黃波楊殿閣陶麗芳鄧曉龍楊萬(wàn)里

（1.清華大學(xué) 汽車安全與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；2.奇瑞汽車股份有限公司）

乘用車燃油壓力脈動(dòng)數(shù)值分析*

黃波1，2楊殿閣1陶麗芳2鄧曉龍2楊萬(wàn)里2

（1.清華大學(xué) 汽車安全與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；2.奇瑞汽車股份有限公司）

針對(duì)某乘用車出現(xiàn)的怠速低頻噪聲現(xiàn)象進(jìn)行了分析，確定該低頻噪聲是由燃油壓力脈動(dòng)導(dǎo)致的。對(duì)該乘用車的燃油系統(tǒng)進(jìn)行了一維仿真分析，研究了不同容積的外置緩沖器和不同材料的連接管路對(duì)燃油壓力脈動(dòng)的影響，并設(shè)計(jì)了外置緩沖器與連接管路的優(yōu)化方案。噪聲測(cè)試結(jié)果表明，選用優(yōu)化后的橡膠管與外置緩沖器可不同程度地降低車內(nèi)噪聲1.3～3.2 dB（A）。

1 前言

由汽車噴油器周期性開啟、關(guān)閉引起的燃油壓力脈動(dòng)不僅導(dǎo)致噴油均勻性差而影響油耗，而且在背景噪聲越來(lái)越小的怠速工況下，燃油壓力脈動(dòng)導(dǎo)致的低頻噪聲也日益突出。國(guó)外研究人員從2000年開始對(duì)汽車燃油壓力脈動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行了分析與試驗(yàn)，如，Ka?zuteru Mizuno等人[1]通過優(yōu)化油軌尺寸來(lái)抑制燃油壓力脈動(dòng)，可降低28%的燃油壓力脈動(dòng)噪聲，但由于油軌尺寸變化較大，只適合于數(shù)據(jù)設(shè)計(jì)階段優(yōu)化；Ran?dall P Izydorek等人[2]設(shè)計(jì)了油軌外側(cè)集成燃油壓力脈動(dòng)緩沖器，可降低66%的燃油壓力脈動(dòng)，同時(shí)車內(nèi)噪聲下降了9.4 dB（A）；Tetsuo Ogata等人[3，4]研發(fā)了內(nèi)部燃油壓力脈動(dòng)緩沖器，但該緩沖器并不能完全解決所有發(fā)動(dòng)機(jī)工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的燃油壓力脈動(dòng)問題，只適合整車開發(fā)前期的優(yōu)化；Kota Nakauchi等人[5]分析了燃油管路材料、管徑、壁厚等參數(shù)對(duì)燃油壓力脈動(dòng)的影響，通過改變管路材料進(jìn)而優(yōu)化了乘用車燃油壓力脈動(dòng)噪聲。我國(guó)對(duì)燃油壓力脈動(dòng)噪聲的研究還處于起步階段，并且相關(guān)文獻(xiàn)資料較少。

本文借鑒國(guó)內(nèi)外現(xiàn)有的分析思路與方法，研究了不同容積的外置緩沖器、不同材料的連接管路對(duì)燃油壓力脈動(dòng)的影響，并設(shè)計(jì)了外置緩沖器與連接管路的優(yōu)化方案。

2 燃油壓力脈動(dòng)理論

噴油器周期性開啟產(chǎn)生的水錘效應(yīng)是產(chǎn)生燃油壓力脈動(dòng)的主要原因，燃油在管道內(nèi)的傳播過程可以描述為經(jīng)典波動(dòng)方程：

式中，P為液體壓力；t為時(shí)間；c為液體中壓力傳播速度；u為液體流速；ρ為燃油密度；kf為燃油體積模量；kW為管道壁面體積模量。

對(duì)于圓柱管道，其kW為：

式中，E為管材的彈性模量；d、δ分別為管路直徑和壁厚。

對(duì)于非圓柱管道，壁面的體積模量需要通過結(jié)構(gòu)的有限元計(jì)算獲取。

由式（3）可知，減小燃油及壁面的體積模量均可減小壓力波在燃油中的傳播速度。根據(jù)式（1）可知，減小傳播速度則減小，即燃油壓力脈動(dòng)變小。但燃油體積模量在汽車應(yīng)用環(huán)境下基本是恒定的，而油管與壁面的體積模量變化范圍則較大，因而減小壁面體積模量可作為減小壓力脈動(dòng)的主要手段。

