李玉光，魏鎮(zhèn)，楊鐸，朱宇龍

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某型高壓油泵殼體表面輻射噪聲特性研究

李玉光，魏鎮(zhèn)，楊鐸，朱宇龍

(大連大學(xué)，遼寧大連 116000)

采用有限元與邊界元聯(lián)合求解的方法對高壓油泵殼體表面輻射噪聲特性進(jìn)行研究。利用Pro/E軟件建立了高壓油泵殼體三維模型，利用Abaqus軟件求解其表面振動響應(yīng)，把其結(jié)果作為在Virtual.Lab Acoustics軟件中邊界元求解輻射聲場時的邊界條件，并分析了對整體表面輻射噪聲聲功率貢獻(xiàn)較大的部位，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，表明該方法可行性高，并為后續(xù)高壓油泵結(jié)構(gòu)的改進(jìn)設(shè)計(jì)提供了參考。

高壓油泵；有限元；邊界元；輻射聲場

0 引言

高壓油泵作為發(fā)動機(jī)機(jī)組的一部分，對其表面輻射噪聲特性研究較少。高壓油泵結(jié)構(gòu)振動存在多個振源，如凸輪軸輸入波動、凸輪接觸力激振、柱塞腔壓力變化、軸承載荷沖擊等，并且隨著噴射壓力的增大，噴油系統(tǒng)振動產(chǎn)生的噪聲對整個發(fā)動機(jī)組輻射噪聲的影響權(quán)重越來越大[1]。因此，對其動噪聲研究變得十分重要。通過對高壓油泵殼體表面輻射噪聲特性的分析，確定主要輻射噪聲的部位，進(jìn)而為高壓油泵結(jié)構(gòu)的改進(jìn)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

高壓油泵殼體表面輻射噪聲與表面振動速度成正比關(guān)系。在進(jìn)行高壓油泵殼體表面輻射噪聲特性研究時，需先對其表面振動速度進(jìn)行分析，在得到振動邊界條件后，通過映射把振動邊界條件轉(zhuǎn)移到高壓油泵殼體邊界元聲學(xué)模型的網(wǎng)格上，進(jìn)而計(jì)算出輻射聲場聲壓分布。

1 結(jié)構(gòu)有限元模型的建立

根據(jù)高壓油泵實(shí)際裝配，在Pro/E中建立了油泵上蓋、泵體、兩側(cè)端蓋的殼體組合結(jié)構(gòu)三維模型，并在Abaqus中建立了其有限元模型，對其中的水孔、油孔、螺紋孔及大部分凸臺都進(jìn)行了合理的簡化[2]。左側(cè)法蘭盤處和軸承蓋均采用正八面體單元，其余各處采用四面體單元，整個模型共有150 878個單元、237 550個節(jié)點(diǎn)。高壓油泵殼體的有限元模型如圖1所示。

2 邊界條件的確定

由于輻射聲場的邊界元模型是以結(jié)構(gòu)有限元的振動響應(yīng)結(jié)果作為輸入邊界，因此，首先要對高壓油泵殼體進(jìn)行振動響應(yīng)分析。本文中缸體內(nèi)壁上、曲軸軸承處的瞬態(tài)載荷均由試驗(yàn)測試獲得，在Abaqus中將試驗(yàn)測試得到的載荷數(shù)據(jù)施加在殼體有限元模型相應(yīng)的位置上，并在左側(cè)法蘭盤處施加固定位移約束，設(shè)定時間步長為0.000 032s，分析過程分為720個子步，提交完成高壓油泵殼體在時域內(nèi)的振動響應(yīng)，然后把計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入Virtual.Lab Acoustics中進(jìn)行傅里葉變換，進(jìn)而把時域振動響應(yīng)轉(zhuǎn)化為頻域振動響應(yīng)。圖2為高壓油泵殼體在600 Hz時的表面振動速度分布，圖3為高壓油泵殼體上蓋一點(diǎn)三個方向的振動響應(yīng)曲線。

