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        汽油發(fā)動機進氣歧管NVH性能分析及優(yōu)化

        2019-10-17 02:52:46袁懋榮畢嶸韋靜思朱傳峰朱亞亞占文鋒
        汽車零部件 2019年9期
        關鍵詞:模態(tài)有限元優(yōu)化

        袁懋榮,畢嶸,韋靜思,朱傳峰,朱亞亞,占文鋒

        (廣州汽車集團股份有限公司汽車工程研究院,廣東廣州 511434)

        0 引言

        塑料進氣歧管可比鋁進氣歧管質量減輕50%以上,發(fā)動機動力性得到5%~10%的提升,經(jīng)濟性和排放性也有相當改善,材料和制造成本都可得到降低[1-2]。近年來,國內(nèi)外相關研究學者對進氣歧管的研究大部分僅限于流體動力學分析,而對塑料進氣歧管的NVH問題分析不夠全面[3]?;谶@樣的研究現(xiàn)狀,本文作者將以某汽油機項目為例,從模態(tài)、頻響及輻射噪聲3個方面進行仿真分析,提出結構優(yōu)化建議,并通過模態(tài)試驗驗證仿真模型的準確性。

        1 進氣歧管有限元分析建模

        1.1 進氣歧管模型簡化處理及邊界條件

        進氣歧管系統(tǒng)主要由進氣歧管燃油蒸汽管接頭、曲軸箱通風結構、節(jié)氣門閥體、進氣歧管上片、進氣歧管下片組成。進氣歧管上、下片實際生產(chǎn)中是通過摩擦焊焊在一起[4-5],仿真中將通過共節(jié)點進行連接,模態(tài)分析的材料屬性如表1所示??紤]到節(jié)氣門閥體給進氣歧管施加的激勵是影響歧管振動頻率的因素之一,故將節(jié)氣門閥體在FEA分析中簡化為一個質點,質點的坐標為節(jié)氣門閥體的質心坐標。實際工況中,進氣歧管通過螺栓與缸體缸蓋連接,文中將通過在這些螺栓位置施加固定約束進行模擬。

        表1 進氣歧管有限元模型材料屬性

        1.2 進氣歧管模型網(wǎng)格劃分

        進氣歧管模型網(wǎng)格劃分作為有限元分析前期最重要的環(huán)節(jié),關系到后期計算是否收斂。所以,本文作者采用四面體網(wǎng)格進行離散,共得到網(wǎng)格數(shù)量214 316,節(jié)點數(shù)400 679,有限元模型如圖1所示。

        圖1 進氣歧管有限元模型

        2 進氣歧管模態(tài)優(yōu)化分析及實驗驗證

        2.1 模態(tài)分析基本理論

        只考慮線性不變條件,具有n個自由度的振動系統(tǒng)的微分方程[6]為

        (1)

        式中:M為系統(tǒng)的質量矩陣;

        C為系統(tǒng)的阻尼矩陣;

        K為系統(tǒng)的剛度矩陣;

        f(t)外部載荷列陣;

        X為位移矩陣;

        如果f(t)=0,C=0,則式(1)為

        (2)

        令X=φsin(ωt+φ),代入式(2),則方程變?yōu)?/p>

        (K-ω2M)φ=0

        (3)

        當系數(shù)行列式等于零時,即:

        (K-ω2M)=0

        (4)

        通過計算可以得到其特征值,其大小次序為

        (5)

        2.2 進氣歧管模態(tài)仿真分析

        進氣歧管模態(tài)分析作為NVH分析的基礎,應考慮系統(tǒng)工作條件下所涉及的固有頻率,但一般不必求出所有階振動頻率及振型,工程上主要考慮前3階模態(tài)[7-8]。通過HyperMesh對模型進行前處理,并將.bdf文件導入Nastran進行計算,得到模態(tài)振型,振型如圖2所示。其前3階約束模態(tài)如表2所示。

        圖2 進氣歧管第一階模態(tài)振型(優(yōu)化前)