3 燃油壓力脈動(dòng)噪聲測(cè)試

某乘用車怠速狀態(tài)下噪聲目標(biāo)限值為43 dB，但對(duì)該乘用車進(jìn)行整車性能驗(yàn)收檢測(cè)時(shí)發(fā)現(xiàn)，其怠速狀態(tài)下噪聲總聲壓級(jí)超過45 dB，且在200 Hz以內(nèi)出現(xiàn)多個(gè)超過30 dB的峰值噪聲。通過噪聲源識(shí)別測(cè)試分析發(fā)現(xiàn)，燃油管路對(duì)車內(nèi)噪聲的貢獻(xiàn)值較大，即當(dāng)斷開車上的燃油管路而改用外接供油管路時(shí)，車內(nèi)噪聲值低于目標(biāo)值。圖1為該車駕駛員左耳處所測(cè)得的原始狀態(tài)噪聲曲線、整車外部供油方式噪聲曲線及連接油軌油管處燃油壓力曲線。

由圖1可看出，燃油壓力脈動(dòng)峰值與噪聲峰值均出現(xiàn)在頻率為25 Hz及其倍頻時(shí)，頻率為25 Hz時(shí)的壓力脈動(dòng)最大峰值接近6 kPa，遠(yuǎn)高于其它頻率壓力，且噪聲接近40 dB（A），也遠(yuǎn)高于其它頻率噪聲；頻率為50 Hz、75 Hz與100 Hz的壓力變化與噪聲變化比較一致；頻率為125～200 Hz時(shí)的壓力變化與噪聲變化規(guī)律有所差別。上述結(jié)果表明，燃油壓力脈動(dòng)是影響車內(nèi)噪聲的重要因素，降低燃油壓力脈動(dòng)有助于降低整車的怠速噪聲。

4 燃油壓力脈動(dòng)仿真分析

4.1 計(jì)算模型

圖2為該乘用車噴油系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖。由圖2可看出，油泵泵出的燃油經(jīng)加油管流入過濾器，過濾后的燃油一部分流回油泵，另一部分流入油軌并通過噴油器噴射進(jìn)氣缸。這是典型的半回油系統(tǒng)，壓力調(diào)節(jié)閥布置在油泵處，使得泵后壓力穩(wěn)定在400 kPa（相對(duì)壓力，以下壓力均為相對(duì)壓力）左右，因此油泵的綜合作用相當(dāng)于給燃油系統(tǒng)施加了恒定壓力源。

為簡(jiǎn)化計(jì)算，一維仿真模型中以400 kPa的恒定壓力源代替油泵與調(diào)節(jié)閥。該乘用車整車原始裝車狀態(tài)（下稱原方案）時(shí)的尼龍進(jìn)油管與油軌鋼管同時(shí)考慮了內(nèi)部流動(dòng)與結(jié)構(gòu)振動(dòng)。噴油器的噴油規(guī)律按照1-3-4-2的噴油順序，實(shí)際工作中噴油脈寬根據(jù)轉(zhuǎn)速與負(fù)荷不同由電子控制單元自動(dòng)控制，仿真中沒有考慮電子控制單元，而是將噴油脈寬每次給定某個(gè)定值來(lái)計(jì)算燃油壓力脈動(dòng)。圖3為一維仿真模型。

4.2 一維仿真模型校準(zhǔn)

一維仿真計(jì)算的準(zhǔn)確度很大程度依賴于輸入?yún)?shù)的準(zhǔn)確度。噴油器的噴油時(shí)間對(duì)燃油壓力脈動(dòng)影響較大，但較難通過測(cè)試獲取該數(shù)值。一維仿真中先將噴油時(shí)間設(shè)置為變量，通過反復(fù)調(diào)整噴油時(shí)間，使得仿真的壓力脈動(dòng)峰值與測(cè)試的壓力脈動(dòng)峰值接近，并將此時(shí)對(duì)應(yīng)的噴油時(shí)間作為輸入進(jìn)行后續(xù)參數(shù)變化的研究。

根據(jù)產(chǎn)品設(shè)計(jì)定義，噴油時(shí)間范圍為0～10 ms，初始計(jì)算從0 ms開始，每隔0.5 ms計(jì)算1次壓力脈動(dòng)結(jié)果，并將仿真的最大壓力幅值與測(cè)試的最大壓力幅值相減取方差，計(jì)算得到方差最小的噴油時(shí)間為3 ms；基于第1次的結(jié)果，將噴油范圍縮小為2.5～3.5 ms，再每隔0.1 ms計(jì)算1次壓力脈動(dòng)，將仿真的最大壓力幅值與測(cè)試的最大壓力幅值相減取方差，最后得到方差最小的噴油時(shí)間為2.9 ms。

