柴油機(jī)聲源識(shí)別試驗(yàn)研究

劉逢春，楊天軍，張興剛，李 全，霍君蕊，武海軍

（1.中國北方發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，山西 大同 037036；2.大同北方天力增壓技術(shù)有限公司，山西 大同 037036）

進(jìn)行內(nèi)燃機(jī)噪聲控制的基本措施有兩種，一是從噪聲產(chǎn)生的機(jī)理入手消除產(chǎn)生噪聲的聲源，二是采取減振和隔聲方法限制噪聲傳遞和輻射的途徑。目前，對(duì)于柴油機(jī)噪聲的產(chǎn)生機(jī)理和隔聲措施已經(jīng)有了大量的研究［1－4］。但是，無論采取何種噪聲控制措施，首先需要對(duì)內(nèi)燃機(jī)噪聲源進(jìn)行識(shí)別，以便采取相應(yīng)的技術(shù)措施。

本研究針對(duì)某型直列4缸柴油機(jī)，分別測(cè)試了其全工況狀態(tài)下的聲壓和標(biāo)定點(diǎn)工況聲強(qiáng)，獲取了較為完整的整機(jī)噪聲輻射特性。對(duì)由聲強(qiáng)試驗(yàn)結(jié)果獲得的典型整機(jī)噪聲貢獻(xiàn)位置展開研究，為改進(jìn)發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)和降低噪聲提供了參考。

1 試驗(yàn)方案

由于聲強(qiáng)試驗(yàn)采用分布式測(cè)點(diǎn)法，對(duì)于每個(gè)位置的測(cè)試需要逐一進(jìn)行，造成試驗(yàn)周期較長。如果選擇較多發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試工況，勢(shì)必帶來試驗(yàn)成本的升高。本研究中，僅對(duì)柴油機(jī)標(biāo)定點(diǎn)工況進(jìn)行聲強(qiáng)測(cè)量，繪出等聲強(qiáng)圖，識(shí)別出主要噪聲源位置。對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)其他運(yùn)行工況的噪聲特性研究，采用全工況聲壓測(cè)試方式，結(jié)合聲強(qiáng)試驗(yàn)中提取的頻譜結(jié)果，分析噪聲發(fā)生的原因，從而為發(fā)動(dòng)機(jī)的降噪提供數(shù)據(jù)參考。

1.1 測(cè)點(diǎn)的布置

聲強(qiáng)試驗(yàn)時(shí)被測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)被矩形的包絡(luò)面（測(cè)量面）所包圍。取包絡(luò)面的上、前、左、右4個(gè)側(cè)面，用絲線拉成測(cè)量網(wǎng)格（見圖1）。將各網(wǎng)格中點(diǎn)設(shè)為測(cè)量點(diǎn)，逐格測(cè)量聲強(qiáng)。網(wǎng)格大小100mm×100mm，包絡(luò)面距發(fā)動(dòng)機(jī)表面距離小于50mm，每個(gè)測(cè)量表面起始位置為左上角，測(cè)量網(wǎng)格順序?yàn)閺纳系较?，從左到右。聲?qiáng)探頭始終與網(wǎng)格垂直，移動(dòng)探頭時(shí)測(cè)量者側(cè)向聲源。

聲壓測(cè)試按照GB／T 1859—2000《往復(fù)式內(nèi)燃機(jī)輻射的空氣噪聲測(cè)量工程法和簡(jiǎn)易法》標(biāo)準(zhǔn)布置測(cè)點(diǎn)［5］。由于受到測(cè)功機(jī)和后端聯(lián)軸器影響，飛輪端測(cè)點(diǎn)噪聲未測(cè)試，采集了8個(gè)點(diǎn)的噪聲（圖2中除1點(diǎn)外的其余8個(gè)點(diǎn)）。

試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)沒有安裝風(fēng)扇，發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣管和排氣管直接接出試驗(yàn)室外，因此在試驗(yàn)過程中可以忽略空氣動(dòng)力噪聲的影響，主要考慮發(fā)動(dòng)機(jī)表面輻射噪聲。表面輻射噪聲分為機(jī)械噪聲和燃燒噪聲，本研究將重點(diǎn)對(duì)這兩種噪聲進(jìn)行分析。

