发动机油轨脉动噪声的仿真与试验研究

黄波， 陶丽芳

(奇瑞汽车股份有限公司， 安徽 芜湖 241009)



发动机油轨脉动噪声的仿真与试验研究

黄波， 陶丽芳

(奇瑞汽车股份有限公司， 安徽 芜湖 241009)

针对某乘用车开发过程中出现的怠速低频噪声进行了研究，发现噪声源为汽油机喷油器反复开启产生的燃油压力脉动。应用商业流体软件对喷油器关闭瞬间燃油在油轨内的传播过程进行三维仿真，得到油轨内的油压变化规律。并在原机模型的基础上分析了油轨尺寸和横截面积的变化对油压的影响。分析表明：油轨横截面面积加大对油压脉动有一定的降低作用；相同横截面积条件下，长宽比越大，抑制油压脉动的效果越好。优化方案的噪声测试结果表明，方轨比圆轨的噪声小，但圆轨带内置缓冲器，效果最佳，可降低车内噪声3.2 dB。

燃油压力脉动； 仿真； 缓冲器； 噪声

发动机的振动噪声是汽车的主要噪声源[1-3]，各大汽车制造商投入较大人力物力去减振降噪。经过多年发展，噪声分析的理论和经验已经比较成熟，相应地车内振动与噪声也大幅降低。随着主要振动噪声源得到控制，整车背景噪声不断降低，原来不被关注的噪声源凸显出来，燃油系统噪声已经成为整车的噪声源之一[4-6]，尤其在整车怠速工况，燃油振动噪声已成为影响乘用车噪声、振动与声振粗糙度(NVH)指标的重要因素之一。

国外学者通过仿真分析与试验验证相结合的正向开发的方式来优化汽车燃油压力脉动噪声，从而有效地解决了燃油压力脉动噪声问题。研究发现，通过改变燃油管路的材料、内径、壁厚[7-8]，在油轨外侧油管接头上集成弹簧式燃油压力脉动缓冲器[9]，在管路上增加隔离管夹[10]等方式可以抑制燃油压力脉动，优化燃油压力脉动噪声。而国内对燃油压力脉动噪声的研究仍然处于起步阶段，相关文献资料较少。但在液压脉动[11-12]、管道水锤效应分析[13-15]、发动机进、排气系统噪声优化[16-17]等方面有一些文献资料，对燃油压力脉动噪声的研究有一定参考价值。

1 燃油压力脉动噪声理论

燃油在喷油器关闭瞬间流动受阻，由于惯性作用，燃油在受阻端的动能转化为势能，也就是压力能，压力能在管道内开始传播，形成了压力冲击波。压力波传播过程中，势能又转化为动能，在燃油与燃油管路的管壁摩擦与变形作用下，动能逐渐衰减，直至为0。但喷油器周期性的开关一直连续进行，旧的势能没衰减完又产生了新的势能，如此反复，便在燃油系统内形成了周期性的压力脉动，进而产生燃油压力脉动噪声。其数学模型[18]为

(1)

式中：Δp为液体压力；u为燃油流动流速；ρ为燃油密度；Kf为燃油体积模量；Kw为油轨壁面体积模量。由于流体的体积模量变化较小，减小壁面的体积模量是抑制燃油压力脉动的主要方向。

燃油系统中的油轨和油管内出现连续周期性的压力脉动，由该压力脉动激励产生的噪声通过空气和结构两条途径传递至驾驶室，影响车内声学环境。油轨、油管都属于薄壁零部件，壁面容易被油压脉动激励产生振动，从而产生空气辐射噪声。由于壁面的振动频率较高，因此空气辐射噪声通常为高频噪声。压力脉动载荷通过油管设置在车身的安装点(管夹、管夹支架与车身连接点)激励车身钣金振动，由车身钣金振动激励所产生的噪声辐射直接传递至驾驶室，该噪声即结构传递噪声。对于车内的燃油脉动噪声，由于整车的密封性对高频的隔声效果较好，因此结构传递路径是车内中低频燃油脉动噪声的重要传递路径。

{P(s)}=[H(s)]{F(s)}。

(2)

式(2)为结构噪声传递函数的表达式[19]，式中：P(s)为车内噪声；H(s)为结构传递函数；F(s)为导致车内噪声的激励力。

当管路内压力传播振荡的频率与喷油器工作的频率一致时，就产生了压力脉动谐振。根据传递函数的定义，燃油脉动产生的激励力在经过结构传递路径后可能会进一步放大，从而产生突出的燃油脉动噪声。本研究把燃油压力脉动作为激励源，默认传递路径不变，即把传递函数考虑为常数，仅研究激励力对车内噪声的影响。

