新聞主題	柴油發(fā)電機燃燒噪聲產(chǎn)生原因和影響因素分析

 

摘要：基于柴油發(fā)電機單缸試驗機的試驗缸壓曲線，采用頻譜分析的方法，建立缸壓曲線和燃燒噪聲之間的關(guān)系。根據(jù)柴油機的燃燒過程，將缸壓曲線分解為倒拖缸壓、燃燒振蕩壓力和剩余燃燒壓力曲線。分析發(fā)現(xiàn)：在全負(fù)荷工況，10~300 Hz低頻聲壓值主要由倒拖缸壓決定；1.8~20kHz高頻聲壓值主要由燃燒振蕩壓力決定；0.3～1.8kHz中高頻聲壓值主要由“剩余”燃燒壓力決定。分析表明：噴油正時提前，中低頻的聲壓值增大，高頻聲壓值略有增大；柴油機轉(zhuǎn)速上升，全頻段的聲壓值均增大；負(fù)荷越大，10～600 Hz的聲壓值越大，對2～20 kHz的高頻燃燒噪聲影響較小。

 

一、燃燒噪音產(chǎn)生的原因

 

      一般認(rèn)為直噴式柴油機燃燒噪聲的產(chǎn)生因素有兩個，即燃燒氣體的動力載荷與高頻振動。

1、氣體動力載荷

      各種研究表明，燃燒噪聲是在速燃期內(nèi)產(chǎn)生的。當(dāng)缸內(nèi)壓力急劇增大時，燃燒室壁面、活塞、曲軸等相關(guān)零部件受到強烈的動力載荷。柴油機結(jié)構(gòu)屬復(fù)雜的多體振動系統(tǒng)，各零件的自振頻率不同，大多處于中高頻范圍（800~4000 Hz），受燃燒過程激勵，在中高頻率產(chǎn)生具有沖擊性和令人不適的燃燒噪聲。

2、氣體高頻振動

      在滯燃期內(nèi)，燃燒引起缸內(nèi)壓力急劇變化，非均勻燃燒過程產(chǎn)生的壓力波在燃燒室內(nèi)以當(dāng)?shù)匾羲偻鶑?fù)傳播，遇到燃燒室壁時發(fā)生反射，形成高頻振蕩氣波，也會輻射出高頻噪聲，其頻率取決于燃燒室尺寸和當(dāng)?shù)匾羲佟２裼蜋C運行中尖銳的高聲調(diào)噪聲就是由氣體的高頻振動產(chǎn)生的。

      經(jīng)發(fā)動機結(jié)構(gòu)輻射出的燃燒噪聲主要由發(fā)動機的結(jié)構(gòu)衰減決定，結(jié)構(gòu)衰減越大，輻射出的燃燒噪聲越低。燃燒噪聲的激勵源主要由缸壓曲線決定，而缸壓曲線主要與增壓壓力、壓縮比和燃油噴射參數(shù)，如噴射正時、噴射軌壓、噴油率曲線形狀相關(guān)；若采用多次噴射，還與預(yù)噴正時、預(yù)噴油量、預(yù)主噴間隔等參數(shù)相關(guān)。

      本文基于柴油發(fā)電機單缸機的實測缸壓曲線，采用傅里葉變換，還原缸內(nèi)燃燒噪聲的頻域特征，為進(jìn)一步分析和研究柴油發(fā)電機的燃燒過程以及噪聲源控制等提供一種新的思路。

 

二、試驗缸壓曲線采集

 

      本文對柴油發(fā)電機的中高速單缸試驗機的不同運行工況進(jìn)行了試驗測試。

      試驗采用AVL Puma測試系統(tǒng)測試各項循環(huán)平均參數(shù)，如進(jìn)氣壓力、溫度、排氣壓力、溫度、轉(zhuǎn)速、扭矩等；采用燃燒分析儀測量進(jìn)排氣壓力波曲線、缸壓曲線、燃燒放熱率曲線等，每0.2℃A采集一個數(shù)據(jù)點。

      由于柴油機的進(jìn)氣過程、噴油過程、混合氣形成過程、著火過程和燃燒過程都相當(dāng)復(fù)雜，綜合這些因素的缸壓曲線的循環(huán)變動也較復(fù)雜。試驗過程中，每一個運行工況測量的缸壓曲線為取100個循環(huán)的平均值并去除異常信號形成，以此對柴油機的工作過程做出較客觀的判斷。

