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(zhì)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(guān)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)、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(zhì)點，質(zhì)點的坐標為節(jié)氣門閥體的質(zhì)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(guān)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(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(chǔ)，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(zhuǎn)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(jié)構(gòu)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(jié)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(shè)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(jié)果，圖5列出了兩種狀態(tài)前3階模態(tài)振型的仿真與試驗對比?？梢钥闯觯簝煞N狀態(tài)下，仿真結(jié)果與試驗結(jié)果誤差滿足工程技術(shù)要求，振型基本一致，說明所建立的進氣歧管有限元模型較準確，可以作為后續(xù)分析的基礎(chǔ)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(jié)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(jié)構(gòu)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(zhì)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(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(guān)，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(zhì)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(zhuǎn)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(jié)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(jié)構(gòu)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(cè)、前側(cè)和下側(cè)，選擇進氣歧管上側(cè)、前側(cè)和下側(cè)輻射噪聲的聲壓級作為評價指標。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(jié)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(quán)，得到進氣歧管上側(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(cè)、前側(cè)和上側(cè)的1 m聲壓級。表4為優(yōu)化前后進氣歧管上側(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，達到0.86 dB(A)，上側(cè)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(jié)

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(jié)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。