混合动力车型燃油箱晃荡声的时变响度评价方法与降噪应用

张 军 尚 飞 张延超

(吉利汽车研究院(宁波)有限公司 宁波 315336)

0 引言

随着市场用户对汽车行驶舒适性的要求越来越高，在车辆的起步、制动停车或者转弯过程中，燃油箱内油液晃动引起的车内噪声振动问题，在国内外主机厂的车型开发过程中被广泛重视。尤其是对于混合动力的乘用车型，如油电混合、插电式和增程式混合动力车型，由于低转速下电驱动系统力矩响应快速，并且车内的背景噪声小，因此在车内人员就更容易抱怨燃油箱晃荡声问题。

王长山等[1]考虑关门过程的瞬态冲击特点，建立了瞬时响度指标的车门声品质评价方法；Frank等[2]基于油箱台架测试装置，通过主/客观的相关性分析，提出了晃荡声的测试数据后处理方法；屠翔宇等[3]基于整车工况传递路径分析(Operational transfer path analysis,OTPA)方法，分析了晃荡声传递过程的频谱特征；Kim 等[4]考虑声品质等指标，提出了一种燃油箱晃荡声问题的正交优化设计方法；Chitkara 等[5]通过流体体积模型(Volume of fluid,VOF)方法建立了不同内部结构的汽车燃油箱晃动数值仿真模型，对比研究了不同充液率和加速度下的燃油晃动特性。虽然国内外学者在汽车声品质评价的理论基础、评价流程方法、心理声学参数及量化模型等方面取得了一定的进展，但其研究领域主要集中在动力总成、车身闭合件和电器附件等系统，而对燃油箱晃荡声的客观定量分析与工程化应用研究较少。本文以某混合动力SUV 车型为研究对象，分析了燃油箱晃荡现象的潜在机理，提出了时变响度声品质指标的整车评价方法，并通过油箱表面隔振垫的改进，显著地降低了车内的燃油箱晃荡声。

1 燃油箱晃荡声问题识别与测试分析

某搭载皮带驱动起动发电机(Belt-driven starter generator,BSG)轻混动力系统的紧凑型SUV，具备怠速启停功能，在起步前进或倒退过程中，急踩制动踏板到车辆静止状态，车内后排人员能够明显感知到燃油箱内的“咚咚”异常噪声。由于在车辆停止时自动切断缸内的燃油喷射，发动机处于熄火关闭状态，车内的背景噪声低，因此车内没有发动机怠速噪声的掩蔽，这种间歇性的瞬态撞击晃荡声就容易被驾乘人员所察觉感知，导致产生不安全感和抱怨。燃油箱油液晃动是自由液面液体在有限空间内进行复杂的流固耦合运动，其机理较复杂；整车传递路径的影响因素也较多，所以这增加了晃荡声测试分析评价和工程改进优化的难度。

该车型燃油箱采用塑料材质，通过左/右两条绑带横向布置在地板中部，绑带与车身采用螺栓连接，油箱表面与地板之间采用橡胶垫进行隔振限位，油箱内部无防浪板。燃油箱的安装结构与整车测试的坐标系设置如图1所示。

图1 塑料燃油箱结构简图Fig.1 Plastic fuel tank schematic diagram

1.1 整车晃荡声测试的传感器布置

为了分析车内晃荡声特征与传递路径，在燃油箱壳体的左/右侧布置加速度振动传感器，在车内后排布置传声器，通过整车车载自诊断系统(Onboard diagnostics,OBD)接口同步采集控制器局域网络(Controller area network,CAN)总线中车辆速度等信息。噪声振动信道的采样分析时间分辨率为0.125 s，实车测试的各传感器布置如图2 所示。整车测试方法是在油箱加注3/4 油量之后，在平直路面上，车辆静置情况下，松开制动踏板完成车辆起步，再急踩制动踏板到停车，多次循环进行重复操作，同步采集各通道的声音振动等信号。

图2 整车测试的传感器布置图Fig.2 Sensors arrangement for vehicle test

1.2 整车晃荡声的测试分析与声品质指标

如图3 所示，根据车内后排位置传声器和车速的测试结果对比分析，可以分别清晰地识别出车内晃荡声时域历程，在时间持续2～4 s 的晃荡过程中存在多次间隔性冲击现象，并且其时域声压幅值的变化快，频谱的分布也较宽。