 

三、缸壓曲線頻域分析

 

1、缸壓曲線頻域分析方法

      對缸壓曲線的頻域特征進(jìn)行分析是燃燒噪聲分析的有效方法。基于實測的缸壓曲線，采用快速傅里葉變換（FFT），將缸壓曲線從時域特征轉(zhuǎn)化為頻域特征。各頻率聲壓級（Sound Pressure Level，SPL）的計算公式為：

SPL=20log₁₀（P/P₀）.............（公式1）

      式中：P?為參考聲壓，P?=2×10^-5Pa；p為缸壓。在轉(zhuǎn)速1500（r·min^-1）、100%負(fù)荷工況下，單缸機的實測缸壓曲線如圖 １ 所示。

      對100%負(fù)荷的實測缸壓曲線做快速傅里葉變換，采用漢寧窗函數(shù)糾正壓力信號開始和結(jié)束時的差異，得到的聲壓級曲線分布如圖2所示。低頻段包括由氣缸壓力的基頻開始的頭幾個諧波頻率，氣缸壓力達(dá)到最大值，它的數(shù)值主要是由氣缸最高燃燒壓力及壓力曲線的形狀決定；中頻段氣缸壓力級以對數(shù)規(guī)律做近似線性遞減，該頻段燃燒噪聲主要由燃燒段的壓力升高率dp/dφ決定；高頻段出現(xiàn)另一個壓力級峰值，這個峰值是由氣缸內(nèi)氣體的高頻振動引起。

 

圖1  柴油機100％負(fù)荷實測缸壓曲線

圖2  柴油機100％負(fù)荷缸壓曲線對應(yīng)的聲壓級分布

 

2、燃燒壓力分解

      為分析燃燒過程中壓力升高部分對燃燒噪聲的貢獻(xiàn)度，將試驗缸壓曲線分為兩部分：倒拖缸壓曲線和“額外的”燃燒缸壓曲線。其中，燃燒缸壓曲線用試驗缸壓曲線減去倒拖缸壓曲線得到，如圖3所示。

      對倒拖缸壓和燃燒缸壓分別進(jìn)行快速傅里葉變換，并計算得到聲壓級頻域分布曲線，如圖4所示。在300～20000 Hz，燃燒缸壓曲線和試驗缸壓曲線對應(yīng)的聲壓級分布幾乎完全一致，即中高頻噪聲激勵主要是由燃燒過程產(chǎn)生；而10～300 Hz的低頻段聲壓主要由倒拖缸壓決定。

 

圖3  柴油機試驗缸壓曲線分解

圖4  試驗缸壓、 倒拖缸壓和燃燒缸壓對應(yīng)聲壓級分布

 

3、燃燒過程中的壓力振蕩頻域分析

      在柴油機上實測得到的缸壓曲線在燃燒區(qū)間段一般呈鋸齒狀波動。這種壓力曲線的波動（圖5）會影響最高燃燒壓力的讀取、最大壓力升高率（圖6）的計算以及燃燒放熱率的計算。

      相關(guān)研究表明：示功圖上燃燒區(qū)段的鋸齒形毛刺是由燃燒壓力振蕩引起的，是與燃燒過程伴生的、固有的物理現(xiàn)象。其主要成因是：滯燃期階段，在燃燒室中達(dá)到臨界燃燒加速度的區(qū)域形成一個激振源，激發(fā)出一種沖擊波，并借助氣缸內(nèi)介質(zhì)以當(dāng)?shù)芈曀倩虺曀傧蛩闹軅鞑ィ磺斑M(jìn)波遇到燃燒室和氣缸的壁面反射回來，再與原來的前進(jìn)波反復(fù)疊加，從而形成高頻的燃燒壓力振蕩波。

      燃燒壓力振蕩波的振蕩烈度與滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣量有關(guān)，可燃混合氣量越多，燃燒越粗暴，燃燒壓力振蕩越劇烈。

      燃燒振蕩壓力波的頻率主要和著火時燃燒室內(nèi)的溫度和氣缸的直徑有關(guān)，振蕩頻率的數(shù)學(xué)表達(dá)式為:

