汽油發(fā)動機(jī)進(jìn)氣歧管NVH性能分析及優(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(tuán)股份有限公司汽車工程研究院，廣東廣州 511434)

0 引言

塑料進(jìn)氣歧管可比鋁進(jìn)氣歧管質(zhì)量減輕50%以上,發(fā)動機(jī)動力性得到5%～10%的提升,經(jīng)濟(jì)性和排放性也有相當(dāng)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(guān)研究學(xué)者對進(jìn)氣歧管的研究大部分僅限于流體動力學(xué)分析，而對塑料進(jìn)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(jī)項(xiàng)目為例，從模態(tài)、頻響及輻射噪聲3個方面進(jìn)行仿真分析，提出結(jié)構(gòu)優(yōu)化建議，并通過模態(tài)試驗(yàn)驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性。

1 進(jìn)氣歧管有限元分析建模

1.1 進(jìn)氣歧管模型簡化處理及邊界條件

進(jìn)氣歧管系統(tǒng)主要由進(jìn)氣歧管燃油蒸汽管接頭、曲軸箱通風(fēng)結(jié)構(gòu)、節(jié)氣門閥體、進(jìn)氣歧管上片、進(jìn)氣歧管下片組成。進(jìn)氣歧管上、下片實(shí)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(diǎn)進(jìn)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(jìn)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(zhì)點(diǎn)，質(zhì)點(diǎn)的坐標(biāo)為節(jié)氣門閥體的質(zhì)心坐標(biāo)。實(shí)際工況中，進(jìn)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(jìn)行模擬。

表1 進(jìn)氣歧管有限元模型材料屬性

1.2 進(jìn)氣歧管模型網(wǎng)格劃分

進(jìn)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(guān)系到后期計(jì)算是否收斂。所以，本文作者采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行離散，共得到網(wǎng)格數(shù)量214 316，節(jié)點(diǎn)數(shù)400 679，有限元模型如圖1所示。

圖1 進(jìn)氣歧管有限元模型

2 進(jìn)氣歧管模態(tài)優(yōu)化分析及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)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(zhì)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(dāng)系數(shù)行列式等于零時，即：

(K-ω2M)=0

(4)

通過計(jì)算可以得到其特征值，其大小次序?yàn)?/p>

(5)

2.2 進(jìn)氣歧管模態(tài)仿真分析

進(jìn)氣歧管模態(tài)分析作為NVH分析的基礎(chǔ)，應(yīng)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(jìn)行前處理，并將.bdf文件導(dǎo)入Nastran進(jìn)行計(jì)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(jìn)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(qiáng)筋處的局部彎曲。進(jìn)氣歧管第一階約束模態(tài)為128 Hz，與發(fā)動機(jī)在3 840 r/min轉(zhuǎn)速對應(yīng)的激勵頻率容易發(fā)生共振，很有可能產(chǎn)生嚴(yán)重的噪聲輻射，甚至發(fā)生失效，所以需要優(yōu)化。

表2 進(jìn)氣歧管前3階約束模態(tài)頻率 Hz

由于進(jìn)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(jìn)氣歧管表面筋結(jié)構(gòu)由橫豎筋改成蜂窩狀。

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

2.3 進(jìn)氣歧管模態(tài)優(yōu)化分析

優(yōu)化進(jìn)氣歧管后，重新搭建有限元模型，仿真結(jié)果顯示優(yōu)化后進(jìn)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(jìn)氣歧管第一階固有振型如圖3所示。

圖3 進(jìn)氣歧管第一階模態(tài)振型(優(yōu)化后)

2.4 進(jìn)氣歧管模態(tài)試驗(yàn)分析

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

圖4 進(jìn)氣歧管模態(tài)試驗(yàn)

表3為整機(jī)狀態(tài)下的前3階自由模態(tài)的仿真值與試驗(yàn)值對比結(jié)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(yàn)對比?？梢钥闯觯簝煞N狀態(tài)下，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差滿足工程技術(shù)要求，振型基本一致，說明所建立的進(jìn)氣歧管有限元模型較準(zhǔn)確，可以作為后續(xù)分析的基礎(chǔ)模型。

