内燃机活塞拍击及其噪声探索

引言

活塞拍击做为内燃机振荡的首要勉励源之一，其引发的噪声是内燃机仅次于焚烧噪声的最大的死板噪声。跟着内燃机高速化、轻量化进展，内燃机死板噪声也是以显得更为超过；同时抵制焚烧噪声技巧举措个别与内燃机升高动力性的请求相抵牾，是以把持内燃机表面辐射噪声的核心常常放在死板噪声源的把持上。活塞拍击噪声做为内燃机最大的死板噪声源，理所固然成为内燃机噪声把持的要点。本文创设采纳多极子辐射声场描写活塞拍击噪声的理论声学模子，并经过声强法测声功率对其切确性实行实验考证，完成了活塞拍击噪声的详细展望，同时为商议活塞打算参数对拍击噪声影响规律供给了理论基本。

活塞拍击动力学模子

1.1假使前提

为使题目简化，在创设内燃机活塞拍击动力学模子时假使：1）活塞二阶疏通包罗活塞平动和绕活塞销的晃动，是以假使活塞上惟独裙部上端、下端4个角点与气缸壁来往；2）活塞和睦缸壁来往的变形经过弹性变形来描写，疏忽活塞、缸壁、连杆和曲轴的变形；3）疏忽活塞办事经过中温度变动对光滑油膜个性的影响，以为活塞拍击经过是个恒定温度状况；4）燃气暴发压力协力长期通度日塞的轴线，疏忽活塞平动和晃动引发的协力效用线的差错。

1.2动力学模子创设

活塞的二阶疏通包罗活塞的程度方位平动和绕活塞销轴线的晃动，是以能够将全部活塞看做一个两自如度（平动和晃动）的聚合品质。依照前方的假使前提，创设图1所示活塞拍击动力学模子。当活塞裙部的角点与缸壁来往如图中上部虚线椭圆所示，这时活塞与缸壁等效品质之间惟独活塞裙部角点的来往刚度和来往阻尼起效用。而活塞裙部角点与缸壁不来往状况如图中下部虚线椭圆所示，由于光滑油膜具备黏性，其受挤压的时辰有必定的承载本领，具备必定刚度和阻尼，然则由于活塞横向疏通挤压油膜属于低速挤压油膜题目，其刚度疏忽不计。图1中，gc为活塞的质心场所，pc为活塞销核心，e为活塞销偏移间隔，a和b离别是活塞裙部上端和下端到活塞销核心的笔直间隔，R为活塞的半径，d为活塞裙部与气缸壁空隙（经过对活塞和缸筒实行热剖析赢得思考热膨胀的空隙），s为曲轴轴线偏移间隔，lr和lc离别为连杆长度和曲轴曲柄半径，ω为曲轴转速。设曲轴逆时针回旋，当活塞销轴线倾向主推力面时为活塞销负偏，倾向次推力面时为活塞销正偏。kpi、kci、cpi、cci、Mci（i=A，B，C，D）离别为活塞和缸壁4个来往点的刚度、阻尼系数和缸壁来往等效品质，经过衡量各来往点的加快率导纳求得；c0为光滑油膜阻尼系数。

1.3活塞的光滑题目

1.3.1活塞裙部横向挤压油膜效应

活塞办事经过中，绕活塞销的晃动引发的裙部横向位移相关于由于空隙存在而引发的活塞集体横向位移而言很小，是以在探索活塞裙部挤压油膜题目时能够疏忽，而将其归为有限宽径向轴承挤压油膜题目。关于有限宽轴承能够用简单干系式示意为式1。

式中：a和b均为常数，当3/4≤D/B≤5时，a、b同D/B的干系能够由阅历公式详细的示意为式2。

此中，D、B离别为活塞的直径和裙部长度。是以，活塞横向疏通经过中，光滑油膜的阻尼系数为式3。

1.3.2活塞裙部油膜纵向楔形效应

内燃机办事经过中，活塞与缸壁间存在纵向相对疏通，而在活塞裙部和缸壁间充足了光滑油膜，由于光滑油的黏性，形成阻挡这类相对疏通的切向力。思考活塞的二阶疏通，由于活塞空隙很小，疏忽光滑油周向滚动，是以活塞裙部上每一条素线均能够简化为无尽长楔形滑块光滑题目，则活塞裙部周向单元弧度上的冲突力f由无尽长楔形滑块雷诺方程表白式为式4。