图3 车内后排晃荡声的时频测试分析Fig.3 Sloshing sound time-frequency analysis in rear row cabin

基于以上测试的晃荡声瞬态时频特征，需结合车内人员主观评价的关联性分析，充分考虑这种非稳态声音的时域和频域掩蔽效应，合理选择晃荡声的客观评价指标，并考虑各次晃荡声冲击过程的人耳闻阈值变化[6]。其中，时域掩蔽是由人体对声音信号处理与反映的滞后性引起的，指在时间上非同步的两个声音之间产生的掩蔽现象，包括超前掩蔽(premasking)和滞后掩蔽(postmasking)，而对于车内晃荡声问题，只需考虑后掩蔽。频域掩蔽是指同时出现的两种不同频率声音之间的掩蔽现象，这与人类听觉系统的滤波特性相关，即人耳的频率选择性。

由于传统的稳态声音响度模型只考虑频域掩蔽效应，没有考虑声音的时域属性，而对于非平稳的燃油箱晃荡声问题，人耳的主观感知与声信号的频率带宽、峰值大小、冲击成分持续时间等存在着复杂的非线性关系，很难建立统一的主客观声品质评价模型。

1.3 时变响度声品质模型的简介

目前，国际行业标准DIN45631/A1是在Zwicker稳态响度算法的基础上，通过引入时间常量描述响度的动态行为，以低通滤波器形式模拟心理声学的时域掩蔽效应，建立起的非稳态声信号的Zwicker 时变响度计算模型，简称ZTVL(Zwicker time-varying loudness)。其中，在每个时间步长区间，ZTVL响度模型计算流程如图4所示。

图4 Zwicker 时变响度计算流程示意图Fig.4 Zwicker time-varying loudness calculation process diagram

1.4 车内后排晃荡声的声品质分析

按照1.3 节所述的DIN 45631/A1(混响场)时变响度标准计算方法，图5 比较了该车型车内后排晃荡声测试的时频谱、A 计权声压级和时变响度指标的分析结果。由于实际测试过程中存在车辆操作的偏差，这4 次重复测试的车内晃荡声次数和幅值大小略有细微的差异。但总体而言，在每次测试过程中，车内人员能够主观感知到4～5 次的冲击晃荡声。如图5 所示，虚点线绿色圈标识出了车内后排的前2～3 次晃荡冲击声，而虚点线红色圈标识出了后2 次的车内晃荡冲击声。根据图5(b)和图5(c)的时域峰值对比，可以发现在后2 次的晃荡冲击声峰值对比(虚点线红圈)，A 计权声压级幅值明显比时变响度峰值更大，但是车内驾乘人员却很难主观地察觉到这几次晃荡冲击声，这种主客观评价之间的差异，主要原因是由于A 计权过多地计及了中/高特征频带成分的影响，这说明A 计权声压级方法并不适合车内晃荡声品质的评价。另外，根据图5(a)的时频谱分析结果，可以发现车内晃荡声主要分布在450 Hz 以内的低频范围，因此采用响度计权方法也吻合其低频的分布特征，这也说明了车内晃荡声采用时变响度指标评价的合理性。

图5 车内后排晃荡声时频测试分析与声品质指标的对比Fig.5 The sloshing analysis comparison of time-frequency spectrum and sound quality index in rear row cabin

2 油液晃荡声的潜在机理分析

在车辆的起步、制动停车或者转弯过程中，部分充液燃油箱在惯性载荷的作用下，可能出现复杂的撞击、拍击、挤压、翻卷和飞溅等现象，并具有一定的随机性和非线性。

汽车燃油箱油液晃荡的等效动力学模型如图6所示。L和H为油箱前/后长度和高度，M0为未扰静止液体质量，Mn、Kn、Cn、an和hn为等效模型的第n阶液体晃动质量、刚度、阻尼和加速度以及距离自由液面高度。F为晃动液体对油箱壁面结构的惯性冲击载荷力，θ为壁面夹角，Fn为法向载荷分量，Ft为切向载荷分量。其中，Fn是车内晃荡问题的主要激励源，将撞击油箱壁面引起低频的振动噪声，并传递到车内。Q为自由液面的总流量，Q1为可能发生翻卷与飞溅的自由表面流量，其引起油液流体运动噪声问题的频率成分较高，能量贡献较小，且容易在整车传递路径中衰减耗散，通常不是造成车内晃荡声抱怨的主要因素；Q2为稳态撞击壁面的流体分量。另外，如果燃油箱壳体两侧存在台阶面等顶部空腔特征，在一定的充液油量时，因表面自由液面Q1的上下运动，可能拍击壳体表面而产生“咚咚”晃荡声。文献[7]通过油箱上部壳体粘贴丁基约束阻尼板，台架验证可以减弱晃荡声压级。