圖1 高壓油泵殼體有限元模型

圖2 高壓油泵殼體600 Hz時的表面振動速度

由圖2可以看出，高壓油泵殼體在600 Hz時，上蓋的右側(cè)和小端蓋處振動速度比較大，底部局部范圍內(nèi)有較大的振動；左側(cè)法蘭盤處振動速度很小，這是因?yàn)榉ㄌm盤處施加了固定位移約束，限制了法蘭盤端面的6個自由度，所以左側(cè)殼體的振動速度整體較小。

圖3(a)表示節(jié)點(diǎn)在方向的振動速度頻譜圖，圖3(b)表示節(jié)點(diǎn)在方向的振動速度頻譜圖，圖3(c)表示節(jié)點(diǎn)在方向的振動速度頻譜圖。由圖3可以看出，高壓油泵殼體上蓋此節(jié)點(diǎn)處在低頻時主要沿、方向振動，且沿方向的振動速度大于沿方向的振動速度；中、高頻時主要為方向的振動，且振速遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他兩個方向的振速。

圖3 高壓油泵殼體上蓋一點(diǎn)三個方向的振動速度頻譜圖

為了對高壓油泵表面輻射噪聲做更好的分析及評價，對其進(jìn)行了模態(tài)分析。模態(tài)是機(jī)械結(jié)構(gòu)固有的振動特性，每一個模態(tài)具有特定的固有頻率振型[3-4]。在法蘭盤處施加固定位移約束，本文中分析頻率是5 000 Hz，所以提取了前30階固有頻率值，如表1所示。

表1 高壓油泵組合結(jié)構(gòu)的前30階固有頻率值

3 聲學(xué)邊界元模型的建立

采用聲學(xué)邊界元法計(jì)算輻射噪聲時，首先要建立聲學(xué)邊界元模型，包括邊界節(jié)點(diǎn)和單元[5]。為了提高邊界元法的計(jì)算速度和保證結(jié)果的準(zhǔn)確性，模型網(wǎng)格的尺寸一般比較規(guī)范，大小比較接近。在聲學(xué)邊界元計(jì)算中，當(dāng)聲學(xué)網(wǎng)格中最大單元的邊長小于最短波長的1/6時，或者說是小于最高計(jì)算頻率點(diǎn)處波長的1/6，可以得到較高的精度[6-7]，即：

本文對高壓油泵進(jìn)行分析時最高計(jì)算頻率是5 000 Hz，所以最大單元的邊長應(yīng)小于11 mm。本次分析中最大單元邊長取8 mm，劃分完的聲學(xué)邊界元網(wǎng)格由9 230個正四面體單元組成。聲學(xué)邊界元模型如圖4所示。

圖4 高壓油泵殼體聲學(xué)邊界元模型

為了考察高壓油泵表面各部位對總體噪聲的貢獻(xiàn)，根據(jù)表面結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，劃分了11個區(qū)域，分別為油泵上蓋(區(qū)域1)、油泵泵體(區(qū)域2、區(qū)域3、區(qū)域4、區(qū)域5、區(qū)域6、區(qū)域7、區(qū)域8、區(qū)域9)、大端法蘭盤(區(qū)域10)、小端端蓋(區(qū)域11)，如圖5所示。

各個區(qū)域的聲功率代表著高壓油泵表面各個區(qū)域?qū)φw聲功率的貢獻(xiàn)，相當(dāng)于只有該區(qū)域單元振動而其它區(qū)域單元設(shè)為剛體時的聲功率[8]。

4 半自由聲場的建立

結(jié)合工程實(shí)際測試要求，聲場分為全自由聲場和半自由聲場。為了計(jì)算結(jié)果與實(shí)際工程測試具有可比性，根據(jù)GJB4058船舶設(shè)備噪聲、振動測量方法標(biāo)準(zhǔn)，采用圖6中半自由聲場形式[9]。輻射聲場距離高壓油泵的每個側(cè)面都是1 000 mm，模型底部加一個對稱平面來模擬地面，此對稱平面為剛性平面。

