楊靖， 張宇， 胡會(huì)泳， 馮仁華， 王毅， 李燦

(1. 湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖南 長沙 410082；2. 重慶理工大學(xué)汽車零部件及先進(jìn)制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 重慶 400054)

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車用增壓直噴汽油機(jī)燃燒噪聲試驗(yàn)研究

楊靖1,2， 張宇1， 胡會(huì)泳1， 馮仁華2， 王毅1， 李燦1

(1. 湖南大學(xué)汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖南 長沙 410082；2. 重慶理工大學(xué)汽車零部件及先進(jìn)制造技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 重慶 400054)

利用倒拖法對(duì)某車用渦輪增壓缸內(nèi)直噴汽油機(jī)空載加速和半載加速工況進(jìn)行了燃燒噪聲試驗(yàn)研究。聯(lián)合發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃?xì)鈮毫y(cè)試結(jié)果，通過分析氣體動(dòng)力載荷對(duì)其燃燒噪聲的影響，進(jìn)一步探討燃燒噪聲產(chǎn)生的根本原因。試驗(yàn)結(jié)果表明，在中低轉(zhuǎn)速時(shí)，燃燒噪聲隨著發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的增加而增加，同時(shí)燃燒噪聲對(duì)整機(jī)總聲功率的貢獻(xiàn)值也在隨之增加。在較高轉(zhuǎn)速時(shí)，燃燒噪聲對(duì)整機(jī)總聲功率的貢獻(xiàn)值隨著發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的增加變化不顯著。就半載加速和空載加速工況時(shí)燃燒噪聲的平均貢獻(xiàn)值來看，空載加速時(shí)燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的平均貢獻(xiàn)值為22.2%，明顯小于半載加速時(shí)的43.6%。隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的提高，最大氣缸壓力及最大壓力升高率總體變化趨勢(shì)和燃燒噪聲變化趨勢(shì)一致，同時(shí)加速時(shí)最大氣缸壓力變化對(duì)燃燒噪聲的影響更明顯。

汽油機(jī)； 燃燒噪聲； 貢獻(xiàn)度； 影響因素

在噪聲控制技術(shù)中，噪聲源的準(zhǔn)確識(shí)別對(duì)發(fā)展發(fā)動(dòng)機(jī)降噪技術(shù)至關(guān)重要。噪聲識(shí)別技術(shù)一方面要求能夠準(zhǔn)確判斷發(fā)聲源的具體位置和在整機(jī)噪聲中所占的比重，另一方面還要求能夠根據(jù)對(duì)聲源信號(hào)的進(jìn)一步處理獲取該噪聲信號(hào)的傳播規(guī)律、傳播特性和頻譜信息，以方便指導(dǎo)后續(xù)的分析優(yōu)化工作[1]。一般的噪聲源識(shí)別方法有表面振速法、選擇機(jī)套法、近場(chǎng)聲強(qiáng)法、時(shí)域分析法和分別運(yùn)轉(zhuǎn)消去法。信號(hào)分析法和聲全息技術(shù)是隨著精密測(cè)量技術(shù)的快速發(fā)展而衍生出來的新的測(cè)量方法，相比于一般測(cè)量方法，具有簡便迅速、實(shí)時(shí)分析和準(zhǔn)確度高的特點(diǎn)[2]。

發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲主要包括機(jī)械噪聲和燃燒噪聲，其中燃燒噪聲主要和燃燒過程有關(guān)，相比于機(jī)械噪聲，燃燒噪聲的產(chǎn)生機(jī)理較為復(fù)雜。燃燒噪聲主要是由于氣缸內(nèi)周期性變化的氣體壓力作用而產(chǎn)生，發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒速度以及燃燒方式對(duì)燃燒噪聲都有影響。同時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)性、動(dòng)力性以及排放性也會(huì)影響燃燒噪聲[3-5]。

不同類型的噪聲，其控制方法亦不同，因此，有效地分離各種噪聲成分，識(shí)別它們對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲聲功率的影響，對(duì)采用合理和有效的措施控制不同類型的噪聲乃至整機(jī)的輻射噪聲具有十分重要的意義。所以，正確識(shí)別和分離發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒噪聲是開展發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲控制的一個(gè)重要基礎(chǔ)。

