某高效汽油機(jī)正時(shí)蓋板聲學(xué)性能優(yōu)化

章家續(xù)，唐 秀，王國剛*

某高效汽油機(jī)正時(shí)蓋板聲學(xué)性能優(yōu)化

章家續(xù)1，唐 秀2，王國剛*1

（1.安徽江淮汽車集團(tuán)股份有限公司 發(fā)動(dòng)機(jī)公司動(dòng)力研究院，安徽 合肥 230601；2.安徽海軒教育科技有限公司，安徽 合肥 230601）

正時(shí)蓋板作為混動(dòng)專用高效汽油機(jī)的重要結(jié)構(gòu)組成部分，其聲學(xué)性能直接決定著整機(jī)輻射噪聲的大小。在對一款新開發(fā)的混動(dòng)專用高效汽油機(jī)做噪聲、振動(dòng)與聲振粗糙度（NVH）測試時(shí)，發(fā)現(xiàn)該發(fā)動(dòng)機(jī)前方輻射噪聲在發(fā)動(dòng)機(jī)四方（前方、進(jìn)氣側(cè)、排氣側(cè)、上方）中處于最大值。對前方結(jié)構(gòu)件進(jìn)行調(diào)查，確認(rèn)發(fā)動(dòng)機(jī)正時(shí)蓋板中存在大量局部模態(tài)，并在發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒激勵(lì)下產(chǎn)生共振輻射噪聲。通過降低發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒時(shí)最大壓力升高率，并在正時(shí)蓋板模態(tài)密集處增加螺栓約束，能有效降低正時(shí)蓋板模態(tài)密度和振動(dòng)幅值，驗(yàn)收測試結(jié)果表明，降低了整機(jī)輻射噪聲1～2.5 dB(A)，對整機(jī)噪聲的降低起到了關(guān)鍵的作用。

汽油機(jī)；正時(shí)蓋板；局部模態(tài)；輻射噪聲

在當(dāng)前混動(dòng)市場競爭加劇的沖擊下，越來越短的研發(fā)周期、越來越低的開發(fā)成本都對產(chǎn)品的性能開發(fā)帶來挑戰(zhàn)，如何用最短的時(shí)間滿足開發(fā)需求，并取得成本、周期、性能之間的平衡是困擾主機(jī)廠的一大難題[1]。

以混動(dòng)總成的噪聲、振動(dòng)與聲振粗糙度（Noise, Vibration, Harshness, NVH）開發(fā)為例，沒有成本優(yōu)勢和性能優(yōu)勢的混動(dòng)總成，即使開發(fā)出來，在市場上也無產(chǎn)品競爭力，而低成本和高性能是相互矛盾的。這就要求在NVH開發(fā)階段，需要對混動(dòng)產(chǎn)品進(jìn)行全面的聲學(xué)優(yōu)化，并在滿足開發(fā)目標(biāo)的情況下盡可能的減少成本投入，選擇最優(yōu)方案，避免后期的反復(fù)整改或因追求性能而造成的高成本投入。因此，可行、快捷的問題解決方案對NVH開發(fā)工程師們帶來了一定挑戰(zhàn)[2]。

本文以某款混動(dòng)專用高效2.0TGDI汽油機(jī)匹配皮卡車型在NVH開發(fā)過程中遇到的發(fā)動(dòng)機(jī)前方噪聲大問題進(jìn)行專項(xiàng)調(diào)查、整改，從燃燒優(yōu)化和正時(shí)蓋板結(jié)構(gòu)優(yōu)化兩方面入手，快速有效地解決了該問題。

1 問題確認(rèn)

該2.0TGDI匹配皮卡混動(dòng)專用高效汽油機(jī)在研發(fā)階段需對整機(jī)噪聲進(jìn)行測試與優(yōu)化。在消聲室，根據(jù)國標(biāo)《往復(fù)式內(nèi)燃機(jī)聲壓法聲功率級的測定第3部分：半消聲室精密法》（GT/B 1859.3－2015）進(jìn)行NVH測試時(shí)發(fā)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)前方噪聲最大，排氣側(cè)次之，進(jìn)氣側(cè)與上方較小，在1000～ 5 500 r/min轉(zhuǎn)速段，前方噪聲較整機(jī)四方平均噪聲大1～5 dB(A)，如圖1所示，2 000～5 500 r/min，前方噪聲對整機(jī)噪聲貢獻(xiàn)巨大，因此，需對前方噪聲進(jìn)行專項(xiàng)調(diào)查[3]。