圖5 高壓油泵殼體區(qū)域化模型

5 聲學(xué)仿真及結(jié)果分析

在進(jìn)行分析計(jì)算時，由于建立的聲學(xué)邊界元模型與有限元模型結(jié)構(gòu)外表面網(wǎng)格和節(jié)點(diǎn)不是一一對應(yīng)的，所以在把數(shù)據(jù)從有限元結(jié)構(gòu)網(wǎng)格轉(zhuǎn)移到聲學(xué)網(wǎng)格上時需要建立一定的映射關(guān)系，利用插值方法計(jì)算出邊界元模型節(jié)點(diǎn)的振動速度，從而確定邊界條件。目標(biāo)節(jié)點(diǎn)的值由源節(jié)點(diǎn)上的值確定，具體公式如下[10]：

根據(jù)以上映射關(guān)系，把振動速度從結(jié)構(gòu)有限元網(wǎng)格轉(zhuǎn)移到聲學(xué)邊界元網(wǎng)格上后，一般通過求亥姆霍茲積分解的方法來對聲場進(jìn)行計(jì)算，在對亥姆霍茲公式求解時需要一定的邊界條件，主要有以下三種邊界條件[11]：

(1) 給定表面聲壓，即狄利克雷(Dirichlet)邊界條件；

本文中高壓油泵表面輻射噪聲特性研究采用紐曼邊界條件，在得到結(jié)構(gòu)表面法向振動速度后，通過求解亥姆霍茲方程得到輻射聲場中各點(diǎn)的聲壓。高壓油泵殼體表面輻射聲功率級曲線如圖7所示，各峰值頻率下輻射聲場聲壓級云圖如圖8所示。

從圖7中可以看出，峰值頻率是600、2 450、2 650、3 050、3 600、5 000 Hz，確定了對輻射噪聲貢獻(xiàn)較大的頻率，其中在600 Hz時，聲功率級達(dá)到最大值110 dB。

從圖8中可以看出，高壓油泵表面輻射聲場的聲壓級在90～110 dB之間。頻率在600、2 450、2 650 Hz時，輻射噪聲主要集中在上表面，頻率在3 050、3 600、5 000 Hz時，則主要集中在前、后表面。其中頻率600 Hz時聲壓級出現(xiàn)最大值，位于輻射聲場上表面，其最大值是107 dB。

圖7 表面輻射聲功率級曲線

圖8 各個峰值頻率下輻射聲場聲壓級云圖

由圖9中可以看出，高壓油泵殼體在600 Hz時各部分的輻射噪聲功率較大，其中曲軸安裝位置加強(qiáng)板(區(qū)域7)及下側(cè)區(qū)域(區(qū)域8)輻射噪聲功率最大。由表1模態(tài)分析結(jié)果可知，1 000 Hz以下模態(tài)密度較大，600 Hz的模態(tài)密度位于第二階固有頻率541.93 Hz與第三階固有頻率677.64 Hz之間，所以在600 Hz時高壓油泵整體振動的速度級比較大，此外，高壓油泵底部結(jié)構(gòu)比較薄弱，剛度小，所以在低頻時振動較大，從而振動產(chǎn)生的輻射噪聲也大。除此之外，各峰值頻率下，泵體下側(cè)(區(qū)域6、區(qū)域7、區(qū)域8、區(qū)域9)都是主要輻射噪聲部位。

6 試驗(yàn)測試及結(jié)果分析

在高壓油泵樣機(jī)生產(chǎn)出來之后，對其輻射噪聲進(jìn)行了測試。利用Labview軟件和NI9234采集卡搭建聲壓信號測試平臺，對高壓油泵正上方1 m處的測點(diǎn)聲壓進(jìn)行采集測試。高壓油泵試驗(yàn)樣機(jī)如圖10所示。

