發動機油軌脈動噪聲的仿真與試驗研究

黃波， 陶麗芳

(奇瑞汽車股份有限公司， 安徽 蕪湖 241009)

?

發動機油軌脈動噪聲的仿真與試驗研究

黃波， 陶麗芳

(奇瑞汽車股份有限公司， 安徽 蕪湖 241009)

針對某乘用車開發過程中出現的怠速低頻噪聲進行了研究，發現噪聲源為汽油機噴油器反復開啟產生的燃油壓力脈動。應用商業流體軟件對噴油器關閉瞬間燃油在油軌內的傳播過程進行三維仿真，得到油軌內的油壓變化規律。并在原機模型的基礎上分析了油軌尺寸和橫截面積的變化對油壓的影響。分析表明：油軌橫截面面積加大對油壓脈動有一定的降低作用；相同橫截面積條件下，長寬比越大，抑制油壓脈動的效果越好。優化方案的噪聲測試結果表明，方軌比圓軌的噪聲小，但圓軌帶內置緩沖器，效果最佳，可降低車內噪聲3.2 dB。

燃油壓力脈動； 仿真； 緩沖器； 噪聲

發動機的振動噪聲是汽車的主要噪聲源[1-3]，各大汽車制造商投入較大人力物力去減振降噪。經過多年發展，噪聲分析的理論和經驗已經比較成熟，相應地車內振動與噪聲也大幅降低。隨著主要振動噪聲源得到控制，整車背景噪聲不斷降低，原來不被關注的噪聲源凸顯出來，燃油系統噪聲已經成為整車的噪聲源之一[4-6]，尤其在整車怠速工況，燃油振動噪聲已成為影響乘用車噪聲、振動與聲振粗糙度(NVH)指標的重要因素之一。

國外學者通過仿真分析與試驗驗證相結合的正向開發的方式來優化汽車燃油壓力脈動噪聲，從而有效地解決了燃油壓力脈動噪聲問題。研究發現，通過改變燃油管路的材料、內徑、壁厚[7-8]，在油軌外側油管接頭上集成彈簧式燃油壓力脈動緩沖器[9]，在管路上增加隔離管夾[10]等方式可以抑制燃油壓力脈動，優化燃油壓力脈動噪聲。而國內對燃油壓力脈動噪聲的研究仍然處于起步階段，相關文獻資料較少。但在液壓脈動[11-12]、管道水錘效應分析[13-15]、發動機進、排氣系統噪聲優化[16-17]等方面有一些文獻資料，對燃油壓力脈動噪聲的研究有一定參考價值。

1 燃油壓力脈動噪聲理論

燃油在噴油器關閉瞬間流動受阻，由于慣性作用，燃油在受阻端的動能轉化為勢能，也就是壓力能，壓力能在管道內開始傳播，形成了壓力沖擊波。壓力波傳播過程中，勢能又轉化為動能，在燃油與燃油管路的管壁摩擦與變形作用下，動能逐漸衰減，直至為0。但噴油器周期性的開關一直連續進行，舊的勢能沒衰減完又產生了新的勢能，如此反復，便在燃油系統內形成了周期性的壓力脈動，進而產生燃油壓力脈動噪聲。其數學模型[18]為

(1)

式中：Δp為液體壓力；u為燃油流動流速；ρ為燃油密度；Kf為燃油體積模量；Kw為油軌壁面體積模量。由于流體的體積模量變化較小，減小壁面的體積模量是抑制燃油壓力脈動的主要方向。

燃油系統中的油軌和油管內出現連續周期性的壓力脈動，由該壓力脈動激勵產生的噪聲通過空氣和結構兩條途徑傳遞至駕駛室，影響車內聲學環境。油軌、油管都屬于薄壁零部件，壁面容易被油壓脈動激勵產生振動，從而產生空氣輻射噪聲。由于壁面的振動頻率較高，因此空氣輻射噪聲通常為高頻噪聲。壓力脈動載荷通過油管設置在車身的安裝點(管夾、管夾支架與車身連接點)激勵車身鈑金振動，由車身鈑金振動激勵所產生的噪聲輻射直接傳遞至駕駛室，該噪聲即結構傳遞噪聲。對于車內的燃油脈動噪聲，由于整車的密封性對高頻的隔聲效果較好，因此結構傳遞路徑是車內中低頻燃油脈動噪聲的重要傳遞路徑。