圖1 某高效專用汽油機(jī)噪聲測試曲線

通過分析前方噪聲頻譜，并使用聲學(xué)相機(jī)對前方噪聲進(jìn)行專項(xiàng)調(diào)查，確認(rèn)發(fā)動(dòng)機(jī)前方存在700～2 500 Hz共振帶，如圖2所示。

圖2 某高效專用汽油機(jī)前方噪聲測試頻譜

其中聲學(xué)相機(jī)顯示2 000 r/min以上，700～ 1 400 Hz多條共振帶噪聲通過曲軸前端向外輻射，為燃燒激勵(lì)較大導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)件共振輻射噪聲。經(jīng)分析，1 400～2 500 Hz頻帶噪聲主要通過上鏈輪室蓋向外輻射，為上鏈輪室蓋受燃燒激勵(lì)導(dǎo)致的共振輻射噪聲。即發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒激勵(lì)大并導(dǎo)致正時(shí)蓋板共振輻射是前方噪聲突出的主要原因，如圖3、圖4所示。

圖3 700～1 200 Hz輻射噪聲源

圖4 1 400～2 500 Hz輻射噪聲源

根據(jù)噪聲傳遞輻射三大要素“激勵(lì)源-結(jié)構(gòu)路徑-接受方”分析，解決發(fā)動(dòng)機(jī)前方噪聲大問題，需從激勵(lì)源頭即發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒激勵(lì)、結(jié)構(gòu)路徑優(yōu)化即正時(shí)蓋板結(jié)構(gòu)優(yōu)化兩個(gè)方向同時(shí)進(jìn)行。

2 燃燒激勵(lì)優(yōu)化

燃燒激勵(lì)是汽油機(jī)噪聲激勵(lì)的重要來源之一。汽油機(jī)工作時(shí)，氣缸內(nèi)壓力急劇變化，包括由氣缸內(nèi)壓力劇變引起的動(dòng)力載荷和沖擊波引起氣體的高頻振動(dòng)。急劇升高的缸體氣體壓力直接作用到氣缸壁，引起缸蓋、軸系（活塞、連桿和曲軸）的振動(dòng)，最終激勵(lì)里通過缸蓋、正時(shí)蓋板、缸體、曲軸和油底殼等結(jié)構(gòu)件傳至外部，從而形成燃燒噪聲。若外圍結(jié)構(gòu)件模態(tài)較低，引起結(jié)構(gòu)共振輻射噪聲，則也算是燃燒噪聲的一部分[4]。

研究表明，燃燒噪聲的低頻成分（1～500 Hz）取決于燃燒時(shí)的最高爆發(fā)壓力；燃燒激勵(lì)的中高頻成分（500～5 000 Hz）則取決于燃燒過程的最大壓力升高率；燃燒激勵(lì)的高頻成分（5 000 Hz以上）則取決于氣缸內(nèi)混合氣沖擊波引起的高頻振蕩。由于常規(guī)的四缸直列汽油機(jī)整機(jī)輻射噪聲頻段主要為中高頻段，所以對于四缸直列汽油機(jī)，降低其燃燒噪聲的關(guān)鍵在于控制其燃燒時(shí)的最大壓力升高率。最大壓力升高率的控制取決于燃料噴射規(guī)律和著火延遲期，即在滯燃期內(nèi)積聚的可燃燃油量有多少，滯燃期越長，著火前氣缸內(nèi)積聚的可燃混合氣量越多，則燃前反應(yīng)進(jìn)行的越為充分，那么充分混合反應(yīng)的可燃?xì)怏w著火后燃燒就會(huì)越劇烈?；旌蠚怏w燃燒的越劇烈，即燃燒加速度越大，則越容易激起壓力振蕩波，壓力波振蕩后的振幅也越大，壓力波引起的燃燒噪聲就會(huì)越大。因此，控制該高效汽油機(jī)的燃燒激勵(lì)，應(yīng)優(yōu)先控制其壓力升高率[5]。

