劉志恩，胡雅倩，顏伏伍，李黨育

(1.武漢理工大學(xué)汽車工程學(xué)院，武漢 430070； 2.現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430070；3.西峽縣內(nèi)燃機(jī)進(jìn)排氣管有限責(zé)任公司，西峽 474550)

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2015063

發(fā)動(dòng)機(jī)排氣歧管熱模態(tài)分析及試驗(yàn)研究*

劉志恩1,2，胡雅倩1,2，顏伏伍1,2，李黨育3

(1.武漢理工大學(xué)汽車工程學(xué)院，武漢 430070； 2.現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430070；3.西峽縣內(nèi)燃機(jī)進(jìn)排氣管有限責(zé)任公司，西峽 474550)

本文旨在探討發(fā)動(dòng)機(jī)的熱負(fù)荷對(duì)排氣歧管模態(tài)的影響。首先，在闡述模態(tài)分析理論的基礎(chǔ)上，建立了排氣歧管有限元模型，分別進(jìn)行自由狀態(tài)和承受螺栓預(yù)緊力的約束狀態(tài)下的冷-熱模態(tài)分析；接著構(gòu)建模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)，分別在自由狀態(tài)和約束狀態(tài)下進(jìn)行排氣歧管冷-熱模態(tài)試驗(yàn)。最后，有限元模態(tài)分析和模態(tài)試驗(yàn)的結(jié)果對(duì)比表明，有限元模態(tài)分析的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合；螺栓預(yù)緊力的約束和熱負(fù)荷都對(duì)排氣歧管的模態(tài)產(chǎn)生影響，螺栓預(yù)緊力的約束使其固有頻率顯著提高，而溫度升高則使固有頻率稍有降低。

排氣歧管；溫度；熱模態(tài)分析；模態(tài)試驗(yàn)

前言

隨著工程中非線性問題的日益突出，理論模態(tài)和試驗(yàn)?zāi)B(tài)都是由線性向非線性的方向發(fā)展，由單純的結(jié)構(gòu)力學(xué)計(jì)算向多物理場(chǎng)耦合發(fā)展[1]。人們對(duì)模擬復(fù)雜工況下的結(jié)構(gòu)模態(tài)進(jìn)行深入的試驗(yàn)研究，以期提高模態(tài)分析的精度，擴(kuò)大其應(yīng)用范圍。其中研究較深入的是與溫度場(chǎng)耦合的熱模態(tài)試驗(yàn)技術(shù)，它在航空領(lǐng)域也有較多應(yīng)用。如20世紀(jì)50年代，美國的X-15驗(yàn)證機(jī)在大氣層內(nèi)以馬赫數(shù)7飛行時(shí)，在高空中工作條件惡劣，由于結(jié)構(gòu)表面受到強(qiáng)烈的瞬態(tài)氣動(dòng)加熱作用，改變了其結(jié)構(gòu)的固有特性而導(dǎo)致垂尾震顫。因而在實(shí)際工程設(shè)計(jì)階段，須對(duì)在高溫這類惡劣條件工況下的結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱模態(tài)的分析[2-4]。

發(fā)動(dòng)機(jī)升功率的提高使關(guān)鍵零部件的熱負(fù)荷不斷增大。在汽車的排氣系統(tǒng)中，排氣歧管通過螺栓與缸體連接，它在工作過程中與高溫廢氣直接接觸，承受著從常溫到近千攝氏度高溫的冷熱交變熱負(fù)荷作用，在交變熱負(fù)荷及排氣的沖擊下產(chǎn)生振動(dòng)。因而研究螺栓預(yù)緊力和溫度效應(yīng)對(duì)排氣歧管的振動(dòng)特性的影響非常必要，對(duì)其結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)具有重要意義。