{P(s)}=[H(s)]{F(s)}。

(2)

式(2)為結構噪聲傳遞函數的表達式[19]，式中：P(s)為車內噪聲；H(s)為結構傳遞函數；F(s)為導致車內噪聲的激勵力。

當管路內壓力傳播振蕩的頻率與噴油器工作的頻率一致時，就產生了壓力脈動諧振。根據傳遞函數的定義，燃油脈動產生的激勵力在經過結構傳遞路徑后可能會進一步放大，從而產生突出的燃油脈動噪聲。本研究把燃油壓力脈動作為激勵源，默認傳遞路徑不變，即把傳遞函數考慮為常數，僅研究激勵力對車內噪聲的影響。

2 燃油壓力脈動噪聲仿真分析

2.1 計算模型

圖1示出某SUV車的燃油系統結構示意。該燃油系統為油箱外部半回油形式，壓力調節器集成在油泵內部，使得泵后壓力穩定在400 kPa(相對壓力，以下壓力均為相對壓力)左右。此壓力調節器對噴油器關閉產生的壓力波不能起到抑制作用，因此在怠速750 r/min時，壓力脈動噪聲凸顯出來。應用商業流體軟件Ansys-Fluent對噴油器關閉后油壓在油軌內的傳播進行三維流動仿真分析，三維流動計算模型見圖2。

為了縮短計算時間，相對于燃油系統模型，三維流體分析模型被適當簡化。該SUV匹配的是4缸汽油機，油軌有4個噴油器，計算時假定每個噴油器開關導致油軌內的壓力傳播都是類似的。因此計算模型只考慮了離入口最近的噴油器，省略了其他3個噴油器，噴油器后端的噴嘴簡化為4個直徑為0.3 mm的孔。

2.2 油軌體積模量有限元計算

對于圓軌，壁面的體積模量[20]等于材料的彈性模量E乘以壁面的厚度δ除以圓軌的內徑d，即

(3)

對于非圓軌的薄壁結構，其壁面體積模量需要通過有限元計算得到[21]。假設非圓軌道在內側作用p0的壓強下體積為V0，若壓強增加dp，體積變化dV，則有：

(4)

為了驗證式(4)的準確性，分別用有限元方法與理論方法計算圓軌的體積模量。圖3示出有限元計算的網格模型。由于油軌是軸對稱結構，有限元計算截取了一半模型，網格為六面體，體網格為6 620。對稱面給定對稱約束，連接管道端面約束了各自的軸向，內腔載荷為均勻壓力，大小為100 MPa。網格劃分在Hypermesh中完成，加載與計算在Abaqus中完成，變形后的網格以節點形式導入Hypermesh生成變形后的內腔容積。

通過有限元計算得到的壁面體積模量為1.56×1010Pa，通過理論計算得到的壁面體積模量為1.58×1010Pa，二者一致性較好，偏差為1.27%。因此用有限元方法計算非規則結構的體積模量是可行的。

2.3 圓軌油壓傳播計算

出現脈動噪聲問題的油軌原方案為直徑13 mm的圓軌，首先分析該圓軌在噴油器關閉瞬間的壓力傳播規律。為了了解壓力在油軌內的傳播過程，瞬態計算時監測了7個不同位置的壓力。圖4示出這些測點的位置示意。P7為連接油管于油軌上的鋼管上的測點，P1～P4為油軌上的測點，P5，P6為噴油器上的測點。

圖5示出各測點隨時間變化的壓力脈動曲線。噴油器突然關閉，動能轉換成勢能并以壓力波的形式向上傳播，經過P6、P5傳到P1，再傳到P7，壓力脈動幅值依次減小。即P6，P5，P1，P7測點的波峰壓力值依次減小，波谷壓力值依次增大。壓力波到達P1后，經P2，P3最后到達P4，第一個波峰從P1到P4稍有延遲，壓力波到達P4后碰到油軌的端部壁面，壓力波又反向傳播。