1.2 測(cè)量修正

為了通過聲壓測(cè)試試驗(yàn)準(zhǔn)確判別柴油機(jī)整機(jī)噪聲特性，對(duì)噪聲測(cè)量結(jié)果進(jìn)行環(huán)境修正和背景噪聲修正是十分必要的。一方面，消聲室的0.99吸聲特性并非適合于所有頻段，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)在不同工況下其特征噪聲貢獻(xiàn)頻率也不固定，對(duì)應(yīng)采用測(cè)量設(shè)備獲得的20Hz～20kHz的A權(quán)綜合語音級(jí)（SPL）在一致性上有一定的偏差；另一方面，由于背景噪聲的疊入，對(duì)于較小的噪聲級(jí)很難定量分析出燃燒激勵(lì)或機(jī)械結(jié)構(gòu)激勵(lì)對(duì)噪聲的貢獻(xiàn)。

在進(jìn)行背景噪聲修正時(shí)，分別引入各頻帶背景噪聲聲壓修正。利用聲壓的合成和分解原理，各頻帶背景噪聲的修正公式有：

式中：Lpi為背景噪聲修正后第i個(gè)測(cè)點(diǎn)處A計(jì)權(quán)和倍頻帶或1／3倍頻帶聲壓級(jí)（基準(zhǔn)值：20μPa）；LPA為修正前A計(jì)權(quán)和1／3倍頻帶或表面聲壓級(jí)（基準(zhǔn)值：20μPa）；LKA為背景噪聲第i個(gè)測(cè)點(diǎn)處A計(jì)權(quán)和1／3倍頻帶聲壓級(jí)（基準(zhǔn)值：20μPa）。

對(duì)于測(cè)試環(huán)境的修正，由于試驗(yàn)是在消聲試驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行的，本研究利用標(biāo)準(zhǔn)聲源法求出試驗(yàn)環(huán)境修正平均值。將標(biāo)定合格的標(biāo)準(zhǔn)聲源放在被測(cè)試柴油機(jī)的測(cè)試環(huán)境中，使用相同的測(cè)量方法，測(cè)得標(biāo)準(zhǔn)聲源的聲壓級(jí)，計(jì)算出聲壓修正結(jié)果。

2 柴油機(jī)噪聲試驗(yàn)分析

2.1 標(biāo)定點(diǎn)聲強(qiáng)

圖3示出試驗(yàn)得到的發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定點(diǎn)工況三維聲強(qiáng)云圖。圖中聲強(qiáng)數(shù)值最大的位置對(duì)應(yīng)于整機(jī)以皮帶輪、進(jìn)氣歧管、EGR高壓回路入口和油底殼5個(gè)位置為中心的輻射帶。

EGR高壓回路入口位置聲強(qiáng)級(jí)最大，可達(dá)113dB。前端皮帶輪位置貢獻(xiàn)面積最大，占總測(cè)量區(qū)域的2／3。這是由于EGR高壓回路引入進(jìn)氣口位置是排氣壓力的釋放位置，廢氣在經(jīng)過EGR閥門時(shí)，由于閥門開啟過程中節(jié)流件孔徑的瞬間變大，使得再循環(huán)氣體具有較高的勢(shì)能，并伴隨著燃燒噪聲的疊入，從而導(dǎo)致噪聲增大。而皮帶輪位置由于存在曲軸的外露軸端，在較低阻尼情況下燃燒噪聲被傳遞出來，同時(shí)伴有皮帶輪運(yùn)轉(zhuǎn)過程中對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)附件功率的傳遞，導(dǎo)致機(jī)械噪聲增大。以至于前端噪聲貢獻(xiàn)云圖與皮帶輪的分布一致，并存在曲軸軸端位置貢獻(xiàn)較高的特點(diǎn)。從圖中可以看出，皮帶輪噪聲貢獻(xiàn)區(qū)域占前端總區(qū)域的2／3之多，根據(jù)聲源的合成定理推斷，該端面的噪聲高于其他各面噪聲。