該汽油機(jī)在20%負(fù)荷以上，絕大部分工況最大壓力升高率均在4 bar/deg以上，而常規(guī)的汽油機(jī)壓力升高率在3 bar/deg左右，因此，嘗試將該發(fā)動(dòng)機(jī)萬有特性的最大壓力升高率降至3 bar/deg附近，并驗(yàn)證其對整機(jī)振動(dòng)的影響，整機(jī)振動(dòng)如有下降，則證明發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒激勵(lì)的下降能對整機(jī)振動(dòng)起到改善效果。

對該發(fā)動(dòng)機(jī)外特性工況1 000～5 500 r/min最大壓力升高率進(jìn)行優(yōu)化，即最大壓力升高率由 4 bar/deg降至3 bar/deg，測試結(jié)果表明，外特性額定點(diǎn)5 500 r/min工況，缸體振動(dòng)加速度最大值降低20%，正時(shí)蓋板振動(dòng)加速度最大值降低28%，具體如表1所示。即降低最大壓力升高率，整機(jī)燃燒激勵(lì)下降顯著，該方案有效。

表1 優(yōu)化最大壓力升高率整機(jī)振動(dòng)幅值對比

測點(diǎn)振動(dòng)加速度值max/g降幅/% 優(yōu)化前優(yōu)化后 缸體X15.5812.8517.5 缸體Y8.937.1520.0 缸體Z14.1312.0414.8 正時(shí)蓋板X755428.0 正時(shí)蓋板Y403220.0 正時(shí)蓋板Z302226.7

3 正時(shí)蓋板結(jié)構(gòu)優(yōu)化

發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒時(shí)的壓力升高率影響的激勵(lì)頻段主要在500～5 000 Hz，通過圖2－圖4所示， 2 000 r/min以上，整機(jī)前方存在700～2 500 Hz共振帶，其中700～1 200 Hz聲源主要在正時(shí)蓋板下方曲軸孔附近，1 400～2 500 Hz共振帶主要在正時(shí)蓋板上方進(jìn)氣凸輪蓋板附近，因此，推測正時(shí)蓋板存在700～2 500 Hz的局部模態(tài)，在整機(jī)燃燒的激勵(lì)下，產(chǎn)生局部結(jié)構(gòu)共振，對前方噪聲產(chǎn)生了放大作用，需對正時(shí)蓋板進(jìn)行模態(tài)分析[6]。

3.1 模態(tài)分析的意義

在分析某結(jié)構(gòu)的振動(dòng)與噪聲時(shí)，可以將任何一個(gè)振動(dòng)噪聲產(chǎn)生系統(tǒng)按“源-路徑-接受者”的分析模型來表示。在這個(gè)振動(dòng)噪聲產(chǎn)生模型中，結(jié)構(gòu)件的振動(dòng)特性是該模型結(jié)構(gòu)件的固有屬性，也就是結(jié)構(gòu)的模態(tài)參數(shù)。在對該部分進(jìn)行模態(tài)分析時(shí)需要獲得結(jié)構(gòu)件相關(guān)的動(dòng)態(tài)特征參數(shù)。結(jié)構(gòu)件的振動(dòng)響應(yīng)等于激勵(lì)力乘以頻響函數(shù)，如果該結(jié)構(gòu)件的頻響函數(shù)在激勵(lì)力產(chǎn)生的激勵(lì)頻率處剛好有峰值，那么該結(jié)構(gòu)件必將因?yàn)楣舱癞a(chǎn)生嚴(yán)重的振動(dòng)噪聲問題。

模態(tài)分析主要有：

1）有限元模型精度控制。在進(jìn)行系統(tǒng)性結(jié)構(gòu)仿真時(shí)，必須保證各單體零部件的模型精準(zhǔn)度，因此，必須對各單體模型進(jìn)行模態(tài)校核，通過對模型的仿真模態(tài)和試驗(yàn)?zāi)B(tài)進(jìn)行比對分析，對仿真模型進(jìn)行調(diào)試，保證仿真模型的精準(zhǔn)度，為系統(tǒng)模型的有限元仿真精度起到保障作用。