隨著時間的加長，脈動逐漸衰減，幅值減小，到2×10-2s時壓力基本穩定在4×105Pa。本研究只模擬了1個噴油器的關閉，真實的結構是4個噴油器依次開關，第1個噴油器關閉導致的壓力脈動衰減后，第2個噴油器又打開關閉導致了新的壓力脈動，噴油器按照發動機的氣缸工作順序1—3—4—2輪流工作，類似的壓力脈動也始終產生、衰減、疊加，最終形成了油軌整體的壓力脈動。

2.4 油軌參數變化對油壓的影響

在圓軌基礎上改變油軌橫截面，保持橫截面積不變，將橫截面由圓形改為長寬比為1的正方形與長寬比為2.29的長方形，研究截面形狀對壓力脈動的影響，同時還考慮了壁面變形對正方形與長方形橫截面油軌的脈動影響。方案1為圓軌(原始狀態)，方案2為正方形油軌，方案3為長方形油軌，方案4是在方案1圓軌中間嵌入1 mm厚的長條薄鋼片，以研究圓軌內部的截面變化對壓力脈動的影響。長條薄片的結構見圖6。

表1列出方案1至方案3的壁面體積模量。方案2的體積模量是方案1的33.4%，方案3油軌橫截面積與方案2相同，長寬比加大，體積模量是方案1的3.13%。方案3的壁面體積模量下降非常明顯。

表1 方案1至方案3體積模量計算結果

表2列出了各方案相對于平穩壓力4×105Pa的最大脈動峰值。可見，方案1至方案3壓力脈動峰值也依次減小。在相同時間內，對于尺寸相同的油軌，矩形軌的壓力波總能量低于方軌，方軌低于圓軌，因此油軌內脈動形成的噪聲源聲壓級也是矩形軌低于方軌，方軌低于圓軌。由于扁軌布置到整車上牽涉更改過大，故在后期試驗驗證分析時不采用。

表2 方案1至方案3最大壓力脈動對比

對于嵌入薄鋼片的圓軌方案4，計算中直接將薄鋼片與圓軌全部連接，沒有考慮壁面變形的影響，這樣增加了剛度，抑制了圓軌的變形。但工程應用中薄鋼片其實與圓軌沒有剛性連接，而是自由地放在圓軌內，噴油器關閉后在薄鋼片上下形成壓力差，導致鋼片變形，從而消耗了能量，減小了壓力脈動。計算中沒法考慮油軌內自由狀態下的薄鋼片的變形情況，需要后期通過試驗進行驗證分析。

3 燃油壓力脈動噪聲試驗驗證

對燃油壓力脈動噪聲的評價，可以分為主觀評價、客觀測量。客觀測量包括噪聲測量試驗、燃油壓力脈動值測試試驗以及燃油壓力脈動引起振動的衰減測試試驗。在實際應用中，越來越多地采取主客觀相結合的方法對燃油壓力脈動噪聲進行評價。

根據仿真結果，結合布置與工藝，選取了方案2的方軌、方案4帶內置緩沖器的油軌對車內駕駛員位置的噪聲進行了測量，測試工況均為整車完全熱機的怠速工況。試驗結果表明，方軌、油軌帶內置緩沖器方案相對于原方案，車內駕駛員位置的噪聲分別降低了2.4 dB和3.2 dB，與仿真中這些方案對燃油壓力脈動的降低貢獻度趨勢一致。結合產品的更改周期及費用，實際應用最終選用了方軌的方案。

4 結論

a) 開發了燃油壓力脈動的仿真分析模型，研究了燃油壓力脈動的影響因素，解析了燃油壓力脈動產生的機理，為燃油壓力脈動噪聲的降噪優化方案提供了理論依據；

b) 利用有限元法計算得到油軌的體積模量，將其作為參數輸入給三維流體模型分析油軌的壓力脈動，考慮壁面變形對油軌脈動的影響；油軌內燃油脈動的三維仿真與試驗實測的趨勢吻合；

c) 仿真分析與試驗測試優化燃油壓力脈動噪聲的方法可推廣到汽車發動機其他系統的壓力脈動問題，如進氣系統中節氣門突然關閉導致的壓力脈動、缸內直噴發動機油軌內的壓力脈動等。

[1] 韓曉峰．幾種汽車NVH試驗方法研究[D]．合肥：合肥工業大學，2008.

