發(fā)動機表面結(jié)構(gòu)振動與輻射噪聲的關(guān)系教材

1、第 3 章 發(fā)動機表面振動與輻射噪聲關(guān)系的系統(tǒng)研究 所謂發(fā)動機噪聲除了進、排氣噪聲和風(fēng)扇噪聲外，主要是指由發(fā)動機外表 面輻射出來的噪聲，而輻射噪聲與發(fā)動機表面結(jié)構(gòu)振動有著密切的關(guān)系。系統(tǒng) 地研究發(fā)動機表面振動與輻射噪聲之間的關(guān)系，對于發(fā)動機噪聲源預(yù)測和降低 輻射噪聲有著極其重要的意義。 3.1 內(nèi)燃機的表面振動 結(jié)構(gòu)的表面振動和輻射噪聲之間的關(guān)系非常復(fù)雜，通常無法確定。通過對 噪聲和單源振動測定的比較研究可知，大約有 50%沒有確切的關(guān)系。聲場環(huán)境 的影響、聲的傳播方向、結(jié)構(gòu)振動的頻率和相位的不均勻性，以及精確的數(shù)學(xué) 模型極為復(fù)雜等因素導(dǎo)致精確的解析分析不可能實現(xiàn)。隨機因素的影響和影響 因素的

2、隨機性使得研究人員轉(zhuǎn)而采用統(tǒng)計分析的方法來完成對振動和噪聲輻射 之間關(guān)系的研究 77-81。 發(fā)動機結(jié)構(gòu)振動可用其模態(tài)振型來表示，發(fā)動機結(jié)構(gòu)振動的模態(tài)振型是由 發(fā)動機設(shè)計所決定的，發(fā)動機質(zhì)量分布、剛度和阻尼決定了其模態(tài)頻率及其各 階模態(tài)之間的頻率間隔。 柴油機是一種結(jié)構(gòu)復(fù)雜、變工況運行的動力機械。柴油機的表面振動特性 決定了其輻射噪聲特性。 為此，作者對一典型的直列柴油機 -CY6102BZQ 型柴油 機的表面振動進行了實驗測試與研究。實驗框圖如下： 47 實驗儀器如下： 儀器名稱 型號 生產(chǎn)廠 傳感器 YJ2-1(665) 楊州無線電二廠 YJ2-1(667) 楊州無線電二廠 YD-42(2

3、4) 楊州無線電二廠 9024(2) 北戴河傳感器技術(shù)研究所 電荷放大器 7021 磁帶機 TEAC XR-30C TEAC CORP. Made in Japan 光線示波器 抗混濾波器 DLF-6 北京東方振動和噪聲技術(shù)研究所 數(shù)據(jù)采集與分析系統(tǒng) INV306D 北京東方振動和噪聲技術(shù)研究所 測功機 Y120-S 中國啟東測功設(shè)備廠 測點布置如下： 48 圖 3 1 發(fā)動機表面法向振動速度測點布置圖 測試結(jié)果如下： 49 0.12 0.006 0.1 0.005 0.08 0.004 0.06 0.003 0.002 0.04 0.001 0.02 0 飛輪殼上端面 后端面 氣門室蓋 發(fā)電

4、機 高壓油泵 圖 3-2 機體表面各層法向平均振動速度均方根值 飛輪殼上端面 后端面 氣門室蓋 發(fā)電機 高壓油泵 飛輪殼上端面 后端面 氣門室蓋 發(fā)電機 高壓油泵 0.09 0. 0 0 8 2800rpm(m/s) 0. 0 0 7 0. 0 0 6 0. 0 0 5 0. 0 0 4 0. 0 0 3 0. 0 0 2 0. 0 0 1 0.01 0.08 0.07 0.06 0.05 0.04 0.03 0.02 圖 3-3 其它附件表面平均法向振動速度均方根值 06 05 04 03 01 000000 s/m（值根方均度速動振均平向法 1600 2600 發(fā)動機轉(zhuǎn)速（ rpm） 28

5、00 圖 3-4 不同工況下全部測點總的平均振動速度均方根值 由以上試驗結(jié)果可知，發(fā)動機表面各部位的平均振動速度的模式比例基本 保持相同，但其振幅隨發(fā)動機轉(zhuǎn)速升高而增大。這說明，發(fā)動機外表面各部位 的振動功率大小比例分布基本保持恒定，如果知道了各部位（部件）的表面積， 就可預(yù)測發(fā)動機表面各部件對幅射噪聲貢獻的大小。這也是表面振動速度法進 行噪聲源識別的基本原理。 50 ISVR 對一直列六缸柴油機做了同樣的試驗， 得出了同樣的結(jié)論。 只不過他 們測試的是表面振動加速度級。其結(jié)論為：表面振動加速度級的分布除了一些 微小的差別外，表面振動的大小比例分布模式基本保持不變，但其振幅隨發(fā)動 機轉(zhuǎn)速增高而

6、增大。 作者還對 CY6102BZQ 型柴油機按照工程測量 5 點法（GB7184-87）對其振動 烈度進行了測試。 測試工況為發(fā)動機標定工況， 5 個測點分別布置在機體前端上 沿、機體后端上沿、機體前端支座 （左）、機體前端支座 （右）和機體后端支座上， 每個測點測量三個方向的振動速度信號，然后按照以下公式計算出當(dāng)量振動烈 度。 式中： vx、vy、vz-分別為 x 、 y 、 z方向上各規(guī)定測點的振動速度的均方 根值， mm/s ； Nx、Ny、Nz-分別為 X 、Y 、 Z三個方向測點數(shù) 測試結(jié)果表明該柴油機的當(dāng)量振動烈度為 25.7 mm / s 。參照標準 GB10397-89 中小

7、功率柴油機振動評級中多缸柴油機振動品質(zhì)分級評定表可知， 6102BZQ 柴油機的振動品質(zhì)為 C 級（含義為“容忍” ；極限允許值為 28mm/s）。 另外，作者還按照同樣的測試方法測定了該柴油機在其最大扭矩點工況時的當(dāng) 量振動烈度，其值為 3.25 mm / s。由工程測量 5點法的測試結(jié)果可以看出，發(fā)動 機的振動強度隨發(fā)動機轉(zhuǎn)速的增加而增大，這與發(fā)動機的實際振動情況是一致 的，但是當(dāng)量振動烈度在同一使用工況下約相當(dāng)于發(fā)動機表面所有測點總的平 均振動速度均方根值的一半。由于工程測量 5 點法所規(guī)定的測點其振動受支承 剛度的影響較大 （尤其是支座部位的測點 ），所以，用當(dāng)量振動烈度來反映發(fā)動機

