分別為Y=0和X=0.110 5兩個截面上的速度矢量圖，可以看出，由于優(yōu)化方案中使用了270度穿孔，使氣流集中從載體側(cè)流出，減少了氣流在第一腔的不均勻性，從而增大了載體端面速度均勻性，具體數(shù)據(jù)見表9。圖19為流線圖，可以看出流入兩層載體的氣流量相差不大。

圖17　優(yōu)化方案Y=0截面的速度矢量圖

圖18　優(yōu)化方案X=0.110 5截面速度矢量圖

圖19　流線圖

表9優(yōu)化方案的均勻性

由于發(fā)動機在不同轉(zhuǎn)速下的排氣流量不同，因此計算了該優(yōu)化方案在不同轉(zhuǎn)速下阻力損失，計算結(jié)果列于表10中，結(jié)果表明該優(yōu)化方案滿足所有轉(zhuǎn)速下的阻力損失限值要求。

表10　優(yōu)化方案的各個轉(zhuǎn)速下的阻力損失

5　結(jié)語

基于結(jié)構(gòu)限制和性能要求，設(shè)計了一款柴油機尾氣凈化消聲裝置，使用聲學(xué)有限元法和計算流體動力學(xué)有限體積法計算了該裝置的消聲性能和流動特性，分析了幾何參數(shù)和形狀的影響?；谟嬎惴治?，確定了結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計方案，經(jīng)優(yōu)化設(shè)計的尾氣凈化消聲裝置能夠滿足不同頻段的消聲要求和不同轉(zhuǎn)速下的氣體流動阻力損失限值要求，且載體內(nèi)氣體流動均勻性良好。

［1］KNIGHTGLEN.Combinedmufflerandcatalytic converter exhaust unit:US，US5043147［P］.1991.

［2］PriceKennethE.Catalyticconvertermuffler: US20090266644［P］.2009.

［3］鐘東階，孫士法.汽車尾氣凈化消聲器的開發(fā)研究［J］.武漢科技大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2000，23（2）：156-158.

［4］尹和儉，季振林，肖友洪.緊湊式SCR凈化消聲裝置設(shè)計與性能分析［J］.噪聲與振動控制，2011，31（1）：149-152.

［5］季振林.消聲器聲學(xué)理論與設(shè)計［M］.北京：科學(xué)出版社，2015：289-303.

［6］LIU C，JI Z L.Numerical analysis of acoustic attenuation and flow resistance characteristics of double expansion chamber silencers［J］.Noise Control Engineering，2013，61（5）:494-499.

Structure Design and PerformanceAnalysis of Exhaust Purification Silencers

SU Ying-jie1，JI Zhen-lin1，HUANG Hong-pu1，2
（1.Harbin Engineering University，Energy and Power Engineering，Harbin 150001，China；2.Guangxi Liugong Machinery Co.Ltd.，Liuzhou 545007，Guangxi China）

Considering the limitation in structure geometry and dimensions and the requirement of silence performance，noise attenuation，flow resistance loss and the velocity homogeneity in the end of the silencer，a new type of diesel engine exhaust purification silencers is designed.The acoustic finite element method and finite volume method are employed to calculate the transmission loss and internal flow field of the silencer.The influences of the length of chamber，the porosities of inlet and outlet tubes as well as the guiding annuluses on the acoustic attenuation and flow resistance characteristics are analyzed.Finally，the structure is optimized.The numerical results show that the optimized silencer can meet the requirement of noise attenuation，flow resistance loss and air-flow homogeneity in the silencer under different speed conditions.

acoustics；exhaust purification silencer；structure design；structure optimization；performance analysis

TK413.4+7

ADOI編碼：10.3969/j.issn.1006-1335.2016.05.035

1006-1355（2016）05-0169-04

2016-05-16

國家“863”高技術(shù)研究發(fā)展計劃資助項目（2014AA041502）

蘇英杰（1990-），女，天津市人，碩士研究生，研究方向為振動噪聲控制。

季振林，男，博士生導(dǎo)師。E-mail:jizhenlin@hrbeu.edu.cn