輪胎氣壓對車內噪聲影響的研究

鄧佑鮮， 莊志鵬， 金先柱， 楊曉光

(萬力輪胎股份有限公司 萬力橡膠輪胎研究院，廣州 510080)

近年來隨著人們對汽車舒適性要求的不斷提高，對汽車車內噪聲的研究也受到越來越多的關注。車內噪聲特性是影響汽車行駛舒適性的主要因素之一。車內噪聲主要是指汽車在行駛過程中車內產生的各種噪聲，從傳播路徑上可以分為固體傳播噪聲和空氣傳播噪聲；從聲源上來看車內噪聲來源主要有三個，發動機噪聲、底盤噪聲和車身由振動或摩擦引起的噪聲[1]。通過固體傳播的噪聲主要是發動機、輪胎、路面及氣流引起的振動而向車內輻射噪聲，而由空氣傳播的主要是發動機表面輻射噪聲和氣流噪聲。

輪胎氣壓不但影響輪胎自身的噪聲特性，還對整車噪聲有很大影響，因此研究輪胎氣壓對車內噪聲的影響對于提高汽車行駛舒適性有重要意義。關于輪胎氣壓對胎噪的影響，已有的研究主要集中在單胎胎噪和車外噪聲的胎噪，熊建強等[2]研究了不同氣壓下輪胎的噪聲水平，指出實驗用輪胎胎噪聲級水平隨氣壓變化不具有規律性；俞悟周等[3]和譚偉等[4]都研究了輪胎/路面噪聲及其影響因素，指出輪胎胎壓是影響輪胎、路面噪聲的重要因素，但是并未進行詳細研究。

車內噪聲來源眾多，在封閉的空間內經過多次反射使車內聲場接近于擴散聲場，所以車內噪聲實為直達聲與混響聲疊加后的結果，加上其影響因素較多，研究起來比較復雜。本文基于車內噪聲來源劃分，通過與輪胎有關的主頻確定典型的頻段，這些頻段的噪聲都直接或間接由輪胎引起的，并對典型頻段進行了RMS值計算，來表征各頻段噪聲的聲壓級水平；分析了輪胎氣壓變化對這些典型頻段的影響，得出了相應結果，并對相應結果進行了分析。

1 RMS值算法

均方根RMS(Root Mean Square)值，對離散型一系列值{X1,X2,X3,…,Xn}，其統計學計算公式為

(1)

對于連續型的函數或者波的均方根RMS在區間(T1,T2)定義為

(2)

以上是數學方面的定義，均方根值通常應用于描述電能質量問題，如電壓、電流的短期或長期波動及其瞬時或暫時斷電等。在電氣上周期信號的瞬時值隨時間不斷的變化，在測量和計算中很不方便，因此在工程中常常用有效值來度量周期信號的大小。周期信號的有效值是根據其本身的熱效應與一個直流信號的熱效應進行對比(等價)而定義的。事實上均方根值被廣泛應用于其他工程問題。

在噪聲測試中，通常出現的都是一系列不規則波形，應用RMS值可以很好的描述這段信號中的有效值，從而反映出這段信號幅值的強弱，即噪聲值聲壓級的大小。

2 車內噪聲道路試驗

2.1 測點布置

在某款實驗車上，采用LMS Scadas XS設備測試了車內噪聲。測試時主要測量了駕駛員雙耳附近的噪聲，主要以駕駛員右耳的噪聲數據進行了相關分析；另外還輔助測量了后排中間位置的噪聲，主要為后續作輔助說明。其中駕駛員雙耳麥克風測點，如圖1所示。

圖1 駕駛員雙耳麥克風測點Fig.1 Driver’s left and right microphone measurement point

2.2 試驗路況及工況

本次試驗主觀評價結果顯示，高速環道直線段路上花紋噪聲結果比較清晰，性能路的粗瀝青路上路噪結果比較清晰。高速環道直線段路況是較為平整的瀝青路面，如圖2(a)的大圈內所示，與最里面1道的一般瀝青路面(如圖2(a)小圈內所示)比較更為光滑平整。性能路粗瀝青路的路面凹凸不平程度大，較為粗糙，具體路況如圖2(b)所示。

本次試驗采用的輪胎規格為225/45R17，其工況為高速環道直線段上速度為80 kph，性能路粗瀝青路速度為60 kph。輪胎氣壓從260 kPa到180 kPa每隔20 kPa為一個試驗工況，其中輪胎標準氣壓為220 kPa，為了更好的評價各個輪胎氣壓下的車內噪聲情況，每個工況測四次，在求相關工況的RMS值時，將四次結果進行平均得到一個平均值，反映了這個工況下的平均噪聲水平。具體見表1所示。

