內(nèi)燃機(jī)噪聲優(yōu)化對(duì)車內(nèi)聲學(xué)的影響研究

內(nèi)燃機(jī)噪聲優(yōu)化對(duì)車內(nèi)聲學(xué)的影響研究

毛杰,郝志勇

(浙江大學(xué)能源工程學(xué)系，杭州310027)

摘要：提出了內(nèi)燃機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲的仿真與優(yōu)化方法，評(píng)價(jià)了內(nèi)燃機(jī)噪聲優(yōu)化前后車內(nèi)噪聲的變化。建立了內(nèi)燃機(jī)和前圍板的有限元模型，通過模態(tài)分析驗(yàn)證了模型的精度。采用柔性多體動(dòng)力學(xué)方法計(jì)算了內(nèi)燃機(jī)的振動(dòng)響應(yīng)，并結(jié)合邊界元算法得到了結(jié)構(gòu)輻射噪聲。完成了機(jī)體的結(jié)構(gòu)優(yōu)化，通過提升剛度使整體模態(tài)頻率與激勵(lì)峰值頻率分離，從而降低機(jī)體結(jié)構(gòu)響應(yīng)，減小輻射噪聲。搭建了內(nèi)燃機(jī)與前圍板的聲學(xué)耦合模型，計(jì)算得到經(jīng)機(jī)體結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的內(nèi)燃機(jī)輻射噪聲通過前圍板后進(jìn)入車內(nèi)的聲功率。結(jié)果顯示，機(jī)體的優(yōu)化方案大幅降低了其輻射噪聲，從而減小了整機(jī)的輻射噪聲。研究?jī)?nèi)燃機(jī)噪聲與車內(nèi)噪聲的傳遞路徑后，發(fā)現(xiàn)車內(nèi)噪聲有了明顯的下降，從而證實(shí)了優(yōu)化設(shè)計(jì)的可行性和有效性。

關(guān)鍵詞：內(nèi)燃機(jī)噪聲；機(jī)體優(yōu)化；前圍板；車內(nèi)噪聲；耦合優(yōu)化

中圖分類號(hào):TB532文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51408228);華南理工大學(xué)中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助(2013ZB0023);中國(guó)博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2013M540656)

收稿日期：2014-01-08修改稿收到日期：2014-03-07

Coupledoptimizationofinternalcombustionengineradiatednoiseandinteriornoise

MAO Jie, HAO Zhi-yong(DepartmentofEnergyEngineering,ZhejiangUniversity,Hangzhou310027,China)

Abstract:A simulation and optimization method for noise reduction of an internal combustion engine was proposed and used to evaluate the interior noise change before and after the engine noise optimization. Finite element models of the engine and dash panel were constructed and validated by modal analysis technology. The flexible multi-body dynamic method was employed to calculate the engine vibration response with which the structural radiated noise was detected via boundary element codes. Then, the optimal design of the engine block was implemented to improve its stiffness and make global modal frequencies apart from excitation peak frequencies, aiming at reducing the structural response and radiated noise. An acoustic coupled model of the engine and dash panel was constructed to calculate the acoustic power transmitted from the engine surface through the dash panel into the interior before and after the block optimization. The results show that the optimal scheme for the block substantially lower the structural radiated noise, as well as that of the engine. After making clear the acoustic transmission path between the engine and interior, it is found that the interior noise can be distinctly reduced, which proves the feasibility and effectiveness of the optimal design.