?_c=kα/2D.............（公式2）

α≈20.1√T.............（公式3）

      式中：?_c為振蕩頻率；k為特征常數(shù)，一般取1.10~1.15；α為著火時燃燒室內(nèi)當(dāng)?shù)芈曀伲籇為氣缸直徑；T為燃燒室內(nèi)溫度。

      為進(jìn)一步分析高頻燃燒壓力振蕩波對燃燒噪聲的影響，采用高通濾波器以振蕩頻率f。對缸壓曲線進(jìn)行濾波，得到的壓力曲線即為燃燒振蕩壓力曲線，如圖7所示。燃燒壓力振蕩波是以壓力零線為對稱軸的衰減波。燃燒壓力振蕩的起始時刻和燃燒開始時刻基本相同，壓力振蕩的上升段歷時很短，而衰減段歷時較長。在當(dāng)前工況，上升段歷時約4℃A，衰減段約80℃A，壓力振蕩幅值約為0.15MPa。

      壓力振蕩幅值的外包絡(luò)線1和外包絡(luò)線2的數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

Pa=1.5e^-0.03φ.............（公式4）

Pb=1.5e^-0.03φ.............（公式5）

      即燃燒壓力振蕩曲線是以指數(shù)規(guī)律做衰減的曲線，其幅值隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的外包絡(luò)線的數(shù)學(xué)表達(dá)式為:

P_A=P_A，me^-Bφ

P’_A=P’_A，me^-B’φ

      式中：P_A、P'_A為壓力振蕩幅值；P_A，m、P’_A,m為壓力振蕩的最大幅值；B、B'為衰減系數(shù)；φ為曲軸轉(zhuǎn)角。

      將圖3中得到的“額外”燃燒壓力曲線進(jìn)一步分解為燃燒振蕩壓力曲線和濾波去掉燃燒振蕩壓力后“剩余的”燃燒壓力曲線。

      試驗缸壓、倒拖缸壓、濾波后“剩余”燃燒壓力和振蕩壓力所對應(yīng)的聲壓級分布對比如圖8所示。從圖中可以看出，在當(dāng)前工況下，試驗缸壓曲線所對應(yīng)的聲壓級分布中，1.8～20 kHz（下限值由濾波頻率決定）的高頻聲壓是由燃燒壓力振蕩波激勵產(chǎn)生的；濾波后“額外”燃燒壓力主要決定300～1800Hz的中高頻聲壓分布；倒拖缸壓主要決定10～300 Hz的低頻聲壓分布。

 

圖5  柴油機燃燒過程中的壓力振蕩曲線	圖6  柴油機壓力升高率曲線
圖7  柴油機燃燒振蕩壓力曲線	圖8  柴油機聲壓級分布曲線對比

 

四、燃燒噪聲影響因素分析

 

1、噴油正時

      轉(zhuǎn)速1500（r·min^-1）、100%負(fù)荷工況下，在單缸機上對4種不同噴油正時進(jìn)行了試驗測試，缸壓曲線對比如圖9所示。噴油正時提前，最高燃燒壓力增大，燃燒過程的最大壓力升高率也增加。不同噴油正時所對應(yīng)的燃燒壓力振蕩對比如圖10所示。可見：噴油正時越提前，壓力振蕩開始越早，壓力振蕩的幅值也越大。

      不同噴油正時的聲壓分布曲線如圖11所示。在當(dāng)前工況，噴油正時對100~200 Hz的聲壓分布有較大的影響，噴油正時越提前，最高燃燒壓力和最大壓升率越大，對應(yīng)的聲壓級越高。由圖12可知，由于噴油正時提前，噪聲燃燒振蕩壓力幅值增大，使2~20 kHz的聲壓值增大，但增幅較小。

 

圖9  柴油機不同噴油正時缸壓曲線對比	圖10  柴油機不同噴油正時燃燒壓力振蕩對比
圖11   柴油機不同噴油正時的聲壓分布曲線對比	圖12  柴油機不同噴油正時的高頻段聲壓分布曲線對比

 

2、轉(zhuǎn)速

      單缸機按照推進(jìn)特性（nl>n2>n3>n4）進(jìn)行試驗，測試得到的缸壓曲線如圖13所示。轉(zhuǎn)速越高，缸內(nèi)最高燃燒壓力越大。