圖4示出各個(gè)測(cè)量面的聲強(qiáng)頻譜，由圖可見4個(gè)位置的聲源具有共性頻譜特征，均存在100Hz中心頻帶聲強(qiáng)貢獻(xiàn)，且幅值相同。該中心頻帶與發(fā)動(dòng)機(jī)3 600r／min標(biāo)定點(diǎn)工況的二階頻率相吻合，與發(fā)動(dòng)機(jī)每轉(zhuǎn)缸內(nèi)點(diǎn)火次數(shù)一致。由此可以判斷該中心頻段的噪聲貢獻(xiàn)主要源于燃燒噪聲。相應(yīng)的噪聲貢獻(xiàn)位置為EGR管、曲軸自由端軸頭、進(jìn)氣歧管和發(fā)動(dòng)機(jī)油底位置。對(duì)于高頻段噪聲貢獻(xiàn)，每個(gè)測(cè)量面的特征不相同，這是由于各測(cè)量面發(fā)動(dòng)機(jī)附件不同，對(duì)燃燒噪聲的屏蔽作用和機(jī)械噪聲的傳遞效率不同。相應(yīng)高頻部分的發(fā)動(dòng)機(jī)部件噪聲典型貢獻(xiàn)位置為皮帶輪和EGR系統(tǒng)閥門位置。

2.2 外特性聲壓

觀察圖5發(fā)現(xiàn)，前端1m測(cè)點(diǎn)聲壓較其他各點(diǎn)聲壓偏高。這與聲強(qiáng)試驗(yàn)分析結(jié)果一致，從而更加驗(yàn)證了噪聲較大位置存在較大聲源貢獻(xiàn)區(qū)域。由圖可知，發(fā)動(dòng)機(jī)外特性工況點(diǎn)噪聲隨轉(zhuǎn)速的升高而增大。通過標(biāo)定點(diǎn)工況聲強(qiáng)試驗(yàn)分析結(jié)果可知，各測(cè)量面共性聲源特征主要為燃燒噪聲，而發(fā)動(dòng)機(jī)在外特性工況點(diǎn)缸內(nèi)燃燒壓力值與轉(zhuǎn)速呈規(guī)律性增長，相應(yīng)地噪聲與轉(zhuǎn)速也呈規(guī)律性增長，因此對(duì)聲壓試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析時(shí)首先以燃燒噪聲產(chǎn)生的機(jī)理進(jìn)行討論。

從圖5中看出，在外特性工況點(diǎn)，發(fā)動(dòng)機(jī)8個(gè)測(cè)點(diǎn)噪聲均呈現(xiàn)隨轉(zhuǎn)速升高而升高趨勢(shì)，并且與轉(zhuǎn)速基本呈線性關(guān)系。這是由于當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速升高時(shí)，氣缸內(nèi)活塞環(huán)的漏氣量較少，使氣缸內(nèi)的壓縮溫度和壓力升高，從而使噴油壓力提高，燃油噴射霧化均勻。上述過程將導(dǎo)致可燃混合氣增多，同時(shí)加速燃油混合氣的形成，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的升高使得氣缸內(nèi)燃燒更加劇烈，缸內(nèi)的燃燒壓力提高，從而導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的噪聲增大［6－7］。相應(yīng)地EGR管、曲軸自由端軸頭、進(jìn)氣歧管和發(fā)動(dòng)機(jī)油底位置等高噪聲貢獻(xiàn)的輻射面積隨轉(zhuǎn)速的升高逐漸增大。

發(fā)動(dòng)機(jī)3 600r／min工況點(diǎn)1m聲壓4個(gè)測(cè)點(diǎn)1／3倍頻程見圖6。從圖中可以看出，4個(gè)測(cè)點(diǎn)在低頻中的100Hz中心頻帶聲壓級(jí)均較大，這與聲強(qiáng)頻譜結(jié)果一致，但對(duì)總聲壓貢獻(xiàn)較小。這是由于隨著轉(zhuǎn)速的提高，發(fā)動(dòng)機(jī)各零部件以及傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的慣性增大，從而使發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的振動(dòng)和機(jī)件之間的撞擊加劇，再伴入部件振動(dòng)對(duì)燃燒激勵(lì)的響應(yīng)，造成噪聲增加。

2.3 負(fù)荷特性聲壓

圖7示出發(fā)動(dòng)機(jī)相同轉(zhuǎn)速下，8點(diǎn)聲壓隨扭矩增加的變化規(guī)律。在1 500r／min工況下發(fā)動(dòng)機(jī)的噪聲隨著扭矩的變化而起伏較大，在2 000r／min工況下發(fā)動(dòng)機(jī)的噪聲隨著扭矩的變化而起伏較??；在3 000r／min和3 200r／min工況下，發(fā)動(dòng)機(jī)的噪聲隨著扭矩的增大而增大，但幅值變化極小，這說明在高轉(zhuǎn)速工況發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲影響較小，整機(jī)噪聲主要源于機(jī)械噪聲。因此在高轉(zhuǎn)速工況，皮帶輪位置和EGR系統(tǒng)閥為發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲高貢獻(xiàn)部件。

