許睿 王艷軍 陳明

（上海汽車集團股份有限公司技術(shù)中心，上海 201804）

0 前言

在汽車發(fā)動機中，所有氣缸的噴嘴都連接著1根公共油管，也稱“油軌”，油軌始終保持恒定的壓力，高壓噴油泵將燃油送入油軌，然后由油軌送入噴油器。發(fā)動機作為整車動力來源，發(fā)動機的振動是整車振動－噪聲－平順性（NVH）問題產(chǎn)生的主要激勵來源。上汽乘用車某款4缸發(fā)動機在臺架試驗中頻繁出現(xiàn)接插件失效現(xiàn)象，根據(jù)發(fā)動機臺架振動測試結(jié)果，結(jié)合有限元模態(tài)分析，研究高壓油軌軌身的軌壓傳感器接插件失效原因，并對其進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn)，其基本結(jié)構(gòu)如圖1［1－2］。

1 問題發(fā)現(xiàn)與原因分析

某4缸機在耐久試驗和超速試驗中分別都出現(xiàn)了接插件磨損現(xiàn)象，根據(jù)振動測試顯示：1缸固定螺栓加速度在5G以下，傳感器公端在10G以下，而傳感器母端在700～800Hz之間產(chǎn)生了約5倍于1缸的螺栓振動幅值，在1 100～1 300Hz之間產(chǎn)生約8倍于1缸的螺栓振動幅值。試驗過程中，產(chǎn)生信號波動和扭矩波動，拆解后發(fā)現(xiàn)接插件磨損嚴(yán)重。

對零件拆解分析后發(fā)現(xiàn)，油軌安裝螺栓扭矩正常，油壓無異常顯示。因此，針對單獨的接插件做了振動測試，如圖2所示。

由于接插件公母端的匹配關(guān)系，母端對于公端的振幅會放大3～5倍，因此當(dāng)接插件安裝位置附近因為共振而振動幅值過大是引起接插件失效的主要原因之一，之后再在試驗臺架上對接插件在油軌安裝處附近的振動進(jìn)行測試對比，如圖3所示。

從圖3可知，在1 100～1 300Hz頻率范圍內(nèi)油軌在接插件安裝座附近的振動幅值明顯超過其他3個安裝點。圖4中接插件安裝座的振動幅值超過標(biāo)準(zhǔn)限值，說明在該頻率范圍內(nèi)整個油路系統(tǒng)中接插件的安裝座與高壓油軌產(chǎn)生了共振。

圖2 接插件放大倍數(shù)振動測試

圖3 油軌沿安裝螺栓軸向振動數(shù)據(jù)

圖4 接插件安裝座處振動數(shù)據(jù)

2 高壓油軌－高壓油管有限元模型的建立及模態(tài)分析

建立高壓油軌－高壓油管有限元模型，真實復(fù)現(xiàn)臺架實際狀態(tài)，對振動進(jìn)行仿真分析。在計算高壓油軌－高壓油管系統(tǒng)的固有頻率時，護套、塑料接插件對模態(tài)計算的影響較小，可予以忽略，但關(guān)鍵位置的質(zhì)量信息應(yīng)確保與試驗狀態(tài)一致。模態(tài)計算時，將考慮發(fā)動機缸蓋和油泵安裝、對缸蓋底部3個自由度進(jìn)行約束，且選擇油路系統(tǒng)工作即充滿油狀態(tài)用來確保整個油路系統(tǒng)固有模態(tài)接近實際水平。高壓油管的前5階固有頻率計算結(jié)果如表1所示，其模態(tài)振型如圖5所示。

表1 高壓油管前5階的固有頻率

圖5 高壓油管前5階模態(tài)振型圖

對高壓油軌的模態(tài)進(jìn)行仿真分析，高壓油軌的前2階固有頻率計算結(jié)果如表2所示，其模態(tài)振形圖如圖6所示。

表2 高壓油軌前2階的固有頻率

圖6 高壓油軌前2階模態(tài)振型圖

從圖5可以看出，高壓油管的前三階集中在減振器及油管安裝固定點附近，后2階的振型主要出現(xiàn)在進(jìn)油口附近，且表1中的4、5階的固有頻率結(jié)果和表2中高壓油軌的頻率接近，證明在1 100～1 300Hz范圍內(nèi)，高壓油軌－高壓油路系統(tǒng)在進(jìn)油口與4缸螺栓附近產(chǎn)生明顯的共振，從而導(dǎo)致安裝在該位置附近的接插件振動幅值超過標(biāo)準(zhǔn)限值。

3 高壓油軌－高壓油管傳遞路徑分析

分析了該4缸機的油軌布置形式，軌壓傳感器接插件的振動來源于發(fā)動機本體激勵和油壓脈沖激勵。從油路系統(tǒng)振動傳遞路徑來看，圖7中綠框位置由于油管油軌模態(tài)疊加出現(xiàn)共振，會放大其所受到的激勵，產(chǎn)生較大振幅，從而導(dǎo)致塑料接插件振動失效及磨損。