式中：η为光滑油的黏度；U为活塞与缸壁的相对速率；B为活塞裙部长度；h1=c-e1sinθ、h2=c-e2sinθ，h1、h2离别为活塞上端和下端θ角度的油膜厚度，c为活塞与缸壁的半径差，e1、e2离别为活塞裙部上、下端圆的偏疼距。假使活塞裙部灵验光滑地域为[θ1，θ2]，则活塞裙部总的冲突力计较法子见式5。

1.3.3活塞环冲突力

连系Patir和Cheng提议的均匀流量模子和Greenwood和Tripp创设的微凸体来往模子，能够知活塞环-缸套在混杂光滑时的冲突力由光滑油流体黏性剪应力和微凸体剪应力构成，此中流体剪应力计较法子以下

式中：Φf、Φfs和Φfp为剪应力因子；η为光滑油黏度；U为活塞来往疏通速率；h为油膜表面厚度；h—T为理论油膜厚度的数学盼望值；σ2为活塞环表面毛糙度均方根值；pc为凸微体的承载量；τ0为边境膜剪切强度；μ为边境冲突系数。

1.4微分方程组创设及程序求解

活塞与缸壁的来往大概的情景有4种单点来往、4种两点来往和1种没有来往。而决断活塞与缸壁来往属于哪一种情景，能够通度日塞裙部角点和缸壁来往等效品质的程度方位位移差来决断，当位移差大于活塞空隙则来往，不然就不来往。

以活塞裙部角点A点为例，设其程度位移为xA，缸壁来往点等效品质的位移为xcA，则为活塞与缸壁来往的情景下A点的受力以下：

式中：keA和ceA离别为活塞与油膜等效刚度和阻尼。同理能够写出B、C、D角点来往和不来往情景下的动力学方程。

依照各角点的来往情景能够写出全部活塞程度方位力和绕活塞销轴线力矩均衡方程。令活塞的程度位移为x，绕活塞销转角为θ，则均衡方程（防止反复拖累，以惟独A点来往为例）为

式中：I为活塞绕活塞销轴线的晃动惯量；LA、LB、LC、LD离别为来往点到活塞轴线的竖直间隔；SA、SB、SC、SD离别为来往点到活塞销轴线的程度间隔，由活塞的几多干系和疏通姿势肯定；FfA、FfB、Ffc、FfD离别为各来往点的冲突力，在进气、暴刊路途时取上头的标志，紧缩、排气路途时取底下的标志。

归纳思考各样常微分方程数值解法的精度和效率，采纳变步长四阶龙格库塔(Rung-Kutta)数值算法求解微分方程组，其程序过程如图2所示。

图2程序过程图

1.5模子的实验考证

经过实验直接衡量内燃机活塞拍击缸壁力特别难题，是以经过实衡量活塞首要拍击的场所与缸体表面特定场所的传送函数，将拍击力转为缸体表面的加快率实行对照。剖析可知，活塞拍击产生的首要部位是：主、次推力面高低止点及气缸中部6个场所。索取各个场所的拍击力协力，经过实测的传送函数，赢得由理论模子计较的缸体表面的振荡相应加快率。为清除气门落座形成缸体的横向振荡的影响采纳倒拖对内燃机各个转速的缸体表面振荡加快率实行实验测试。由于没有思考燃气暴发压力，鼓动机各转速下的缸体上特定场所的加快率相应的规律和特点是类似的，不过周期不类似，防止反复，以r/min为例对照理论事实和实验事实，如图3所示。

由图3可知，理论和实验事实的整体趋向合乎，都具备类似的周期性特点。两条弧线的幅值也基事实同，不过在个别场合存在较小的不同，首要缘故是模子中集总元件采纳了线性化管教和简化。综上知，活塞拍击动力学模子明确地相应活塞拍击题目的实践和特点，具备很好的精度。

图3振荡加快率实验与理论事实对照

活塞拍击噪声声学模子创设

2.1活塞拍击噪声声学模子

由前方的活塞拍击动力学模子可知，缸壁来往等效品质的动能齐备来自于活塞对其的做使劲和自己的动态个性（来往刚度和来往阻尼），其赢得动能勉励缸体振荡，此中一部份由于机关阻尼的存在，变化成热能，而另一部份则以声能的大势向外辐射，是以动力学模子中缸壁来往等效品质的振荡情景能够用来表征活塞拍击噪声的巨细。关于活塞拍击表象而言，活塞与缸壁来往的首要场所是活塞裙部上、下端的4个角点，思考到活塞和缸壁在来往经过中城市产生相应的变形，理论来往地域该当是一个较小的地域，是以能够将来往地域当做一个球源来管教，而全部活塞拍击系统能够管教成4个球源叠加的事实，此中缸壁来往等效品质的振荡速率做为球源的表面振荡速率，进而创设起活塞拍击噪声声学理论模子。

