王奇文，郝志勇，李一民，王連生

(浙江大學(xué)能源工程學(xué)系，杭州 310027)

前言

發(fā)動(dòng)機(jī)油底殼的輻射噪聲可占發(fā)動(dòng)機(jī)總噪聲的15% ～22%[1]。因此，降低油底殼的輻射噪聲對(duì)降低發(fā)動(dòng)機(jī)整體噪聲有著重要的意義。

隨著科技的發(fā)展，基于FEM/BEM的發(fā)動(dòng)機(jī)輻射噪聲預(yù)測(cè)方法已在發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)中得到廣泛的應(yīng)用[2]，縮短了產(chǎn)品的設(shè)計(jì)周期。本文中通過這種預(yù)測(cè)方法對(duì)油底殼的多種改進(jìn)設(shè)計(jì)方法進(jìn)行對(duì)比研究，為油底殼的減振降噪工作提供參考。

1 油底殼NVH特性的預(yù)測(cè)和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 固有模態(tài)分析

在無外界激勵(lì)力的條件下，系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)方程可表示為

式中:[M]為慣量矩陣;}為加速度列陣;[K]為剛度矩陣;{δ}為位移列陣。

可將該微分方程轉(zhuǎn)化為廣義特征值問題，即

式中:ω為系統(tǒng)的固有頻率;{A}為廣義特征向量。

引入 [D]=[K]－1[M]=[a][M]

式中:[a]=[K]－1為系統(tǒng)的柔度矩陣;[D]為系統(tǒng)的動(dòng)力矩陣，它綜合[K]和[M]的影響，反映該系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。

根據(jù)上述理論運(yùn)用有限元軟件可計(jì)算得出油底殼的固有模態(tài)頻率。油底殼材料參數(shù)如表1所示。

表1 油底殼材料參數(shù)

1.2 頻率響應(yīng)分析

油底殼有限元模型采用四邊形殼單元，共有13 274個(gè)節(jié)點(diǎn)，13 154個(gè)單元。在油底殼的頻率響應(yīng)分析過程中，要盡可能準(zhǔn)確地設(shè)定約束條件和施加載荷，以求仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)相吻合。本文中所施加的加速度由多體動(dòng)力學(xué)軟件直接計(jì)算得到，頻率范圍為0～3kHz。由于提取的載荷信號(hào)已經(jīng)通過約束傳到油底殼翻邊上，故在頻響分析軟件中施加載荷時(shí)，不對(duì)其翻邊進(jìn)行自由度的約束，只在對(duì)應(yīng)的螺栓孔處施加相應(yīng)的載荷。在每個(gè)螺栓孔處創(chuàng)建一個(gè)REB2，對(duì)應(yīng)的加速度載荷就施加在相應(yīng)的REB2上，并且加速度的方向一一對(duì)應(yīng)。油底殼的載荷邊界條件布置如圖1所示。

1.3 聲學(xué)邊界元仿真預(yù)測(cè)與實(shí)驗(yàn)

在油底殼頻率響應(yīng)計(jì)算的基礎(chǔ)上，運(yùn)用基于邊界元法的聲學(xué)軟件將計(jì)算出的振動(dòng)速度投射到相應(yīng)的聲學(xué)網(wǎng)格上，根據(jù)其傳遞關(guān)系得到模型的聲壓和聲功率等評(píng)價(jià)指標(biāo)。薄壁件的輻射噪聲和表面振動(dòng)速度之間的關(guān)系為

式中:ρ0為材料密度;c為聲速;σ為輻射效率;S為表面積;＜＞為振動(dòng)速度的平方對(duì)時(shí)間和振動(dòng)表面的平均值[4]。

在發(fā)動(dòng)機(jī)標(biāo)定工況下測(cè)得油底殼表面24個(gè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度，計(jì)算出輻射噪聲的聲功率級(jí)，其中測(cè)點(diǎn)的數(shù)量和位置應(yīng)能反映結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性，通過處理后得出其相應(yīng)的振動(dòng)速度并按式(4)計(jì)算出輻射噪聲聲功率級(jí)的實(shí)驗(yàn)值。

1.4 仿真預(yù)測(cè)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證

上述預(yù)測(cè)輻射噪聲的流程包括固有模態(tài)計(jì)算、頻率響應(yīng)分析和聲學(xué)的預(yù)測(cè)計(jì)算，對(duì)以后的改進(jìn)設(shè)計(jì)有著重要的影響，并且還要按照這一流程對(duì)改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行頻響和聲學(xué)的評(píng)價(jià)，因此必須驗(yàn)證此流程中每個(gè)步驟的正確性。