圖2 車內噪聲試驗道路路況照片Fig.2 The photos of road condition of interior noise test

表1 車內噪聲道路試驗具體工況Tab.1 Specific working conditions of interior noise test

3 試驗結果與分析

3.1 輪胎氣壓對低頻轟鳴聲的影響

汽車在封閉狀態下，車內空氣會形成許多振動模態或聲腔模態，當發動機激勵或路面激勵時，車身某些鈑金的振動頻率與密閉空氣的固有模態頻率一致，將會產生很強的耦合作用，空氣就會產生體積變化，在車內產生很高的壓力脈動，引起人耳不適，甚至出現頭暈及惡心等癥狀，這樣的現象叫轟鳴(boom)[5]。轟鳴聲屬于低頻噪聲，通常在20～100 Hz范圍內，普遍存在于汽車的怠速、勻速和加速過程中，發動機、傳動系、排氣系統及不平路面激勵等因素都可能成為轟鳴聲產生的源頭，而輪胎剛度差異、偏心以及不規則路面沖擊激勵，主要頻率在20～100 Hz[6-8]。

通過相應的計算公式，可以計算出相應的聲學空腔模態的基本頻率，聲腔模態計算公式為

(3)

式中：Lx,Ly,Lz為x,y,z向的聲腔尺寸， m；c,聲速，340 m/s；i(0,1,2…),j(0,1,2…),k(0,1,2…)為x,y,z向的聲腔階次。本試驗用的乘用車車艙內的前后方向設為x向，其長度為3.7 m；左右方向設為y向，其長度為1.6 m； 上下方向設為z向，其長度為1.2 m。由式(3)計算有

(4)

即縱向一階的基本頻率為45.95 Hz。

為了分析輪胎不同氣壓對車內低頻轟鳴聲的影響，選擇粗糙瀝青路上的噪聲時域圖，進行頻譜分析，結果如圖3 所示，在噪聲頻域圖上，可以找到42 Hz左右的峰值，與之相對應。為了進一步證實低頻轟鳴噪聲的主頻，在此工況下同時測量了駕駛員右耳和后排座椅中間位置的噪聲，并做了頻譜分析，如圖4所示，一階42.25 Hz主頻處，駕駛員右耳的噪聲幅值大，在二階84.5 Hz主頻處，后排中間的噪聲幅值大。根據低頻轟鳴聲產生機理，車身壁板輻射的噪聲會與其反射的聲波相互疊加而形成合成聲場，產生聲壓波腹和聲壓波節[9]。在縱向第一階中，聲壓主要沿縱向分布，沿其他方向聲壓沒有變化，在縱向中間截面內出現一個聲壓波節面，兩端最外的截面為聲壓波腹面[10]；而在縱向第二階中，縱向中間截面內出現波腹面，在前后兩端的中間出現波節面。由于駕駛員右耳和后排中間的麥克風位置處于模態的不同位置，一個靠近前端的中間截面，一個靠近縱向中間截面，因而在一階和二階主頻處噪聲幅值會有圖4的結果。所以綜上，基本可以確定42 Hz左右的1階縱向聲腔模態主頻。

圖3 低頻轟鳴聲中1階縱向聲腔模態主頻Fig.3 1st order longitudinal acoustic mode frequency of low-frequency booming noise

圖4 低頻轟鳴噪聲中1階和2階縱向聲腔模態主頻Fig.4 1st and 2nd order longitudinal acoustic mode frequency of low-frequency booming noise

通過上述主頻位置的確定，對兩種路面的20～100 Hz的頻段進行了RMS值的計算，結果如圖5所示。從圖5可以看到，隨著輪胎氣壓的增大，平整瀝青路面上RMS值趨勢不明顯，但是在氣壓較大時相對下降較多；在粗糙瀝青路面上RMS值呈減小趨勢。具體原因見后面陳述。

圖5 低頻轟鳴噪聲隨輪胎氣壓變化趨勢Fig.5 The trend of low frequency booming noise with the change of tire air pressure

3.2 輪胎氣壓對空腔共振噪聲的影響

汽車在行駛中，由于路面激勵引起的車內噪聲頻率在200～300 Hz區間，且具有急劇峰值，一般稱為空腔共振噪聲，對司乘人員產生非常不適的感覺，空腔共振噪聲是由從路面輸入激勵使輪胎和盤式車輪構成的超低壓空腔聲響系統共振而產生，其基本的頻率可由下式算出：