圖4為噴油時(shí)間為2.9 ms時(shí)計(jì)算的壓力脈動(dòng)值與實(shí)車測(cè)試值對(duì)比結(jié)果。由圖4可看出，頻率為25 Hz和50 Hz時(shí)的壓力峰值與測(cè)試值相同；頻率為75 Hz和100 Hz時(shí)的壓力峰值稍高于測(cè)試值；頻率為100 Hz以上時(shí)的壓力峰值與測(cè)試值均很接近，噴油時(shí)間對(duì)壓力脈動(dòng)的影響不明顯。將噴油時(shí)間為2.9 ms的仿真模型（原方案）作為基礎(chǔ)模型用于后續(xù)的參數(shù)研究。

4.3 燃油壓力脈動(dòng)影響因素研究

根據(jù)燃油脈動(dòng)理論，減小壁面體積模量是抑制燃油壓力脈動(dòng)的有效手段，而壁面體積模量的影響因素包括管路的壁厚、直徑、長(zhǎng)度與材料等。由式（4）可知，圓形管路的體積模量與管路的彈性模型及壁厚成正比，與管徑及長(zhǎng)度成反比。因管路的壁厚與管徑調(diào)整受整車布置空間的限制，因此使用低彈性模量的管路來(lái)降低燃油壓力脈動(dòng)更為可行。為此，通過改變連接油軌的一段管路的彈性模量及長(zhǎng)度來(lái)研究其對(duì)燃油壓力脈動(dòng)的影響，并通過外接一個(gè)不同容積的緩沖器來(lái)研究緩沖器大小對(duì)燃油壓力脈動(dòng)的影響。

首先假定連接管路的長(zhǎng)度為200 mm，并將彈性模量設(shè)定為變量，即分別取為84 MPa、72 MPa、48 MPa和24 MPa。上述變量下的壓力脈動(dòng)與原方案的壓力脈動(dòng)對(duì)比結(jié)果見圖5。由圖5可看出，頻率為25 Hz時(shí)，彈性模量大于72 MPa的燃油壓力脈動(dòng)峰值高于原方案，而彈性模量小于48 MPa時(shí)燃油壓力脈動(dòng)峰值比原方案降低55%以上。

如果將管道壁面的彈性變形對(duì)壓力脈動(dòng)的衰減比喻為阻尼，則管道長(zhǎng)度就決定了此阻尼的作用范圍，即管道越長(zhǎng)，壁面對(duì)壓力衰減的作用時(shí)間越長(zhǎng)，壓力脈動(dòng)會(huì)越小。

假定連接管路的彈性模量為48 MPa，在此情況下研究長(zhǎng)度變化對(duì)燃油壓力脈動(dòng)的影響。圖6為不同長(zhǎng)度（200 mm、300 mm和400 mm）連接管路壓力波動(dòng)與原方案壓力波動(dòng)的對(duì)比結(jié)果。由圖6可看出，隨連接管路的加長(zhǎng)，燃油壓力脈動(dòng)會(huì)有所降低。在頻率為25 Hz時(shí)，200 mm長(zhǎng)連接管的壓力峰值降低到原方案的55%；300 mm長(zhǎng)連接管的壓力峰值降低到原方案的35%，比200 mm長(zhǎng)連接管低20%；400 mm長(zhǎng)連接管的壓力峰值降低到原方案的23%，比300 mm長(zhǎng)連接管低12%。可見，隨著管路的加長(zhǎng)，壓力脈動(dòng)的降低比例會(huì)趨于減小。

如果不改變管路材料，在連接油軌處布置一個(gè)外置緩沖器，通過緩沖器薄壁的振動(dòng)也能起到降低燃油壓力脈動(dòng)的作用。根據(jù)文獻(xiàn)[1]，長(zhǎng)寬比大的緩沖器降低壓力脈動(dòng)的效果優(yōu)于長(zhǎng)寬比小的緩沖器，同時(shí)為減小整車布置空間，設(shè)計(jì)了如圖7所示的外置緩沖器，該緩沖器直徑D與高度H的比為5∶1。圖8為不同直徑（25 mm、50 mm和100 mm）緩沖器的壓力脈動(dòng)與原方案壓力脈動(dòng)對(duì)比結(jié)果。由圖8可看出，隨緩沖器容積的增大，燃油壓力脈動(dòng)的峰值依次減小，但頻率低于75 Hz時(shí)緩沖器并不能明顯降低壓力脈動(dòng)峰值，而頻率為100～200 Hz時(shí)對(duì)應(yīng)的壓力脈動(dòng)峰值顯著減小。但當(dāng)直徑為50 mm的緩沖器與彈性模量為48 MPa、長(zhǎng)度為250 mm的連接管組合時(shí)，整個(gè)頻段的壓力脈動(dòng)峰值均降低50%以上。結(jié)合圖5可知，相對(duì)于增加外置緩沖器，降低連接管彈性模量對(duì)減小壓力脈動(dòng)的作用更大。