本試驗(yàn)以某車用渦輪增壓直噴汽油機(jī)為研究對(duì)象，采用消去法對(duì)該汽油機(jī)燃燒噪聲進(jìn)行測(cè)量和分析，從而研究不同轉(zhuǎn)速、不同負(fù)荷下該汽油機(jī)的燃燒噪聲情況。最后，為了進(jìn)一步研究燃燒噪聲的形成機(jī)理，結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸壓力分析結(jié)果，揭示了不同負(fù)荷下動(dòng)力載荷對(duì)燃燒噪聲的影響。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒噪聲試驗(yàn)方法

燃燒噪聲是缸內(nèi)燃燒過程中產(chǎn)生的，而機(jī)械噪聲由機(jī)械零部件振動(dòng)摩擦產(chǎn)生，兩種噪聲的源頭不同，因此可采用疊加能量法和消去法進(jìn)行分離識(shí)別[6]。比如分別測(cè)定機(jī)械噪聲和整機(jī)噪聲，再采取聲壓級(jí)計(jì)算方法分析計(jì)算，所得到的噪聲即為不容易直接測(cè)取的燃燒噪聲。

常見的整機(jī)燃燒噪聲測(cè)量方法有以下兩種。

方法1：在選定的工況下，首先讓所測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行一段時(shí)間，測(cè)出此時(shí)的整機(jī)噪聲。接著依次讓每一個(gè)氣缸單獨(dú)處于不燃燒狀態(tài)，然后分別測(cè)量出在各個(gè)氣缸單獨(dú)不工作的情況下的整機(jī)噪聲聲功率，和正常穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)情況下的發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲聲功率對(duì)比就能夠計(jì)算出各缸的燃燒噪聲，最后各缸合成的聲功率就是要求的發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒噪聲聲功率[7]。

方法2：首先在選定的工況下讓所測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作，然后測(cè)得此時(shí)的整機(jī)聲功率，接著用測(cè)功機(jī)來倒拖該發(fā)動(dòng)機(jī)至相應(yīng)的運(yùn)行工況下，再測(cè)得此時(shí)的整機(jī)聲功率，此時(shí)測(cè)到的噪聲為其他噪聲聲功率，不包含燃燒噪聲，最后將兩種噪聲聲功率進(jìn)行合成計(jì)算，就可以求得燃燒噪聲以及它對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值[8]。

本研究采用方法2，首先讓發(fā)動(dòng)機(jī)依次處于空載和半載工況，測(cè)得各個(gè)轉(zhuǎn)速下的前側(cè)面、頂面、進(jìn)氣側(cè)和排氣側(cè)的1 m聲壓級(jí)。然后采用倒拖發(fā)動(dòng)機(jī)的方法測(cè)得對(duì)應(yīng)工況下對(duì)應(yīng)位置的1 m聲壓級(jí)，根據(jù)測(cè)量結(jié)果計(jì)算出平均聲壓級(jí)，然后再根據(jù)計(jì)算公式即可得出發(fā)動(dòng)機(jī)在正常運(yùn)行下的噪聲聲功率和倒拖狀態(tài)下的聲功率，兩者相減即為燃燒噪聲的聲功率。其貢獻(xiàn)值由燃燒噪聲和發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作時(shí)噪聲的聲功率比值獲得,根據(jù)燃燒噪聲的聲功率，再利用聲功率、聲功率級(jí)和聲壓級(jí)的換算公式推出燃燒噪聲的聲壓級(jí)。

通過發(fā)動(dòng)機(jī)前側(cè)面、頂側(cè)面、進(jìn)氣側(cè)和排氣側(cè)的傳感器測(cè)得聲壓值，然后進(jìn)行1 m平均聲壓級(jí)計(jì)算。本次試驗(yàn)測(cè)試環(huán)境是在標(biāo)準(zhǔn)條件下，并且是在測(cè)量點(diǎn)噪聲與背景噪聲之差遠(yuǎn)小于10 dB的半自由聲場(chǎng)消聲室進(jìn)行。平均聲壓級(jí)計(jì)算公式如下：