根據(jù)采樣定理，實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)保證采樣頻率為信號最高頻率的2.56～4倍，在聲學(xué)仿真計(jì)算中的最高分析頻率為5 000 Hz，所以采樣頻率取15 000 Hz，原始聲壓信號如圖11(a)所示。由于試驗(yàn)測試不是在消聲室中進(jìn)行的，所以反射聲波造成的低頻轟鳴噪聲比較嚴(yán)重，為了消除低頻信號的干擾，要先濾去原始信號中的直流分量，然后對信號進(jìn)行高頻濾波，保留400 Hz以上的聲壓信號。試驗(yàn)測點(diǎn)400 Hz以上的聲壓幅值頻譜如圖12所示，仿真測點(diǎn)聲壓幅值頻譜圖如圖13所示。

圖10 高壓油泵試驗(yàn)樣機(jī)

圖11 原始信號(a)和濾去直流分量后的信號(b)

由圖12可知，試驗(yàn)測點(diǎn)的頻率在714、2 380、3 571 Hz時出現(xiàn)峰值，且在714 Hz時聲壓幅值最大值為4.2 Pa；由圖13可知，仿真測點(diǎn)的頻率在600、2 450、2 650、3 600 Hz時出現(xiàn)峰值，且在600 Hz時聲壓幅值最大值為5.85 Pa。由此可以看出，試驗(yàn)測試和仿真計(jì)算的峰值頻率比較接近，但試驗(yàn)測試的聲壓幅值比仿真計(jì)算的聲壓幅值小，這是因?yàn)樵谔幚頂?shù)據(jù)前期濾去了直流分量造成的。另外由圖12和13可以看出，試驗(yàn)測點(diǎn)聲壓幅值頻譜圖中的峰值頻率附近頻帶較寬，這是由于試驗(yàn)房間四周墻壁會產(chǎn)生聲波反射，進(jìn)而形成混響場所造成。

圖12 試驗(yàn)測點(diǎn)400 Hz以上聲壓幅值頻譜圖

圖13 仿真測點(diǎn)聲壓幅值頻譜圖

7 結(jié)論

(1) 采用有限元和邊界元方法對高壓油泵表面的輻射噪聲特性進(jìn)行了分析。通過表面輻射聲功率級曲線，得到了對整體輻射噪聲貢獻(xiàn)較大的頻率，其中600 Hz時輻射噪聲最大。

(2) 通過輻射聲場的聲壓云圖，分析了聲場的聲壓分布特性，并結(jié)合峰值頻率下各區(qū)域的輻射聲功率，確定出泵體下側(cè)即曲軸安裝位置處是主要的輻射噪聲部位，其加強(qiáng)板及加強(qiáng)板下側(cè)最為嚴(yán)重，為后續(xù)結(jié)構(gòu)的改進(jìn)設(shè)計(jì)提供了參考。

(3) 試驗(yàn)測取了高壓油泵正上方測點(diǎn)的聲壓信號，并與仿真計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對比，吻合較好，證明了高壓油泵殼體計(jì)算模型的正確性。

[1] 鄭大遠(yuǎn). 柴油機(jī)噴油系統(tǒng)振動與噪聲仿真研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué), 2013.

ZHENG Dayuan. Simulation of vibration and noise of diesel engine injection system[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2013.

[2] 王鑫, 季振林. 柴油機(jī)輻射噪聲預(yù)測及控制技術(shù)研究[J]. 噪聲與振動控制, 2008, 28(2): 87-91.

WANG Xin, JI Zhenlin. Research on prediction and control technology of diesel engine radiated noise[J]. Noise and vibration control, 2008, 28(2): 87-91.

[3] 呂端, 曾東建, 于曉洋, 等. 基于ANSYS Workbench的V8發(fā)動機(jī)曲軸有限元模態(tài)分析[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造, 2012(8): 11-13.

LU Duan, ZENG Dongjian, YU Xiaoyang, et al. Finite element modal analysis of V8 engine crankshaft based on ANSYS Workbench[J]. Mechanical Design and Manufacture, 2012(8): 11-13.