8、的振動狀況必然會帶來一定的誤差。作者建議采用本文所采用的“發(fā)動機表面 多測點法”來表征發(fā)動機的振動狀況。這一方法不但可以較準確地反映發(fā)動機 的振動狀況，而且還可以用來對發(fā)動機的輻射噪聲進行預(yù)測。 3.2 表面振動和輻射噪聲之間的關(guān)系 為了綜合反映發(fā)動機表面的振動情況， 可以采用一個參數(shù)來表明每一個頻帶 51或總的振動或聲壓級。這個參數(shù)應(yīng)能表示發(fā)動機的全部表面積以及結(jié)構(gòu)中所有 的振動模式，所以選取按面積平均的均方振動加速度或均方振動速度作為特性 參數(shù)（實際表示成平均振動加速度級或平均振動速度級） 。 圖 3-5 和圖 3-6 展示的是發(fā)動機缸體和曲軸箱的噪聲與平均表面振動的關(guān)系， 試驗是在一臺排

9、量為 1.770L 的四缸四沖程柴油機上進行的。由以上試驗結(jié)果可 知，振動加速度級、振動速度級及發(fā)動機的總噪聲級都隨轉(zhuǎn)速和負荷的增大而 增大，尤其隨轉(zhuǎn)速的變化更加明顯。這些試驗結(jié)果亦表明，聲壓級Lp 、平均速 度級 Lv和平均加速度級 La 隨轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律是一致的。同時也說明了發(fā)動機表 面噪聲輻射與振動之間存在著密切的關(guān)系。 150 100 100 振動 加速 度 振動速 度 噪 聲 1.76L四 試驗 缸四 工況： 沖程 全負 柴油 荷 機 140 90 130 80 120 60級 110 50動 40平 30 80 70 20 10 60 90 70dAB 1000 2000 3000

10、 4000 發(fā)動機轉(zhuǎn)速， r/min 負荷% 總噪聲和平均振動速度級與 圖 3-6 圖 3-5 發(fā)動機總噪聲級和振動與車速的關(guān)系 發(fā)動機負荷的關(guān)系 3.2.1 發(fā)動機噪聲和表面振動的精確關(guān)系 根據(jù)確定的振動數(shù)據(jù)精確地預(yù)測噪聲值，可以采用一種活塞在屏蔽板中運 動的分析方法 82,83。 研究一個半徑為 r 裝在面積無限剛性擋板上的平的、圓形活塞，如圖 3-7 所示。振動活塞輻射的噪聲可以用大量共同輻射的點脈動球面來模型化。但每 52 個脈動球面是從剛性的反射基平面上輻射而不是從自由空間輻射。 因此由任一個擋板的脈動球面所引起的聲壓為自由空間的一個等價脈動球 面輻射聲壓的兩倍。即： ik 0ci(

11、 t kr) p(r,t) 0 Qpei( t kr)(3-1) 2r 在此方程中， Qp表示活塞表面上的單元脈動球面源強度且等于 U p S，此 處U p為脈動球面的峰值表面速度， S為單元表面積。 振動活塞引起的總聲壓是 所有以同相位振動的點脈動球面引起的合成壓力，因此，可以通過在整個表面 面積上進行積分得到。 p(r, ,t) ik 0c z2U pei( t kr) 2J1(kzsin ) 2 r kzsin 3-2) 式中： U pei t為活塞的表面速度(即每個脈動球面具有相同的表面振動和 相位)。 J1為一階貝塞爾函數(shù)，活塞垂直于屏蔽板以圓頻率作正弦振動，在距 活塞 r 處空間一

12、點的噪聲輻射聲強為： I(r, ) 2 2 2 2 0ck Urms z 22 4r 2J1(kzsin )2 kzsin 3-3) 式中： r 距活塞的距離 噪聲的輻射角度 0c 空氣的比聲阻抗 z 活塞半徑 k 波長常數(shù)， k /c 角頻率； 53 c 音速 J1 一階貝塞爾函數(shù) U p 活塞運動速度 從( 3-3)式可以看出，裝在剛性擋板上活塞振動的聲輻射是有指向性的， 低頻( kz1) 圖 3-9 活塞聲輻射的確切模式 從圖 3-8 可以看出活塞的聲輻射是非常有指向的(沿軸向除外) ，并且隨著 頻率增加而增加。它有幾個壓力節(jié)點形成了聲輻射的波束模式，如圖3-9 所示。 對于活塞本身表面

13、上的一個觀察點，在活塞表面上任意一個單元的總聲壓 是由振動單元本身引起的壓力與活塞上所有其它的單元輻射的壓力之和。如果 假定活塞速度 U Upei t ，施加到活塞上的機械力為 Fm，則 UFm Zm Zr 式中， Zm為活塞的機械阻抗； Zr 為活塞的輻射阻抗。 對活塞表面面積上的單元壓力分布進行積分得到一點的總聲壓，然后再在 表面上對此進行積分，得到聲激勵力，就可以導(dǎo)出活塞的輻射阻抗： Zr 0c z2R1(2kz) iX 1(2kz) 其中， R1(2kz) 為阻性函數(shù)， X 1 (2kz)為抗性函數(shù)。那么活塞輻射的聲功率 可以從輻射阻抗的實部得到： 1 2 1 2 2 W 2U 2pR

14、e(Zm Zr ) 2U 2p 0c z2R1(2kz)(3-4) 式( 3-3)可以簡寫成下面的形式： 54 I(r, ) 0 2U p2A2D 2 2 r 2c (3-5) 其中， A活塞面積。簡言之，輻射噪聲強度主要受表面運動的平均速度 和面積的影響。 I(r, ) （頻率）2 （運動速度）2 （活塞面積 ）2 方向系數(shù) (3-6) 低頻 中頻 高頻 活塞在屏蔽板中產(chǎn)生的輻射噪聲 （距離）2 中心線 無限寬平板 活塞在屏蔽板中的運動 圖 3 10 活塞在屏蔽板中運動所產(chǎn)生的輻射噪聲精確的聲譜 圖 3-10中給出了活塞的噪聲強度分布情況， 其中波長 分別為活塞半徑 z 的 8、2、0.5和