Keywords:internalcombustionenginenoise;blockoptimization;dash;interiornoise;coupledoptimization

在汽車的行駛過程中，引起車內(nèi)噪聲的因素涉及到每個(gè)系統(tǒng)，如車體、發(fā)動(dòng)機(jī)、懸架、進(jìn)氣、排氣等系統(tǒng)[1]。其中，發(fā)動(dòng)機(jī)的振動(dòng)與噪聲與其他系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)有著密不可分的關(guān)系。因此，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)實(shí)施改進(jìn)，優(yōu)化其振動(dòng)響應(yīng)與輻射噪聲，不僅可以在一定程度上削弱發(fā)動(dòng)機(jī)激發(fā)其他系統(tǒng)振動(dòng)的能力，還可以降低發(fā)動(dòng)機(jī)傳遞到車內(nèi)的噪聲量。

目前，學(xué)者們已完成了多項(xiàng)內(nèi)燃機(jī)及其零部件的振動(dòng)噪聲性能優(yōu)化工作。在內(nèi)燃機(jī)薄壁件NVH性能研究方面，賈維新等[2]采用形貌優(yōu)化方法以提高某階模態(tài)頻率，并結(jié)合油底殼的振動(dòng)噪聲分析方法預(yù)測(cè)了優(yōu)化前后油底殼的輻射噪聲，優(yōu)化效果非常明顯；王連生等[3]運(yùn)用有限元-邊界元法對(duì)柴油機(jī)缸蓋罩結(jié)構(gòu)輻射噪聲進(jìn)行了虛擬預(yù)測(cè)，得到噪聲貢獻(xiàn)量突出的模態(tài)，并對(duì)缸蓋罩實(shí)施多目標(biāo)形貌優(yōu)化，使改進(jìn)后的缸蓋罩整體剛度加強(qiáng)，輻射聲功率級(jí)下降3.5dB(A)。在內(nèi)燃機(jī)主體零部件方面，楊陳等[4]采用有限元、邊界元和柔性多體動(dòng)力學(xué)相結(jié)合的方法預(yù)測(cè)了整機(jī)的輻射聲功率級(jí)，通過對(duì)機(jī)體的結(jié)構(gòu)優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)了降噪和輕量化的雙重目標(biāo)。在內(nèi)燃機(jī)電控技術(shù)方面，胡國(guó)強(qiáng)等[5]通過改變轉(zhuǎn)速、預(yù)噴油量、預(yù)噴間隔角、軌壓和主噴正時(shí)，研究上述參數(shù)對(duì)怠速噪聲的影響，并確定最佳參數(shù)的組合，改善了怠速聲品質(zhì)。

但是，當(dāng)把發(fā)動(dòng)機(jī)安裝在引擎艙后，人耳通常不再關(guān)心發(fā)動(dòng)機(jī)的本體噪聲，而是發(fā)動(dòng)機(jī)振動(dòng)激發(fā)其他系統(tǒng)的能力和發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲經(jīng)前圍板傳遞到車內(nèi)的聲能。其中，發(fā)動(dòng)機(jī)的振動(dòng)可以通過懸置系統(tǒng)得到有效控制[6]，并且由于振動(dòng)傳遞路徑非常復(fù)雜，本文對(duì)此不展開分析。

在本次研究中，搭建了某四缸柴油機(jī)的整機(jī)有限元模型，結(jié)合多體動(dòng)力學(xué)理論計(jì)算了柴油機(jī)在標(biāo)定工況下(75kW/3600r/min)的表面振動(dòng)響應(yīng)，采用邊界元算法計(jì)算得到結(jié)構(gòu)輻射噪聲。為了評(píng)價(jià)發(fā)動(dòng)機(jī)與車內(nèi)噪聲的傳遞路徑，建立了柴油機(jī)和前圍板的耦合模型，采用耦合邊界元法獲取柴油機(jī)在機(jī)體優(yōu)化前后的輻射噪聲，并以此作為入射聲激勵(lì)計(jì)算前圍板的透射聲功率，評(píng)價(jià)發(fā)動(dòng)機(jī)聲學(xué)優(yōu)化與車內(nèi)噪聲之間的變化關(guān)系。以上研究?jī)?nèi)容目前暫無報(bào)道，因此可以作為內(nèi)燃機(jī)噪聲與車內(nèi)噪聲傳遞路徑耦合分析的技術(shù)參考。

