羅福強(qiáng),丁鑫華,吳少喆,金天宇,王楚翹,伍子旭

(1.江蘇大學(xué)汽車與交通工程學(xué)院,江蘇 鎮(zhèn)江 212031;2.江蘇大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,江蘇 鎮(zhèn)江 212031)

隨著汽車市場(chǎng)的發(fā)展,汽車銷售量迅速提升。據(jù)統(tǒng)計(jì),我國汽車保有量已超過3億輛[1]。大量汽車涌入城市,使道路交通成為城市噪聲的最主要來源之一[2-3]。道路交通產(chǎn)生的噪聲主要是發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲以及車輛與周圍環(huán)境的相互作用[4]。在人口密集的城市中心,由于車速較低,發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲在車輛總噪聲中處于主導(dǎo)地位[5]。此外,發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲處在人聽覺高度敏感的頻率范圍[5],長(zhǎng)期暴露于噪聲環(huán)境會(huì)對(duì)人體造成不可逆的傷害[6-8]。因此人們現(xiàn)在越來越關(guān)注汽車的NVH(Noise Vibration Harshness)性能,噪聲優(yōu)化也成為發(fā)動(dòng)機(jī)制造的關(guān)鍵。

發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲包括機(jī)械噪聲、空氣動(dòng)力噪聲和燃燒噪聲,其中燃燒噪聲是柴油機(jī)噪聲的主要來源[9]。大量研究表明,燃燒過程中的最高燃燒壓力、壓力升高率、放熱率等燃燒特性參數(shù)與發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲之間存在顯著的相關(guān)性。壓力升高率是衡量缸內(nèi)燃燒粗暴程度的常用指標(biāo)[10-11],壓力升高率大意味著燃燒過程粗暴,從而導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒噪聲和整機(jī)輻射噪聲增大[12-13]。放熱率峰值及放熱持續(xù)時(shí)間會(huì)影響氣缸壓力高頻振蕩,從而對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲產(chǎn)生影響[14],先慢后快的放熱規(guī)律可以有效降低燃燒初期的壓力升高率以及氣缸最高燃燒壓力,從而降低氣缸壓力高頻振蕩,使燃燒噪聲和整機(jī)輻射噪聲降低[15-17]。

因?yàn)檐囕v怠速時(shí)風(fēng)噪聲及胎噪聲幾乎可以忽略,所以發(fā)動(dòng)機(jī)怠速噪聲是解決車輛怠速噪聲問題的關(guān)鍵。研究表明,采用消隙齒輪和集成VCT (Variable Camshaft Timing)可以有效減少機(jī)械敲擊聲,從而降低發(fā)動(dòng)機(jī)怠速時(shí)的機(jī)械噪聲[18-19]。Ghaffarpour等[16]發(fā)現(xiàn),燃油噴射速率曲線形狀對(duì)燃燒噪聲的影響在低速低負(fù)荷工況時(shí)比在高速高負(fù)荷工況時(shí)更為明顯。Giakoumis等[20]的研究表明,大幅度增加怠速轉(zhuǎn)速可以使燃燒過程更加穩(wěn)定,但同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致燃燒噪聲明顯增大。雖然這些研究從不同角度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的怠速噪聲問題進(jìn)行了分析,但均沒有對(duì)同一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn),或者沒有考慮發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行時(shí)的工作狀態(tài)。

本研究從實(shí)際問題出發(fā),研究了冷卻液溫度和轉(zhuǎn)速小幅度變化對(duì)柴油機(jī)噪聲的影響。此外還模擬了車載空調(diào)開啟和關(guān)閉時(shí)柴油機(jī)的工作狀態(tài),并研究了這兩種狀態(tài)下柴油機(jī)的噪聲變化。試驗(yàn)測(cè)量了柴油機(jī)的聲功率并采集了近場(chǎng)噪聲聲壓信號(hào),同時(shí)使用燃燒分析儀對(duì)柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒特性參數(shù)進(jìn)行了采集。研究分析了不同工況下柴油機(jī)怠速噪聲聲功率級(jí)的變化。采用快速傅里葉變換(FFT,Fast Fourier Transform)[21]計(jì)算了近場(chǎng)噪聲頻譜,并通過頻譜分析研究了冷卻液溫度(CT)、怠速轉(zhuǎn)速和空調(diào)開關(guān)狀態(tài)(AC ON/OFF)對(duì)不同頻率近場(chǎng)噪聲的影響,并分析了最高燃燒壓力、壓力升高率及放熱率等燃燒特性參數(shù)與噪聲變化的對(duì)應(yīng)關(guān)系。