(1)

聲功率級(jí)和聲壓級(jí)的換算則用式(2)：

(2)

式中：LW為A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)；S為目標(biāo)機(jī)包絡(luò)面面積，由發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際尺寸測(cè)得；S0為面積基準(zhǔn)值[9]。

聲功率和聲功率級(jí)的換算按照下式進(jìn)行：

W=10(0.1LW-12)。

(3)

式中：W為聲功率。

聲功率可以線性疊加，整機(jī)噪聲聲功率和機(jī)械噪聲聲功率相減即為燃燒噪聲聲功率。再根據(jù)燃燒噪聲的聲功率，利用上述公式換算出燃燒噪聲聲壓級(jí)。

根據(jù)下式，可計(jì)算出燃燒噪聲對(duì)整機(jī)的貢獻(xiàn)度。

(4)

式中：η為燃燒噪聲對(duì)整機(jī)的貢獻(xiàn)度。

2 燃燒噪聲試驗(yàn)設(shè)備及過程

2.1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)及測(cè)試設(shè)備

本試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)見表1。

表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)基本參數(shù)

本研究涉及的噪聲源識(shí)別試驗(yàn)在天津大學(xué)進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)室長、寬、高分別為11.4m，7.2m，6.9m。該實(shí)驗(yàn)室四周和地面進(jìn)行過消聲處理，避免了外界噪聲和試驗(yàn)噪聲的相互干擾，其最低環(huán)境背景噪聲僅有18dB。本次試驗(yàn)所需的測(cè)量參數(shù)主要有缸壓、噪聲源信號(hào)、缸蓋表面振動(dòng)信號(hào)、進(jìn)排氣壓力和溫度。主要試驗(yàn)設(shè)備見表2。

表2 主要試驗(yàn)設(shè)備

2.2 試驗(yàn)過程

本次試驗(yàn)中最關(guān)鍵的是發(fā)動(dòng)機(jī)在穩(wěn)定工況下拖動(dòng)噪聲的測(cè)量。在測(cè)量開始時(shí)，先將發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)至國家標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的穩(wěn)定狀態(tài)，即發(fā)動(dòng)機(jī)的機(jī)油溫度、冷卻液溫度均達(dá)到正常工作狀態(tài)下的溫度，然后進(jìn)行整機(jī)噪聲的測(cè)量，依次對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)在空載和半載條件下各個(gè)轉(zhuǎn)速工況對(duì)應(yīng)的燃燒噪聲進(jìn)行測(cè)量。

按照GB/T1895—2000的要求進(jìn)行測(cè)點(diǎn)布置和整機(jī)輻射噪聲測(cè)量,試驗(yàn)時(shí)聲壓傳感器布置見圖1。由于發(fā)動(dòng)機(jī)底面離地面距離很小，發(fā)動(dòng)機(jī)后端面連接有測(cè)功機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)的底面和后端面不方便聲壓傳感器的布置，故只分別對(duì)進(jìn)氣和排氣側(cè)、前側(cè)和頂面距發(fā)動(dòng)機(jī)包絡(luò)面1m處的聲壓級(jí)進(jìn)行測(cè)量。

圖1 聲壓傳感器布置

3 燃燒噪聲試驗(yàn)結(jié)果

3.1 空載加速工況燃燒噪聲試驗(yàn)結(jié)果

圖2示出發(fā)動(dòng)機(jī)空載時(shí)各個(gè)轉(zhuǎn)速下進(jìn)排氣側(cè)、前側(cè)和頂面位置的發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)噪聲和除去其他噪聲之后的燃燒噪聲1m聲壓級(jí)測(cè)量數(shù)據(jù)。 從圖中可以看出，在進(jìn)氣側(cè)，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 400r/min時(shí)，整機(jī)噪聲為76.3dB，燃燒噪聲為64.1dB，但當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為4 000r/min時(shí)，整機(jī)噪聲為89.25dB，燃燒噪聲為86.12dB，由此可以看出，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的提高，燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)增加。此外，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2 600r/min時(shí)，燃燒噪聲出現(xiàn)了明顯的波動(dòng)，這是因?yàn)榇宿D(zhuǎn)速下發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒得到改善，使得燃燒噪聲下降。

