羅福強(qiáng)，周志峰，周靖，吳習(xí)文，田勇，吳少喆

(1.江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013； 2.陸軍軍事交通學(xué)院鎮(zhèn)江校區(qū)，江蘇 鎮(zhèn)江 212000；3.江蘇四達(dá)動(dòng)力集團(tuán)，江蘇 無(wú)錫 214187)

在城市區(qū)域，柴油機(jī)高頻振蕩所激發(fā)噪聲頻率范圍處于人類高度敏感的感知范圍，這使得柴油機(jī)噪聲成為環(huán)境噪聲的主要來(lái)源之一[1-2]。柴油機(jī)的噪聲源復(fù)雜，且受運(yùn)轉(zhuǎn)工況的影響，這使得整機(jī)噪聲的優(yōu)化非常困難[3]。對(duì)于直噴式柴油機(jī)來(lái)說(shuō)，燃燒噪聲是主要的噪聲源。燃燒所引起的缸內(nèi)高頻壓力振動(dòng)以及氣體動(dòng)力載荷都是影響燃燒噪聲的主要因素。有試驗(yàn)表明，燃燒過(guò)程中缸內(nèi)最大壓力對(duì)時(shí)間的導(dǎo)數(shù)與燃燒噪聲有很強(qiáng)的關(guān)聯(lián)性[4]。燃燒壓力中高頻振蕩所引發(fā)的中高頻燃燒噪聲占燃燒噪聲總能量的80%[5]。因此降低中高頻率段聲壓級(jí)對(duì)控制柴油機(jī)整機(jī)輻射噪聲水平起到至關(guān)重要的作用[6]。

預(yù)噴射在柴油機(jī)上廣泛應(yīng)用，其相當(dāng)于用部分噴射燃料來(lái)實(shí)現(xiàn)PCCI策略，可以被視為部分預(yù)混壓縮點(diǎn)火(PPCI)。預(yù)噴射對(duì)主噴的燃燒起到了活化作用，使主噴射燃油噴入前燃燒室壁面溫度升高，可減少在滯燃期內(nèi)積聚的可燃燃油量[7]。這是降低直噴式柴油機(jī)燃燒噪聲的有效措施[6,8]，但是預(yù)噴射燃油燃燒所產(chǎn)生的高頻壓力振蕩不可忽視。由于預(yù)噴射燃燒時(shí)刻相對(duì)較早，活塞上行階段缸內(nèi)壓力會(huì)急速增加，預(yù)噴射燃燒階段的壓力升高率甚至?xí)^(guò)主燃燒階段的最大壓力升高率[9]。此外，預(yù)噴射燃燒階段會(huì)產(chǎn)生大幅高頻壓力振蕩，這會(huì)使整機(jī)噪聲惡化[10]。因此最佳的降噪噴油策略需在縮短滯燃期降低主燃燒噪聲的同時(shí)盡量避免預(yù)噴射燃燒對(duì)整機(jī)噪聲的惡化[11]。

因此，本研究主要是探究噴油策略對(duì)高壓共軌柴油機(jī)噪聲的影響。由于預(yù)噴射燃燒和主燃燒引起的壓力振蕩集中在不同的頻率范圍[10,12-13]。因此，可以通過(guò)噪聲頻譜分析各參數(shù)對(duì)預(yù)燃燒與主燃燒聲壓級(jí)影響規(guī)律[14-15]。本研究以4缸高壓共軌柴油機(jī)為對(duì)象，通過(guò)聲級(jí)計(jì)按工程9點(diǎn)法測(cè)得噪聲，計(jì)算平均聲壓級(jí)來(lái)表征整機(jī)噪聲。由于微調(diào)噴油參數(shù)，機(jī)械噪聲與空氣動(dòng)力噪聲變化很小，可以認(rèn)為整機(jī)噪聲的變化是燃燒噪聲變化所引起的[16]。本研究從燃燒噪聲的影響機(jī)理方向，總結(jié)了主噴時(shí)刻、預(yù)噴油量、預(yù)噴時(shí)刻以及EGR開(kāi)度對(duì)噪聲的影響規(guī)律，以便于為尋找最佳的控制策略提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)裝置與方案