        透過模態(tài)振型圖可以看到,其振型主要表現(xiàn)為與節(jié)氣門相連接的法蘭面和上、下片的加強筋處的局部彎曲。進氣歧管第一階約束模態(tài)為128 Hz,與發(fā)動機在3 840 r/min轉速對應的激勵頻率容易發(fā)生共振,很有可能產(chǎn)生嚴重的噪聲輻射,甚至發(fā)生失效,所以需要優(yōu)化。

        表2 進氣歧管前3階約束模態(tài)頻率 Hz

        由于進氣歧管原模型的NVH性能較差,不能滿足工程需要?,F(xiàn)作出如下優(yōu)化:

        (1)增加壁厚;

        (2)優(yōu)化支架;

        (3)在節(jié)氣門安裝位置附近加筋;

        (4)將進氣歧管表面筋結構由橫豎筋改成蜂窩狀。

        并分別對新狀態(tài)的進氣歧管進行模態(tài)、頻響及噪聲輻射分析。

        2.3 進氣歧管模態(tài)優(yōu)化分析

        優(yōu)化進氣歧管后,重新搭建有限元模型,仿真結果顯示優(yōu)化后進氣歧管第一階約束模態(tài)從優(yōu)化前的128 Hz提高到185 Hz。優(yōu)化前、后前3階模態(tài)對比如表2所示。

        進氣歧管第一階固有振型如圖3所示。

        圖3 進氣歧管第一階模態(tài)振型(優(yōu)化后)

        2.4 進氣歧管模態(tài)試驗分析

        為了驗證進氣歧管有限元模型的準確性,對優(yōu)化狀態(tài)的進氣歧管進行約束模態(tài)測試。模態(tài)測試所采用的設備為BBM數(shù)據(jù)采集器,采用單點激勵多點響應的錘擊法進行測試,測試圖如圖4所示。

        圖4 進氣歧管模態(tài)試驗

        表3為整機狀態(tài)下的前3階自由模態(tài)的仿真值與試驗值對比結果,圖5列出了兩種狀態(tài)前3階模態(tài)振型的仿真與試驗對比??梢钥闯觯簝煞N狀態(tài)下,仿真結果與試驗結果誤差滿足工程技術要求,振型基本一致,說明所建立的進氣歧管有限元模型較準確,可以作為后續(xù)分析的基礎模型。

        表3 進氣歧管模態(tài)對比

        圖5 進氣歧管模型振型

        3 進氣歧管IPI(Input Point Inertance)動剛度分析

        實際工程中,塑料進氣歧管的NVH問題除了激勵頻率與其固有頻率相近導致的共振問題,還有進氣歧管本身局部動剛度較差導致的噪聲輻射問題,所以非常有必要對進氣歧管進行源點動剛度分析。

        3.1 IPI動剛度理論

        源點加速度導納[8]

        (6)

        其中:Ka=F/x為接附點動剛度;a=ω2x為加速度;圓周率ω=2πf。

        計算得到IPI曲線所包圍的面積,則有:

        (7)

        得到該接附點的動剛度:

        (8)

        通過與動剛度目標值比較來評價各接附點的動剛度水平。

        3.2 進氣歧管IPI動剛度分析

        實際分析中,需要將測點選在平面度較大的薄弱位置。進氣歧管測點布置圖如圖6、圖7所示。

        圖6 進氣歧管頻響分析上片測點

        圖7 進氣歧管頻響分析下片測點

        各測點動剛度計算結果如圖8所示。

        圖8 進氣歧管上/下片優(yōu)化前后IPI動剛度對比

        從圖8可以看出:上片測點6、9、15、18的動剛度較差;下片測點7、15、16、17、18的動剛度均較差。所以這些點是動剛度優(yōu)化的主要針對對象。

        3.3 進氣歧管IPI動剛度優(yōu)化分析

        增加壁厚及采用蜂窩筋狀結構對提高進氣歧管IPI動剛度效果較明顯,通過優(yōu)化后,進氣歧管IPI動剛度有顯著提升,特別是之前IPI動剛度低于1 000 N/mm的點。從圖8中可以看出:優(yōu)化后進氣歧管的IPI動剛度波動較小,基本處于1 500~2 000 N/mm之間,特別是對測點6~9、15、18,優(yōu)化前其IPI動剛度低于1 000 N/mm,優(yōu)化后基本提高到1 500 N/mm左右;大部分測點IPI動剛度有不同程度提高,特別是點15~18,提高較大,對減少該處輻射噪聲有明顯效果。