圖2 空載工況各轉(zhuǎn)速下進(jìn)排氣側(cè)、前側(cè)和頂面位置的燃燒噪聲

與進(jìn)氣側(cè)類似，在排氣側(cè)，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2 600r/min時(shí)，燃燒噪聲也出現(xiàn)了明顯波動(dòng)。在空載工況時(shí)，前側(cè)面和頂面的燃燒噪聲也隨著發(fā)動(dòng)機(jī)的加速而不斷提高。綜合對(duì)比可知，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒噪聲在空載加速工況時(shí)，均隨著轉(zhuǎn)速的提高而逐漸升高，分析原因可知，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速增加時(shí)噴油速率及噴油量均增加，燃燒室內(nèi)可點(diǎn)燃油氣混合物增加，燃燒更劇烈充分，缸內(nèi)氣體壓力波傳播速度更快。綜合對(duì)比可知，對(duì)于整機(jī)噪聲，排氣側(cè)燃燒噪聲的貢獻(xiàn)量最小，頂面燃燒噪聲的貢獻(xiàn)度最大。

圖3示出空載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲1m平均聲壓級(jí)的變化。從圖中可以看出，燃燒噪聲平均聲壓級(jí)在加速過程的變化規(guī)律和各個(gè)側(cè)面位置燃燒噪聲變化規(guī)律大致相同，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2 600r/min和3 800r/min時(shí)，燃燒噪聲也出現(xiàn)了明顯波動(dòng)。

圖3 空載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲1 m平均聲壓級(jí)

在圖4中，空載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值從1 600r/min時(shí)的8.5%上升到2 400r/min時(shí)的29.1%，最后在20.1%～30.5%范圍內(nèi)波動(dòng)。分析燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值變化能夠得出，空載加速工況時(shí)，相對(duì)于其他噪聲成分，燃燒噪聲所占比例較小，其他噪聲為整機(jī)噪聲的主導(dǎo)成分。

圖4 空載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值

3.2 半載加速工況燃燒噪聲試驗(yàn)結(jié)果

圖5示出發(fā)動(dòng)機(jī)半載時(shí)各個(gè)轉(zhuǎn)速工況下不同位置的發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)噪聲和除去其他噪聲之后的燃燒噪聲1m聲壓級(jí)測(cè)量數(shù)據(jù)。分析圖5可知，在半載工況下，發(fā)動(dòng)機(jī)的整機(jī)噪聲和燃燒噪聲均隨著轉(zhuǎn)速的提高而逐漸升高。但是，在少數(shù)轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，例如在3 800r/min時(shí)的進(jìn)氣側(cè)和前側(cè)面、3 600r/min時(shí)的排氣側(cè)，燃燒噪聲都出現(xiàn)了下降。在圖5中對(duì)比各個(gè)側(cè)面燃燒噪聲和其他噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)比例可以看出，各個(gè)側(cè)面的燃燒噪聲在中低轉(zhuǎn)速時(shí)對(duì)整機(jī)噪聲影響最大，高速階段影響最小。

圖5 半載工況各轉(zhuǎn)速下進(jìn)排氣側(cè)、前側(cè)和頂面位置的燃燒噪聲

圖6示出半載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲1m平均聲壓級(jí)變化。從圖中可以看出，半載工況時(shí)燃燒噪聲平均聲壓級(jí)在加速過程的變化規(guī)律和各個(gè)側(cè)面位置燃燒噪聲變化規(guī)律大致相同。同樣，在轉(zhuǎn)速為3 800r/min及其相鄰轉(zhuǎn)速時(shí)，燃燒噪聲出現(xiàn)了陡然下降的趨勢(shì)。

圖6 半載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲1 m平均聲壓級(jí)

圖7示出半載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲相對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值變化。從圖7中可看出，半載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值從1 600r/min時(shí)的43.9%上升到2 200r/min時(shí)的60.1%，之后開始下降，在3 800r/min時(shí)降到最低，為18.9%。同樣，通過分析燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值變化能夠得出，在半載工況的中低轉(zhuǎn)速時(shí)，燃燒噪聲占主要成分，在高速階段時(shí)，和空載加速工況時(shí)的情況大致相同，相對(duì)于其他噪聲成分，燃燒噪聲所占比例較小，其他噪聲為整機(jī)噪聲的主導(dǎo)成分。