圖7 高壓油軌－高壓油管激勵傳遞路徑示意圖

根據(jù)振動試驗測試值，沿激勵傳遞路徑選出該路徑上關(guān)鍵4個點處的加速度幅值來進(jìn)行對比分析，如圖8所示。

圖8 1 200～1 350Hz頻率范圍內(nèi)加速度傳遞路徑上A、B、C、D各點振動對比

從圖8得出由于油軌與油管在1 000～1 300 Hz附近固有頻率相近，使得進(jìn)油口附近的螺栓、油管進(jìn)油端及軌壓傳感器安裝座處產(chǎn)生了共振，軌壓傳感器的振動受4缸螺栓、油軌和油管進(jìn)油口共同影響。

圖8對高壓油軌－高壓油管的激勵傳遞路徑進(jìn)行加速度幅值對比分析，以失效點為連線終端，從激勵源出發(fā)畫出失效傳遞路徑，可以看出同一個系統(tǒng)中各點振動幅值的變化規(guī)律：在該系統(tǒng)中進(jìn)油口處的振動幅值是發(fā)動機油軌安裝點處幅值的4倍，傳感器處的振動幅值是發(fā)動機油軌安裝點處振動幅值的6倍。軌壓傳感器由于發(fā)動機激勵和油壓脈沖激勵使共振放大，進(jìn)而使得塑料接插件公母端振動異常，最終導(dǎo)致接插件失效。

對于失效傳遞路徑上加速度不斷成倍增加的現(xiàn)象，只需要對這條傳遞路徑上的不斷增加的振動幅值進(jìn)行連線，并對該連線采取截斷處理，來改善失效點處振動幅值過大的現(xiàn)象，所以基于失效傳遞路徑，可以在A、D、B點之間兩兩增加截斷來改善失效點處振動幅值過大的現(xiàn)象［3－4］。

4 高壓油軌－高壓油管模態(tài)優(yōu)化

由于該發(fā)動機高壓油管的空間及形狀受諸多因素限制，因此通過增加固定架支承來改變傳遞路徑上的振動放大現(xiàn)象。改進(jìn)后的油路系統(tǒng)固定架位置如圖9所示。

圖9 改進(jìn)后的支承架固定示意圖

4．1 改進(jìn)方案的模態(tài)分析

對改進(jìn)模型進(jìn)行有限元分析，優(yōu)化后的高壓油軌固有頻率見表3。

表3 改進(jìn)前后高壓油軌前2階的固有頻率

從表3可以看出，增加了固定支承之后的高壓油軌模態(tài)明顯提升并避開了高壓油管的4、5階固有頻率。

4．2 改進(jìn)方案的振動幅值對比分析

結(jié)合改進(jìn)前后油路系統(tǒng)模態(tài)的改變，對A、B點振動幅值進(jìn)行仿真分析評估，并與試驗值比較，如圖10所示。

在對振動傳遞路徑上增加了剛性支承后，對比傳遞路徑上A、B點更改前后的振幅，各點振幅如圖11所示。

從圖11可知，在1 150～1 350Hz頻率范圍內(nèi)，A點處的加速度幅值下降了4個G，B點處的加速度幅值下降了13個G，B點處的降幅是A點的4倍以上。同時也提取了傳遞路徑上C、D點的加速度，由于這兩點在試驗中并未布置加速度傳感器，所以并未提取試驗測試值供比較，如圖12所示。

由圖12可知，整個油軌的振動幅值均產(chǎn)生了一定的下降，C點作為與A點類似的油軌安裝位置，加速度也下降了4個G，D點作為高壓油軌與高壓油管的連接處，也下降了15個G。

圖10 改進(jìn)前試驗與仿真振動幅值對比示意圖

圖11 改進(jìn)后振動幅值對比示意圖

通過有限元分析得出的振動情況對比可知，增加了固定支承之后，高壓油軌－高壓油管整體油路系統(tǒng)在一定范圍內(nèi)振動解耦，該系統(tǒng)路徑上的振動明顯降低，從而使得安裝在該路徑上的塑料接插件振動幅值降低，降低了失效的風(fēng)險。

圖12 C、D點振動幅值對比示意圖

優(yōu)化前的方案仿真數(shù)據(jù)與振動測試數(shù)據(jù)路徑各點保持了一致，并且通過仿真評估優(yōu)化后的方案再次進(jìn)行耐久和超速試驗，其間并未出現(xiàn)接插件失效或油壓異常現(xiàn)象。

5 結(jié)論

臺架振動測試和有限元分析結(jié)果表明，高壓油軌與高壓油管固有頻率段的相近產(chǎn)生了共振，使得傳感器安裝座附近的加速度過大，進(jìn)而導(dǎo)致安裝在該點附近的接插件出現(xiàn)振動失效現(xiàn)象。提出以分析失效傳遞路徑的方法來對比同一系統(tǒng)的振動幅值變化情況，在該路徑上采取截斷方式來改變振動幅值的變化。

本研究基于空間問題，通過增加固定支架提升高壓油軌的剛度，并改變其固有頻率，優(yōu)化后的支撐能有效控制高壓油軌上接插件的振動幅度，從而有效減少接插件失效風(fēng)險。