試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析是為得到被測(cè)結(jié)構(gòu)的模態(tài)參數(shù)，來對(duì)被測(cè)結(jié)構(gòu)進(jìn)行振動(dòng)方面的評(píng)估，如結(jié)構(gòu)的固有頻率、阻尼比及模態(tài)振型等。熱模態(tài)試驗(yàn)技術(shù)隨著理論研究的深入而產(chǎn)生，并且受到一些與熱相關(guān)領(lǐng)域的重視，但是真正實(shí)現(xiàn)模擬實(shí)際過程中熱環(huán)境時(shí)，則受到一些試驗(yàn)手段等技術(shù)層面上的束縛。為此，美國的NASA Dryden飛行載荷試驗(yàn)室(DFRC)、俄羅斯的國家空氣動(dòng)力研究院等國家級(jí)的研究中心，國內(nèi)的北京航空航天大學(xué)、北京強(qiáng)度環(huán)境研究所等研究中心，都針對(duì)熱模態(tài)的試驗(yàn)技術(shù)及方法進(jìn)行不斷的探索與改進(jìn)，目前已對(duì)一些簡(jiǎn)單并且可行的試驗(yàn)進(jìn)行了分析，并證明了相關(guān)理論方法的正確性[5]。

本文中主要對(duì)排氣歧管的熱模態(tài)進(jìn)行基礎(chǔ)的試驗(yàn)研究。使用LMS數(shù)據(jù)采集設(shè)備對(duì)排氣歧管的樣件進(jìn)行熱模態(tài)試驗(yàn)，設(shè)計(jì)符合現(xiàn)有試驗(yàn)條件的合理熱模態(tài)試驗(yàn)方案，并通過LMS Test.Lab軟件對(duì)排氣歧管的冷熱模態(tài)進(jìn)行動(dòng)態(tài)測(cè)試及應(yīng)用軟件中模態(tài)參數(shù)的識(shí)別方法對(duì)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行后處理得到模態(tài)相關(guān)參數(shù)。通過與試驗(yàn)?zāi)B(tài)對(duì)比來對(duì)仿真分析的合理性和準(zhǔn)確性進(jìn)行分析。

1 模態(tài)分析理論

1.1 模態(tài)分析基本理論

假定結(jié)構(gòu)的自由度為N，結(jié)構(gòu)的動(dòng)力微分方程[6]為

(1)

式中：[M]為質(zhì)量矩陣(∈RN×N)；[C]為阻尼矩陣(∈RN×N)；[K]為剛度矩陣(∈RN×N)；{x}為N維的廣義向量；{(f(t))}為節(jié)點(diǎn)載荷矩陣。結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的固有特性可由一組振動(dòng)特征參數(shù)來進(jìn)行定量描述，主要是固有頻率及振型。

在忽略阻尼影響的情況下，其自由振動(dòng)運(yùn)動(dòng)微分方程變?yōu)?/p>

(2)

自由振動(dòng)可視為一系列的簡(jiǎn)諧振動(dòng)的疊加，則令方程的解為簡(jiǎn)諧振動(dòng)形式，即{x}={X}ejωt，其中{x}代表結(jié)構(gòu)的主振型向量；ω代表圓頻率，代入式(2)可得

([K]-ω2[M]){X}={0}

(3)

要使該方程具有非零解，唯一的條件是其位移的阻抗矩陣[Z]=[K]-ω2[M]的行列式為零，即

|[K]-ω2[M]|=0

(4)

ω1<ω2<ω3<…<ωN

(5)

([K]-ω2[M]){φ}r={0}

(6)

該特征向量就是結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的模態(tài)向量，即振型向量。

1.2 最小二乘復(fù)指數(shù)法理論

試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析的核心是模態(tài)參數(shù)辨識(shí)技術(shù)，辨識(shí)方法分為頻域和時(shí)域兩種。頻域是以頻響函數(shù)(傳遞函數(shù))為基礎(chǔ)的參數(shù)識(shí)別；時(shí)域是以時(shí)域信號(hào)(脈沖響應(yīng)函數(shù)或自由振動(dòng)響應(yīng))為基礎(chǔ)的參數(shù)識(shí)別。本文中試驗(yàn)所用的是LMS Test.Lab 軟件，采用最小二乘復(fù)指數(shù)法(LSCE)及最小二乘復(fù)頻域法(LSCF)對(duì)模態(tài)各種參數(shù)進(jìn)行識(shí)別。