圖7 半載工況各轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值

3.3 不同負(fù)載下燃燒噪聲對(duì)比

圖8示出空載和半載工況時(shí)不同轉(zhuǎn)速下的燃燒噪聲1m平均聲壓級(jí)變化。從圖中可以看出，燃燒噪聲受發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷的影響，負(fù)荷越大，燃燒噪聲越大，在中低轉(zhuǎn)速尤為明顯，在高速階段負(fù)荷變化對(duì)燃燒噪聲幾乎沒影響。

圖8 空載和半載工況時(shí)不同轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲1 m聲壓級(jí)

圖9示出空載和半載工況時(shí)不同轉(zhuǎn)速下燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲貢獻(xiàn)值的變化對(duì)比。分析圖中曲線可以看出，發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷影響著燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值，在中低轉(zhuǎn)速階段影響最大，發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷越大，燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值越大。在高速階段，發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷對(duì)貢獻(xiàn)值幾乎沒影響。就半載加速和空載加速工況時(shí)燃燒噪聲的平均貢獻(xiàn)值來看，空載加速時(shí)燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的平均貢獻(xiàn)值為22.2%，明顯小于半載加速時(shí)的43.6%。

圖9 空載和半載加速下燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)值

4 氣體動(dòng)力載荷對(duì)燃燒噪聲的影響

發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒噪聲產(chǎn)生的根本原因是缸內(nèi)壓力的變化。相關(guān)文獻(xiàn)[10-12]表明，氣體動(dòng)力載荷中缸內(nèi)壓力和壓力升高率最大值是影響燃燒噪聲的主要因素。圖10示出了空載工況時(shí)不同轉(zhuǎn)速下最大氣缸壓力及最大壓力升高率的變化趨勢(shì)。從圖中可以看出，最大氣缸壓力隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的提高而增大，而燃燒噪聲隨轉(zhuǎn)速提高也呈上升趨勢(shì)，這是因?yàn)闅飧變?nèi)壓力增大引起動(dòng)力載荷，此類動(dòng)力載荷作用在機(jī)體上產(chǎn)生噪聲。從局部上看，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為2 550r/min及3 800r/min時(shí)，最大氣缸壓力均出現(xiàn)波動(dòng)。隨著轉(zhuǎn)速的升高，最大壓力升高率整體呈上升趨勢(shì)，但僅在轉(zhuǎn)速為2 650r/min時(shí)最大壓力升高率曲線出現(xiàn)下凹，在3 800r/min時(shí)未出現(xiàn)下降趨勢(shì)。

上述分析表明，空載時(shí)隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的提高，燃燒噪聲呈上升趨勢(shì)的原因是最大氣缸壓力和最大壓力升高率整體升高；在2 600r/min時(shí)燃燒噪聲出現(xiàn)下降的原因是最大壓力升高率引起的動(dòng)力載荷和最大氣缸壓力引起的氣體高頻振動(dòng)同時(shí)減弱；而在3 800r/min時(shí)燃燒噪聲出現(xiàn)下降主要是因?yàn)樵撧D(zhuǎn)速下燃燒性能異常，最大氣缸壓力引起的氣體壓力波傳播速度降低，氣體的高頻振動(dòng)減弱，該工況下最大氣缸壓力對(duì)燃燒噪聲的影響大于最大壓力升高率。