(5)

頻率響應函數在輪胎不接觸地面、不變形的情況下出現一個峰值；而在輪胎接觸地面部分變形時出現兩個峰值[11]。選擇粗糙瀝青路上的噪聲測試結果可以發現，類似的可以找到兩個臨近的頻率峰值，分別是224.94 Hz和237.04 Hz，如圖6所示。通過Hiroshi等[12]研究輪胎內部空腔的共鳴聲的結果，認為240 Hz左右的峰值主要是輪胎內部的空腔共振噪聲引起的，此外很多其他學者[11，13]都有類似的觀點。因此基本可以確定圖6的兩個峰值是輪胎空腔共振噪聲的主頻。

圖6 輪胎空腔共振噪聲主頻Fig.6 Main frequency of tire cavity noise

通過對主頻的尋找，確定了輪胎輪胎空腔共振影響的頻段，為了更明確的分析輪胎氣壓對空腔共振噪聲的影響，對兩種不同路況下的頻譜在210～250 Hz頻段計算RMS值，其結果如圖7所示。可以發現兩種路面條件下輪胎空腔共振噪聲隨著輪胎氣壓的增大呈增大趨勢。

圖7 輪胎空腔共振噪聲隨氣壓變化趨勢Fig.7 The trend of tire cavity noise with the change of tire air pressure

3.3 輪胎氣壓對花紋噪聲的影響

常見的齒形花紋輪胎，當胎面花紋節距相同時，花紋塊沖擊噪聲可通過式(6)進行計算。

(6)

式中：V為汽車速度，km/h;R為輪胎滾動半徑，m;n為輪胎上的花紋溝槽數。

本次試驗的輪胎規格是225/45R17。按照設計圖紙，它是不對稱花紋，外側是64個節距，內側是72個節距。所以如果是等節距的話，有兩個基本的頻率，分別如式(7)和式(8)所示。選擇高速環道直線段平整瀝青路測試結果進行分析，其試驗頻譜如圖8所示。

(7)

(8)

圖8 輪胎花紋塊沖擊噪聲主頻Fig.8 Main frequency of pitch noise

通過花紋塊接地印痕分析，花紋塊半封閉管管長大約為0.034 m，則管腔共振噪聲的主頻為2 500 Hz；花紋塊全開管的管長為0.180 m，則管腔共振噪聲的主頻為944.4 Hz，具體計算如式(9)和式(10)所示。選擇高速環道直線段平整瀝青路噪聲測試結果分析，其試驗頻譜如圖9所示。

(9)

(10)

圖9 花紋全開管管腔共振噪聲主頻Fig.9 Main frequency of fully open pattern pipe resonance noise

花紋噪聲主要由兩部分構成，即花紋塊沖擊噪聲和氣動噪聲，這里的氣動噪聲主要指管腔共振噪聲。由分析得到的花紋塊沖擊噪聲和管腔共振噪聲主頻，將500～5 000 Hz作為花紋噪聲影響的頻段，并對這個頻段計算得到了RMS值。雖然500～5 000 Hz這個頻段太大，引起的因素并非只有輪胎，但是在試驗條件80 km/h下，輪胎花紋噪聲已成為主要聲源。通過頻譜計算的RMS值結果如圖10所示，可知隨著輪胎氣壓的增大，平整瀝青路面上花紋噪聲有明顯的增大趨勢，在粗瀝青路面上花紋噪聲總體來說有一定的增大趨勢，但是在相鄰氣壓之間有一定的回落，具體原因分析見后面陳述。

圖10 花紋噪聲隨輪胎氣壓變化趨勢Fig.10 The trend of pattern noise with the change of tire air pressure

3.4 輪胎氣壓對各個典型頻段影響結果的分析

輪胎不同氣壓條件下，輪胎各個方向的剛度也是不同的，很多文獻表明：隨著輪胎氣壓的增大，其徑向、橫向和切向三個方向的剛度均增大。表2和表3是實測的不同輪胎氣壓下接地面積和橫軸及縱軸的長度。可以發現，隨著輪胎氣壓的增大，其接地面積逐漸減小，橫軸和縱軸長度均減小，尤其縱軸長減小的更明顯。