5 燃油壓力脈動(dòng)噪聲優(yōu)化方案驗(yàn)證

結(jié)合該乘用車總布置與裝配工藝，分別選取3種優(yōu)化方案進(jìn)行樣件制作并在車內(nèi)駕駛員位置進(jìn)行噪聲測(cè)量，測(cè)試工況均為整車完全熱機(jī)的怠速工況。優(yōu)化方案1為將連接油軌的一截（250 mm長(zhǎng)）管路材料由尼龍更改為橡膠；優(yōu)化方案2為在連接油軌處外置直徑為50 mm的緩沖器；優(yōu)化方案3為同時(shí)使用橡膠管與外置緩沖器。實(shí)車裝配圖如圖9所示。由于布置原因，4種方案管道走向稍有變動(dòng)。試驗(yàn)結(jié)果如表1所列，外置緩沖器、更換橡膠管及其組合方案對(duì)車內(nèi)駕駛員位置的噪聲貢獻(xiàn)值分別為1.3 dB（A）、1.7 dB（A）以及3.2 dB（A），3種優(yōu)化方案對(duì)噪聲的降低作用與仿真結(jié)果一致。

3種優(yōu)化方案的的更改周期及費(fèi)用如表2所列。根據(jù)改進(jìn)效果、更改費(fèi)用及更改周期，最終選用外置緩沖器方案。

表1 不同方案試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比

表2 各方案更改周期及費(fèi)用對(duì)比

6 結(jié)束語(yǔ)

減小燃油系統(tǒng)壁面的體積模量是降低燃油壓力脈動(dòng)進(jìn)而降低燃油脈動(dòng)噪聲的有效途徑。針對(duì)某乘用車開發(fā)過程中出現(xiàn)的怠速低頻噪聲問題，對(duì)燃油系統(tǒng)進(jìn)行了一維仿真分析，仿真結(jié)果表明，使用低彈性模量的管路材料與外置緩沖器均能有效降低燃油壓力脈動(dòng)，并通過車內(nèi)駕駛員位置的噪聲測(cè)試驗(yàn)證了仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性。該仿真分析方法可運(yùn)用于燃油系統(tǒng)的數(shù)據(jù)開發(fā)階段，可作為預(yù)測(cè)或解決燃油脈動(dòng)的有效手段。

1 Kazuteru Mizuno,Shoichiro Usui,Izumi Imura,et al.Fuel Rail with Integrated Damping,SAE 2002-01-0853.

2 Randall P Izydorek,G E Maroney.A Standard Method for Measuring Fuel System Pulse Damper Attenuation，SAE 2000-01-1086.

3 Tetsuo Ogata,Yoshiyuki Serizawa,Hikari Tsuchiya,et al.Further Pressure Pulsation Reduction in Fuel Rails,SAE 2003-01-0407.

4 Joe Z Li，Chris Treusch.Simulation of Pressure Pulsations in a Gasoline Injection System and Development of an Effec?tive Damping Technology,SAE 2005-01-1149.

5 Kota Nakauchi,Atsushi Ito,Takeshi Ohara,et al.Develop?ment of Plastic Fuel Hose with Pressure Pulsation Reduc?tion,SAE 2013-32-9047.

（責(zé)任編輯文 楫）

修改稿收到日期為2015年5月1日。

Numerical Analysis of Passenger Car Fuel Pressure Pulsation

Huang Bo1,2,Yang Diange1,Tao Lifang2,Deng Xiaolong2,Yang Wanli2
（1.State Key Laboratory of Automotive Safety and Energy,Tsinghua University;2.Chery Automobile Co.,Ltd）

Analysis is made to a passenger car with low frequency noise at idle speed,it is found that this lowfrequency noise is caused by fuel pressure pulsation.1D simulation is made to fuel system of this passenger car,and the effect of externally-mounted dampers with different volume and connecting line with different materials on fuel pressure pulsation is studied,and an optimization solution for externally-mounted damper and rubber house are designed.The optimized outside damper and rubber hose can decrease the exterior noise by 1.3 to 3.2 dB(A).

Passenger Car,Fuel Pressure Pulsation,Simulation,Damper

乘用車 燃油壓力脈動(dòng) 仿真 緩沖器

U461.8

A

1000-3703（2015）11-0019-04

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51375252）資助。

楊殿閣（1973-），教授，博士生導(dǎo)師，E-mail:ydg@mail.tsinghua.edu.cn。