2）結(jié)構(gòu)輻射噪聲控制。結(jié)構(gòu)件輻射噪聲是振動(dòng)模型中激勵(lì)源激勵(lì)結(jié)構(gòu)件產(chǎn)生振動(dòng)，振動(dòng)通過結(jié)構(gòu)傳遞到接受者附近，并向外輻射噪聲，此類結(jié)構(gòu)輻射噪聲除了需要對激勵(lì)源進(jìn)行控制外，還需要通過模態(tài)的匹配和優(yōu)化進(jìn)行控制。

在本文中，由于該機(jī)型實(shí)物已經(jīng)制作出，再通過仿真分析的手段對其進(jìn)行結(jié)構(gòu)模態(tài)分析，意義已經(jīng)不大，因此重點(diǎn)通過試驗(yàn)測試的手段，對工作狀態(tài)下的整機(jī)正時(shí)蓋板模態(tài)進(jìn)行測試，并判斷正時(shí)蓋板的固有頻率和振型是否存在問題。

3.2 正時(shí)蓋板模態(tài)測試

為了使測得的模態(tài)值更貼合發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)際工作狀態(tài)，將整機(jī)結(jié)構(gòu)件組裝成一體，在此基礎(chǔ)上測試正時(shí)蓋板模態(tài)，測試狀態(tài)如圖5所示。

圖5 整機(jī)狀態(tài)下正時(shí)蓋板模態(tài)測試

測試結(jié)果表明，在700～2 500 Hz附近，前方正時(shí)蓋板共存在9階局部模態(tài)，正時(shí)蓋板局部模態(tài)與前方共振帶頻率段一致，即該發(fā)動(dòng)機(jī)前方噪聲大問題主因?yàn)檎龝r(shí)蓋板存在大量局部模態(tài)（700～2 500 Hz）被發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒噪聲頻段激起產(chǎn)生共振輻射噪聲，對前方噪聲進(jìn)行了放大。需對正時(shí)蓋板結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。前9階模態(tài)數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 油底殼前9階局部模態(tài)

序號模態(tài)頻率/Hz模態(tài)位置 1958曲軸孔上方 21 135曲軸孔上方 31 295曲軸孔上方 41 447進(jìn)氣凸輪軸蓋板 51 573進(jìn)氣凸輪軸蓋板 61 712進(jìn)氣凸輪軸蓋板 71 972進(jìn)氣凸輪軸蓋板 82 325進(jìn)氣凸輪軸蓋板 92 522進(jìn)氣凸輪軸蓋板

其中1－3階局部模態(tài)陣型基本一致，在正時(shí)蓋板曲軸孔上方，如圖6所示。

圖6 曲軸孔上方局部振型圖

其中4－9階局部模態(tài)陣型基本一致，在正時(shí)蓋板進(jìn)氣側(cè)凸輪軸上方，如圖7所示。

3.3 正時(shí)蓋板結(jié)構(gòu)優(yōu)化

針對曲軸孔上方與進(jìn)氣凸輪蓋板兩處結(jié)構(gòu)模態(tài)密集問題，在兩處振型突出位置增加螺栓約束，對振型結(jié)構(gòu)面進(jìn)行分割，減小噪聲輻射面積，同時(shí)抑制蓋板振幅，以起到降低正時(shí)蓋板輻射噪聲目的，如圖8所示[7]。

對改制后正時(shí)蓋板進(jìn)行模態(tài)測試，測試結(jié)果表明，蓋板改制后700～2 500 Hz模態(tài)由9個(gè)降低到5個(gè)，模態(tài)密度顯著降低。改制后蓋板響應(yīng)值顯著降低（800～1 400 Hz響應(yīng)值最大由0.4 g/N降低到0.3 g/N；1400～2 500 Hz響應(yīng)值最大從3.2 g/N降低到1.2 g/N），如圖9所示。說明相同激勵(lì)的情況下通過增加螺栓約束優(yōu)化正時(shí)蓋板結(jié)構(gòu)，正時(shí)蓋板產(chǎn)生振動(dòng)噪聲的風(fēng)險(xiǎn)顯著降低，可按此方案對正時(shí)蓋板進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