1耦合優(yōu)化理論

1.1柔性多體動(dòng)力學(xué)基本理論

傳統(tǒng)的多體動(dòng)力學(xué)主要對(duì)剛體結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，但是剛性假設(shè)對(duì)于計(jì)算精度的影響較大，故引入柔性體的概念。柔性多體動(dòng)力學(xué)采用模態(tài)縮減技術(shù)，將具有多自由度的有限元模型縮減至少量自由度，并能保存系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。

柔性體動(dòng)力學(xué)不僅存在剛性運(yùn)動(dòng)，還存在局部彈性變形。柔性體動(dòng)力學(xué)方程建立在廣義坐標(biāo)系上，可以反映柔性體的大尺度剛性體位移和小尺度線彈性變形[7]。

(1)

廣義坐標(biāo)下，基于拉格朗日方程的控制微分方程的最后形式表示為：

(2)

1.2耦合間接邊界元

本次研究中，耦合間接邊界元由兩部分組成，一是與結(jié)構(gòu)(即前圍板)耦合的邊界元Ωs(具有n1個(gè)節(jié)點(diǎn))，用于計(jì)算前圍板在發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲激勵(lì)下的結(jié)構(gòu)輻射噪聲，獲取傳遞到車內(nèi)的透射聲功率；二是未與結(jié)構(gòu)(前圍板)耦合的邊界元Ω2(具有n2個(gè)節(jié)點(diǎn))。已知在Ω2上法向速度vn(即柔性多體動(dòng)力學(xué)計(jì)算得到的內(nèi)燃機(jī)表面振動(dòng)速度)，則在整個(gè)間接邊界元上的單層勢(shì)σ=0，只需雙層勢(shì)μ，結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)方程[8]如式(3)所示。

(3)

式中：Ks、Cs和Ms分別為結(jié)構(gòu)的剛度矩陣、阻尼矩陣和質(zhì)量矩陣；{u}為結(jié)構(gòu)位移向量；{Fs}為作用在結(jié)構(gòu)上的外載荷(不包括聲壓載荷)；Lc{μ}為聲壓作用在結(jié)構(gòu)上的載荷，其中，Lc為耦合矩陣。

2仿真模型搭建與驗(yàn)證

2.1機(jī)體模態(tài)分析

模態(tài)分析在工程中的應(yīng)用非常廣泛，而在本文中其作用主要體現(xiàn)在以下兩個(gè)方面[9]：

(1)模態(tài)是結(jié)構(gòu)固有屬性之一。對(duì)于內(nèi)燃機(jī)及其零部件而言，若前十階仿真與試驗(yàn)?zāi)B(tài)頻率的誤差在10%以內(nèi)，則可以保證有限元模型的精度及后續(xù)計(jì)算的可靠性；

(2)前幾階模態(tài)以整體模態(tài)為主，在具有這些模態(tài)頻率成分的激勵(lì)下，結(jié)構(gòu)響應(yīng)易被激發(fā)甚至放大，輻射出較大的噪聲。

本次研究的發(fā)動(dòng)機(jī)為一款四缸2.8L共軌柴油機(jī)，其機(jī)體的有限元模型如圖1(a)所示，由大約16萬個(gè)四面體單元離散而成。機(jī)體的材料為HT230，密度為7 280kg/m3，楊氏模量為120GPa，泊松比為0.265。

機(jī)體的仿真與試驗(yàn)?zāi)B(tài)頻率分別通過Lanczos算法和單點(diǎn)激勵(lì)—多點(diǎn)響應(yīng)測(cè)試技術(shù)獲取。試驗(yàn)過程中，將機(jī)體用柔性繩懸掛，使機(jī)體盡可能接近理想的自由邊界狀態(tài)。激勵(lì)點(diǎn)和測(cè)點(diǎn)均不應(yīng)靠近結(jié)構(gòu)振動(dòng)節(jié)點(diǎn)(即無振動(dòng)響應(yīng)或低信噪比)，測(cè)點(diǎn)總數(shù)為150余個(gè)，如圖1(b)所示。