很多試驗(yàn)通過(guò)壓力峰值升高率來(lái)表征燃燒噪聲，但由于發(fā)動(dòng)機(jī)缸體對(duì)與振動(dòng)噪聲有一定的衰減作用，壓力峰值升高率指示的噪聲與發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際噪聲以及人主觀感受的噪聲都有一定的差異[17-18]。為模擬該試驗(yàn)對(duì)人主觀感受的優(yōu)化效果，通過(guò)聲壓傳感器對(duì)整機(jī)噪聲進(jìn)行測(cè)量，并對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行A計(jì)權(quán)處理[9,19]。

1.1 試驗(yàn)對(duì)象及安裝要求

試驗(yàn)在標(biāo)準(zhǔn)發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲半消聲試驗(yàn)室進(jìn)行。其中給柴油機(jī)安裝的附件包括空氣濾清器、中冷控制器、變速器、發(fā)電機(jī)、轉(zhuǎn)向泵以及空調(diào)壓縮機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)與基座以彈性支撐連接。試驗(yàn)室環(huán)境氣壓為100.5 kPa，氣溫為11 ℃，濕度為50%。試驗(yàn)對(duì)象為帶變速器的柴油機(jī)整機(jī)，表1列出試驗(yàn)柴油機(jī)的主要技術(shù)參數(shù)。

表1 柴油機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

1.2 測(cè)點(diǎn)布置方案

將9個(gè)聲級(jí)計(jì)按照國(guó)家噪聲測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)GB/T1859—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》中的1 m平均噪聲試驗(yàn)要求進(jìn)行布置[20]。其布點(diǎn)見(jiàn)圖1，柴油機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架見(jiàn)圖2。

1—進(jìn)氣側(cè)；2—飛輪側(cè)；3—排氣側(cè)；4—皮帶輪側(cè)；5—進(jìn)氣側(cè)頂部右端；6—排氣測(cè)頂部右端；7—排氣側(cè)頂部左端；8—進(jìn)氣側(cè)頂部左端；9—機(jī)體頂部。圖1 工程9點(diǎn)法布點(diǎn)示意

圖2 柴油機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架示意

1.3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)包括怠速(750 r/min)無(wú)負(fù)荷與1 800 r/min全負(fù)荷工況。其控制參數(shù)見(jiàn)表2。為了研究各參數(shù)對(duì)整機(jī)噪聲的影響，在不改變零部件的前提下，對(duì)以上各參數(shù)通過(guò)單因素分析法進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)。

表2 測(cè)試工況以及ECU控制策略

2 信號(hào)處理

利用傳感器測(cè)得時(shí)域信號(hào)，通過(guò)快速傅里葉變換(FFT)，得到頻譜信號(hào)。按照ISO 150266規(guī)定的1/3倍頻程劃分的中心頻率，將噪聲信號(hào)的頻譜圖轉(zhuǎn)化為1/3倍頻程圖。其中每個(gè)1/3倍頻程帶內(nèi)的聲壓均方值是該頻帶內(nèi)頻譜譜線幅值的均方值之和，如式(1)：

(1)

由式(2)計(jì)算出聲壓級(jí)：

(2)

式中：Lp為總聲壓級(jí)。

將9個(gè)聲級(jí)計(jì)的聲壓級(jí)從平均聲能的角度由式(3)計(jì)算得出平均聲壓級(jí)，來(lái)表征整機(jī)噪聲[21]：

La=10lg∑ni=1(10Lpi/10)-10lgn。

在不同控制策略下，每個(gè)傳感器得到的1/3倍頻程頻譜特性都呈現(xiàn)出一致的特性，下文的頻譜圖結(jié)果以9號(hào)傳感器(機(jī)體頂部)代表試驗(yàn)結(jié)果。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 平均聲壓級(jí)對(duì)比

圖3示出怠速工況在不同噴油策略下的平均聲壓級(jí)對(duì)比柱狀圖。由圖3可知，在低循環(huán)油量工況下，延遲主噴與預(yù)噴都會(huì)使平均聲壓級(jí)降低；增加EGR開(kāi)度可以降低平均聲壓級(jí)。此外，0 mg，1 mg以及1.5 mg預(yù)噴油量對(duì)應(yīng)的平均聲強(qiáng)分別為69.22 dB，72.07 dB和72.12 dB，有預(yù)噴射的工況噪聲大幅惡化。