表2和圖2是實(shí)驗(yàn)和計(jì)算的模態(tài)頻率和相應(yīng)振型的對(duì)比，從表中可以看出，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和計(jì)算結(jié)果頻率值和振型都較為一致，頻率值最大誤差為5.8%，在可接受范圍之內(nèi)。

表2 實(shí)驗(yàn)?zāi)B(tài)與計(jì)算模態(tài)結(jié)果對(duì)比

為了驗(yàn)證頻率響應(yīng)仿真的正確性，在發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架試驗(yàn)臺(tái)上測(cè)取油底殼表面24個(gè)特征點(diǎn)的表面振動(dòng)加速度，部分點(diǎn)的布局見圖3。選取74點(diǎn)和93點(diǎn)取其數(shù)量級(jí)，將其和仿真得到的振動(dòng)加速度級(jí)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖4和圖5所示。

由圖可見:振動(dòng)加速度的仿真值和實(shí)驗(yàn)值雖然在峰值處有些出入，但總體趨勢(shì)比較吻合，在可接受的范圍之內(nèi)。根據(jù)在油底殼上布置的24個(gè)測(cè)點(diǎn)的

實(shí)驗(yàn)振動(dòng)速度計(jì)算出的輻射噪聲聲功率級(jí)為101.39dB(A)，與仿真值98.39dB(A)相差3dB(A)，在可接受的范圍內(nèi)。通過模態(tài)、頻率響應(yīng)和聲功率級(jí)的試驗(yàn)與仿真對(duì)比說明了仿真預(yù)測(cè)方法是正確的，可運(yùn)用這一方法對(duì)油底殼進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)。

2 油底殼低噪聲改進(jìn)設(shè)計(jì)方法

2.1 形貌優(yōu)化加筋法

噪聲和振動(dòng)速度有關(guān)，要降低振動(dòng)速度則應(yīng)提高結(jié)構(gòu)的剛度，剛度越大，在同樣的激振力作用下，產(chǎn)生的振幅越小，噪聲越低。

多自由度線性系統(tǒng)的動(dòng)剛度為

式中:[Kd]為系統(tǒng)動(dòng)剛度矩陣;[K]為靜剛度矩陣;ω1為圓頻率;[m]為質(zhì)量矩陣;[c]為阻尼矩陣。

式(5)表明[5]:提高系統(tǒng)的靜剛度是提高系統(tǒng)動(dòng)剛度的一種方法。要提高系統(tǒng)的靜剛度，通常采用局部加筋的方法來實(shí)現(xiàn)。

形貌優(yōu)化方法是一種面向薄壁結(jié)構(gòu)和鈑金件的概念設(shè)計(jì)方法，它可在板型結(jié)構(gòu)中快速確定加強(qiáng)筋的最佳布局，在減輕結(jié)構(gòu)質(zhì)量的同時(shí)滿足強(qiáng)度和頻率等要求[6]。

形貌優(yōu)化是對(duì)結(jié)構(gòu)的某個(gè)目標(biāo)函數(shù)，如頻率、質(zhì)量和體積等最優(yōu)化的求解。由于要提高結(jié)構(gòu)剛度，因此文中選擇固有模態(tài)頻率為優(yōu)化目標(biāo)函數(shù)。首先選擇優(yōu)化固有模態(tài)階次。圖6為油底殼改進(jìn)前聲功率曲線，由圖可見:在200、300、450和750Hz等頻率附近存在峰值。根據(jù)振動(dòng)和噪聲的關(guān)系:法向振動(dòng)速度較大的部位對(duì)噪聲的貢獻(xiàn)也比較大。因此要找出在這些頻段附近與法向振動(dòng)速度云圖相類似的模態(tài)。圖7～圖9分別為300、450和750Hz處振動(dòng)速度云圖及附近模態(tài)。

由圖可見:300Hz附近的峰值對(duì)應(yīng)295Hz處的模態(tài)，450Hz附近的峰值對(duì)應(yīng)452Hz處的模態(tài)，750Hz附近的峰值對(duì)應(yīng)798Hz處的模態(tài)，而200Hz附近的峰值，對(duì)應(yīng)的是結(jié)構(gòu)的第1階模態(tài)。因此，針對(duì)以上這幾階模態(tài)進(jìn)行形貌優(yōu)化。雖然形貌優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)只能設(shè)置一個(gè)，但把其他的目標(biāo)作為約束條件，同樣可起到相應(yīng)的作用。把第1階模態(tài)最大化設(shè)為目標(biāo)函數(shù)，另外幾階模態(tài)頻率設(shè)為約束條件進(jìn)行優(yōu)化。定義翻邊以外的側(cè)面和底面部分為設(shè)計(jì)區(qū)域，最小筋寬設(shè)為15mm，起筋角度60°，最大起筋高度8mm，并且設(shè)定筋的分布相對(duì)于結(jié)構(gòu)中間面對(duì)稱。