1 柴油機(jī)噪聲測(cè)量試驗(yàn)及燃燒特性參數(shù)測(cè)量試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)臺(tái)架及設(shè)備

試驗(yàn)對(duì)象為某輕型車用、搭載高壓共軌電控噴射系統(tǒng)的柴油機(jī)。該柴油機(jī)采用預(yù)噴-主噴的噴射策略,排量2.5 L,怠速轉(zhuǎn)速(750±25) r/min。試驗(yàn)分為燃燒特性參數(shù)測(cè)量試驗(yàn)和噪聲測(cè)量試驗(yàn)兩部分。燃燒特性參數(shù)測(cè)量試驗(yàn)針對(duì)柴油機(jī)的缸內(nèi)燃燒情況,使用燃燒分析儀測(cè)量了柴油機(jī)的氣缸壓力?；跉飧讐毫τ?jì)算了放熱率、壓力升高率等燃燒特性參數(shù),并計(jì)算了氣缸內(nèi)燃燒噪聲FFT譜。噪聲測(cè)量試驗(yàn)根據(jù)GB/T 1859.1—2015《往復(fù)式內(nèi)燃機(jī) 聲壓法聲功率級(jí)的測(cè)定 第1部分：工程法》[22],采用聲壓法測(cè)量了柴油機(jī)的聲功率。聲功率測(cè)量傳感器采用九點(diǎn)法布置。試驗(yàn)還測(cè)量了發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)排氣歧管側(cè)的近場(chǎng)噪聲,下文簡(jiǎn)稱為進(jìn)排氣側(cè)噪聲。試驗(yàn)使用的AVL-GH14DK壓電式壓力傳感器具有較好的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性,能準(zhǔn)確測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸內(nèi)的高頻壓力變化。試驗(yàn)用麥克風(fēng)為Bruel&Kjaer-4189,設(shè)定采樣頻率為20 480 Hz,可以對(duì)怠速噪聲進(jìn)行準(zhǔn)確測(cè)量。試驗(yàn)用到的主要儀器、設(shè)備見表1。試驗(yàn)臺(tái)架示意見圖1。

表1 主要試驗(yàn)設(shè)備

為保證聲功率測(cè)量結(jié)果的準(zhǔn)確性,各測(cè)點(diǎn)測(cè)得的聲壓級(jí)的標(biāo)準(zhǔn)偏差s(Lpm)應(yīng)滿足式(1),聲功率級(jí)Lw通過式(2)計(jì)算。

(1)

(2)

式中：N為測(cè)點(diǎn)數(shù)目;Lpi為第i個(gè)測(cè)點(diǎn)處測(cè)得的聲壓級(jí);Lpm為各測(cè)點(diǎn)測(cè)得的聲壓級(jí)的算數(shù)平均值;K1,K2分別為背景修正與環(huán)境修正,本試驗(yàn)條件下K1=0 dB,K2=1.7 dB;S=26 m2,為測(cè)量表面面積;S0=1 m2,為基準(zhǔn)面積。

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架示意

為呈現(xiàn)更符合人聽覺的測(cè)量結(jié)果,聲功率級(jí)與聲壓級(jí)均采用A計(jì)權(quán)[23]處理。聲功率測(cè)量的測(cè)點(diǎn)距離(d)按照GB/T 1859.1—2015設(shè)置為1 m。進(jìn)排氣側(cè)噪聲的測(cè)點(diǎn)布置在距機(jī)體0.2 m處(見圖2)。