图6 车内噪声与油箱振动的时域相关性分析Fig.6 Time-domain correlation analysis of vehicle interior sound and fuel tank surface vibration

基于以上等效动力学模型的分析，在设计过程中，可以通过油箱壁面曲率、表面形貌和尺寸参数的优化，降低油液惯性撞击导致的晃荡问题，如图7和图8所示。

图7 燃油箱外形曲率的优化设计示意图Fig.7 The optimum design diagram for fuel tank shape curvature

图8 燃油箱上壳体形貌的优化设计示意图Fig.8 The optimum design diagram for fuel tank upper surface morphology

3 基于整车传递路径的晃荡声优化

根据油液晃荡激励传递到车内的方式，大致可分为“空气声”和“结构声”路径。通常，“空气声”路径对车内晃荡声的贡献量较小，并且对车外高频晃荡声的衰减能力较高。而油箱内晃动的油液撞击壳体，激励燃油箱的结构振动，并通过与车身相接的隔振垫、绑带和安装螺栓等传递到车身，引起车内的低频声辐射问题，这被称之为“结构声”路径，这是工程上解决油液晃荡问题的关键控制路径[7]。

如图9 所示，油箱壳体x向的振动冲击特征明显，主要峰值频谱分布在400 Hz 以内，这与制动过程中惯性力载荷的作用方向相同；油箱壳体y向和z向的振动冲击能量较小，并不是晃荡油液的主要激励方向；右侧油箱的振动特征明显大于左侧油箱，说明该车型的晃荡声问题主要是右侧油箱内油液引起的，并且右侧油箱容积比左侧要大得多，因此其惯性冲量也较大。

图9 燃油箱壳体振动加速度的对比Fig.9 The acceleration comparison of fuel tank surface vibration

由于在燃油箱内部重新开发防浪结构的周期较长，成本增加也较高，因此，从整车的“结构声”传递路径上进行优化，以改善车内油箱晃荡声问题就更有工程价值与意义。本车型采用的具体优化措施如下：(1)采用邵氏硬度HA15 和20 mm 厚度的海绵，替代了硬度HA40 橡胶垫的初始设计方案(如图10所示)，提高车身的隔振能力，并保证装配过程中海绵充分的压缩和贴合；(2)在车身地板和备胎池的钣金上，增加阻尼胶的厚度；(3)提升后地毯的低频隔声性能。

图10 三元乙丙EPDM 橡胶与海绵隔振垫的实物图Fig.10 Object pictures of EPDM rubber and sponge isolation pads

通过综合主观驾评的对比，在倒挡起步工况，采用“结构声”路径优化方案后的车内后排晃荡声问题显著改善，时域历程峰值响度的幅值明显的降低，如图11所示。

图11 结构路径改进方案对车内后排晃荡声的测试分析对比Fig.11 Test analysis comparison of the structural path improvement scheme on the rear row cabin sloshing sound

4 结论

混合动力新能源汽车在纯电动模式下的低速起步或停车过程中，由于没有传统发动机的背景噪声，容易导致车内驾乘人员抱怨燃油箱的瞬态晃荡声问题。本文基于非稳态油液晃动的等效动力学模型，探讨了燃油箱晃荡现象的潜在机理；并且，考虑了人耳频域和时域的掩蔽特性，提出了一种整车燃油晃荡声的时变响度声品质指标评价方法。同时，本文从油箱壳体形貌和隔振路径上提出了具体的改进措施，可快速指导混合动力车型燃油箱的结构设计与整车性能的集成开发。

如果要从根本上解决燃油晃荡问题，在车型项目的开发前期，就需要预留或提前设计出燃油箱的内部充液结构，比如采用防浪板措施等；并且，要充分考虑燃油箱在不同充液量下的晃荡控制鲁棒性，以避免在项目开发后期对燃油箱本体与安装部件的设计变更。