柴油機聲源識別試驗研究

劉逢春，楊天軍，張興剛，李 全，霍君蕊，武海軍

（1.中國北方發動機研究所，山西 大同 037036；2.大同北方天力增壓技術有限公司，山西 大同 037036）

進行內燃機噪聲控制的基本措施有兩種，一是從噪聲產生的機理入手消除產生噪聲的聲源，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，對于柴油機噪聲的產生機理和隔聲措施已經有了大量的研究［1－4］。但是，無論采取何種噪聲控制措施，首先需要對內燃機噪聲源進行識別，以便采取相應的技術措施。

本研究針對某型直列4缸柴油機，分別測試了其全工況狀態下的聲壓和標定點工況聲強，獲取了較為完整的整機噪聲輻射特性。對由聲強試驗結果獲得的典型整機噪聲貢獻位置展開研究，為改進發動機的設計和降低噪聲提供了參考。

1 試驗方案

由于聲強試驗采用分布式測點法，對于每個位置的測試需要逐一進行，造成試驗周期較長。如果選擇較多發動機測試工況，勢必帶來試驗成本的升高。本研究中，僅對柴油機標定點工況進行聲強測量，繪出等聲強圖，識別出主要噪聲源位置。對于發動機其他運行工況的噪聲特性研究，采用全工況聲壓測試方式，結合聲強試驗中提取的頻譜結果，分析噪聲發生的原因，從而為發動機的降噪提供數據參考。

1.1 測點的布置

聲強試驗時被測發動機被矩形的包絡面（測量面）所包圍。取包絡面的上、前、左、右4個側面，用絲線拉成測量網格（見圖1）。將各網格中點設為測量點，逐格測量聲強。網格大小100mm×100mm，包絡面距發動機表面距離小于50mm，每個測量表面起始位置為左上角，測量網格順序為從上到下，從左到右。聲強探頭始終與網格垂直，移動探頭時測量者側向聲源。

聲壓測試按照GB／T 1859—2000《往復式內燃機輻射的空氣噪聲測量工程法和簡易法》標準布置測點［5］。由于受到測功機和后端聯軸器影響，飛輪端測點噪聲未測試，采集了8個點的噪聲（圖2中除1點外的其余8個點）。

試驗發動機沒有安裝風扇，發動機進氣管和排氣管直接接出試驗室外，因此在試驗過程中可以忽略空氣動力噪聲的影響，主要考慮發動機表面輻射噪聲。表面輻射噪聲分為機械噪聲和燃燒噪聲，本研究將重點對這兩種噪聲進行分析。

1.2 測量修正

為了通過聲壓測試試驗準確判別柴油機整機噪聲特性，對噪聲測量結果進行環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，發動機運轉在不同工況下其特征噪聲貢獻頻率也不固定，對應采用測量設備獲得的20Hz～20kHz的A權綜合語音級（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，對于較小的噪聲級很難定量分析出燃燒激勵或機械結構激勵對噪聲的貢獻。

在進行背景噪聲修正時，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個測點處A計權和倍頻帶或1／3倍頻帶聲壓級（基準值：20μPa）；LPA為修正前A計權和1／3倍頻帶或表面聲壓級（基準值：20μPa）；LKA為背景噪聲第i個測點處A計權和1／3倍頻帶聲壓級（基準值：20μPa）。

對于測試環境的修正，由于試驗是在消聲試驗室內進行的，本研究利用標準聲源法求出試驗環境修正平均值。將標定合格的標準聲源放在被測試柴油機的測試環境中，使用相同的測量方法，測得標準聲源的聲壓級，計算出聲壓修正結果。