缸壁等效来往品质的振荡能够当做多个不同频次的脉动球源叠加的事实。由脉动球源的均匀声功率计较公式能够求得全部剖析频带[0,f]上多个脉动球源叠加的均匀声功率

式中：ua(f)为频次f时，脉动球源表面振荡速率的幅值；r0为等效脉动球源的半径；c0为声响在空气中的流传速率；ρ0为空气参考密度。

针对内燃机活塞拍击，由于其首要来往地域是活塞裙部上、下端4个角点，是以其总的均匀声功率该当为4个等效球源声功率叠加的事实，即

式中：Wzi————(i=A，B，C，D)离别为各个来往角点等效球源的声功率。

2.2活塞拍击噪声辐射矫正参数

内燃机拍击噪声是由于活塞拍击缸壁，将能量传送给缸壁，引发全部缸体的振荡，而缸体的振荡引发范畴空气媒质的扰动，进而向外辐射噪声。其向外辐射的噪声不单与活塞拍击传送的能量相关，同时还与缸体自己的固有个性相关。是以采纳脉动球源创设活塞拍击噪声声学模子，该当引入表征内燃机缸体声辐射个性的辐射系数加以矫正。

式(15)为多个不同频次脉动球源共通效用下的均匀声功率积分表白式引入内燃机辐射矫正系数，有

式中：K为内燃机辐射矫正系数。

经过有限元与边境元相连系的方法肯定该内燃机噪声辐射矫正系数，首先创设内燃机缸体的有限元模子，在活塞拍击的场所施增加个频次简谐勉励共通效用做为边境前提，求取其表面各自勉励频次下的表面振荡速率。依照表面振荡速率与媒质的疏通赓续性，索取其表面各节点的振荡速率做为边境前提施加到边境元机关声耦合模子上。本文矫正的是全部鼓动机的辐射声功率，是以创设了包络鼓动机的长方体场点，进而计较赢得各场点的声强如图4所示。经过场点的声强和面积赢得其辐射声功率。采纳一样的勉励经过式(15)计较出脉动球源的辐射声功率，两者的声功率的比值便是内燃机噪声辐射矫正系数。

图4鼓动机缸体辐射声强

2.3活塞拍击噪声声学模子实验考证

鼓动机点燃状况下，由于存在鼓动机焚烧噪声、进排气噪声和其余死板噪声，没法直接独自地衡量赢得活塞拍击噪声的声功率，是以采纳鼓动机倒拖实验，实验中去除了配气机媾和低级从动齿轮，防止了配气机媾和齿轮啮合噪声，只余下活塞拍击噪声。对照没有点燃状况下的理论计较事实和实验衡量事实，进而考证理论模子的切确性。

采纳“声强法测定噪声源的声功率级第1部份：分离点上的衡量”（GB/T-）衡量活塞拍击噪声的声功率，鼓动机曲轴转速为～r/min，每隔r/min衡量一次。一样采纳活塞拍击噪声声学模子，离别计较出～r/min，无燃气暴发压力情景下的活塞拍击声功率级，详细衡量数据和理论计较数据如表1所示。

表1实验与理论数据

声功率对照弧线如图5所示，r/min时，实验事实和理论计较事实出入较大，首要缘故是：转速较低，活塞拍击噪声较小，后台噪声占了对照大的比例；而1～r/min，实验事实和理论事实合乎得很好，这阐述理论模子切确靠得住，能够用来明确展望各个转速下鼓动机拍击噪声的声功率级。

图5声功率理论事实与实验事实对照

论断

(1)创设了内燃机活塞拍击动力学模子，模子思考了活塞二阶疏通与光滑油膜之间互相效用，经过实验考证了模子的明确性，进而完成内燃机活塞拍击力的精肯定量描写。基于多极子辐射声场理论，连系活塞拍击动力学模子，创设了活塞拍击噪声理论声学模子，并经过实验考证了该模子的切确性，完成了活塞拍击噪声定量描写。

(2)创设的活塞拍击动力学模子和拍击噪声理论声学模子，能够用于活塞打算中，展望活塞拍击力和其引发的噪声，同时也为商议活塞打算参数对拍击及拍击噪声影响规律供给了理论基本。

文件泉源

[1]王攀,邓兆祥,罗虹,阳小光.内燃机活塞拍击及其噪声探索[J].内燃机学报,,28(05):-.

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