最小二乘復(fù)指數(shù)法是一種多參考點(diǎn)的時(shí)域方法。它是目前一種常用的模態(tài)參數(shù)識(shí)別方法。設(shè)系統(tǒng)自由度的響應(yīng)[7-8]為

(7)

(8)

式中：E為單位矩陣，維數(shù)為Ni×Ni，Ni為輸入自由度數(shù)。設(shè)有2Nm個(gè)特征解(或極點(diǎn))，則階數(shù)p須滿足：

p≥2Nm/Ni

(9)

[h(nΔt)]sE+[h((n-1)Δt)]sW1+…+

[h((n-p)Δt)]sWp=0

(10)

通過同時(shí)對(duì)所有的響應(yīng)點(diǎn)考慮式(10)，便能夠?qū)仃囅禂?shù)W1,…,Wp進(jìn)行整體的最小二乘法估計(jì)，通過得到的矩陣系數(shù),即可將式(8)寫為一般的特征值方程，求得pNi個(gè)特征值Zr，最后對(duì)極點(diǎn)λr和模態(tài)向量進(jìn)行估計(jì)而得到所需的結(jié)果。

2 冷-熱模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)的建立

2.1 模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)的組成

本試驗(yàn)中所用的模態(tài)振動(dòng)測(cè)試設(shè)備如表1所示， 使用LMS Test-Lab 10軟件中的Structures Analysis分析模塊作為模態(tài)分析軟件，試驗(yàn)臺(tái)架布置如圖1所示。

表1 熱模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)所用設(shè)備

如圖1所示，模態(tài)試驗(yàn)的測(cè)試分析系統(tǒng)一般由3部分組成[9-10]。

(1)激勵(lì)系統(tǒng) 施加動(dòng)態(tài)激勵(lì)信號(hào)，本試驗(yàn)中選用鋁制緩沖頭力錘，以激起高鎳鑄鐵排氣歧管的高階頻率。激勵(lì)時(shí)應(yīng)盡量使敲擊力均勻，并使每次沖擊位置和方向相對(duì)一致，避免緩沖頭發(fā)生多次沖擊或反跳現(xiàn)象而造成較大誤差，根據(jù)監(jiān)控圖可對(duì)敲擊的質(zhì)量進(jìn)行控制，以獲得較精確的結(jié)果，便于進(jìn)行信號(hào)的后處理[7]。

(2)同步數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(簡(jiǎn)稱數(shù)采系統(tǒng)) 主要任務(wù)是將傳感器采集到的位移、速度或加速度信號(hào)轉(zhuǎn)換為數(shù)字信號(hào)，以便計(jì)算頻響函數(shù)或功率譜等。本文中采用SISO(單輸入單輸出)法，通過對(duì)激勵(lì)點(diǎn)和響應(yīng)點(diǎn)信號(hào)同時(shí)進(jìn)行高速采集，移動(dòng)力錘的錘擊點(diǎn)來獲取數(shù)據(jù)。

(3)分析與后處理系統(tǒng) 模態(tài)分析軟件及計(jì)算機(jī)工作站硬件等，用于進(jìn)行模態(tài)參數(shù)識(shí)別，對(duì)信號(hào)進(jìn)行分析和頻響函數(shù)估計(jì)，最后得到如共振頻率、阻尼比和模態(tài)振型向量等模態(tài)參數(shù)。