15、 1/2.25倍。從圖中可以看出，在低頻時（8z ）噪聲幾乎以球面 形式輻射，而在高頻時噪聲輻射的方向性非常復(fù)雜。當(dāng)活塞半徑為300mm 時， 則低頻等于 140Hz（ 8z），依次為 560Hz（ 2z ），2260Hz（ 0.5z ）和 1 2550H（1 z ）。后面兩個頻率正好處于同一個 1/3 倍頻帶內(nèi)?？梢钥闯觯?2.25 在這兩個頻率之間相差約 300Hz，產(chǎn)生零噪聲強度的角度足夠大， 如果兩個頻率 處于同一個 1/3 倍頻帶內(nèi)， 則兩個獨立振動模式的波瓣可以合并在一起。 但是如 果采用更窄的頻帶進行噪聲分析時，那么對于指定區(qū)域就必須進行大量的測量。 因此選擇恰當(dāng)?shù)暮愣ǖ念l帶寬度

16、百分比，則噪聲輻射方向的影響，即使影響非 常大，也能夠大幅度減少，這樣就不需要做大量的測量就可獲得足夠詳細的噪 聲數(shù)據(jù)。 3.2.2 噪聲與表面振動的近似關(guān)系 1/3 倍頻帶分析很適合于旋轉(zhuǎn)機械的噪聲分析，因為它不涉及到噪聲的方向 性影響。如果考慮一個在無限擋板上振動的大型剛性活塞（即活塞各部分以相 55 同相位振動)，而且活塞的尺寸非常大，在這種情況下，振動活塞輻射聲波的方 向與其表面垂直，由活塞輻射進入周圍介質(zhì)的聲功率表示為力乘以速度再乘以 面積，即 2 Wrada prms urms 式中， prms 為空間某點處的均方根輻射壓力； urms為同一點相應(yīng)的均方根速 度； a為活塞的半徑。

17、 從聲壓方程可知， p u 0c ，因此， 2 W 0cS u( 3-7) 式中， S a2， 表示時間平均；“ ”表示空間平均。 以上推導(dǎo)是基于理想狀態(tài)下的，任意結(jié)構(gòu)的聲輻射以此作為比較。因此，任 意結(jié)構(gòu)的輻射比 定義為由結(jié)構(gòu)輻射入半空間(即結(jié)構(gòu)的一側(cè))的聲功率除以 與此結(jié)構(gòu)具有相同表面面積和相同均方根振動速度的大型活塞所輻射的聲功 率。因此輻射比描述聲輻射的效率。當(dāng)與相同面積的活塞比較時，該結(jié)構(gòu)以此 效率來輻射聲，即活塞具有輻射比為 1。所以對于任意的結(jié)構(gòu)，當(dāng)頻率為 f 時， 結(jié)構(gòu)輻射的聲功率 Wrad ( f )同輻射面積 Srad 和按面積平均的均方速度 U02(f ) 之間的關(guān)系可用

18、下式來表示： Wrad (f) 0cSrad rad(f ) U02(f)(3-8) 這里，按面積平均的均方速度實際上就是振動表面的法向振動速度的均方 值。輻射比提供了一個結(jié)構(gòu)振動和相關(guān)的輻射聲功率之間的強有力的關(guān)系。通 過實驗或者理論計算可以得到振動物體聲輻射表面的法向振動速度的均方值。 如果能建立起不同類型結(jié)構(gòu)單元的輻射比的值或關(guān)系式，則噪聲輻射估算就可 以進行，從而建立起結(jié)構(gòu)振動與輻射噪聲之間的關(guān)系。式中的輻射比rad ( f) 取 值范圍在 01 之間。 距聲源距離為 r 、截面積為 Strav 的球面上的任一點的聲壓級 p2( f )可由下式 給出： Wrad(f) p (0cf)S

19、trav(3-9) 56 式中： Strav 聲學(xué)傳感器所處的測量球面的表面積，則距聲源 r 處測得的聲 壓級可表示成： p2(f) 2 0c Srad Srad( f) U02(f ) 3-10) 上式用對數(shù)形式表示則為： SPL(f) LV(f ) 101log 10 101log10 rad (f ) K rad 3-11) 當(dāng)聲學(xué)傳感器距離保持不變時，面積比 Sstrv S 可用 Srad 來表示（如圖 Srad 3-11 所示），噪聲測量的標準距離為 1米時，式（ 3-11）可寫成下面的形式： SPL( f) LV(f ) 101log 10 與發(fā)動機表面積相等 的球面，面積 Sra

20、d 3-12) 1m 101 log 10 rad( f ) K 聲學(xué)傳感器所處的測 量球面，面積 Strav 圖 3 11 測量球面與發(fā)動機表面的關(guān)系 圖 3-12 加速度頻譜 當(dāng)用（ 3-9）式來計算噪聲級時，必須確定參考基準速度。國際上通用的參 考速度為 U ref 1nm / s ，ISVR 則推薦采用另一個參考基準速度，且認為比國際 通用的參考速度的誤差更小。若 LV （t）是由加速度頻譜得到的（目前，測振傳感 器多為壓電晶體加速度傳感器，故有很強的工程實際應(yīng)用背景） ，則能很方便地 以1g （一個重力加速度單位）為基準的分貝數(shù)來表示，如圖 3-12所示。 如果加速度頻譜是按 1/3

21、 倍頻帶測量的，則可按下式將其轉(zhuǎn)換成以 0.39m/ s 為基準的速度級（ dB ）： LV（f） 加速度級（ dB，以g為基準）20log10（f /4） 以及 LV( f ) ref 1nm/ s LV ( f )ref 0.39m/ s 172dB 57 1/3 倍頻帶中心頻率 (Hz) 500 630 800 1000 1250 1600 2000 2500 3150 400 0 500 0 630 0 800 0 1000 20log10 ( f / 4) (dB) 42 44 46 48 50 52 54 56 58 60 62 64 66 68 對于 1/3倍頻帶， 20log1

22、0 ( f /4)的值見表 3-1 表 3-1 0 對于每一個 1/3 倍頻帶，聲壓級則變成： 10log10 rad ( f ) 138dB 3-13) 將上面的各 1/3 倍頻帶的聲壓級加起來就得到總的聲壓級。柴油機的主要噪 聲頻率落在 500-3000Hz之間(參見圖 3-25)，這樣就可以很恰當(dāng)?shù)匾?A 計權(quán)聲級 來表征其總噪聲級。由于這個原因以及發(fā)動機的尺寸，其噪聲輻射比可視為 1 個單位(詳見后)，也即 10 log10 rad (f ) 0 ，在這種情況下，發(fā)動機表面產(chǎn)生的 輻射噪聲為： 或 SPL( f ) SPL(f ) LV( f) 10 log 10 138 (dB) L