[2] 朱柳坤．汽車發動機噪音分析及降噪措施[J]．裝備制造技術，2010(3):92-94.

[3] 陳家瑞．汽車構造[M]．5版．北京:人民交通出版社，2006.

[4] 董彧．汽車燃油箱降噪的穩健設計優化[D]．上海：上海交通大學，2011.

[5] Hoi Sum IU,Cleghorn W L,Mills J K.Design and Analysis of Fuel Tank Baffles to Reduce the Noise Generated from Fuel Sloshing[C]．SAE Paper 2004-01-0403.

[6] 楊金才，楊金榜，丁艷平，等．發動機噴油噪聲控制方法的研究[J]．汽車工程，2011,33(10):898-901.

[7] Katsunori KOMURO,Katsuichi YAGISAWA,Shunji AKAMATSU,et al.Fuel Injection System of Air-cooled Engines for Small Displacement Motorcycles[C]．SAE Paper 2005-32-0035.

[8] Kota Nakauchi,Atsushi Ito,Takeshi Ohara,et al.Development of Plastic Fuel Hose with Pressure Pulsation Reduction[C]．SAE Paper 2013-32-9047.

[9] Randall P Izydorek,Maroney G E.A Standard Method for Measuring Fuel System Pulse Damper Attenuation[C]．SAE Paper 2000-01-1086.

[10] Deepak Rana,Amit.Reduction of Fuel Delivery System Noise in a Passenger Car Using EBD (Experiment Based Design) Approach[C]．SAE Paper 2011-26-0071.

[11] 何志勇，何清華，賀尚紅，等．基于流體-結構耦合振動的液壓脈動濾波器試驗研究[J]．中國造船，2012,53(1):137-144.

[12] 何志勇，何清華，李自光．結構振動式流體脈動衰減器濾波機理及試驗驗證[J]．工程機械，2011,42:16-20.

[13] 譚平，徐蕾，凌曉聰．動力管道水錘激振分析[J]．南京理工大學學報，2006,30(2):182-185.

[14] 朱國良，王開和，李樹森．供水管道系統噪聲控制的研究[J]．輕工機械，2007,25(1):125-129.

[15] 孫京平，盛濤，盧學軍，等．供水系統中緩沖器的設計計算[J]．機械制造與自動化， 2006,35(4)：17-18.

[16] 趙志芳，蘇鐵雄，馮慧華．進排氣系統隔聲性能試驗與仿真分析方法綜述[J]．車用發動機，2009(5):1-6.

[17] 伊善貞，費仁元，周大森，等．發動機排氣有源消聲技術研究進展及發展趨勢[J]．車用發動機，2003(5):5-10.

[18] 黃波．汽車燃油壓力脈動噪聲仿真及試驗研究[D]．北京：清華大學，2014.

[19] 龐健，堪剛，何華．汽車噪聲和振動——理論與應用[M]．北京：北京理工大學出版社，2006.

[20] 劉鴻文．材料力學1[M]．5版．北京：高等教育出版社，2011.

[21] 張也影．流體力學[M]．北京：高等教育出版社，1999.

[編輯： 袁曉燕]

Simulation and Experimental Investigation of Pulsation Noise for Engine Fuel Rail

HUANG Bo, TAO Lifang

(Chery Automobile Co., Ltd., Wuhu 241009, China)

The low frequency noise at idle speed for a passenger car was researched and it was found that the noise source was the fuel pulsation produced by the repeated opening of gasoline injector. Commercial fluid software was applied to simulate the pressure pulsation in fuel rail at the closing moment of gasoline injector and the fuel pressure variation law was acquired. Based on the original model, the effects of fuel rail size and cross section on fuel pressure were researched. The results show that increased cross section of fuel rail can suppress the fuel pressure pulsation to a certain extent. The fuel rail with a large length/width ratio has better effect at the same cross section. In addition, the square rail has less noise than the circular rail. However, the circular rail with inner damper has better effect and could decrease vehicle noise by 3.2 dB.

fuel pressure pulsation; simulation; damper; noise

2015-01-21；

2015-08-11

黃波(1980—)，男，工程師，主要從事燃油系統設計開發；huangbo@mychery.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.04.017

TK427

B

1001-2222(2015)04-0085-04