圖4示出1 800 r/min全負(fù)荷工況不同控制策略下的平均聲壓級(jí)對(duì)比。隨著預(yù)噴射的提前，平均聲壓級(jí)略微增加；1 mg預(yù)噴油量相對(duì)于無(wú)預(yù)噴時(shí)的平均聲壓級(jí)有所降低，達(dá)到了降噪效果；但隨著預(yù)噴油量的繼續(xù)增加，平均聲壓級(jí)也持續(xù)增加。預(yù)噴油量以及主噴時(shí)刻對(duì)平均聲壓級(jí)的影響較為顯著，在進(jìn)行噪聲控制策略優(yōu)化時(shí)應(yīng)優(yōu)先考慮。

圖4 1 800 r/min全負(fù)荷工況平均聲壓級(jí)對(duì)比

圖5示出1 800 r/min全負(fù)荷工況不同控制策略下的扭矩對(duì)比。由圖5可知，延遲主噴時(shí)刻扭矩降低，微調(diào)預(yù)噴時(shí)刻與預(yù)噴油量對(duì)扭矩影響相對(duì)較小。

圖5 1 800 r/min全負(fù)荷工況扭矩對(duì)比

3.2 不同主噴時(shí)刻的噪聲頻譜分析

對(duì)比試驗(yàn)的主噴時(shí)刻為1°BTDC，1°ATDC，3°ATDC和5°ATDC，其平均聲壓級(jí)分別為72.60 dB，72.08 dB，72.04 dB以及71.74 dB。延遲噴油則有利于降低整機(jī)噪聲。對(duì)于該柴油機(jī)來(lái)說(shuō)，在測(cè)試工況中，主噴時(shí)刻每延遲2°，平均聲壓級(jí)降低0.2 dB。

圖6示出不同主噴時(shí)刻的1/3倍頻程聲壓級(jí)對(duì)比。怠速工況的聲壓級(jí)峰值在1 250 Hz的頻段，該頻段主要受主燃燒影響。在延遲主噴時(shí)刻后，峰值頻段聲壓級(jí)降低。這主要因?yàn)橹鲊姇r(shí)刻會(huì)影響缸內(nèi)氣體的壓力以及密度，影響起始噴油的霧化，對(duì)滯燃期產(chǎn)生影響，改變了缸內(nèi)壓力升高率以及高頻振蕩，從而影響了燃燒噪聲[22]。噴油相對(duì)較早時(shí)，燃料進(jìn)入氣缸時(shí)氣體溫度和壓力相對(duì)較低，燃油反應(yīng)的速度較慢，使得燃料與空氣的混合時(shí)間加長(zhǎng)，造成滯燃期延長(zhǎng)。氣缸內(nèi)積聚的可燃燃油量較多，使得最大燃燒壓力和最大壓力升高率增大，燃燒噪聲相對(duì)較高[23]。主噴定時(shí)的延遲對(duì)于峰值頻率段聲壓級(jí)的降低尤為明顯。峰值噪聲的降低對(duì)整機(jī)降噪非常有意義。因此合理的延遲噴油有利于改善噪聲。

圖6 怠速工況不同主噴定時(shí)聲壓級(jí)對(duì)比

3.3 不同預(yù)噴時(shí)刻的噪聲頻譜分析

圖7示出怠速(750 r/min)無(wú)負(fù)荷工況下不同預(yù)噴時(shí)刻的噪聲頻譜對(duì)比。主噴時(shí)刻固定為3°ATDC，本試驗(yàn)通過(guò)增大主噴與預(yù)噴間隔時(shí)間來(lái)提前預(yù)噴時(shí)刻。該工況的循環(huán)噴油量為4 mg，預(yù)噴為1.5 mg。由于主噴油量與預(yù)噴油量接近，主燃燒與預(yù)燃燒在噪聲頻段上混疊，都主要作用于800 Hz至1 250 Hz頻段，不能明顯區(qū)分出預(yù)燃燒與主燃燒對(duì)噪聲的影響。但提前預(yù)噴時(shí)刻使該頻段的聲壓級(jí)略微增加。