圖2 近場(chǎng)噪聲測(cè)點(diǎn)位置

1.2 試驗(yàn)方案

為研究車輛怠速時(shí)開空調(diào)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲的影響,試驗(yàn)?zāi)M了發(fā)動(dòng)機(jī)在整車上的怠速開關(guān)空調(diào)工況,并在不同的冷卻液溫度下進(jìn)行了燃燒特性參數(shù)測(cè)量試驗(yàn)和噪聲測(cè)量試驗(yàn),具體的試驗(yàn)工況見表2。模擬開關(guān)空調(diào)工況通過ECU控制預(yù)噴及主噴的循環(huán)供油量來實(shí)現(xiàn)。關(guān)空調(diào)工況即正常怠速工況,此時(shí)的循環(huán)供油量為5 mg,其中預(yù)噴油量為0.94 mg,主噴油量為4.06 mg;開空調(diào)時(shí),柴油機(jī)需要增大輸出動(dòng)力以維持空調(diào)的運(yùn)轉(zhuǎn),因此開空調(diào)工況下柴油機(jī)的循環(huán)供油量需有所增加。本研究中模擬開空調(diào)工況時(shí)的柴油機(jī)循環(huán)供油量為10 mg,其中預(yù)噴油量為1.46 mg,主噴油量為8.54 mg。試驗(yàn)設(shè)定冷卻液溫度分別為53 ℃與60 ℃,以研究冷卻液溫度變化對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲的影響。冷卻液溫度變化時(shí)不改變預(yù)、主噴循環(huán)供油量,但噴射策略確定的噴射正時(shí)有相應(yīng)變化。為保證氣缸壓力測(cè)量結(jié)果的準(zhǔn)確性,試驗(yàn)前通過倒拖試驗(yàn)確定發(fā)動(dòng)機(jī)的上止點(diǎn)。為降低循環(huán)波動(dòng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響[24],試驗(yàn)采集的氣缸壓力為發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)連續(xù)200個(gè)循環(huán)的平均壓力,噪聲信號(hào)的采樣持續(xù)時(shí)間為14 s。

表2 試驗(yàn)工況

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 不同冷卻液溫度時(shí)的噪聲

試驗(yàn)測(cè)得不同轉(zhuǎn)速下冷卻液溫度為53 ℃與60 ℃時(shí)的柴油機(jī)怠速噪聲聲功率級(jí)(見圖3)。結(jié)果表明,各轉(zhuǎn)速下的怠速噪聲在冷卻液溫度降低時(shí)均會(huì)增大,低冷卻液溫度導(dǎo)致750 r/min,780 r/min與820 r/min的怠速噪聲聲功率級(jí)分別提高了0.65 dB,0.60 dB與0.59 dB。

圖3 不同冷卻液溫度和轉(zhuǎn)速時(shí)的柴油機(jī)噪聲聲功率級(jí)

為深入研究冷卻液溫度對(duì)怠速噪聲的影響,本研究以750 r/min怠速轉(zhuǎn)速下不同冷卻液溫度時(shí)測(cè)得的柴油機(jī)近場(chǎng)噪聲為依據(jù)進(jìn)行了分析。使用FFT計(jì)算了進(jìn)排氣側(cè)噪聲的頻譜,并進(jìn)行了1/3倍頻程處理,結(jié)果見圖4。其中冷卻液溫度為53 ℃與60 ℃時(shí)的進(jìn)氣側(cè)噪聲聲壓級(jí)分別為92.06 dB與92.12 dB,排氣側(cè)噪聲聲壓級(jí)分別為93.90 dB與92.93 dB。該工況下冷卻液溫度降低并沒有對(duì)進(jìn)氣側(cè)噪聲產(chǎn)生較大影響,但排氣側(cè)噪聲顯著增大。從頻譜圖中可以看出,750 r/min怠速噪聲的頻譜曲線峰值集中在400～1 800 Hz范圍,并且冷卻液溫度降低會(huì)導(dǎo)致排氣側(cè)500～1 250 Hz以及進(jìn)排氣側(cè)3 000～6 000 Hz范圍的噪聲明顯增大。由于噪聲水平對(duì)噪聲頻譜曲線的峰值更為敏感,并且人耳對(duì)1 000～5 000 Hz范圍內(nèi)的噪聲更為敏感,所以1 000 Hz左右的噪聲增大導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)排氣側(cè)噪聲增大更為明顯。雖然冷卻液溫度降低也導(dǎo)致100 Hz以下的噪聲增大明顯,但因?yàn)槿硕鷮?duì)該頻段噪聲有較強(qiáng)的衰減,所以該頻率噪聲的增大并不會(huì)對(duì)可聽噪聲產(chǎn)生較大影響。雖然2階次頻率處(25 Hz)在往復(fù)慣性力以及發(fā)動(dòng)機(jī)著火的作用下,噪聲頻譜顯示出了明顯的峰值,但人耳對(duì)該頻率處噪聲存在約40 dB的衰減,所以2階次的激勵(lì)對(duì)可聽怠速噪聲的影響并不明顯。2階次激勵(lì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)NVH性能的影響主要體現(xiàn)在振動(dòng)上[25]。