對(duì)于低轉(zhuǎn)速工況，負(fù)荷對(duì)穩(wěn)態(tài)工況燃燒噪聲的影響與其大小有關(guān)。對(duì)于直噴式柴油機(jī)，一方面隨著負(fù)荷的增加，燃燒室壁面溫度升高，滯燃期縮短；另一方面每個(gè)循環(huán)噴入的燃油量增加，噴油持續(xù)時(shí)間增大。噴油閥的開啟時(shí)間決定了燃燒噪聲大小，同時(shí)燃燒噪聲也與滯燃期內(nèi)可點(diǎn)燃混合油量的多少有關(guān)，所以只要噴油持續(xù)時(shí)間小于滯燃期，那么噴油持續(xù)時(shí)間的增大就意味著滯燃期內(nèi)噴入的燃油量增加，燃燒噪聲增大，但當(dāng)噴油持續(xù)時(shí)間增大到等于或者大于滯燃期時(shí)，繼續(xù)增大負(fù)荷，滯燃期內(nèi)噴入的燃油量就不會(huì)再增多，反而由于燃燒室壁面溫度的增大，滯燃期減小，因而燃燒噪聲減弱。由此造成了發(fā)動(dòng)機(jī)在低轉(zhuǎn)速穩(wěn)定工況下隨著負(fù)荷的變化其噪聲起伏不定［8－9］。

3 結(jié)束語

通過聲強(qiáng)試驗(yàn)可有效定性噪聲的來源，在此基礎(chǔ)上開展聲壓試驗(yàn)，可有效彌補(bǔ)聲強(qiáng)試驗(yàn)周期過長的缺點(diǎn)，加快聲源識(shí)別試驗(yàn)過程。聲強(qiáng)貢獻(xiàn)區(qū)域面積較大的測(cè)量面對(duì)應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)最大聲壓級(jí)測(cè)點(diǎn)位置。

在聲強(qiáng)試驗(yàn)對(duì)聲源定位的基礎(chǔ)上，通過對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)全工況聲壓測(cè)試結(jié)果進(jìn)行分析，能較好地區(qū)分各典型噪聲部位對(duì)整機(jī)運(yùn)行工況噪聲的貢獻(xiàn)情況。有針對(duì)性地采取降噪措施，能提升發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)的性能。

凡是能減少滯燃期內(nèi)可燃混合氣的數(shù)量的措施，都能降低燃燒噪聲，但這種措施在低轉(zhuǎn)速工況下較為有效。

［1］ 李兆文.預(yù)噴射對(duì)柴油機(jī)瞬態(tài)工況燃燒噪聲控制策略的試驗(yàn)研究［J］.小型內(nèi)燃機(jī)與摩托車，2012（3）：10－14.

［2］ Mohamed Y E Selim.Combustion Noise Measurements and Control from Small Diesel and Dual Fuel Engines［C］.SAE Paper 2004－32－0072.

［3］ Tolga Duran E.Puma I5Diesel Engine Oil Pan Assem－bly NVH Optimization with Optistruct and AVL－Excite［C］.SAE Paper 2008－01－2721.

［4］ 吳鳳英.內(nèi)燃機(jī)噪聲控制技術(shù)分析［J］.拖拉機(jī)與農(nóng)用運(yùn)輸車，2009（3）：1－4.

［5］ 上海內(nèi)燃機(jī)研究所.GB／T 1859—2000 往復(fù)式內(nèi)燃機(jī)輻射的空氣噪聲測(cè)量工程法及簡(jiǎn)易法［S］.北京：國家質(zhì)量技術(shù)監(jiān)督局出版社，2000.

［6］ 王之東.柴油機(jī)機(jī)械噪聲與燃燒噪聲識(shí)別的試驗(yàn)研究［J］.內(nèi)燃機(jī)，2007（6）：38－41.

［7］ Shu G Q.Secondary Influence Factors of Combustion Noise Mechanism Under Transient Conditions of DI Diesel Engine［C］.SAE Paper 2003－2012－1530.

［8］ Desantes Jose M，Torregrosa Antomio J，Alberto Broatch.Wavelet Transform Applied to Combustion Noise Analysis in High－speed DI Diesel Engines［C］.SAE Paper 2001－01－1545.

［9］ 李兆文.柴油機(jī)燃燒噪聲影響機(jī)理及控制研［D］.天津：天津大學(xué)，2009.