23、V(f) r e0 .3f9m / s (3-14) LV ( f ) 10 log 10 33.7 (dB) LV( f )ref 1nm / s (3-15) 這樣就必須精確計算出按面積平均的振動速度級 LV(f)。圖 3-13給出了表面 振動級的典型分布情況。如圖所示，在高頻時振動級的變化范圍達到 20-25dB ， 要進行大量的測量才能得到具有代表性的平均值，建議每個表面至少有十個測 點。對速度級進行頻率分析，可以算出發(fā)動機各個零部件的總速度級，從而得 到發(fā)動機輻射噪聲的分布情況。 Bd，級度速加動 頻率， Hz 圖 3-13 發(fā)動機機體表面振動實測值與頻率的統(tǒng)計關(guān)系 58 3.2.3

24、 總速度級和總加速度級與柴油機零件和類型的關(guān)系 圖 3-14 所示為發(fā)動機機體總振動速度級的實測值隨發(fā)動機轉(zhuǎn)速和結(jié)構(gòu)類型 變化的關(guān)系曲線。發(fā)動機機體總振動強度受發(fā)動機燃燒激勵力、機械激勵力和 結(jié)構(gòu)類型的影響 84。圖中所示為二沖程和四沖程柴油機結(jié)構(gòu)類型的典型數(shù)據(jù)， 可以得知機體振動強度與發(fā)動機噪聲隨轉(zhuǎn)速增加的趨勢是一樣的。四缸和六缸 柴油機機體振動噪聲之間的差異正如非增壓和增壓四沖程柴油機一樣，兩者相 差甚小 85 。振動噪聲級最小的是非直噴式柴油機，但在標定轉(zhuǎn)速下，卻幾乎沒 有差別。 ）s/m93.0度速準基考參（Bd，級度速動振 發(fā)動機轉(zhuǎn)速， rpm 圖 3 14 不同類型發(fā)動機機體 /

25、曲軸箱總振動級測試結(jié)果 發(fā)動機其它部件的振動級同機體的完全不同。氣缸蓋罩殼、油底殼、噴油泵 等零部件的振動除了受自身的激勵力的作用外，還受到機體振動的影響，所以， 振動級一般都較機體要高，尤其是噴油泵最為明顯，這可由圖 3-2到 3-5所示的 測試結(jié)果看出。曲軸箱和機體相比水平彎曲剛度小得多，所以振動要比機體劇 烈。油底殼，氣門室罩蓋等薄壁件的振動強度也很大，故而形成發(fā)動機的主要 噪聲源。采用橡膠隔振和阻尼技術(shù)可以有效地減小高頻振動，從而降低總噪聲 級；而對于低頻振動和噪聲，阻尼的作用不明顯，有時還會適得其反。 59 3.2.4 多個表面輻射噪聲的簡化計算 輻射半球面積S rad 等效于發(fā)動機

26、的側(cè)面積 將發(fā)動機整個表面上各點的振動速度和振動加速度頻率譜描繪出來， 就能清 楚地看到同一零件上各點之間的差別，也能看出不同零件之間的差異。如果將 表面上各點的振動頻譜進行平均化處理，常?？梢园l(fā)現(xiàn)由螺栓聯(lián)接的不同零件 的振動特性是不同的，所以，我們按螺栓聯(lián)接將發(fā)動機零部件進行分組，分別 建立振動模型。 測量球面積 發(fā)動機實際形狀 圖 3 15 發(fā)動機與測量面簡化圖 SPL(f ) 20log10 10log10 ref 對于單元振動所產(chǎn)生的噪聲已有精確的計算公式。如圖 3-15 所示，當(dāng)噪聲 源面積為 Srad ，由聲學(xué)傳感器距聲源 1米處所確定的測量球面面積為 Strav ，據(jù)式 (3-1

27、5)，聲功率級為： Strav Srad 101log10 rad 33.7(dB) (3-16 ) 式中， Uar 按面積平均的振動速度的均方根值 Ur ef 參考基準速度， 1nm/s 為方便起見，設(shè) rad 1(此時聲源表面以最大效率輻射，從后面的分析可 知，這樣的假設(shè)是較合理的) ，則輻射噪聲的聲功率可簡化成： SPL(f ) 20log10 10log10 Strav Srad 33.7 (dB) 3-17) 60 將發(fā)動機一側(cè)的平面劃分成八個面積相等的單元， 每個單元都有各自的振動 級。內(nèi)燃機的噪聲通常是由距發(fā)動機側(cè)面 1 米處的聲壓級表征(國標采用九點 聲壓級，換算成聲功率級，道

28、理趨同) 。為了處理方便，將發(fā)動機作為一個半球 體來處理，其表面積就是聲源的面積 Srad ，其輻射噪聲也就簡化成距聲源表面 1 米處測量球面上的噪聲。 這樣聲壓級在聲學(xué)傳感器所處的測量球面 Strav 上是均勻 分布的。為了說明這一點，我們假定這些參數(shù)表示中心頻率為1000Hz 的 1/3 倍 頻帶值，然后計算距聲源 1 米處的輻射噪聲。 測量球的面積為 Strav 各單元按面積平均的振動速度級如下 (dB) A：142 B ： 132 C： 152 D ： 162 E ： 132 F： 142 G ： 162 H ： 162 按面積平均的總振動速度級為 2 10.33m(Sra d 1m2

29、) 則測量半球面面積為 Strav 10log 10 10.33 1 因此， LV 10log10 1 10 10 157.8(dB) nj1 10.14dB 距發(fā)動機表面 1 米處輻射噪聲的聲壓級 SPL 157.8 10.14 33.7 113.96dB 發(fā)動機側(cè)面實際是由缸體 A 和曲軸箱 B 兩個部分組成，因此，發(fā)動機側(cè)面 的輻射噪聲就是這兩個噪聲源 A 和 B 所輻射噪聲之和。對于各個單獨的子噪聲 源 Srad 也相對變小，需重新計算如下： 9.04 10log10 12.57dB 0.5 10log 面積 A 0.5m2 ， LV 139.4dB 61 面積 B 0.5m2， LV

30、 160.8dB 距發(fā)動機表面 1米處面積 A 輻射噪聲的聲壓級 SPL 139.4 12.57 33.7 93.17dB 距發(fā)動機表面 1米處面積 B 輻射噪聲的聲壓級 SPL 168.8 2.57 33.7 114.53dB 總輻射噪聲的聲壓級（ 1 米處） SPL 114.56dB 如此計算出的結(jié)果與第一次計算出的結(jié)果有所不同， 這是因為將發(fā)動機側(cè)面 作為兩個較小的單元處理， Strav 的值較小。這同時也說明此時計算聲壓值所處的 測量球面距發(fā)動機中心的距離更近，這一點說明如下。 按一個完整的面積計算時 r 10.33 4 2 0.91m 按兩個分開的面積計算時 r 9.044 2 0.