圖2為現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)臺(tái)架圖。試驗(yàn)中的測(cè)點(diǎn)應(yīng)選擇能準(zhǔn)確全面體現(xiàn)結(jié)構(gòu)整體輪廓，又方便測(cè)試的位置。激勵(lì)點(diǎn)選在與振動(dòng)模態(tài)節(jié)點(diǎn)位置有一定距離的地方，避免丟失模態(tài)。通過對(duì)有限元仿真結(jié)果的振型進(jìn)行研究，選取高鎳鑄鐵排氣歧管樣件的11個(gè)測(cè)點(diǎn)如圖3所示，確保關(guān)鍵部位的節(jié)點(diǎn)能顯示出振型，以便與有限元的仿真結(jié)果進(jìn)行比較。由于結(jié)構(gòu)較小，應(yīng)考慮響應(yīng)點(diǎn)安裝傳感器的方便性，并使其與結(jié)構(gòu)連接緊密，以保證響應(yīng)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。熱模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)所用設(shè)備如表1所示。

2.2 試驗(yàn)方案的確定

為了與仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，測(cè)試系統(tǒng)須與仿真分析盡量保持相同的邊界條件。由于排氣歧管在實(shí)車上的尾氣排放溫度可達(dá)800℃以上，而在試驗(yàn)中過高的溫度會(huì)導(dǎo)致ICP傳感器失效，為保證傳感器的使用并達(dá)到使樣件產(chǎn)生溫度梯度的目的，模擬一定溫度梯度的熱環(huán)境，整體模擬溫度較低[11-12]。表2為冷-熱模態(tài)試驗(yàn)方案，圖4和圖5為冷模態(tài)自由及約束狀態(tài)試驗(yàn)臺(tái)架裝置。

表2 冷-熱模態(tài)試驗(yàn)方案

3 冷-熱模態(tài)有限元分析

對(duì)汽油機(jī)的排氣歧管進(jìn)行常溫狀態(tài)下(即冷模態(tài))的自由及約束狀態(tài)振動(dòng)特性分析，約束狀態(tài)考慮螺栓預(yù)緊力的影響。然后對(duì)在溫度效應(yīng)作用下的排氣歧管振動(dòng)特性進(jìn)行分析，即在加載螺栓預(yù)緊力的基礎(chǔ)上進(jìn)行熱模態(tài)分析。

3.1 冷模態(tài)有限元分析

排氣歧管的幾何模型如圖6所示，通過HYPERMESH軟件劃分網(wǎng)格，有限元網(wǎng)格單元數(shù)為548 863，局部加密。主要單元類型為四面體單元C3D4，得到有限元模型如圖7所示。

冷模態(tài)即在常溫作用下的恒定材料性能參數(shù)的模態(tài)分析。其中螺栓預(yù)緊力的大小為17kN，方向取Y軸負(fù)向。對(duì)于該排氣歧管，選取材料為D5S(NiSiCr3552)，泊松比為0.283，密度為7 450kg/m3，常溫下的彈性模量為125GPa，線脹系數(shù)為1.332×10-5K-1。冷模態(tài)有限元分析頻率如表3所示，冷模態(tài)自由狀態(tài)及約束狀態(tài)振型分別如圖8和圖9所示。

表3 冷-熱模態(tài)試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比

約束模態(tài)在有螺栓預(yù)緊力作用下的第1階固有頻率為1 985.2Hz，主要變形是Z向的彎曲；第2階的固有頻率為3 386.4Hz，主要變形是X及Z向的彎曲；第3階與第4階的固有頻率相近；第6階與第7階的固有頻率相近；自由模態(tài)前10階的振型都主要以彎曲為主。

3.2 熱模態(tài)有限元分析

熱模態(tài)即在不均勻溫度作用下的加載隨溫度變化材料性能參數(shù)的模態(tài)分析。排氣歧管材料基本參數(shù)與冷模態(tài)材料參數(shù)相同。在ABAQUS軟件中建立隨溫度變化的非線性材料場(chǎng)作為材料屬性，圖10和圖11分別為隨溫度變化的材料彈性模量和線脹系數(shù)參數(shù)。