表1列舉了機(jī)體前十階仿真與試驗(yàn)?zāi)B(tài)的對(duì)比結(jié)果?？梢钥闯?，仿真與試驗(yàn)?zāi)B(tài)的誤差非常小，基本都在5%以內(nèi)，完全滿足工程的需要(通常為15%)。因此，機(jī)體有限元模型的精度是足夠高的。

圖1　柴油機(jī)機(jī)體的有限元模型(a)和模態(tài)測(cè)點(diǎn)(b) Fig.1 The finite-element model (a) and modal measuring points of the engine block

階次試驗(yàn)/Hz仿真/Hz誤差/%1628626-0.329539550.23122512602.94152315330.7516491634-0.9617581658-5.7718331820-0.78185518590.29190519793.910203020531.1

2.2前圍板仿真模型

前圍板作為汽車上隔絕乘客艙和發(fā)動(dòng)機(jī)艙的薄壁件，其良好的隔聲性能對(duì)于提高車內(nèi)聲品質(zhì)具有非常大的作用。前圍板的有限元模型如圖2(a)所示，大約由17000個(gè)四邊形單元組成；其精度同樣需要經(jīng)過模態(tài)驗(yàn)證，測(cè)點(diǎn)總數(shù)為30余個(gè)，如圖2(b)所示。隨著頻率升高，前圍板的局部模態(tài)開始起主導(dǎo)作用，這為模態(tài)試驗(yàn)帶來了一定的困難。因此，表2只列舉了前圍板前6階仿真與試驗(yàn)整體模態(tài)對(duì)比結(jié)果。仿真與試驗(yàn)?zāi)B(tài)頻率誤差最大為6.9%，滿足工程要求，可以保證前圍板有限元模型及其用于后續(xù)計(jì)算的精度。

圖2　前圍板有限元模型(a)和模態(tài)試驗(yàn)(b) Fig.2 The finite-element model (a) and modal experiment (b) of the dash panel

階次試驗(yàn)/Hz仿真/Hz誤差/%11616.51.322222.31.432829.55.445255.66.955756.7-0.566362.9-0.5

圖3　內(nèi)燃機(jī)整機(jī)有限元模型 Fig.3 The finite-element model of the internal combustion engine

3機(jī)體結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1多體動(dòng)力學(xué)仿真

為了使機(jī)體的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)結(jié)果與試驗(yàn)相仿，搭建了整機(jī)有限元模型，如圖3所示。整機(jī)模型包括機(jī)體、曲軸系、缸蓋、薄壁件(缸蓋罩、油底殼等)、附件(支架、螺栓等)，并在飛輪端用桿單元模擬變速箱與內(nèi)燃機(jī)的相互與作用，共約43萬個(gè)單元。

動(dòng)力學(xué)仿真在內(nèi)燃機(jī)的標(biāo)定工況下(75kW/3 600r/min)進(jìn)行，約束條件與臺(tái)架試驗(yàn)相同，即機(jī)體兩側(cè)和變速箱側(cè)的支架進(jìn)行位移約束，形成三點(diǎn)固定支撐。機(jī)體受到的激勵(lì)繁多且復(fù)雜，并以三種主要途徑作用在機(jī)體上：①缸內(nèi)燃燒引起的氣體壓力通過缸蓋螺栓傳遞到機(jī)體上；②缸套—活塞作用引起的側(cè)向力通過缸套作用在機(jī)體上；③閥系力直接作用于機(jī)體上(如氣門落座力)或通過軸承作用于機(jī)體上(如軸系旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的力)。

在上述激勵(lì)中，氣體壓力是通過試驗(yàn)測(cè)量得到，即在燃燒室頂端開一個(gè)小孔安裝壓力傳感器。對(duì)于一臺(tái)典型的直列四缸內(nèi)燃機(jī)，其作功沖程按照氣缸順序1-3-4-2進(jìn)行，相鄰兩次作功沖程之間的曲軸轉(zhuǎn)角間隔為180°。如圖4所示為作用在活塞頭部的氣體壓力隨頻率變化的曲線。從圖中可以看到，在600Hz以下頻域，氣體壓力較大，主要影響內(nèi)燃機(jī)的振動(dòng)情況；而在高頻域出現(xiàn)的峰值，對(duì)結(jié)構(gòu)輻射噪聲影響較大。