2 燃油压力脉动噪声仿真分析

2.1 计算模型

图1示出某SUV车的燃油系统结构示意。该燃油系统为油箱外部半回油形式，压力调节器集成在油泵内部，使得泵后压力稳定在400 kPa(相对压力，以下压力均为相对压力)左右。此压力调节器对喷油器关闭产生的压力波不能起到抑制作用，因此在怠速750 r/min时，压力脉动噪声凸显出来。应用商业流体软件Ansys-Fluent对喷油器关闭后油压在油轨内的传播进行三维流动仿真分析，三维流动计算模型见图2。

为了缩短计算时间，相对于燃油系统模型，三维流体分析模型被适当简化。该SUV匹配的是4缸汽油机，油轨有4个喷油器，计算时假定每个喷油器开关导致油轨内的压力传播都是类似的。因此计算模型只考虑了离入口最近的喷油器，省略了其他3个喷油器，喷油器后端的喷嘴简化为4个直径为0.3 mm的孔。

2.2 油轨体积模量有限元计算

对于圆轨，壁面的体积模量[20]等于材料的弹性模量E乘以壁面的厚度δ除以圆轨的内径d，即

(3)

对于非圆轨的薄壁结构，其壁面体积模量需要通过有限元计算得到[21]。假设非圆轨道在内侧作用p0的压强下体积为V0，若压强增加dp，体积变化dV，则有：

(4)

为了验证式(4)的准确性，分别用有限元方法与理论方法计算圆轨的体积模量。图3示出有限元计算的网格模型。由于油轨是轴对称结构，有限元计算截取了一半模型，网格为六面体，体网格为6 620。对称面给定对称约束，连接管道端面约束了各自的轴向，内腔载荷为均匀压力，大小为100 MPa。网格划分在Hypermesh中完成，加载与计算在Abaqus中完成，变形后的网格以节点形式导入Hypermesh生成变形后的内腔容积。

通过有限元计算得到的壁面体积模量为1.56×1010Pa，通过理论计算得到的壁面体积模量为1.58×1010Pa，二者一致性较好，偏差为1.27%。因此用有限元方法计算非规则结构的体积模量是可行的。

2.3 圆轨油压传播计算

出现脉动噪声问题的油轨原方案为直径13 mm的圆轨，首先分析该圆轨在喷油器关闭瞬间的压力传播规律。为了了解压力在油轨内的传播过程，瞬态计算时监测了7个不同位置的压力。图4示出这些测点的位置示意。P7为连接油管于油轨上的钢管上的测点，P1～P4为油轨上的测点，P5，P6为喷油器上的测点。

图5示出各测点随时间变化的压力脉动曲线。喷油器突然关闭，动能转换成势能并以压力波的形式向上传播，经过P6、P5传到P1，再传到P7，压力脉动幅值依次减小。即P6，P5，P1，P7测点的波峰压力值依次减小，波谷压力值依次增大。压力波到达P1后，经P2，P3最后到达P4，第一个波峰从P1到P4稍有延迟，压力波到达P4后碰到油轨的端部壁面，压力波又反向传播。

随着时间的加长，脉动逐渐衰减，幅值减小，到2×10-2s时压力基本稳定在4×105Pa。本研究只模拟了1个喷油器的关闭，真实的结构是4个喷油器依次开关，第1个喷油器关闭导致的压力脉动衰减后，第2个喷油器又打开关闭导致了新的压力脉动，喷油器按照发动机的气缸工作顺序1—3—4—2轮流工作，类似的压力脉动也始终产生、衰减、叠加，最终形成了油轨整体的压力脉动。

2.4 油轨参数变化对油压的影响

在圆轨基础上改变油轨横截面，保持横截面积不变，将横截面由圆形改为长宽比为1的正方形与长宽比为2.29的长方形，研究截面形状对压力脉动的影响，同时还考虑了壁面变形对正方形与长方形横截面油轨的脉动影响。方案1为圆轨(原始状态)，方案2为正方形油轨，方案3为长方形油轨，方案4是在方案1圆轨中间嵌入1 mm厚的长条薄钢片，以研究圆轨内部的截面变化对压力脉动的影响。长条薄片的结构见图6。

表1列出方案1至方案3的壁面体积模量。方案2的体积模量是方案1的33.4%，方案3油轨横截面积与方案2相同，长宽比加大，体积模量是方案1的3.13%。方案3的壁面体积模量下降非常明显。