考慮溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)影響的熱模態(tài)有限元分析是以熱分析和結(jié)構(gòu)分析為基礎(chǔ)，其基本流程如圖12所示[13-14]。

(1)將溫度邊界作為分析的條件，在ABAQUS中進(jìn)行熱傳導(dǎo)分析。

(2)以熱傳導(dǎo)分析的溫度場(chǎng)為載荷，確定結(jié)構(gòu)的熱邊界條件，結(jié)合隨溫度變化的材料物理性能和力學(xué)性能參數(shù)求解熱應(yīng)力。

(3)以熱應(yīng)力為初始應(yīng)力條件，并考慮螺栓預(yù)緊力的加載及溫度場(chǎng)的非均勻性，結(jié)合隨溫度變化的非線性材料物理性能和力學(xué)性能(密度、彈性模量、線膨脹系數(shù)和泊松比)，求解結(jié)構(gòu)的熱模態(tài)。

按照試驗(yàn)中的熱環(huán)境溫度，對(duì)排氣歧管進(jìn)行熱模態(tài)有限元分析。首先在ABAQUS軟件中進(jìn)行熱傳導(dǎo)分析，設(shè)置內(nèi)壁面的場(chǎng)溫度為473K，外壁面的場(chǎng)溫度為373K，壁面與空氣的對(duì)流換熱系數(shù)為13.5，單元類型為傳熱單元DC3D4。分析得到穩(wěn)態(tài)的溫度分布圖如圖13所示。由圖可以看出，排氣歧管溫度范圍在338.3～369K之間，最高溫度出現(xiàn)在內(nèi)壁面的出口處，與試驗(yàn)中的溫度梯度大致符合。

通過ABAQUS得到試驗(yàn)狀態(tài)下的熱模態(tài)固有頻率見表3。取自由狀態(tài)及約束狀態(tài)下前兩階的振型如圖14和圖15所示。

4 冷-熱模態(tài)試驗(yàn)分析

4.1 冷模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果

在排氣歧管樣件冷模態(tài)的試驗(yàn)過程中，經(jīng)紅外測(cè)溫儀測(cè)得排氣歧管溫度為290K。通過測(cè)試和后處理，可以得到頻率及振型結(jié)果。通過Modal Analysis模塊進(jìn)行后處理，將各極點(diǎn)的FRF(頻率響應(yīng)函數(shù))進(jìn)行sum，使用LSCE最小二乘復(fù)指數(shù)法來估計(jì)頻率、阻尼、參與因子。得到自由狀態(tài)及約束狀態(tài)的頻率穩(wěn)態(tài)圖如圖16所示。

穩(wěn)態(tài)圖是通過LSCE法對(duì)極點(diǎn)頻率、模態(tài)參與因子向量以及阻尼比進(jìn)行一定公差范圍內(nèi)的對(duì)比得到。按照穩(wěn)定性s>v>d>f>o進(jìn)行模態(tài)的頻率提取，得到前5階的頻率值見表3，將冷模態(tài)的試驗(yàn)頻率結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，其中相對(duì)誤差η可由公式：η=(ft-fA)/fA得到，式中ft指測(cè)量頻率值，fA指計(jì)算頻率值。

通過計(jì)算可以得到各階頻率的振型，冷模態(tài)試驗(yàn)的自由狀態(tài)和約束狀態(tài)1階振型如圖17和圖18所示，其中實(shí)線代表未變形模型，虛線代表變形后的模型。