在氣體力的激勵(lì)下，結(jié)合活塞動(dòng)力學(xué)和閥系動(dòng)力學(xué)可以分別獲得側(cè)向力和閥系力。在上述力的共同作用下，得到機(jī)體等其他零部件表面的振動(dòng)響應(yīng)。

為了驗(yàn)證動(dòng)力學(xué)仿真的準(zhǔn)確性，保證后續(xù)聲學(xué)計(jì)算的可信度，在標(biāo)準(zhǔn)的半消聲室內(nèi)設(shè)計(jì)并執(zhí)行了內(nèi)燃機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)。試驗(yàn)工況與仿真相同，即將轉(zhuǎn)速穩(wěn)定在標(biāo)定工況(75kW/3 600r/min)，在機(jī)體表面隨機(jī)選擇振動(dòng)測(cè)點(diǎn)1和2(非節(jié)點(diǎn)，位置如圖3所示)并采集響應(yīng)結(jié)果。如圖5所示為動(dòng)力學(xué)仿真與臺(tái)架試驗(yàn)獲得的機(jī)體表面振動(dòng)加速度級(jí)對(duì)比結(jié)果。其中，振動(dòng)速度級(jí)的公式定義為：

(4)

式中：Lv表示速度級(jí)；v表示測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)速度；v0表示參考速度，值為5×10-8m/s。

從圖5(a)中可以看出，測(cè)點(diǎn)1的仿真振動(dòng)速度級(jí)的變化趨勢(shì)和幅值，總體上與試驗(yàn)結(jié)果十分接近。在個(gè)別頻率上出現(xiàn)誤差的原因是內(nèi)燃機(jī)受到非常復(fù)雜的激勵(lì)和約束，在保證準(zhǔn)確度的前提下需要對(duì)結(jié)構(gòu)、激勵(lì)和約束實(shí)施一定的簡(jiǎn)化處理，以提升分析效率，故導(dǎo)致了相關(guān)誤差的產(chǎn)生，但是滿足工程需要。測(cè)點(diǎn)2的對(duì)比結(jié)果與測(cè)點(diǎn)1相似，如圖5(b)所示?？傮w而言，在0~3 000Hz頻率范圍內(nèi)，仿真與試驗(yàn)獲得的機(jī)體表面振動(dòng)速度響應(yīng)的趨勢(shì)和幅值是基本吻合的，可以保證了內(nèi)燃機(jī)有限元模型和動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果的精度。

圖4 缸內(nèi)燃燒產(chǎn)生的氣體力Fig.4In-cylindercombustioninducedgaspressure圖5 動(dòng)力學(xué)仿真與臺(tái)架試驗(yàn)獲取的機(jī)體表面振動(dòng)速度級(jí)對(duì)比Fig.5Thedynamicsimulatedandbench-testedblocksurfacevibrationvelocitylevelcomparison

3.2機(jī)體聲學(xué)仿真與優(yōu)化

當(dāng)通過柔性多體動(dòng)力學(xué)獲得結(jié)構(gòu)表面的垂向振動(dòng)響應(yīng)后，結(jié)合邊界元理論即可得到結(jié)構(gòu)的輻射噪聲。對(duì)于內(nèi)燃機(jī)機(jī)體而言，其輻射聲能主要集中在1 000~3 000Hz[10]，因此，采用動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果和邊界元理論計(jì)算得到機(jī)體的輻射聲功能級(jí)LW，如圖6所示。在標(biāo)定工況下，機(jī)體結(jié)構(gòu)輻射聲功率級(jí)的仿真結(jié)果顯示，在1 550~1 900Hz和2 350~2 800Hz頻段內(nèi)，曲線具有較大的幅值。比如，在1 977Hz和2 500Hz處，機(jī)體結(jié)構(gòu)輻射聲功率分別為68.2dB(A)和70.8dB(A)。