31、85m 因此，兩次計算的聲壓級的差值 SPL( dB)取決于 20 log10 球面輻射，則 SPL（dB） 10lg 10lg 10.33 9.04 0.60dB 而 114.56-113.96 0.60dB 這兩種方法計算出的噪聲的差異是在預(yù)料之中的， 這也說明將整個表面噪聲 進行平均化處理的結(jié)果同把各個單元面積上的噪聲平均化后再求和，即將噪聲 源“拼接”起來的結(jié)果是相同的。只要離噪聲源的距離一樣，噪聲的計算值是 相同的（聲壓級）。在內(nèi)燃機上應(yīng)用時，其最實用化的方法是按照固定不變的測 點距離，計算每個單元面積的噪聲分量，而不管其面積的大小。也就是說，計 算面積較小的噪聲源時，其距離相對于面

32、積較大的噪聲源而言要大。 總的說來這是一種可以接受的近似方法， 但對面積較小的噪聲源， 其計算值 偏小。如，發(fā)電機或增壓器雖然體積較小，但很可能更接近發(fā)動機一側(cè)的聲學(xué) 傳感器，這樣就會產(chǎn)生計算值偏小的現(xiàn)象。 62 3.2.5 發(fā)動機總聲級和噪聲百分比的預(yù)測 10log10 10.330.125 計算發(fā)動機輻射噪聲時， 我們將發(fā)動機表面劃分為獨立的離散輻射單元， 計 算出距發(fā)動機 1 米處總的輻射噪聲。在前面所舉的例子中，聲學(xué)傳感器所處的 測量球面（半球面）的面積為 10.33m2 ，劃分的每個單獨的輻射區(qū)域的面積為 0.125m2 ，因此， 19.18dB 可以分別計算每個輻射區(qū)域的噪聲級，

33、將各個單獨噪聲源的計算結(jié)果迭加起 來，就得到總的噪聲級。因此，可根據(jù)下式計算出每個單元輻射聲功率的百分 比。 輻射聲功率百分比 100% 式中 SPLn為分別對應(yīng)于輻射區(qū)域 A、B、C、的聲壓級， SPLT 為總聲壓級。 計算結(jié)果以及輻射噪聲的累加曲線見表 3-2。 表 3-2 聲功率百分比 輻射區(qū)域面積 距發(fā)動機 1 米處的 聲壓級 聲功率級 聲功率百分比 2 m dB（以 10 12W為基準 ） % A 0.125 89.128 99.1 0.32 B 0.125 79.128 89.1 0.03 C 0.125 99.128 109.1 3.32 D 0.125 109.128 119.

34、1 32.03 E 0.125 79.128 98.1 0.03 F 0.125 89.128 99.1 0.32 G 0.125 109.128 119.1 32.03 H 0.125 109.128 119.1 32.03 總面積 1m2 SPL 114.07dB 126.6 100.00 聲功率 Strav 聲強 p 0c Strav W 63 聲功率級 PWL 10lg W Wref 10lg 10 12 ，所以， PWL 10lg pr2ef 10 10 Strav 0 cWref SPL 10lg 9.9566 10 10 dB,Wref 10 12W 式中， pref 為參考聲壓

35、， pref 2 10 5 Pa 由此可見，當(dāng) Strav 保持不變時，聲壓級和聲功率級的差異僅與輻射面積有關(guān)。 此處的輻射總功率為 2.5W 。由表 3-2 可知，輻射區(qū)域 D、G、H 占主要成份。因 此，要降低噪聲應(yīng)主要集中在這幾個區(qū)域上采取有效的降噪措施。 通常希望在發(fā)動機的設(shè)計階段預(yù)測發(fā)動機的噪聲級。 由以上分析可知， 若能 估算出發(fā)動機的振動特征，這一預(yù)測即可完成。從工程設(shè)計角度來講，我們可 以利用各種類型發(fā)動機表面振動與發(fā)動機轉(zhuǎn)速及燃燒方式之間的關(guān)系來完成對 發(fā)動機表面振動級的估算，并進而完成發(fā)動機聲功率級及各部件輻射噪聲百分 比的預(yù)測，為低噪聲內(nèi)燃機設(shè)計提供有力的方法支持。這是作

36、者通過詳細的理 論推導(dǎo)和實踐總結(jié)出來的一種工程實用的預(yù)測噪聲的方法，由于它對工程設(shè)計 具有很強的指導(dǎo)作用，作者稱之為“工程表面振動速度法” 。為了更進一步地為 工程界提供有效的原始資料，給出下面一系列的圖表來表征各種發(fā)動機的振動 級的一般關(guān)系，供預(yù)測新型發(fā)動機或現(xiàn)有發(fā)動機表面振動參考。由這些數(shù)據(jù)可 估算各噪聲源的輻射噪聲、總的噪聲級以及各個噪聲源輻射噪聲的百分比。 沖程 六缸對置二沖程 直列二沖程 六缸 四沖程 缸直列四 沖程 四六缸缸直列四壓沖四沖程 六渦輪增壓四 六缸渦 式柴油機 非直噴式柴 四缸非直 發(fā)動機轉(zhuǎn)速， r/min 圖 3 16 不同類型發(fā)動機機體振動的總速度級 s/m93.0

37、度速考參（Bd，級度速動振 64 油底殼側(cè)面 0.160m2 機體與曲軸 油泵 箱0.670m20.116m2 氣缸蓋 0.128m2 排氣歧管 0.249m2 渦輪增壓器 0.203m2 氣門室罩上面 0.321m2 氣門室 罩后面 0.050m2 氣缸蓋 后端面 0.037m2 冷卻器 后端罩殼 0.026m2 0.026m2 進氣歧管 0.268m2 后 氣門室罩側(cè)面 0.175m2 圖 3 17 直列六缸柴油機外表面示意圖 左側(cè)面 水泵 0.027m2 皮帶輪 0.026m2 機體 0.090m2 殼 皮帶輪 0.021m2 皮帶輪 0.021m2 缸蓋 0.119m2 增壓器 0.0