通過觀察發(fā)現(xiàn)，由頻率結(jié)果可以看出，誤差大部分都在5%以內(nèi)，具有較好的有效性。測(cè)得自由模態(tài)頻率整體上比計(jì)算值大，約束狀態(tài)的相對(duì)誤差值有一定的上下浮動(dòng)，這是由于約束狀態(tài)測(cè)量結(jié)果中部分點(diǎn)的響應(yīng)并不理想，在數(shù)據(jù)后處理中剔除部分由于二次錘擊等造成的擬合穩(wěn)定性不好的FRF數(shù)據(jù)，在通過LSCE法得到的集總頻率有個(gè)別奇點(diǎn)，總體在誤差的允許范圍內(nèi)?？梢钥闯?，冷模態(tài)有限元仿真與試驗(yàn)結(jié)果誤差較小，說明排氣歧管的有限元分析能夠比較精準(zhǔn)、合理地反映其實(shí)際動(dòng)態(tài)特性。

通過冷模態(tài)試驗(yàn)振型可以看出，自由狀態(tài)第1階表現(xiàn)為Y/Z向的彎曲以及X向的扭轉(zhuǎn)。約束狀態(tài)第1階表現(xiàn)為Y/Z向彎曲及X向扭轉(zhuǎn)，與有限元分析結(jié)果中振型基本符合。

4.2 熱模態(tài)試驗(yàn)分析

在排氣歧管樣件熱模態(tài)的試驗(yàn)過程中，主要為保證傳感器的使用，試驗(yàn)樣件初始溫度為473K，按照試驗(yàn)方案將樣件冷卻到內(nèi)壁溫度約為373K時(shí)開始進(jìn)行試驗(yàn)。

根據(jù)測(cè)量數(shù)據(jù)得到穩(wěn)態(tài)圖，得到該排氣歧管樣件的前5階測(cè)試頻率和測(cè)量誤差如表3所示，穩(wěn)態(tài)圖如圖19所示。

冷-熱模態(tài)的試驗(yàn)值對(duì)比圖如圖20所示。

通過軟件后處理計(jì)算得到熱模態(tài)試驗(yàn)的1階振型圖如圖21和圖22所示。

本文中對(duì)一定范圍溫度梯度的熱模態(tài)進(jìn)行了試驗(yàn)分析，并進(jìn)行了相同熱環(huán)境狀態(tài)下的有限元分析，通過表3對(duì)比可以看出，自由狀態(tài)下誤差在5%以內(nèi)，試驗(yàn)值整體上比計(jì)算值大，約束狀態(tài)下的誤差絕對(duì)值大多在5%以內(nèi)，試驗(yàn)值整體上比計(jì)算值小。由于熱環(huán)境下測(cè)量的不穩(wěn)定性造成部分測(cè)點(diǎn)響應(yīng)的不穩(wěn)定，導(dǎo)致最后數(shù)據(jù)后處理得到的個(gè)別值吻合性不好，但總體上在誤差允許范圍內(nèi)。

通過熱模態(tài)試驗(yàn)振型可以看出，自由狀態(tài)第1階表現(xiàn)為Z向的彎曲和Y/Z向的扭轉(zhuǎn)，約束狀態(tài)第1階表現(xiàn)為Z向彎曲和X向扭轉(zhuǎn)，與相同條件下有限元分析的振型差別不大。對(duì)比冷-熱模態(tài)的前兩階振型可以看出，不論是自由狀態(tài)還是約束狀態(tài)，兩者的振型有部分變化，總體上溫度對(duì)于扭轉(zhuǎn)剛度的影響比彎曲剛度的大。

通過冷-熱模態(tài)試驗(yàn)對(duì)比可以看出，熱模態(tài)試驗(yàn)得到的自由狀態(tài)下的頻率整體比冷模態(tài)的有所降低，但降低的幅度不大；約束狀態(tài)下的頻率比冷模態(tài)的也有所降低，溫度對(duì)于約束模態(tài)的影響比較大，并且溫度對(duì)各階的影響不同，其對(duì)高階的影響較低階的大。試驗(yàn)驗(yàn)證了有限元模型的精度及分析的準(zhǔn)確性，對(duì)結(jié)構(gòu)的有限元建模、分析具有指導(dǎo)意義。