機(jī)體的結(jié)構(gòu)優(yōu)化需要滿足以下前提條件：①除振動(dòng)噪聲特性以外的其他性能(如燃油經(jīng)濟(jì)性、動(dòng)力性等)不能受到負(fù)面的影響；②優(yōu)化模型不存在加工工藝、結(jié)構(gòu)連接、組裝等問題。

優(yōu)化方案的核心思想是提升機(jī)體的剛度，從而分離整體模態(tài)頻率和激勵(lì)峰值頻率。該優(yōu)化思想已經(jīng)被多位學(xué)者證明其有效性：YUAN等[11]采用遺傳算法研究了一個(gè)復(fù)合圓柱結(jié)構(gòu)的最小內(nèi)部聲壓，并基于聲傳遞向量法建立了結(jié)構(gòu)表面振動(dòng)速度與觀察點(diǎn)聲學(xué)響應(yīng)的對(duì)應(yīng)關(guān)系，最后通過提升圓柱的彎曲剛度降低了低頻域的噪聲；CHOY等[12]研究了板式消聲器的降噪性能，通過提升剛度不僅實(shí)現(xiàn)了結(jié)構(gòu)輕量化，還提升了消聲性能。

圖6　機(jī)體優(yōu)化前后的結(jié)構(gòu)輻射聲功率級(jí)對(duì)比 Fig.6 Structural radiated acoustic power level comparison before and after the block optimization

對(duì)于任一種優(yōu)化方案，上述計(jì)算流程需要重新執(zhí)行，觀察是否能獲得理想的頻率分離效果。若某一方案使機(jī)體的輻射聲功率級(jí)峰值得到了下降，則它可以作為參考方案繼續(xù)下一輪的優(yōu)化。經(jīng)過這樣的優(yōu)化流程后，通過對(duì)比不同方案的性能，得到機(jī)體主推力側(cè)、副推力側(cè)和飛輪側(cè)的最優(yōu)方案如圖7所示(圖中深色處為結(jié)構(gòu)優(yōu)化區(qū)域)。加強(qiáng)筋在提升機(jī)體剛度的同時(shí)，還可以為振動(dòng)能量的傳遞提供合理的導(dǎo)向，避免局部響應(yīng)集中或整體響應(yīng)過大的不利現(xiàn)象，最終降低結(jié)構(gòu)輻射噪聲。

圖7　機(jī)體聲學(xué)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案 Fig.7 Acoustic optimal design scheme of the block

優(yōu)化前和優(yōu)化后機(jī)體的輻射聲功率級(jí)對(duì)比結(jié)果如圖6所示?？傮w上，機(jī)體的輻射聲功率級(jí)曲線在優(yōu)化后有了整體的下降。比如，在1977Hz和2 500Hz處，聲功率級(jí)由原機(jī)的68.2dB(A)和70.8dB(A)分別降低至66.3dB(A)和68.5dB(A)，下降幅度為1.9dB(A)和2.3dB(A)。

4內(nèi)燃機(jī)與車內(nèi)噪聲耦合仿真

圖8　內(nèi)燃機(jī)與前圍板聲學(xué)耦合仿真模型 Fig.8 Acoustic coupled simulation model of the internal combustion engine and the dash panel