圖4 750 r/min時(shí)不同冷卻液溫度下的柴油機(jī)近場(chǎng)噪聲頻譜

如表2所示,當(dāng)冷卻液溫度從60 ℃下降到53 ℃時(shí),雖然溫度降低的幅度較小,但ECU仍大幅提前了預(yù)噴及主噴的噴射時(shí)刻。這能在很大程度上降低發(fā)動(dòng)機(jī)的失火概率,保證柴油機(jī)穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn),但過早的噴油正時(shí)導(dǎo)致放熱提前,使燃燒過程更加粗暴,從而使噪聲增大。圖5示出冷卻液溫度為53 ℃和60 ℃,轉(zhuǎn)速為750 r/min時(shí)的柴油機(jī)怠速燃燒特性參數(shù)。從圖5可以看出,冷卻液溫度為53 ℃時(shí),由于預(yù)噴大幅提前,導(dǎo)致預(yù)噴對(duì)應(yīng)的燃燒在上止點(diǎn)前發(fā)生?；钊闲羞^程中的燃燒使氣缸壓力升高率顯著增大。冷卻液53 ℃時(shí)預(yù)噴燃油燃燒引起的氣缸壓力升高量就超過了冷卻液60 ℃時(shí)主噴燃油燃燒引起的氣缸壓力升高量。這意味著冷卻液溫度的降低使燃燒粗暴程度加劇,使得500～1 250 Hz范圍內(nèi)的噪聲增大[26]。此外,放熱提前也使氣缸最高燃燒壓力明顯增大,導(dǎo)致活塞敲擊噪聲增大[27]。由于低溫下潤(rùn)滑油流動(dòng)性較差,柴油機(jī)潤(rùn)滑不良導(dǎo)致的機(jī)械噪聲增大,也是冷卻液溫度為53 ℃時(shí)柴油機(jī)噪聲較大的因素之一。圖6示出基于氣缸壓力計(jì)算的氣缸內(nèi)燃燒噪聲頻譜。由圖6可以看出,氣缸內(nèi)燃燒噪聲頻譜曲線在1 000～2 300 Hz頻率急劇下降,隨后迅速上升,然后保持緩慢下降的趨勢(shì),直到6 000 Hz左右后再次迅速下降。這種趨勢(shì)與近場(chǎng)噪聲頻譜曲線在該頻率內(nèi)的變化趨勢(shì)基本吻合。據(jù)此可以判斷氣缸壓力高頻振蕩是3 000～6 000 Hz噪聲的主要激勵(lì)源,該結(jié)論與He[26]與Wei[28]的研究結(jié)果相符。

圖5 冷卻液53 ℃和60 ℃,750 r/min關(guān)空調(diào)工況柴油機(jī)的缸內(nèi)燃燒特性參數(shù)

圖6 冷卻液53 ℃和60 ℃,750 r/min關(guān)空調(diào)工況柴油機(jī)的氣缸內(nèi)燃燒噪聲頻譜

基于該頻譜并結(jié)合式(3)計(jì)算了該工況下氣缸內(nèi)燃燒噪聲的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)。

(3)

式中：pcyl為經(jīng)過FFT后基于頻率的氣缸壓力;pref為參考?jí)毫?pref=2×10-5Pa。

計(jì)算結(jié)果顯示：冷卻液溫度為53 ℃和60 ℃時(shí),氣缸內(nèi)燃燒噪聲的聲壓級(jí)分別為179.23 dB和178.97 dB。說明冷卻液溫度降低時(shí)噴射策略的調(diào)整會(huì)導(dǎo)致氣缸內(nèi)燃燒噪聲的增加。

2.2 不同怠速轉(zhuǎn)速時(shí)的噪聲

從圖3可以看出,隨著怠速轉(zhuǎn)速的提高,怠速關(guān)空調(diào)噪聲呈現(xiàn)出先下降后穩(wěn)定的趨勢(shì)。怠速轉(zhuǎn)速從750 r/min提高到780 r/min,冷卻液溫度為53 ℃與60 ℃時(shí)的怠速噪聲聲功率級(jí)分別下降了0.89 dB與0.83 dB;怠速轉(zhuǎn)速進(jìn)一步從780 r/min提升到820 r/min,冷卻液溫度為53 ℃與60 ℃時(shí)的怠速噪聲聲功率級(jí)均沒有明顯變化。