4 驗(yàn)證測試

在消聲室臺架，根據(jù)國標(biāo)《往復(fù)式內(nèi)燃機(jī)聲壓法聲功率級的測定第3部分：半消聲室精密法》（GB/T 1859.4－2017）對采取兩種方案后的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行臺架噪聲復(fù)測，以驗(yàn)證方案最終有效性。結(jié)果表明，綜合兩種方案后，外特性工況2 000～5 500 r/min，整機(jī)前方噪聲降低1～2.5 dB(A)，四方平均噪聲同時(shí)降低1～2.5 dB(A)，降低顯著，如圖10所示，方案有效，并按此方案進(jìn)行整改。

圖10 整改前后整機(jī)噪聲曲線對比

5 總結(jié)

本文對某高效2.0TGDI混動(dòng)專用汽油機(jī)配皮卡車型在發(fā)動(dòng)機(jī)NVH開發(fā)階段發(fā)現(xiàn)的前方噪聲大問題進(jìn)行分析，確定主要原因?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)最大壓力升高率大導(dǎo)致的燃燒激勵(lì)大和正時(shí)蓋板局部模態(tài)多導(dǎo)致的蓋板共振對前方噪聲產(chǎn)生了放大作用。通過從降低最大壓力升高率降低燃燒激勵(lì)和優(yōu)化正時(shí)蓋板結(jié)構(gòu)提高模態(tài)頻率降低模態(tài)密度兩個(gè)主要方向，最終達(dá)到降低前方噪聲和整機(jī)噪聲的目的。方案優(yōu)化后，外特性工況2 000～5 500 r/min轉(zhuǎn)速段整機(jī)前方噪聲降低1～2.5 dB(A)，四方平均噪聲同步降低1～2.5 dB(A)，優(yōu)化效果顯著。當(dāng)前該方案已應(yīng)用于該機(jī)型配皮卡車型，以較低的成本對整機(jī)的噪聲優(yōu)化做出重要貢獻(xiàn)。

[1] 章家續(xù),李凱.發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲的產(chǎn)生及控制[J].汽車實(shí)用技術(shù),2023,48(14):201-204.

[2] 舒歌群,劉寧.車輛及發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲聲品質(zhì)的研究與發(fā)展[J].汽車工程,2022(5):403-406.

[3] 韓丹,王國剛,王金立,等.某汽油機(jī)噪聲優(yōu)化研究[J]. 汽車實(shí)用技術(shù),2018,43(22):93-94.

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[7] 王國剛,王金立,李凱,等.某汽油機(jī)正時(shí)系統(tǒng)分析與優(yōu)化[J].內(nèi)燃機(jī)與配件,2017(12):27-29.

Optimization of Acoustic Performance of Timing Cover Plate of a High Efficiency Gasoline Engine

ZHANG Jiaxu1, TANG Xiu2, WANG Guogang*1

( 1.Engine Company Power Research Institute, Anhui Jiang Huai Automobile Group Company Limited,Hefei 230601, China; 2.Anhui Haixuan Education Technology Company Limited, Hefei 230601, China )

Timing cover plate is an important structural component of high efficiency hybrid gasoline engine, and its acoustic performance directly determines the radiated noise of the whole engine. In the noise, vibration, harshness (NVH) test of a newly developed hybrid special high efficiency gasoline engine, it is found that the radiated noise in front of the engine is at the maximum value in the four sides of the engine (front, intake side, exhaust side, above). A large number of local modes exist in the engine timing cover plate, and resonant radiation noise is generated under engine combustion excitation. The modal density and vibration amplitude of the timing cover plate can be effectively reduced by reducing the maximum pressure rise rate during engine combustion and adding bolt constraints at the dense location of the timing cover plate modes. The acceptance test results show that the radiation noise of the whole machine is reduced by 1～2.5 dB(A), which plays a key role in reducing the noise of the whole machine.

Gasoline engine;Timing plate; Acoustic response; Acoustic power

U467

A

1671-7988(2023)18-67-05

章家續(xù)（1983－），男，工程師，研究方向?yàn)閯?dòng)力總成匹配開發(fā)，NVH評價(jià)及優(yōu)化，E-mail:zjx.jxzx@jac.com.cn。

王國剛（1989－），男，碩士，工程師，研究方向?yàn)閯?dòng)力總成匹配開發(fā)，NVH評價(jià)及優(yōu)化，E-mail:461429413 @qq.com。

10.16638/j.cnki.1671-7988.2023.018.014