低頻轟鳴噪聲的主要激勵源是凹凸不平的路面，并由于輪胎低氣壓條件下，由表2和表3的數據可知接地面積大，激勵源多，而導致對低頻轟鳴聲的貢獻增大；另外，低頻轟鳴噪聲與輪胎切向二階模態相關，其模態幅值的增強主要由胎側剛度增大決定，而輪胎氣壓增大導致胎側剛度增大，二階切向模態幅值增大，輪胎響應增大，此時輪胎作為整車激勵源增大。上述這兩個原因最終促成了地面和輪胎對低頻轟鳴聲的激勵貢獻。在粗瀝青路面上，凹凸不平的激勵劇烈，主導了激勵貢獻，因此在粗瀝青路面上，隨著輪胎氣壓增大，低頻轟鳴聲有減小趨勢；在平整瀝青路面上，地面凹凸不平的程度相對較弱，此時模態響應影響較大，導致低頻轟鳴噪聲的變化趨勢與粗糙路面不同。

輪胎空腔共振噪聲實質是輪胎內部的空氣聲學響應，在240 Hz左右的是輪胎二階空腔共振模態。我們可以用在圓形坐標系四周的微小粒子角位移來表示輪胎空腔聲學系統[14]，輪胎空腔共振系統運動方程為

(11)

(12)

式中：r為從車輪中心到輪胎空腔斷面重心的距離；ρ為輪胎空腔內的空氣密度；A為輪胎空腔內的斷面積；E為輪胎空腔內的空氣體積彈性模量；Φ(θ,t)為輪胎空腔內空氣粒子角位移；T為運動的能量；V為潛在的能量。氣壓增大，導致輪胎空腔內的空氣密度增大，則運動的能量增大；氣壓增大，導致輪胎空腔內的空氣體積彈性模量增大，則潛在的能量增大。由于能量的增大，空腔共振模態振動及其輻射的噪聲也增大。由于空腔共振噪聲與輪胎內秉屬性相關，噪聲與氣壓的特性在兩種路面條件下都成立。

花紋噪聲主要包括花紋塊沖擊噪聲和氣動噪聲兩部分，而氣動噪聲主要是管腔共振噪聲。隨著輪胎氣壓增大，胎面剛度增大，花紋塊沖擊振動的噪聲增大，這是其中一個原因；另外，從圖11可以看到隨著壓力增大，輪胎花紋塊受力逐漸由邊側向中心轉移，很多花紋塊受力都增大了，花紋塊變形增大的數目多了，導致花紋塊沖擊噪聲也相應增大。但是另一方面，隨著氣壓的增大，接地的減小，吸入和擠壓的空氣量減小了，管腔共振噪聲應該減小。但是通過頻譜圖我們可以得到，花紋塊沖擊噪聲頻段的幅值遠大于管腔共振噪聲的，所以隨著輪胎氣壓增大導致花紋塊沖擊噪聲增大，從而導致花紋噪聲增大。通過上面分析，在平整瀝青路面上，隨著氣壓增大輪胎接地印痕變化趨勢明顯，因而花紋噪聲變化趨勢明顯，但是在粗糙瀝青路面上，接地印痕出入較大，花紋噪聲結果存在一定的偏差。

圖11 輪胎不同氣壓下的接地印痕Fig.11 The footprint under different pressure

表2 輪胎不同氣壓下的接地面積Tab.2 Ground area of tire under different air pressure

表3 輪胎不同氣壓下的橫軸和縱軸長Tab.3 Tire horizontal and vertical length under different pressure

4 結 論

(1) 本文通過在不同路況上的車內噪聲測試，運用相關理論公式的計算，明確了與輪胎相關的幾個典型頻率，并在頻譜圖上找到了相應的頻率峰值。

(2) 通過相應的頻率峰值位置，結合有關文獻，確立了與輪胎相關的幾個典型頻段。通過RMS值的計算結果分析，隨著輪胎氣壓的增大，較為粗糙路面上的輪胎低頻轟鳴噪聲有逐漸減小趨勢；輪胎空腔共振噪聲有逐漸增大趨勢；較為平整路面上輪胎花紋噪聲有逐漸增大趨勢。但影響噪聲效果的因素是多方面的,輪胎氣壓僅是其中的參數之一,具體噪聲值大小還需綜合多個參數進行考慮。

(3) 對于輪胎低頻轟鳴噪聲，在不同輪胎氣壓下接地面積是主要影響因素；輪胎空腔共振噪聲在不同氣壓條件下，內部氣體分子運動的動能和勢能是主要影響因素；對于輪胎花紋噪聲在不同輪胎氣壓下，接地印痕的花紋塊受力情況是主要影響因素。