熱模態(tài)試驗(yàn)中產(chǎn)生誤差的可能原因如下。

(1)仿真分析與測(cè)量方法的誤差 仿真分析中沒有考慮阻尼的影響，而試驗(yàn)中考慮了系統(tǒng)的阻尼等情況。

(2)錘擊操作誤差 在錘擊激發(fā)過程中，由于樣件的表面結(jié)構(gòu)不規(guī)則，敲擊點(diǎn)的位置不一定精確，以及二次錘擊的產(chǎn)生，會(huì)對(duì)結(jié)果產(chǎn)生一定的誤差。

(3)約束條件誤差 試驗(yàn)中橡皮繩懸掛進(jìn)行近似自由狀態(tài)的模擬，而計(jì)算中歧管處于理想自由狀態(tài)，造成邊界條件的偏差；試驗(yàn)采用螺栓將排氣歧管端面進(jìn)行全約束，與仿真相比約束并不理想。

(4)熱模態(tài)試驗(yàn)測(cè)量誤差 熱模態(tài)試驗(yàn)中存在熱量散失，造成熱環(huán)境的不穩(wěn)定現(xiàn)象，會(huì)導(dǎo)致數(shù)據(jù)存在一定的誤差；傳感器的信號(hào)傳遞不穩(wěn)定，部分點(diǎn)的響應(yīng)并不理想，在數(shù)據(jù)后處理時(shí)，會(huì)導(dǎo)致集總平均后的頻率及振型不太協(xié)調(diào)。

(5)環(huán)境因素 在測(cè)試過程中一定程度上受到環(huán)境中噪聲等的影響。

由于設(shè)備以及試驗(yàn)條件的限制，對(duì)于較大溫度梯度的熱模態(tài)試驗(yàn)還不能進(jìn)行模擬，只是將對(duì)應(yīng)試驗(yàn)條件下的冷-熱模態(tài)的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，對(duì)于仿真結(jié)果具有一定的參考價(jià)值。

通過仿真與試驗(yàn)的驗(yàn)證可知，當(dāng)結(jié)構(gòu)實(shí)際應(yīng)用中存在一定的溫度梯度時(shí)，應(yīng)考慮溫度效應(yīng)產(chǎn)生的材料非線性及預(yù)應(yīng)力等對(duì)結(jié)構(gòu)模態(tài)參數(shù)的影響。

5 結(jié)論

(1)在有限元分析中，考慮了溫度及螺栓預(yù)緊力對(duì)排氣歧管模態(tài)的影響，兩者的綜合因素使結(jié)構(gòu)模型在受熱后固有頻率呈下降趨勢(shì)，且對(duì)各階的影響不同，隨著階數(shù)的增大影響增大，綜合因素對(duì)排氣歧管振型的扭轉(zhuǎn)剛度比彎曲剛度影響大。

(2)排氣歧管冷-熱模態(tài)試驗(yàn)分析與有限元分析結(jié)果的對(duì)比可以看出，試驗(yàn)誤差大多在5%以內(nèi)，個(gè)別奇點(diǎn)除外，振型基本吻合，驗(yàn)證了有限元分析的準(zhǔn)確性。由試驗(yàn)結(jié)果可見，一定的溫度梯度對(duì)樣件的模態(tài)產(chǎn)生影響，使其頻率隨升溫而呈降低趨勢(shì)。

在以后的排氣歧管設(shè)計(jì)及評(píng)價(jià)中，應(yīng)考慮螺栓預(yù)緊力、溫度效應(yīng)產(chǎn)生的材料性能變化及溫度預(yù)應(yīng)力等問題對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)性能的影響。

[1] 龍英，滕召金，趙福水．有限元模態(tài)分析現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)[J]．湖南農(nóng)機(jī)，2009,36(4):27-29．

[2] 程昊，李海波，靳榮華，等．高超聲速飛行器結(jié)構(gòu)熱模態(tài)試驗(yàn)國外進(jìn)展[J]．強(qiáng)度與環(huán)境，2012,32(3):52-59.