經(jīng)過優(yōu)化后，油底殼形狀極不規(guī)則，如圖10所示，考慮工藝性的要求，參照?qǐng)D10進(jìn)行改進(jìn)，得到的油底殼模型如圖11所示。

將改進(jìn)后的油底殼模型，按照前述的步驟進(jìn)行頻率響應(yīng)分析和聲學(xué)仿真分析，圖12為仿真得到的聲功率級(jí)曲線與原油底殼聲功率仿真曲線對(duì)比圖。由圖可見:改進(jìn)后噪聲在低頻段有明顯降低;在中高頻段，有一定的效果，但不明顯;總的聲功率級(jí)由原來的98.39降到了95.98dB(A)，降低2.41dB(A)。

2.2 采用復(fù)合阻尼鋼板法

本文中選用的復(fù)合阻尼鋼板由兩層鋼板中間夾有一層高分子材料組成。兩邊的鋼板保證了其金屬特性，中間的高分子材料保證了其阻尼特性。它對(duì)共振峰值的抑制、固體傳聲的降低和振動(dòng)表面輻射噪聲的衰減都有明顯的效果。當(dāng)阻尼鋼板振動(dòng)時(shí)，中間的高分子阻尼材料會(huì)產(chǎn)生相對(duì)于鋼板層的位移滑動(dòng)現(xiàn)象，并在外力消失后，由于其黏性特性，要滯后一段時(shí)間才恢復(fù)。這樣，就把振動(dòng)的機(jī)械能和聲能轉(zhuǎn)化為熱能消耗掉，從而達(dá)到降低噪聲的目的。結(jié)構(gòu)耗散能量的能力即為阻尼[7]。

材料的結(jié)構(gòu)阻尼與對(duì)數(shù)衰減率的關(guān)系為

式中:δ為對(duì)數(shù)衰減率;β為結(jié)構(gòu)阻尼。δ一般取0.3～0.8，故 β一般取0.1～0.25，本文中取0.15。

對(duì)采用復(fù)合阻尼鋼板(厚度為1.5mm)的油底殼進(jìn)行聲學(xué)仿真預(yù)測(cè)，結(jié)果如圖13所示。由圖可見:采用阻尼性能突出的復(fù)合阻尼鋼板后，在整個(gè)頻段都達(dá)到了很好的降噪作用，總聲功率級(jí)由原來的98.39降到了93.57dB(A)，降低4.82dB(A)。

2.3 結(jié)構(gòu)改進(jìn)加復(fù)合阻尼鋼板的組合法

將局部加筋的模型也采用復(fù)合阻尼鋼板材料，并進(jìn)行頻率響應(yīng)和聲學(xué)仿真分析。圖14為組合法與改進(jìn)前的聲功率曲線對(duì)比，圖15為組合法和復(fù)合阻尼鋼板法聲功率級(jí)曲線對(duì)比。

從圖15可以看出，輻射聲功率由98.39降到了93.34dB(A)，比改進(jìn)前降低5.05dB(A)，但相對(duì)于復(fù)合鋼板法來說卻只降低了0.23dB(A)。

3 結(jié)論

(1)實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比表明，仿真預(yù)測(cè)方法正確，對(duì)改進(jìn)后模型的仿真預(yù)測(cè)可行。

(2)通過形貌優(yōu)化的方法得到合理的加強(qiáng)筋布局，使總聲功率級(jí)降低了2.41dB(A)，主要對(duì)低頻段的噪聲峰值起到很好的抑制作用。

(3)利用復(fù)合阻尼鋼板自身的阻尼作用可起到減振降噪的作用，對(duì)中高頻段都有很好的抑制作用，可使總聲功率級(jí)降低4.82dB(A)。

(4)加筋對(duì)復(fù)合鋼板降噪效果不大，相對(duì)于未加筋的復(fù)合鋼板只降低0.23dB(A)。

[1]韓松濤．內(nèi)燃機(jī)的振動(dòng)噪聲控制及現(xiàn)代設(shè)計(jì)方法學(xué)研究[D]．天津:天津大學(xué)，2002．

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[4]賈維新，郝志勇．發(fā)動(dòng)機(jī)油底殼輻射噪聲預(yù)測(cè)方法研究[J]．內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2005，23(3):269 －273．

[5]高琦．柴油機(jī)覆蓋件模態(tài)分析及其優(yōu)化[D]．長(zhǎng)春:吉林大學(xué)，2007．

[6]李小倩．發(fā)動(dòng)機(jī)及其裝置的薄壁結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)[D]．天津:天津大學(xué)，2006．

[7]宋寶安，郝志勇．減振鋼板在內(nèi)燃機(jī)降噪中的應(yīng)用[J]．汽車技術(shù)，2004(8):5－8．