38、57m2 氣門罩殼 0.203m2 機體 頂面 0.161m2 增壓器 0.129m2 氣門罩殼 0.203m2 氣門罩殼 0.203m2 氣門罩殼 0.203m2 罩殼m2 油底殼0.154m2 機體與曲軸 箱0.394m2 排氣管 0.143m2 門 .023m罩殼 m2 增壓器 0.290m2 后端齒輪蓋 0.206m2 0機 前端 機體與曲軸 箱0.394m2 缸蓋 0.119m2 油底殼0.154m2 后端 排氣管 0.143m2 右側(cè)面 油底殼前端 0.079m2 油底殼0.323m2 油底殼后端（覆蓋） 圖 3 18 V8 柴油機外表面示意圖 前已論及，表面振動所產(chǎn)生的輻射噪聲的

39、大小取決于表面法向振動速度級、 輻射面積和輻射比。表面法向振動速度可實測得到，或通過測量表面法向振動 加速度計算而得，或可參考同類發(fā)動機的數(shù)據(jù)估算；輻射面積在設(shè)計階段就可 以較精確地估算出。因此，預(yù)測發(fā)動機輻射噪聲的關(guān)鍵即取決于聲輻射比。 根據(jù)式（ 3-8），聲輻射比定義為： rad (f) Wrad ( f ) 0cSrad U02 (f ) 3-18) 65 對于形狀簡單的零件，其聲輻射比可以計算出來，但在一般情況下，零件的 聲輻射比的計算極為復(fù)雜，下面推導(dǎo)一些形狀簡單的零件的聲輻射比。一般說 來，這些形狀簡單零件的聲輻射比 rad( f )僅當(dāng)頻率低于一定值時才小于 1.0，而 當(dāng)頻率大

40、于、等于這一值時均為 1.0。這一頻率稱之為臨界頻率，主要取決于聲 源的幾何尺寸。 ( 1) 脈動球面的聲輻射比 脈動球面是單個的球面形聲源，它輻射的聲波僅是離開源的徑向距離 r 的函 數(shù)。因此進行分析之前應(yīng)建立起球坐標的波動方程。一維球面的波動方程(用 速度勢)可以表示為： 3-19) 2(r (r,t) 1 2(r (r,t) 2 2 2 r 2 c2 2t 式中 c 為聲速。 這里的聲波為全向波 86，聲從聲源向外輻射或向內(nèi)輻射。將乘積 r (r,t) 看 作單個變量，方程的形式就和平面波動方程一樣，其通解為： r (r,t) G1(ct r) G2(ct r) 因此， (r,t) G1

41、(ct r) G2(ct r) rr 第一項表示從聲源向外傳播的球面聲波， 第二項表示向聲源中心傳播的球面 聲波。在工程中，通常只考慮從聲源向外傳播的聲波，所以只與解的第一部分 有關(guān)?，F(xiàn)在假設(shè)解的形式為一復(fù)諧量： (3-20) (r,t) Aei( t kr) r 式中 A 為常數(shù)，由脈動球面表面所給定的邊界條件確定。 研究半徑為 a的振蕩球，具有表面法向速度 ua Uaei t ，由速度勢方程可以 (3-21) 得到： ur r 將方程( 3-20)中r a代入方程( 3-21)，解常數(shù) A得到 66 A U a( 2 a 1 ika )e ika 式中： k 為波長常數(shù)， k /c 因此，

42、 3-22) (r,t)Ura(1aika)ei t k(r a) 引入源強度的概念，脈動球面的源強度定義為它的表面面積乘以其表面速 度。因此源強度 Q(t) 可以表示為： Q(t) 4 a2U ae ikr u(r,t) ( ) (r,t) r t Qpei t 由波動方程可知，波動聲壓 p(r,t) 和微粒的速度 u(r,t)可分別表示為： p(r,t)0( / t)和 u(r,t) / t 式中， 0 為傳播聲介質(zhì)的密度。因此， 3-23) p(r,t) ik 0c (r,t) Q(t)2 ( ik 0c)e ik(r a) 4 r 1 ika 以及 3-24) Q(t)2(1 ikr

43、)e ik(r a) 4 r 2 1 ika 則比聲阻抗 Za 可表示為： i 0ckr 1 ikr 0c( k 2r 2 1 k2r kr 22 1 k2r 2 從式中可以發(fā)現(xiàn)球面波的聲阻抗既有抗性分量又有阻性分量。當(dāng)阻性分量 為主導(dǎo)時，聲壓波動與微粒的速度同相位，當(dāng)抗性分量為主導(dǎo)時，它們相位互 異。由于球在振蕩時，既本身消耗能量也同時向外輻射能量，由能量和功率流 動的關(guān)系可以知道，聲波的同相位分量控制輻射的聲功率，而異相位分量產(chǎn)生 的聲能只在聲源的近場進行抗性交換，它們所引起聲源的能量從外界總體上看 表現(xiàn)為零。因此，球面聲波的聲強可表示為： Qpk2 0c 32 2r 21 (ka)2 Q

44、 rmsk 0c 16 2r21 (ka)2 67 那么，由球面聲源輻射的聲功率 W ： W SI(r) 4 r2I(r) 4Qr1msk(ka0)c2 把Qrms 和k的表達式分別帶入上式，得： k2a2ur2ms 0 W 4 a urmsk 0c W 4 c21 (ka)2 c1 (ka)2 將式( 325)代入式( 318)得脈動球面的聲輻射比為 (ka)2 3-25) rad 1 (ka) 2 3-26) 3-20 圖 3 20 脈動球面的聲輻射比 脈動球面聲輻射比的變化規(guī)律參見圖 圖 3 21 振動活塞的聲輻射比 2)剛性擋板上活塞的聲輻射比 設(shè)剛性擋板上活塞的半徑為 a ，其運動速

45、度為 U ，則聲功率 W為 1 2 2 1 2 2 W0c a2U 2R1(2ka)0cSU2 R1(2ka) 0cSU02R1(2ka)(3-27) 22 式中， R1( 2ka)為活塞的阻抗函數(shù)， S a2 為活塞頂面積， U 0 U 2 為活 塞運動的均方根速度 將(327)代入( 318)得剛性擋板上活塞的聲輻射比 3-28) 3-29) radR1 ( 2ka) 把 R1(2ka) 按級數(shù)展開， R1(2ka) (2ka) (2ka2) (22ka)2 1 2 4 2 42 6 2 42 62 8 68 3）有限結(jié)構(gòu)部件的聲輻射 通過以上的推導(dǎo)可以得知，結(jié)構(gòu)元件的聲輻射是結(jié)構(gòu)幾何尺寸