表3 進(jìn)氣歧管模態(tài)對比

圖5 進(jìn)氣歧管模型振型

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

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

3.1 IPI動剛度理論

源點(diǎn)加速度導(dǎo)納[8]

(6)

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

計(jì)算得到IPI曲線所包圍的面積，則有：

(7)

得到該接附點(diǎn)的動剛度：

(8)

通過與動剛度目標(biāo)值比較來評價各接附點(diǎn)的動剛度水平。

3.2 進(jìn)氣歧管IPI動剛度分析

實(shí)際分析中，需要將測點(diǎn)選在平面度較大的薄弱位置。進(jìn)氣歧管測點(diǎn)布置圖如圖6、圖7所示。

圖6 進(jìn)氣歧管頻響分析上片測點(diǎn)

圖7 進(jìn)氣歧管頻響分析下片測點(diǎn)

各測點(diǎn)動剛度計(jì)算結(jié)果如圖8所示。

圖8 進(jìn)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(diǎn)6、9、15、18的動剛度較差；下片測點(diǎn)7、15、16、17、18的動剛度均較差。所以這些點(diǎn)是動剛度優(yōu)化的主要針對對象。

3.3 進(jìn)氣歧管IPI動剛度優(yōu)化分析

增加壁厚及采用蜂窩筋狀結(jié)構(gòu)對提高進(jìn)氣歧管IPI動剛度效果較明顯，通過優(yōu)化后，進(jìn)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(diǎn)。從圖8中可以看出：優(yōu)化后進(jìn)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(diǎn)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(diǎn)IPI動剛度有不同程度提高，特別是點(diǎn)15～18，提高較大，對減少該處輻射噪聲有明顯效果。

4 進(jìn)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(zhì)被認(rèn)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(zhì)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(zhuǎn)變成積分方程，可以得到Helmholts積分方程：

(11)

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

(12)

通過聯(lián)立方程組即可得到聲場中任何一點(diǎn)的速度勢函數(shù)值，所以在已知質(zhì)點(diǎn)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(diǎn)的速度勢函數(shù)值。

4.2 進(jìn)氣歧管輻射噪聲仿真計(jì)算

發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速在5 500 r/min時，計(jì)算頻率為50～3 000 Hz，并將測量進(jìn)氣歧管與缸蓋連接的螺栓點(diǎn)位置的加速度作為激勵，通過LMS Virtual.Lab中的ATV分析得到進(jìn)氣歧管輻射噪聲分布，其模型如圖9所示。其中，圖10為實(shí)驗(yàn)測得進(jìn)氣歧管與缸蓋連接螺栓點(diǎn)的加速度結(jié)果。

本文作者采用 LMS Virtual.Lab軟件計(jì)算了50～3 000 Hz頻段內(nèi)進(jìn)氣歧管的結(jié)構(gòu)輻射噪聲，計(jì)算頻率步長10 Hz。考慮到進(jìn)氣歧管主要輻射面為上側(cè)、前側(cè)和下側(cè)，選擇進(jìn)氣歧管上側(cè)、前側(cè)和下側(cè)輻射噪聲的聲壓級作為評價指標(biāo)。原狀態(tài)進(jìn)氣歧管1 m聲壓級如圖11所示。

圖9 進(jìn)氣歧管輻射噪聲計(jì)算模型

圖10 進(jìn)氣歧管與缸蓋連接螺栓點(diǎn)加速度

圖11 原狀態(tài)進(jìn)氣歧管1 m聲壓級

從仿真結(jié)果可以看出：進(jìn)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(quán)，得到進(jìn)氣歧管上側(cè)、前側(cè)和下側(cè)的聲壓級分別為87.69、88.23、83.16 dB，其主要輻射面為上側(cè)和下側(cè)。

4.3 進(jìn)氣歧管輻射噪聲優(yōu)化分析

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

表4 進(jìn)氣歧管優(yōu)化前后輻射噪聲對比 dB(A)

5 總結(jié)

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

(1)通過模態(tài)優(yōu)化，進(jìn)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(jìn)氣歧管動剛度薄弱位置，并通過優(yōu)化，使得大部分點(diǎn)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(jìn)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(jī)零部件的薄弱位置，并對其進(jìn)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。