2 柴油機噪聲試驗分析

2.1 標定點聲強

圖3示出試驗得到的發動機標定點工況三維聲強云圖。圖中聲強數值最大的位置對應于整機以皮帶輪、進氣歧管、EGR高壓回路入口和油底殼5個位置為中心的輻射帶。

EGR高壓回路入口位置聲強級最大，可達113dB。前端皮帶輪位置貢獻面積最大，占總測量區域的2／3。這是由于EGR高壓回路引入進氣口位置是排氣壓力的釋放位置，廢氣在經過EGR閥門時，由于閥門開啟過程中節流件孔徑的瞬間變大，使得再循環氣體具有較高的勢能，并伴隨著燃燒噪聲的疊入，從而導致噪聲增大。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，同時伴有皮帶輪運轉過程中對發動機附件功率的傳遞，導致機械噪聲增大。以至于前端噪聲貢獻云圖與皮帶輪的分布一致，并存在曲軸軸端位置貢獻較高的特點。從圖中可以看出，皮帶輪噪聲貢獻區域占前端總區域的2／3之多，根據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示出各個測量面的聲強頻譜，由圖可見4個位置的聲源具有共性頻譜特征，均存在100Hz中心頻帶聲強貢獻，且幅值相同。該中心頻帶與發動機3 600r／min標定點工況的二階頻率相吻合，與發動機每轉缸內點火次數一致。由此可以判斷該中心頻段的噪聲貢獻主要源于燃燒噪聲。相應的噪聲貢獻位置為EGR管、曲軸自由端軸頭、進氣歧管和發動機油底位置。對于高頻段噪聲貢獻，每個測量面的特征不相同，這是由于各測量面發動機附件不同，對燃燒噪聲的屏蔽作用和機械噪聲的傳遞效率不同。相應高頻部分的發動機部件噪聲典型貢獻位置為皮帶輪和EGR系統閥門位置。

2.2 外特性聲壓

觀察圖5發現，前端1m測點聲壓較其他各點聲壓偏高。這與聲強試驗分析結果一致，從而更加驗證了噪聲較大位置存在較大聲源貢獻區域。由圖可知，發動機外特性工況點噪聲隨轉速的升高而增大。通過標定點工況聲強試驗分析結果可知，各測量面共性聲源特征主要為燃燒噪聲，而發動機在外特性工況點缸內燃燒壓力值與轉速呈規律性增長，相應地噪聲與轉速也呈規律性增長，因此對聲壓試驗結果進行分析時首先以燃燒噪聲產生的機理進行討論。

從圖5中看出，在外特性工況點，發動機8個測點噪聲均呈現隨轉速升高而升高趨勢，并且與轉速基本呈線性關系。這是由于當發動機轉速升高時，氣缸內活塞環的漏氣量較少，使氣缸內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。上述過程將導致可燃混合氣增多，同時加速燃油混合氣的形成，發動機轉速的升高使得氣缸內燃燒更加劇烈，缸內的燃燒壓力提高，從而導致發動機的噪聲增大［6－7］。相應地EGR管、曲軸自由端軸頭、進氣歧管和發動機油底位置等高噪聲貢獻的輻射面積隨轉速的升高逐漸增大。

發動機3 600r／min工況點1m聲壓4個測點1／3倍頻程見圖6。從圖中可以看出，4個測點在低頻中的100Hz中心頻帶聲壓級均較大，這與聲強頻譜結果一致，但對總聲壓貢獻較小。這是由于隨著轉速的提高，發動機各零部件以及傳動機構的慣性增大，從而使發動機產生的振動和機件之間的撞擊加劇，再伴入部件振動對燃燒激勵的響應，造成噪聲增加。

2.3 負荷特性聲壓

圖7示出發動機相同轉速下，8點聲壓隨扭矩增加的變化規律。在1 500r／min工況下發動機的噪聲隨著扭矩的變化而起伏較大，在2 000r／min工況下發動機的噪聲隨著扭矩的變化而起伏較小；在3 000r／min和3 200r／min工況下，發動機的噪聲隨著扭矩的增大而增大，但幅值變化極小，這說明在高轉速工況發動機燃燒噪聲對整機噪聲影響較小，整機噪聲主要源于機械噪聲。因此在高轉速工況，皮帶輪位置和EGR系統閥為發動機噪聲高貢獻部件。

對于低轉速工況，負荷對穩態工況燃燒噪聲的影響與其大小有關。對于直噴式柴油機，一方面隨著負荷的增加，燃燒室壁面溫度升高，滯燃期縮短；另一方面每個循環噴入的燃油量增加，噴油持續時間增大。噴油閥的開啟時間決定了燃燒噪聲大小，同時燃燒噪聲也與滯燃期內可點燃混合油量的多少有關，所以只要噴油持續時間小于滯燃期，那么噴油持續時間的增大就意味著滯燃期內噴入的燃油量增加，燃燒噪聲增大，但當噴油持續時間增大到等于或者大于滯燃期時，繼續增大負荷，滯燃期內噴入的燃油量就不會再增多，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。由此造成了發動機在低轉速穩定工況下隨著負荷的變化其噪聲起伏不定［8－9］。

3 結束語

通過聲強試驗可有效定性噪聲的來源，在此基礎上開展聲壓試驗，可有效彌補聲強試驗周期過長的缺點，加快聲源識別試驗過程。聲強貢獻區域面積較大的測量面對應發動機最大聲壓級測點位置。

在聲強試驗對聲源定位的基礎上，通過對發動機全工況聲壓測試結果進行分析，能較好地區分各典型噪聲部位對整機運行工況噪聲的貢獻情況。有針對性地采取降噪措施，能提升發動機整機的性能。

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

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