46、和振動頻率 的函數(shù)。不同的結(jié)構(gòu)幾何尺寸以及結(jié)構(gòu)振動的頻率不同，則聲輻射比也不同。 由于發(fā)動機結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，其不同結(jié)構(gòu)元件的聲輻射比是具有差異的，對 于發(fā)動機來說，其輻射噪聲的部件基本為平板結(jié)構(gòu)單元，因此研究有限板的聲 輻射比，對估算發(fā)動機的輻射噪聲是非常重要的。 在這方面 Ver,L.L 和 Holmer,C.I 對簡支和夾持板的模態(tài)平均輻射比進行了研究，下面是簡支矩形板（長和寬分 別為 lx,ly ） 平均 聲輻 射比與頻率 的關(guān)系 。 當(dāng)激 勵頻率遠低于 臨界 頻率 （k kp， lx,l y）時， 3-30) 當(dāng)?shù)陀谂R界頻率 k kp ）時， 4S 2 c S g1( ) g2 ( )

47、在 f cl l 2(l l y ）為矩形的周長）， 8(1 2 2 ) g1( ) g2 ( ) 4 (1 2)1/2 0, 1 42 (1 2 2)lnl l 2 1 3 (12 )2 其中，（f / fc）1/2 在臨界頻率 fc 處， l x 1/2 ly 1/2 （ x ）1/2 （ y ）1/2（3-31） cc 當(dāng)振動頻率高于臨界頻率時， （1 fc ）1/2（3-32） 69 1 四邊簡支 公式的說明： 1 四邊固定 1 四邊自由 c c/ f c ，臨界頻率所對應(yīng)的波長； k 為聲波數(shù)， / c ； kp為平板的波數(shù) 臨界頻率的確定 87 對于任何一種構(gòu)件，都是具有一定剛度的

48、彈性體。當(dāng)聲波的某一頻率以一 定的角度入射到構(gòu)件表面時，若入射聲波的波長在構(gòu)件表面上的投影恰好等于 構(gòu)件（板）的自由彎曲波長（構(gòu)件被激發(fā)振動產(chǎn)生的沿板面?zhèn)鞑サ牟ǎ?，即空氣 中的聲波在構(gòu)件上的投影與構(gòu)件的彎曲波相吻合，引起構(gòu)件的振動，這種現(xiàn)象 被成為吻合效應(yīng)，如圖 3-22 所示。 圖 3-22 構(gòu)件（板）面產(chǎn)生的吻合效應(yīng) 在實際聲場中， 大多數(shù)聲波是無規(guī)則入射的。 當(dāng)入射波長為 時，入射波的 波陣面與構(gòu)件平面之間的夾角為 ，則構(gòu)件被激發(fā)產(chǎn)生彎曲的自由波長為 b ， 那么吻合效應(yīng)有下列關(guān)系式： b sin（ 3-33） 由上式可以計算出產(chǎn)生吻合效應(yīng)時入射波的頻率，稱為“吻合頻率” 。 當(dāng)入射波

49、頻率高于某一頻率時，均有相應(yīng)的吻合角度產(chǎn)生吻合效應(yīng)。當(dāng)入 射波的頻率低于某頻率時， 即相應(yīng)的波長 大于自由彎曲波長 b時，由于 sin 不 可能大于 1，便不能產(chǎn)生吻合。這個能產(chǎn)生吻合效應(yīng)的最低入射頻率稱為“臨界 吻合頻率”，簡稱臨界頻率。由圖 3-7 可以看出，當(dāng)入射聲波的最低吻合頻率發(fā) 生在聲波掠射于板面時，此時吻合角900 ，即該頻率的波長b。發(fā)生吻 合效應(yīng)，聲能將幾乎全部透過構(gòu)件，即聲輻射比1。 70 理論與試驗研究表明，臨界頻率與構(gòu)件本身的固有特性有關(guān)，它可表示為： fc 式中： fc 為臨界頻率， Hz； c 為空氣中聲速， m/s； 為構(gòu)件（板）的厚度， 2c2 12 (1E 2

50、) (Hz) 2E (3-34) m； 為構(gòu)件的密度， kg/m3； 為構(gòu)件材料的泊松比； E 材料的彈性模量， N/m2 由上式可以看出，臨界頻率的大小與構(gòu)件的密度、厚度和彈性模量等因素 有關(guān)。上式也可以表示為： 3c ccL Hz) (3-35) rad 1 此范圍內(nèi) 周邊 固定 加上 3dB +1. 8dB/8 2 fc 100 ( 8 10 log( Sc ) 22 2cSfc 8pS 1 式中 cL 為聲音在構(gòu)件中的傳播速度， m/s，cLE/ 對于矩形板來說， 的值由單個模態(tài)的輻射比所決定，并在整個窄帶上進 行平均。然而對于任何簡支的板來說，其值當(dāng)然希望盡可能的正確。 上面所描述的

51、表達式可以用曲線（圖）來表示，圖 3-23 為典型矩形板的計 算值。 B d 5log( ) 2c 圖 3-23 簡單支承或四周固定有限平板的聲輻射比 71 就目前多數(shù)為鑄鐵結(jié)構(gòu)的柴油機而言，輻射比在高于大約 500Hz 時，其數(shù) 值趨向于單位值 1，這一趨勢同樣適合一些小的鑄件，例如燃油泵等。但是，一 旦一個鑄件其結(jié)構(gòu)由板狀變?yōu)閳A柱形，例如排氣管或者由薄鋼板制成的罩，其 輻射噪聲的能力在同樣給定的振級下將會減弱。 通常，聲輻射比理論計算值比實際實測值低，這可能是由于當(dāng)發(fā)動機工作 時，其各個部分、部件受到的激勵并非穩(wěn)態(tài)的正弦激勵，而是頻率成分非常復(fù) 雜的多頻率成分激勵，其振動的峰值和均方根值的

52、比通常很大88 ，在這種激勵 的作用下，零件除了產(chǎn)生撓性振動和其它振動之外，還伴隨著零件的整體振動， 而這一點在理論計算時是被忽略的。 3.3 YC6108G 型柴油機整機噪聲預(yù)測 為了驗證本文所提出的 “工程表面振動速度法” 的正確性，作者對 YC6108G 型柴油機進行了整機噪聲聲功率級的預(yù)測，并與試驗結(jié)果進行了對比。 2 由聲功率的計算公式： W 0c Srad u 可知，如果知道了發(fā)動機表面的 振動平均速度和結(jié)構(gòu)的聲輻射比，那么就可以估算出輻射的聲功率級89 。其中 0 ,c, Srad 對于一臺確定的內(nèi)燃機為常數(shù)。 由聲學(xué)理論可知，由于人們能聽到的聲音范圍聲壓差異特別大，可達8、9