表1 方案1至方案3体积模量计算结果

表2列出了各方案相对于平稳压力4×105Pa的最大脉动峰值。可见，方案1至方案3压力脉动峰值也依次减小。在相同时间内，对于尺寸相同的油轨，矩形轨的压力波总能量低于方轨，方轨低于圆轨，因此油轨内脉动形成的噪声源声压级也是矩形轨低于方轨，方轨低于圆轨。由于扁轨布置到整车上牵涉更改过大，故在后期试验验证分析时不采用。

表2 方案1至方案3最大压力脉动对比

对于嵌入薄钢片的圆轨方案4，计算中直接将薄钢片与圆轨全部连接，没有考虑壁面变形的影响，这样增加了刚度，抑制了圆轨的变形。但工程应用中薄钢片其实与圆轨没有刚性连接，而是自由地放在圆轨内，喷油器关闭后在薄钢片上下形成压力差，导致钢片变形，从而消耗了能量，减小了压力脉动。计算中没法考虑油轨内自由状态下的薄钢片的变形情况，需要后期通过试验进行验证分析。

3 燃油压力脉动噪声试验验证

对燃油压力脉动噪声的评价，可以分为主观评价、客观测量。客观测量包括噪声测量试验、燃油压力脉动值测试试验以及燃油压力脉动引起振动的衰减测试试验。在实际应用中，越来越多地采取主客观相结合的方法对燃油压力脉动噪声进行评价。

根据仿真结果，结合布置与工艺，选取了方案2的方轨、方案4带内置缓冲器的油轨对车内驾驶员位置的噪声进行了测量，测试工况均为整车完全热机的怠速工况。试验结果表明，方轨、油轨带内置缓冲器方案相对于原方案，车内驾驶员位置的噪声分别降低了2.4 dB和3.2 dB，与仿真中这些方案对燃油压力脉动的降低贡献度趋势一致。结合产品的更改周期及费用，实际应用最终选用了方轨的方案。

4 结论

a) 开发了燃油压力脉动的仿真分析模型，研究了燃油压力脉动的影响因素，解析了燃油压力脉动产生的机理，为燃油压力脉动噪声的降噪优化方案提供了理论依据；

b) 利用有限元法计算得到油轨的体积模量，将其作为参数输入给三维流体模型分析油轨的压力脉动，考虑壁面变形对油轨脉动的影响；油轨内燃油脉动的三维仿真与试验实测的趋势吻合；

c) 仿真分析与试验测试优化燃油压力脉动噪声的方法可推广到汽车发动机其他系统的压力脉动问题，如进气系统中节气门突然关闭导致的压力脉动、缸内直喷发动机油轨内的压力脉动等。

[1] 韩晓峰．几种汽车NVH试验方法研究[D]．合肥：合肥工业大学，2008.

[2] 朱柳坤．汽车发动机噪音分析及降噪措施[J]．装备制造技术，2010(3):92-94.

[3] 陈家瑞．汽车构造[M]．5版．北京:人民交通出版社，2006.

[4] 董彧．汽车燃油箱降噪的稳健设计优化[D]．上海：上海交通大学，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] 杨金才，杨金榜，丁艳平，等．发动机喷油噪声控制方法的研究[J]．汽车工程，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，何清华，贺尚红，等．基于流体-结构耦合振动的液压脉动滤波器试验研究[J]．中国造船，2012,53(1):137-144.

[12] 何志勇，何清华，李自光．结构振动式流体脉动衰减器滤波机理及试验验证[J]．工程机械，2011,42:16-20.

[13] 谭平，徐蕾，凌晓聪．动力管道水锤激振分析[J]．南京理工大学学报，2006,30(2):182-185.

[14] 朱国良，王开和，李树森．供水管道系统噪声控制的研究[J]．轻工机械，2007,25(1):125-129.

[15] 孙京平，盛涛，卢学军，等．供水系统中缓冲器的设计计算[J]．机械制造与自动化， 2006,35(4)：17-18.

[16] 赵志芳，苏铁雄，冯慧华．进排气系统隔声性能试验与仿真分析方法综述[J]．车用发动机，2009(5):1-6.

[17] 伊善贞，费仁元，周大森，等．发动机排气有源消声技术研究进展及发展趋势[J]．车用发动机，2003(5):5-10.

[18] 黄波．汽车燃油压力脉动噪声仿真及试验研究[D]．北京：清华大学，2014.

[19] 庞健，堪刚，何华．汽车噪声和振动——理论与应用[M]．北京：北京理工大学出版社，2006.

[20] 刘鸿文．材料力学1[M]．5版．北京：高等教育出版社，2011.

[21] 张也影．流体力学[M]．北京：高等教育出版社，1999.

[编辑： 袁晓燕]

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

黄波(1980—)，男，工程师，主要从事燃油系统设计开发；huangbo@mychery.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2015.04.017

TK427

B

1001-2222(2015)04-0085-04