圖10 空載加速時(shí)最大氣缸壓力及最大壓力升高率

圖11示出半載加速時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)最大氣缸壓力及最大壓力升高率變化趨勢(shì)。與空載加速時(shí)類似，最大氣缸壓力及最大壓力升高率在加速時(shí)呈上升趨勢(shì)，燃燒噪聲呈上升趨勢(shì)。燃燒噪聲在轉(zhuǎn)速為3 800r/min時(shí)出現(xiàn)下降，即最大氣缸壓力和最大壓力升高率在3 800r/min及其相鄰轉(zhuǎn)速也出現(xiàn)下降趨勢(shì)。說明了燃燒噪聲在此轉(zhuǎn)速出現(xiàn)拐點(diǎn)的原因也是由于此轉(zhuǎn)速下的最大氣缸壓力及最大壓力升高率出現(xiàn)了變化,該轉(zhuǎn)速下的缸內(nèi)壓力變化出現(xiàn)波動(dòng)的可能原因是此工況下的點(diǎn)火提前角和噴油規(guī)律標(biāo)定不合理；最大壓力升高率在2 000r/min左右時(shí)出現(xiàn)了下降，而由上一節(jié)分析可知，該轉(zhuǎn)速下的燃燒噪聲并沒出現(xiàn)太大波動(dòng)，最大氣缸壓力對(duì)燃燒噪聲的影響更大,氣缸壓力是燃燒噪聲的表征量[6]。

圖11 半載加速時(shí)最大氣缸壓力及最大壓力升高率

5 結(jié)論

a) 空載加速工況時(shí)，相對(duì)于其他噪聲成分，燃燒噪聲所占比例較小，其他噪聲為整機(jī)噪聲的主導(dǎo)成分；在半載工況下，中低轉(zhuǎn)速時(shí)燃燒噪聲為主要成分，在高速階段，燃燒噪聲所占比例較小；

b) 發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷對(duì)噪聲貢獻(xiàn)值的影響在中低轉(zhuǎn)速最為明顯，在高速階段幾乎沒影響；就半載加速和空載加速工況時(shí)燃燒噪聲的平均貢獻(xiàn)值來看，空載加速時(shí)燃燒噪聲對(duì)整機(jī)噪聲的平均貢獻(xiàn)值為22.2%，明顯小于半載加速時(shí)的43.6%；

c) 隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的提高，最大氣缸壓力及最大壓力升高率增大，燃燒噪聲呈上升趨勢(shì)，表明缸內(nèi)壓力的變化是產(chǎn)生燃燒噪聲的根本原因，同時(shí)加速時(shí)最大氣缸壓力和燃燒噪聲的變化趨勢(shì)更相似，可以近似表征燃燒噪聲。

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[編輯： 潘麗麗]

ExperimentalResearchonCombustionNoiseofVehicleTurbochargedGDIEngine

YANGJing1,2,ZHANGYu1,HUHuiyong1,FENGRenhua2,WANGYi1,LICan1

(1.StateKeyLaboratoryofAdvancedDesignandManufactureforVehicleBody，HunanUniversity，Changsha410082,China; 2.KeyLaboratoryofAdvancedManufactureTechnologyforAutomobileParts,MinistryofEducation,ChongqingUniversityofTechnology,Chongqing400054,China)

Experimental research on engine combustion noise were conducted on a turbocharged gasoline direct injection (GDI) engine through no-load and half-load motoring acceleration test. Combined with measurement of in-cylinder burning gas pressure, the effects of gas dynamic load on combustion noise were investigated to analyze the root reason of combustion noise. The results show that engine combustion noise increases with the increase of engine load at low and medium engine speeds and the contribution of combustion noise to engine overall sound power level also increases. But at high speed, the contribution is sensitive to engine load increasing. In addition，the average contribution of combustion noise to engine overall sound power is 22.2% and 43.6% respectively at no-load and half-load acceleration conditions and the former is obviously lower than the latter. Generally, the trends of maximum in-cylinder gas pressure and maximum pressure rise rate agree with that of combustion noise and the influence of maximum cylinder pressure on combustion noise is more obvious.

gasoline engine； combustion noise; contribution ratio； influencing factor

2017-02-12；

2017-04-10

國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)項(xiàng)目(2012AA111801)

楊靖(1957—)，女，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)性能優(yōu)化與匹配；yangjing10@vip.sina.com。

張宇(1992—)，男，碩士，主要研究方向?yàn)榘l(fā)動(dòng)機(jī)多體動(dòng)力學(xué)、發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒、發(fā)動(dòng)機(jī)性能優(yōu)化；1484678142@qq.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2017.03.005

TK411.6

B

1001-2222(2017)03-0027-06