上文已經(jīng)驗(yàn)證了內(nèi)燃機(jī)和前圍板有限元模型的精度，并且提出了機(jī)體結(jié)構(gòu)輻射噪聲的優(yōu)化方案。為了評(píng)價(jià)機(jī)體結(jié)構(gòu)優(yōu)化對(duì)于內(nèi)燃機(jī)-車內(nèi)噪聲傳遞路徑的影響，搭建了兩者的聲學(xué)耦合模型，如圖8所示。從圖中可以看到，已知內(nèi)燃機(jī)的垂向振動(dòng)速度，則結(jié)合公式(3)可以求得內(nèi)燃機(jī)表面的輻射噪聲并將其作為前圍板入射側(cè)的聲學(xué)激勵(lì)(圖9)，再與前圍板的約束模態(tài)產(chǎn)生耦合，得到內(nèi)燃機(jī)聲激勵(lì)傳遞到車內(nèi)的透射聲功率。需要說明的是，耦合模型的聲學(xué)介質(zhì)均為空氣(聲速為340m/s，密度為1.225kg/m3)，并且為了模擬發(fā)動(dòng)機(jī)艙內(nèi)的近似混響效應(yīng)，將除前圍板入射側(cè)以外的其他面定義為剛性面。機(jī)體結(jié)構(gòu)優(yōu)化前后的內(nèi)燃機(jī)輻射噪聲與前圍板耦合后傳遞到車內(nèi)的聲功率級(jí)對(duì)比結(jié)果如圖10所示。

圖9　機(jī)體優(yōu)化前后的內(nèi)燃機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲 Fig.9 Structural radiated noise ofthe engine before and after the block optimization

圖10　優(yōu)化前后的內(nèi)燃機(jī)輻射噪聲經(jīng) 前圍板傳遞到車內(nèi)的聲功率級(jí)對(duì)比 Fig.10 Interior acoustic power level comparison from acoustic transmission from the engine radiated noise before and after the optimal design through the dash panel

從圖9和圖10可以看到，機(jī)體結(jié)構(gòu)優(yōu)化不僅降低了內(nèi)燃機(jī)的輻射噪聲，還減小了車內(nèi)的聲學(xué)響應(yīng)。比如，車內(nèi)噪聲在2500Hz處下降了2dB(A)左右。

5結(jié)論

本次研究完成了某四缸內(nèi)燃機(jī)輻射噪聲和車內(nèi)噪聲的耦合仿真、試驗(yàn)和優(yōu)化研究，相關(guān)創(chuàng)新點(diǎn)和結(jié)論總結(jié)如下：

(1)研究了內(nèi)燃機(jī)噪聲經(jīng)過前圍板到達(dá)車內(nèi)的聲傳遞路徑，評(píng)價(jià)了內(nèi)燃機(jī)噪聲優(yōu)化與車內(nèi)噪聲變化的對(duì)應(yīng)關(guān)系，該項(xiàng)工作目前在國(guó)內(nèi)外技術(shù)文獻(xiàn)中尚未報(bào)告；文中雖然將聲學(xué)包裝、車體模型等實(shí)施了簡(jiǎn)化處理，但研究思想可以為內(nèi)燃機(jī)-車內(nèi)噪聲傳遞路徑的分析和優(yōu)化提供技術(shù)參考；

(2)搭建了內(nèi)燃機(jī)和前圍板的有限元模型，并分別通過模態(tài)試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的精度，保證后續(xù)計(jì)算的可靠性；

(3)基于柔性多體動(dòng)力學(xué)理論完成了標(biāo)定工況下(75kW/3 600r/min)的內(nèi)燃機(jī)動(dòng)力學(xué)計(jì)算，得到各零部件的振動(dòng)響應(yīng)。設(shè)計(jì)了相同工況下臺(tái)架試驗(yàn)，在機(jī)體表面隨機(jī)選取兩個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)的仿真與試驗(yàn)結(jié)果顯示兩者在分析頻域內(nèi)的變化趨勢(shì)和幅值均保持較高的一致性，驗(yàn)證了動(dòng)力學(xué)計(jì)算精度；

(4)結(jié)合動(dòng)力學(xué)結(jié)果，計(jì)算了并優(yōu)化了機(jī)體表面的結(jié)構(gòu)輻射噪聲；同時(shí)，整機(jī)噪聲亦有相應(yīng)的改善；

(5)搭建了內(nèi)燃機(jī)與前圍板的聲學(xué)耦合模型，分析了機(jī)體聲學(xué)優(yōu)化對(duì)于內(nèi)燃機(jī)—車內(nèi)噪聲傳遞路徑的影響，得到了滿意的優(yōu)化結(jié)果。

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第一作者馬牛靜男，博士后，1986年9月生