為進(jìn)一步研究轉(zhuǎn)速對(duì)柴油機(jī)怠速噪聲的影響,計(jì)算了冷卻液溫度為60 ℃、怠速時(shí)的近場(chǎng)噪聲頻譜,結(jié)果見圖7。結(jié)果表明,隨著怠速轉(zhuǎn)速的提高,進(jìn)氣側(cè)噪聲聲壓級(jí)逐漸下降,750 r/min,780 r/min與820 r/min轉(zhuǎn)速下分別為92.12 dB,91.44 dB,91.06 dB;排氣側(cè)噪聲聲壓級(jí)先顯著下降后略微升高,分別為92.93 dB,92.00 dB,92.24 dB。

圖7 冷卻液60 ℃,不同怠速時(shí)的柴油機(jī)近場(chǎng)噪聲頻譜

從圖7可以看出,不同轉(zhuǎn)速下柴油機(jī)怠速噪聲頻譜曲線的峰值均在400～1 800 Hz范圍,但各轉(zhuǎn)速下頻譜曲線峰值的頻率明顯不同,該現(xiàn)象在進(jìn)氣側(cè)噪聲頻譜中尤為明顯。780 r/min進(jìn)氣側(cè)噪聲峰值的中心頻率為500 Hz,820 r/min進(jìn)氣側(cè)噪聲峰值的中心頻率為800 Hz,而750 r/min進(jìn)氣側(cè)噪聲有兩個(gè)峰值,中心頻率分別為500 Hz與1 250 Hz。這說明轉(zhuǎn)速變化會(huì)使柴油機(jī)噪聲的峰值頻率發(fā)生變化,選擇合適的怠速轉(zhuǎn)速可以有效降低噪聲頻譜峰值的大小以及數(shù)量,進(jìn)而有效降低柴油機(jī)的整機(jī)怠速噪聲水平。

圖8示出冷卻液溫度為60 ℃時(shí)不同怠速下的柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒特性參數(shù)。結(jié)果表明,怠速轉(zhuǎn)速較低時(shí)缸內(nèi)溫度較低,為保證較低怠速轉(zhuǎn)速下柴油機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)的穩(wěn)定性,750 r/min時(shí)噴射策略采用更早的噴射正時(shí),導(dǎo)致燃燒提前、壓力升高率較大,最高燃燒壓力在更靠近上止點(diǎn)的位置出現(xiàn)且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)。這表明該轉(zhuǎn)速下燃燒過程更加粗暴,從而在500～1 600 Hz頻率范圍產(chǎn)生了更高的噪聲。雖然820 r/min時(shí)的氣缸最高燃燒壓力與750 r/min時(shí)接近,但出現(xiàn)相位較晚,持續(xù)時(shí)間也更短,所以在該頻段的噪聲也較低。但最高燃燒壓力延后也導(dǎo)致在最高燃燒壓力出現(xiàn)后的30°內(nèi)氣缸壓力一直處于較高水平。這使得擴(kuò)散燃燒期的氣缸壓力高頻振蕩更為劇烈,從而在2 000 Hz以上頻率段產(chǎn)生了更高的噪聲。

圖8 冷卻液60 ℃,不同怠速時(shí)的柴油機(jī)缸內(nèi)燃燒特性參數(shù)

采用與2.1節(jié)中相同的方法對(duì)冷卻液溫度為60 ℃時(shí)不同怠速下的氣缸內(nèi)燃燒噪聲的聲壓級(jí)進(jìn)行了計(jì)算。結(jié)果顯示,750 r/min,780 r/min與820 r/min怠速時(shí)的氣缸內(nèi)燃燒噪聲聲壓級(jí)分別為178.97 dB,179.11 dB與179.95 dB。隨著怠速轉(zhuǎn)速的提高,氣缸內(nèi)燃燒噪聲也隨之增大。該規(guī)律與柴油機(jī)整機(jī)噪聲隨怠速轉(zhuǎn)速變化的規(guī)律不同,與近場(chǎng)噪聲頻譜圖中2 000 Hz以上頻率段隨怠速轉(zhuǎn)速變化的規(guī)律較為相似。這是因?yàn)椴裼蜋C(jī)整機(jī)噪聲受到激勵(lì)源頻率、柴油機(jī)對(duì)不同激勵(lì)頻率的結(jié)構(gòu)衰減等多因素的影響。雖然怠速轉(zhuǎn)速提高導(dǎo)致氣缸壓力高頻振蕩加劇,進(jìn)而引起了2 000 Hz以上的噪聲增大,但整機(jī)怠速噪聲水平受400～1 800 Hz頻率段噪聲的影響更大。低怠速轉(zhuǎn)速下采用的噴射正時(shí)提前策略導(dǎo)致燃燒過程更加劇烈,在400～1 800 Hz頻段產(chǎn)生了更大的噪聲,所以低怠速時(shí)的整機(jī)噪聲更大。