[3]SookYingHo,AllanPaull．CoupledThermal,StructuralandVibrationalAnalysisofaHypersonicEngineforFlightTest[J]．AerospaceScienceandTechnology, 2006,10: 420-426．

[4]ZhaoXiaoli，SunZhenxu，etal．CoupledFlow-thermal-structuralAnalysisofHypersonicAerodynamicallyHeatedCylindricalLeadingEdge[J]．EngineeringApplicationsofComputationalFluidMechanics2011,5(2):170-179.

[5] 任青梅．熱/結(jié)構(gòu)試驗(yàn)技術(shù)研究進(jìn)展[J]．飛航導(dǎo)彈，2012(2):91-96.

[6] 張鍇．預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土桁架梁動(dòng)力實(shí)測(cè)及模態(tài)分析[D]．武漢：武漢理工大學(xué)，2010．

[7] 王衛(wèi)華，楊轉(zhuǎn)運(yùn)，劉會(huì)．利用LSCE方法識(shí)別橋梁氣動(dòng)導(dǎo)數(shù)研究[J]．實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)，2009,23(1):85-88．

[8]VerbovenP,CaubergheB,GuillaulneP.ImprovedTotalLeastSquaresEstimatorsforModalAnalysis[J].ComputersandStructures,2005,83(25-26):2077-2085.

[9] 陳林.基于試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析的動(dòng)車組動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)研究[D].四川：西南交通大學(xué)，2009,6.

[10]EwinsDJ.ModalTesting:TheoryandPractice[M]. 2nd.NewYork:ResearchStudiesPressLtd，2000.

[11] 袁蘭.模態(tài)分析技術(shù)及其軟件的研發(fā)[D].杭州：浙江大學(xué)，2011,1.

[12]Hoon，MarkDzwonczyk,ErikGStraser,etal.AnExperimentalStudyofTemperatureEffectonModalParametersoftheAlamosaCanyonBridge[J].EarthquakeEngineeringandStructuralDynamics,1999(28):879-897.

[13] 紀(jì)科星，宋宏偉，黃晨光．溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)對(duì)主動(dòng)冷卻發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)模態(tài)的影響[C]．第三屆高超聲速科技學(xué)術(shù)會(huì)議．江蘇無錫，2010，CSTAM-2010-0039．

[14] 李龍超，許濤．某柴油機(jī)排氣歧管的熱固耦合分析[J]．汽車工程師，2011(3):55-57．

Thermal Modal Analysis and Modal Tests of Engine Exhaust Manifold

Liu Zhi’en1,2，Hu Yaqian1,2，Yan Fuwu1,2& Li Dangyu3

1.SchoolofAutomotiveEngineering,WuhanUniversityofTechnology,Wuhan430070; 2.HubeiKeyLaboratoryofAdvancedTechnologyofAutomobileParts,Wuhan430070; 3.XixiaInternalCombustionEngineExhaustPipeCo.,Ltd.,Xixia474550

This paper aims at investigating the effects of the thermal load of engine on the vibration modes of exhaust manifold. Firstly after the theory of modal analysis is expounded, a finite element model for exhaust manifold is built and modal analyses in both normal and raised temperature conditions are conducted in free state and constraint state of bolt pre-tightening force respectively. Then modal test system is constructed and modal tests in both normal and raised temperature conditions are also performed in free state and bolt pre-tightening constraint state respectively. Finally the comparison between the results of finite element modal analysis and modal tests indicate that the results of finite element modal analysis are well agree with that of modal tests; both the thermal load of engine and the constraint of bolt pre-tightening force have obvious effects on the vibration modes of exhaust manifold: the natural frequencies of exhaust manifold significantly rise with the constraint of bolt pre-tightening applied, but they slightly fall with the increase in temperature.

exhaust manifold; temperature; thermal modal analysis; modal test

*中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金(2013-IV-024)資助。

原稿收到日期為2013年6月11日，修改稿收到日期為2013年8月19日。