53、個數(shù)量級以上，所以用線性標度來表示聲音的量度單位很不方便；同時人耳對 聲壓大小的感受也不是直接與聲壓或聲強成線性關(guān)系的，因此，通常用對數(shù)標 度來表示聲壓、聲強和聲功率的關(guān)系。 SWL 20log( u ) 10log 10log 0c 10log(Srad )(3-36) uref 由于對數(shù)的表示是無量綱的，因此用對數(shù)標度時必須先選定參考量，然后 取實際量與參考量的比值，再求其對數(shù)。 對于振動速度和加速度的參考值，有不同的選擇，作者根據(jù)對國產(chǎn)五種發(fā) 動機的聲功率預(yù)測研究，選參考速度為： ure 5.0 10 8 m / s，采用這一參考值 根據(jù)“工程表面振動速度法”預(yù)測內(nèi)燃機的聲功率，對于國產(chǎn)

54、柴油機來說其預(yù) 測結(jié)果與國標 (GB1859-89)規(guī)定的測試方法所得的聲功率級相當(dāng)吻合。振動結(jié)構(gòu) 輻射的聲功率( SWL)為： 72 SWL 20log（ u ） 10log 10log（Srad ）（3-37） uref 0c 為空 氣的特 性阻抗， 在一 個 標準大氣壓 及溫 度為 20 時， 0c 415（N S/m3）；Srad 為輻射體的表面積， m2。 3.3.1 距聲源 1m遠處聲壓級的計算 由聲學(xué)基本方程可知，聲強與聲壓存在如下關(guān)系： I p2 / 0c（ 3-38） 假設(shè)一振動源的表面積為 Srad ，則其輻射的聲功率可以表示為： 2 W 0c Srad u（3-39） 同

55、時，聲強與聲功率有如下關(guān)系： W I SI（ 3-40） 式中 SI 為聲強測量表面的面積。 而對于一確定的聲源來說，其聲功率是一定的，不隨測試距離的變化而變 化。因此， 0c Srad u ISI 3-41) 把式（ 3-38）代入（ 3-41）得， 2 0c Sradu 2 pS 0c SI p2 W 0c ( 0c)2u2 Srad SI SI 3-42) 10log 20log( 0c) SPL 20log( u ) 10lo 兩邊取對數(shù)，用聲壓級表示 uref uS = 20 log( u ) 10log( SI ) 10log 52.3 urefSrad 73 對于任何聲源， 可以

56、把它簡化為具有同樣表面積的球， 那么距該球 1m 處的 假想球的面積為： SI 4 ( S )1/2 12 ( S)1/2 22 4 取速度的參考值為 uref 5 10 8m/s SPL1.m 20log(uu ) 10log( SSI ) 10log (3-43) urefS 相應(yīng)的聲功率為 W p2 0c SI 聲功率級為： SWL SPL 10log SI 0.16 (3-44) 由于聲輻射比和振動速度都是頻率的函數(shù)，所以上面的推導(dǎo)只是某一頻率 下的表達。 在實際中，發(fā)動機的噪聲常常用 1/3 倍頻帶來分析， 在每一中心頻率處的速 度和相應(yīng)的輻射比可以得到。因此可以對整個發(fā)動機的聲功率

57、級進行預(yù)測。 3.3.2 發(fā)動機部件表面法向振動速度的測量 由“工程表面振動速度法”可知，為了計算各個 1/3 倍頻帶的聲輻射，首先 應(yīng)該得到各個部件表面振動法向速度 1/3 倍頻帶譜。為此，作者將 YC6108G 型 柴油機分成如圖 3-24 所示的基本組成部件。 通過對各個部件進行測量，得到各個部件的表面積如表 3-3 表 3-3 不同部件的面積 單位： m2 部件 正時齒輪室罩 缸體 ( 左) 曲軸箱 ( 左 ) 進氣管 油底殼 氣門室罩 缸體 ( 右) 面積 0.07 0.206 0.21 0.299 0.601 0.294 0.205 部件 曲軸箱 (右 ) 側(cè)蓋 消聲器 空濾器 排

58、氣管 燃油泵 飛輪殼 面積 0.20 0.08 0.466 0.373 0.229 0.078 0.165 由于發(fā)動機各個部件結(jié)構(gòu)及振動形態(tài)的復(fù)雜性，不同部位其振動速度亦有 所不同。為了盡可能準確地反映整個部件的平均振動特性，必須在該部件上選 擇盡可能多不同部位的測點，再將每一測點所得的振動速度進行平均。本次試 驗每個部件測量了 5 10 個不同位置處的振動加速度，然后對這些加速度進行 74 平均，得到整個部件的平均振動加速度。由于線性譜反映了單個頻率下的響應(yīng) 大小，而噪聲的表達通常用反映不同頻帶上能量大小的 1/3 倍頻帶譜來表示， 因 此測量完以后，把所測得線性譜轉(zhuǎn)化為 1/3 倍頻帶加速

59、度譜。 排氣管 曲軸箱(右) 側(cè)蓋 側(cè)蓋 氣門室罩 消聲器 油底殼(右) 圖 3-24 YC6108G 型柴油機噪聲預(yù)測結(jié)構(gòu)劃分圖 根據(jù)各個部件的 1/3 倍頻帶的加速度譜，通過計算得到 1/3 倍頻帶速度譜。 X( ) X( )/ 10 log(u 2 / u 2 ref )，如 因此，根據(jù)參考速度值，得到部件的振動速度級，即： 表 3-4 和 3-5 所示( uref 5.0 10 8m/s)。 75 頻率 缸體（左） 缸體 （ 右） 曲軸箱 （左） 曲軸箱 （右 ） 油底殼 排氣管 進氣管 16 97.72 89.00 90.90 93.31 91.44 108.37 101.26 20

60、 98.63 87.34 91.38 91.34 89.46 107.20 95.76 25 99.62 85.94 90.05 91.39 88.22 103.30 93.74 31.5 97.58 92.98 99.44 98.09 93.98 102.43 102.83 40 97.47 96.32 101.96 100.88 96.44 102.89 105.43 50 101.70 94.53 98.80 99.72 99.89 104.44 101.41 63 92.87 88.13 91.19 91.65 91.83 100.10 92.88 80 94.65 91.27 94.