2.3 開空調(diào)怠速噪聲

試驗(yàn)測(cè)取了轉(zhuǎn)速為780 r/min與820 r/min時(shí)的怠速開、關(guān)空調(diào)工況下噪聲的聲功率級(jí),結(jié)果見表3。結(jié)果表明,開空調(diào)會(huì)導(dǎo)致柴油機(jī)怠速噪聲顯著增大。冷卻液溫度為53 ℃時(shí),780 r/min與820 r/min轉(zhuǎn)速下開空調(diào)分別導(dǎo)致怠速噪聲聲功率級(jí)提高了0.64 dB與1.10 dB;冷卻液溫度為60 ℃時(shí),780 r/min與820 r/min轉(zhuǎn)速下開空調(diào)分別導(dǎo)致怠速噪聲聲功率級(jí)提高了0.77 dB與0.96 dB。

表3 柴油機(jī)怠速開關(guān)空調(diào)工況下噪聲聲功率級(jí)

圖9示出不同冷卻液溫度下820 r/min怠速開空調(diào)時(shí)柴油機(jī)的近場(chǎng)噪聲頻譜。從圖9可以看出,冷卻液溫度降低時(shí),開空調(diào)工況下的進(jìn)排氣側(cè)噪聲均有所增大。冷卻液溫度為53 ℃與60 ℃時(shí),開空調(diào)工況下的進(jìn)氣側(cè)噪聲聲壓級(jí)分別為92.99 dB與92.30 dB,排氣側(cè)噪聲聲壓及分別為93.59 dB與92.87 dB。將該頻譜圖與不同冷卻液溫度下750 r/min時(shí)柴油機(jī)的近場(chǎng)噪聲頻譜(圖4)對(duì)比,可以發(fā)現(xiàn)二者的頻譜曲線分布規(guī)律具有高度相似性,即開空調(diào)工況下,冷卻液溫度降低同樣會(huì)導(dǎo)致100 Hz以下、1 000 Hz左右以及3 000～6 000 Hz等處的噪聲增大。由此證明,冷卻液溫度影響噴射策略對(duì)柴油機(jī)噪聲的影響在低速低負(fù)荷工況具有一定的相似性。此外,從頻譜圖中還可以看出,怠速開空調(diào)時(shí)噪聲頻譜曲線的峰值也在400～1 800 Hz范圍。據(jù)此可得出結(jié)論,在低速低負(fù)荷工況,該柴油機(jī)的整機(jī)噪聲主要源自400～1 800 Hz范圍的噪聲。

圖9 冷卻液53 ℃和60 ℃,820 r/min時(shí)的柴油機(jī)怠速開空調(diào)近場(chǎng)噪聲頻譜

圖10示出冷卻液溫度60 ℃,820 r/min時(shí)開關(guān)空調(diào)狀態(tài)的柴油機(jī)近場(chǎng)噪聲頻譜圖。結(jié)果表明,開空調(diào)后進(jìn)排氣側(cè)噪聲均有明顯提高,其中進(jìn)氣側(cè)噪聲聲壓級(jí)從91.06 dB提高到92.3 dB,排氣側(cè)噪聲聲壓級(jí)從92.24 dB提高到92.87 dB。從頻譜圖中可以看出,開關(guān)空調(diào)對(duì)柴油機(jī)近場(chǎng)噪聲的影響主要表現(xiàn)在600 Hz以上。在800～1 250 Hz以及2 000 Hz以上的頻率范圍,無論在進(jìn)氣側(cè)還是排氣側(cè),開空調(diào)時(shí)的噪聲均顯著高于關(guān)空調(diào)時(shí)的噪聲。開空調(diào)導(dǎo)致1 000～1 250 Hz范圍內(nèi)的噪聲增大是開空調(diào)后柴油機(jī)整機(jī)噪聲增大的最主要原因。