[4] 蔣冬清, 李三燕. 基于有限元法的車身振動與噪聲特性研究[J]. 中國測試, 2016, 42(8): 141-144.

JIANG Dongqing, LI Sanyan. Research on vibration and noise characteristics of automobile body based on finite element method [J]. China Test, 2016, 42(8): 141-144.

[5] 陳福忠, 項(xiàng)昌樂, 劉輝. 流固耦合作用下變速箱體噪聲輻射特性研究[J]. 噪聲與振動控制, 2010, 30(4): 6-9.

CHEN Fuzhong, XIANG Changle, LIU Hui. Study on noise radiation characteristics of gearbox under fluid-solid coupling[J]. Noise and Vibration Control, 2010, 30(4): 6-9.

[6] GUO J, CAO Y P, ZHANG W P, et al.Analysis of engine vibration and noise induced by a valve train element combined with the dynamic behaviors[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2015, 138(9): 1-11.

[7] 楊誠, 周科, 陳旭. 發(fā)動機(jī)殼體輻射噪聲預(yù)測[J]. 江蘇大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2010, 31(4): 393-396.

YANG Cheng, ZHOU Ke, CHEN Xu. Radiated noise prediction of engine case[J]. Journal of Jiangsu University (Natural Science Edition), 2010, 31(4): 393-396.

[8] 方華, 王天靈, 李盛成, 等.柴油機(jī)油底殼輻射聲場的仿真研究[J]. 噪聲與振動控制, 2007, 27(5): 115-118.

FANG Hua, WANG Tianling, LI Shengcheng, et al. Simulation of sound field radiated from diesel oil pan[J]. Noise and Vibration Control, 2007, 27(5): 115-118.

[9] 國防科學(xué)技術(shù)工業(yè)委員會. GJB 4058-2000 艦船設(shè)備噪聲、振動測量方法[S]. 北京: 國防科工委軍標(biāo)出版發(fā)行部, 2000.

[10] 詹福良, 徐俊偉. Virtual.Lab Acoustics聲學(xué)仿真計(jì)算從入門到精通[M]. 西安: 西北工業(yè)大學(xué)出版社, 2013.

ZHAN Fuliang, XU Junwei. Acoustic simulation from introduction to proficiency[M]. Xi'an: Northwest Polytechnic University Press, 2013.

[11] 馮仁華. 發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲數(shù)值仿真及優(yōu)化設(shè)計(jì)研究[D]. 長沙: 湖南大學(xué), 2014.

FENG Renhua. Research on numerical simulation and optimization design of radiated noise from engine structure[D]. Changsha: Hunan University, 2014.

Research on the radiation noise characteristics of high pressure oil pump housing

LI Yu-guang, WEI Zhen, YANG Duo, ZHU Yu-long

(Dalian University, Dalian 116000, Liaoning, China)

In this paper, the finite element method (FEM) and boundary element method (BEM) are used to study the noise characteristics radiated by high pressure oil pump housing. The Pro/E software is used to establish the 3D model of the high pressure oil pump housing, and the vibration response of the surface of high pressure oil pump housing is derived by using Abaqus software. The results of vibration response are used as the boundary conditions in using the BEM of Virtual.Lab Acoustics software to solve the radiated sound field, and the main contribution regions to the overall radiation noise of high pressure oil pump housing are analyzed. The calculation result is in good agreement with the experimental one, which indicates that this method is feasible and can provide a reference for improving the subsequent structure design of high pressure oil pump.

high pressure oil pump; finite element; boundary element; radiation noise

TH3;642 2.8

A

1000-3630(2019)-01-0077-06

10.16300/j.cnki.1000-3630.2019.01.013

2018-03-20;

2018-04-29

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51275061)

李玉光(1963－), 男, 遼寧大連人, 教授, 研究方向?yàn)闄C(jī)械設(shè)計(jì)。

魏鎮(zhèn), E-mail: 2550968325@qq.com