      不同轉(zhuǎn)速的試驗缸壓曲線對應(yīng)的聲壓分布曲線對比如圖14所示，按推進(jìn)特性，柴油機的轉(zhuǎn)速越高，對應(yīng)的聲壓值越大。

 

圖13  柴油機不同轉(zhuǎn)速缸壓曲線

圖14  柴油機不同轉(zhuǎn)速聲壓分布曲線對比

 

3、負(fù)荷

      單缸機按發(fā)電特性25%、50%、75%和100%負(fù)荷進(jìn)行試驗，測試得到的缸壓曲線如圖15所示，負(fù)荷越大，缸內(nèi)最高燃燒壓力越大。

      不同負(fù)荷的試驗缸壓曲線對應(yīng)的聲壓分布曲線對比如圖16所示。可見柴油機負(fù)荷對10～100 Hz的低頻聲壓值有較大影響，負(fù)荷越大，聲壓值越高；200～600 Hz頻段受最高燃燒壓力和最大壓升率影響，負(fù)荷越大，聲壓值越高；2kHz以上，各負(fù)荷時的聲壓值較接近。

      綜合分析，柴油機負(fù)荷增加主要影響中低頻的噪聲，對高頻噪聲影響相對較小。一方面，柴油機負(fù)荷增加，每循環(huán)噴油量增加，滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣量增加，會加劇燃燒壓力振蕩；另一方面，負(fù)荷增加后氣缸內(nèi)的熱力狀態(tài)提高，有助于縮短滯燃期，減少滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣量。在這兩種因素的相互制約下，負(fù)荷對燃燒壓力振蕩的影響不大。

 

圖15  柴油機不同負(fù)荷缸壓曲線對比

圖16  柴油機不同負(fù)荷聲壓分布曲線對比

 

4、預(yù)主噴燃油噴射

      在50%負(fù)荷，采用預(yù)主噴和單次噴射進(jìn)行試驗，測試得到的缸壓曲線對比如圖18所示。單次噴射的最高燃燒壓力比采用預(yù)主噴的低約0.7 MPa。

      預(yù)主噴和單次噴射的燃燒壓力振蕩如圖19所示。采用預(yù)主噴，最大壓力振蕩幅值約為0.07 MPa；采用單次噴射最大壓力振蕩幅值約為0.15 MPa。

      采用預(yù)主噴和單次噴射對應(yīng)的聲壓分布曲線如圖20所示。由于燃燒壓力振蕩波幅減小，采用預(yù)主噴可明顯降低2 kHz以上燃燒噪聲聲壓值。

 

圖17  噴油泵預(yù)主噴和單次噴射缸壓曲線對比

圖18  柴油機燃燒壓力振蕩對比

圖19  噴油器預(yù)主噴與單次噴射聲壓分布曲線對比

 

五、結(jié)論

 

（1）柴油機試驗缸壓可根據(jù)其對燃燒噪聲的貢獻(xiàn)度分解為2部分：倒拖缸壓，主要影響10～300 Hz的低頻噪聲；“剩余”燃燒缸壓，主要影響300～20000 Hz的中高頻燃燒噪聲。

（2）燃燒壓力又可以進(jìn)一步分解為2部分：燃燒振蕩壓力，主要影響1.8～20 kHz（下限值和振蕩壓力的振蕩頻率相關(guān)）的高頻噪聲；濾掉振蕩壓力后的燃燒壓力，主要影響300～1800 Hz的中高頻噪聲。

（3）在相同工況，噴油正時對100～200 Hz的聲壓分布有較大的影響，噴油正時提前，對應(yīng)的聲壓級越高；對2~20 kHz的高頻噪聲有較小影響，噴油正時提前，對應(yīng)的聲壓級略高。

（4）按推進(jìn)特性，柴油機的轉(zhuǎn)速對燃燒噪聲的影響較大，轉(zhuǎn)速上升，幾乎全部頻段的燃燒噪聲聲壓級均較大。

（5）柴油機負(fù)荷對10～600 Hz的中低頻聲壓值有較大影響，負(fù)荷越大，聲壓值越高；負(fù)荷對2~20 kHz的高頻燃燒噪聲影響較小。

（6）和單次噴射相比，采用預(yù)主噴燃油噴射方式可降低燃燒壓力振蕩波的幅值，從而降低2 kHz以上燃燒噪聲聲壓值。

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