圖11示出冷卻液溫度60 ℃,怠速820 r/min時(shí)開關(guān)空調(diào)工況的柴油機(jī)燃燒特性參數(shù)。從放熱率曲線可以看出,開空調(diào)時(shí)預(yù)噴油量與主噴油量增加,導(dǎo)致兩個(gè)放熱率峰值較關(guān)空調(diào)時(shí)均明顯提高。由于預(yù)噴燃油引起的燃燒更接近上止點(diǎn),所以即便開空調(diào)后預(yù)噴油量增加導(dǎo)致的放熱增量并不大,也會(huì)導(dǎo)致氣缸壓力升高率顯著提高,并對(duì)噪聲產(chǎn)生較大影響。開空調(diào)時(shí)預(yù)噴燃油燃燒引起的壓力升高率峰值就達(dá)到了關(guān)空調(diào)時(shí)主噴燃油燃燒引起的壓力升高率峰值的水平,而開空調(diào)時(shí)主噴燃油燃燒引起的壓力升高率峰值更是遠(yuǎn)大于關(guān)空調(diào)狀態(tài),因此開空調(diào)工況下整個(gè)燃燒過程的氣缸壓力均遠(yuǎn)高于關(guān)空調(diào)工況。開空調(diào)時(shí)更劇烈的燃燒不僅導(dǎo)致800～1 250 Hz的噪聲顯著增大,更高的氣缸壓力也使氣缸壓力高頻振蕩加劇,進(jìn)而導(dǎo)致2 000～6 000 Hz的噪聲明顯增大。同樣計(jì)算了該工況下缸內(nèi)燃燒噪聲的聲壓級(jí),結(jié)果顯示,開關(guān)空調(diào)時(shí)的燃燒噪聲聲壓級(jí)分別為182.83 dB與179.95 dB,即開空調(diào)會(huì)導(dǎo)致氣缸內(nèi)燃燒噪聲顯著增大。

圖10 冷卻液60 ℃,820 r/min時(shí)的柴油機(jī)怠速開關(guān)空調(diào)近場(chǎng)噪聲頻譜

3 結(jié)論

a) 怠速狀態(tài)下,一定范圍內(nèi)小幅度的冷卻液溫度變化會(huì)導(dǎo)致噴射策略顯著變化,即冷卻液溫度降低會(huì)使噴射策略確定的預(yù)、主噴正時(shí)提前,較早的噴油正時(shí)導(dǎo)致燃燒過程提前,燃油在靠近上止點(diǎn)的位置燃燒使氣缸壓力升高率及最高燃燒壓力增大;低冷卻液溫度下更劇烈的燃燒使400～1 800 Hz范圍內(nèi)噪聲增大,更高的氣缸燃燒壓力也導(dǎo)致氣缸壓力高頻振蕩加劇,導(dǎo)致3 000～6 000 Hz的噪聲增大;

b) 小幅度的轉(zhuǎn)速變化會(huì)導(dǎo)致柴油機(jī)怠速噪聲頻譜的峰值頻率發(fā)生變化,進(jìn)而導(dǎo)致柴油機(jī)整機(jī)噪聲發(fā)生變化,750 r/min時(shí)的進(jìn)氣側(cè)噪聲在400～1 800 Hz范圍內(nèi)存在2個(gè)峰值,而780 r/min與820 r/min時(shí)的進(jìn)氣側(cè)噪聲在400～1 800 Hz范圍內(nèi)僅存在1個(gè)峰值;750 r/min時(shí)噴射策略確定的噴油正時(shí)較早,壓力升高率較大,氣缸最高燃燒壓力在更靠近上止點(diǎn)的位置出現(xiàn)且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng),燃燒過程較780 r/min與820 r/min時(shí)更為劇烈,這是該轉(zhuǎn)速下噪聲較高的主要原因;

c) 開空調(diào)會(huì)導(dǎo)致柴油機(jī)怠速時(shí)的氣缸內(nèi)燃燒噪聲及整機(jī)輻射噪聲顯著增大,開空調(diào)導(dǎo)致的噪聲增大主要在800～1 250 Hz以及2 000 Hz以上頻率范圍;

d) 該柴油機(jī)的怠速噪聲頻譜曲線的峰值集中在400～1 800 Hz范圍,其中1 000 Hz左右頻率處的噪聲增大會(huì)導(dǎo)致柴油機(jī)整機(jī)怠速噪聲顯著增大。