        4 進氣歧管輻射噪聲分析

        4.1 輻射噪聲基本理論

        在聲場中,介質被認定為宏觀上均勻靜止的理想流體,不考慮在該場中的形狀和性質如何,聲場可以用線性聲波方程[12]表示:

        (9)

        對于單頻率聲波,聲壓p是空間的分布函數(shù),它滿足Helmholts方程:

        (10)

        其中:k為聲波數(shù),k=ω/c;ω為激勵圓頻率。

        將邊界值轉變成積分方程,可以得到Helmholts積分方程:

        (11)

        其中:點P為聲場中的觀測點;點Q為輻射聲源;R為P和點Q之間的距離,R=|Q-P|。C(P)為常數(shù),與點P位置相關,表達式如下:

        (12)

        通過聯(lián)立方程組即可得到聲場中任何一點的速度勢函數(shù)值,所以在已知質點的振動速度和壓力的分布時,就可以用Helmholts積分求出聲場中任何一點的速度勢函數(shù)值。

        4.2 進氣歧管輻射噪聲仿真計算

        發(fā)動機轉速在5 500 r/min時,計算頻率為50~3 000 Hz,并將測量進氣歧管與缸蓋連接的螺栓點位置的加速度作為激勵,通過LMS Virtual.Lab中的ATV分析得到進氣歧管輻射噪聲分布,其模型如圖9所示。其中,圖10為實驗測得進氣歧管與缸蓋連接螺栓點的加速度結果。

        本文作者采用 LMS Virtual.Lab軟件計算了50~3 000 Hz頻段內(nèi)進氣歧管的結構輻射噪聲,計算頻率步長10 Hz??紤]到進氣歧管主要輻射面為上側、前側和下側,選擇進氣歧管上側、前側和下側輻射噪聲的聲壓級作為評價指標。原狀態(tài)進氣歧管1 m聲壓級如圖11所示。

        圖9 進氣歧管輻射噪聲計算模型

        圖10 進氣歧管與缸蓋連接螺栓點加速度

        圖11 原狀態(tài)進氣歧管1 m聲壓級

        從仿真結果可以看出:進氣歧管峰值頻率為420、1 320、1 560、1 930 Hz,其中最大峰值頻率為420 Hz,峰值聲壓級為73.98 dB。通過A記權,得到進氣歧管上側、前側和下側的聲壓級分別為87.69、88.23、83.16 dB,其主要輻射面為上側和下側。

        4.3 進氣歧管輻射噪聲優(yōu)化分析

        優(yōu)化后重新對進氣歧管進行輻射噪聲仿真,得到下側、前側和上側的1 m聲壓級。表4為優(yōu)化前后進氣歧管上側、前側和下側的輻射噪聲A記權聲壓值,可以看出:進氣歧管3個面的聲壓級均有不同程度降低,其中下側降低最大,達到0.86 dB(A),上側降低0.23 dB(A)。

        表4 進氣歧管優(yōu)化前后輻射噪聲對比 dB(A)

        5 總結

        通過對進氣歧管進行模態(tài)、頻響及輻射噪聲仿真分析,再對模型進行優(yōu)化得到以下結論:

        (1)通過模態(tài)優(yōu)化,進氣歧管約束模態(tài)的第一階固有頻率從128 Hz提高到185 Hz。其中,壁厚、支架固定位置及支架螺栓間距對模態(tài)影響較大。

        (2)通過頻響分析,成功找到進氣歧管動剛度薄弱位置,并通過優(yōu)化,使得大部分點IPI提高到1 500 N/mm以上。

        (3)通過輻射噪聲分析,發(fā)現(xiàn)優(yōu)化前后進氣歧管上端、下端及前端輻射噪聲分別降低0.23、0.86、0.45 dB(A)。

        (4)通過模態(tài)和頻響分析,能快速定位發(fā)動機零部件的薄弱位置,并對其進行優(yōu)化,大大縮短零部件開發(fā)周期,提高產(chǎn)品開發(fā)效率。

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