圖7 怠速工況不同預(yù)噴時(shí)刻聲壓級(jí)對(duì)比

圖8示出100%負(fù)荷，1 800 r/min工況預(yù)噴時(shí)刻對(duì)聲壓級(jí)的影響。由于主噴與預(yù)噴油量相差較大，主燃燒與預(yù)燃燒對(duì)噪聲的影響頻段區(qū)分較為明顯。預(yù)燃燒主要作用于1 000～1 250 Hz頻段，主燃燒主要作用于3 150 Hz頻段。預(yù)噴的提前使1 250 Hz頻段的聲壓級(jí)大幅增加，但對(duì)3 150 Hz頻段的聲壓級(jí)影響很小。即提前預(yù)噴時(shí)刻主要增加預(yù)燃燒的噪聲，對(duì)主燃燒的噪聲影響較小。預(yù)噴時(shí)刻在活塞上行階段，缸內(nèi)最大壓力升高率以及高頻振蕩較高[10]，提前預(yù)噴時(shí)刻會(huì)使受預(yù)燃燒影響頻段的聲壓級(jí)大幅增加，在頻譜上出現(xiàn)兩個(gè)極值。預(yù)噴過(guò)早不僅不能很好地點(diǎn)燃主噴，甚至?xí)?dǎo)致敲缸現(xiàn)象，這必然會(huì)使燃燒噪聲增加[8]。因此，從降噪的角度，預(yù)噴時(shí)刻應(yīng)盡量延遲，這與主噴時(shí)刻的規(guī)律相似。當(dāng)然，預(yù)噴時(shí)刻也不可過(guò)遲，若預(yù)噴燃燒不夠充分，主燃燒的滯燃期不會(huì)縮短，主燃燒的噪聲也不會(huì)降低[24]。因此合適的預(yù)噴時(shí)刻應(yīng)使主噴與預(yù)噴間隔稍小于主燃燒的滯燃期[25]。

圖8 1 800 r/min全負(fù)荷不同預(yù)噴時(shí)刻聲壓級(jí)對(duì)比

3.4 不同預(yù)噴油量下的噪聲頻譜分析

圖9示出怠速工況不同預(yù)噴油量下的噪聲頻譜對(duì)比。該工況的循環(huán)噴油量為4 mg，預(yù)噴油量分別為0 mg，1 mg，1.5 mg。不同預(yù)噴油量下平均聲壓級(jí)分別為69.72 dB，72.07 dB，72.12 dB，有預(yù)噴射的工況平均聲壓級(jí)大幅增加。頻譜圖顯示，有預(yù)噴射時(shí)800～1 600 Hz頻段聲壓級(jí)大幅增加。主噴油量與預(yù)噴油量接近，主燃燒與預(yù)燃燒在噪聲頻段上混疊，容易產(chǎn)生高頻壓力振蕩。

圖9 怠速工況不同預(yù)噴油量下聲壓級(jí)對(duì)比

由圖10可見(jiàn)，在高負(fù)荷高循環(huán)油量工況下，即100%負(fù)荷，1 800 r/min工況，預(yù)噴油量主要影響1 000～1 250 Hz頻段以及3 150 Hz頻段聲壓級(jí)。隨著預(yù)噴油量的增加，1 000～1 250 Hz頻段的聲壓級(jí)也隨之增加，這是預(yù)噴油量的增加使預(yù)燃燒加劇所致。在3 150 Hz頻段，1 mg預(yù)噴油量相對(duì)于無(wú)預(yù)噴的聲壓級(jí)有所降低。預(yù)噴燃燒使滯燃期縮短，主燃燒階段的壓力升高率和高頻振蕩降低[26]。1 mg預(yù)噴油量在該工況下有著較好的降噪效果。繼續(xù)增加預(yù)噴油量，在2 mg以及2.5 mg預(yù)噴油量下，1 000～1 250 Hz頻段與3 150 Hz頻段聲壓級(jí)都明顯增加，噪聲惡化。這是因?yàn)殡S著預(yù)噴油量增大，預(yù)燃燒所影響的高頻壓力振蕩頻率范圍增大，預(yù)燃燒的壓力波會(huì)與主噴預(yù)混燃燒產(chǎn)生的壓力疊加影響，使主噴預(yù)混燃燒階段的壓力振蕩加劇[10,27]。

圖10 1 800 r/min全負(fù)荷不同預(yù)噴油量下聲壓級(jí)對(duì)比

綜上所述，在低負(fù)荷低循環(huán)油量工況，預(yù)噴射容易使整機(jī)噪聲惡化，應(yīng)盡量避免多次噴射。在高循環(huán)油量工況，合適的預(yù)噴油量可以縮短滯燃期，達(dá)到降噪的目的，過(guò)多的預(yù)噴油量仍會(huì)使整機(jī)噪聲惡化。

3.5 不同EGR閥開(kāi)度下的噪聲頻譜分析

廢氣再循環(huán)系統(tǒng)(EGR)可有效地降低氮氧化物排放，其對(duì)燃燒噪聲也有一定的優(yōu)化效果，主要原因有兩個(gè)方面。一方面廢氣再循環(huán)使得進(jìn)氣溫度增加，縮短了滯燃期，減小了壓力升高率；另一方面廢氣再循環(huán)使得缸內(nèi)壓力高頻振蕩減小[28]。圖11示出不同EGR閥開(kāi)度對(duì)9個(gè)測(cè)點(diǎn)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)影響對(duì)比。EGR閥開(kāi)度分別為0%，10%，15%以及20%。平均聲壓級(jí)分別為72.05 dB，71.93 dB，71.76 dB和71.68 dB。隨著EGR閥開(kāi)度的增大，La有一定的減小，最大相差0.51 dB。EGR閥開(kāi)度每增加10%，平均聲壓級(jí)降低0.25 dB。

圖11 怠速工況不同EGR閥開(kāi)度下聲壓級(jí)對(duì)比

圖11是各測(cè)點(diǎn)不同EGR開(kāi)度的1/3倍頻程聲壓級(jí)對(duì)比，EGR閥開(kāi)度對(duì)噪聲的影響主要在以1 600 Hz為中心的頻率段。EGR開(kāi)度的增加對(duì)燃燒噪聲有一定的優(yōu)化效果，但不能一直增大，它的選擇還得兼顧動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和排放性。

4 結(jié)論

a) 適當(dāng)延遲主噴射以及預(yù)噴射都可以降低整機(jī)噪聲。提前主噴射與預(yù)噴射分別會(huì)增加主燃燒與預(yù)燃燒主要影響頻段的聲壓級(jí)；預(yù)噴時(shí)刻對(duì)主燃燒影響較小，但過(guò)早的預(yù)噴會(huì)使受預(yù)燃燒影響頻段的聲壓級(jí)大幅增加，在頻譜上出現(xiàn)兩個(gè)聲壓級(jí)極值；

b) 在循環(huán)噴油量較小工況，預(yù)噴射很容易使噪聲惡化，應(yīng)盡量避免多次噴射；在循環(huán)噴油量較高的工況，合適的預(yù)噴油量可以縮短主燃燒滯燃期達(dá)到降噪的目的，過(guò)多的預(yù)噴油量仍會(huì)使整機(jī)噪聲惡化；

c) 適當(dāng)增大EGR閥開(kāi)度可以降低中高頻段聲壓級(jí)；

d) 主噴時(shí)刻對(duì)噪聲與扭矩的影響都相對(duì)較大且相互沖突，延遲主噴時(shí)刻可以降低噪聲但動(dòng)力性能會(huì)降低；較早的預(yù)噴時(shí)刻不僅會(huì)增加噪聲，也會(huì)略微降低動(dòng)力性能，應(yīng)盡量避免過(guò)早預(yù)噴；在高負(fù)荷工況，微調(diào)預(yù)噴油量對(duì)動(dòng)力性能影響相對(duì)較小，但會(huì)對(duì)噪聲產(chǎn)生相對(duì)較大影響，在進(jìn)行噪聲優(yōu)化時(shí)應(yīng)優(yōu)先考慮預(yù)噴油量。