某車型怠速轉向異響問題分析

高龍張奇奇徐春梅葛士顯

（安徽江淮汽車股份有限公司）

某車型怠速轉向異響問題分析

高龍張奇奇徐春梅葛士顯

（安徽江淮汽車股份有限公司）

針對某車型怠速轉向異響問題，利用實車測試和CAE軟件進行分析，找出異響原因，并提出了整改措施。利用CFD軟件對整改前、后管路流場進行分析，結果顯示整改后管路中的湍流大大降低，降低了由于湍流而產生噪聲的風險。通過實車驗證表明，整改后管路可有效解決該車型轉向異響問題。

1 前言

轉向系統噪聲是影響駕乘舒適性的重要指標，液壓助力轉向系統是當今車用主流轉向系統，因此降低液壓助力轉向系統噪聲已經成為各車企和高等院校的熱點研究課題。王存堂、石銀[1]等人利用CFD軟件對某全液壓轉向器的流場和特性進行分析，研究了轉向器在工作過程中噪聲的產生原因，并提出降低能量損失、減小噪聲的最佳改進方案。Washington J.N.de Lima等人[2]對液壓轉向系統“嘶嘶”聲從主、客觀兩方面進行了評價，并通過多元線性回歸建立了表示“嘶嘶”噪聲品質的客觀量度。鄧超[3]等人通過試驗和CAE分析相結合解決了某車型轉向異響問題。竺箐[4]利用流固耦合方案對某全液壓轉向器的內部結構進行了優化，降低了產生噪聲的風險。高尚[5]等人利用CFD軟件對某車型轉向噪聲問題進行了分析，找出產生噪聲的根源，并提出了解決方案。

本文利用實車測試和Workbench軟件對某車型怠速轉向異響問題進行分析，找出異響原因，提出了改進措施。利用CFD軟件對改進前、后管路流場進行了分析，結果顯示，改進后管路中的湍流大大降低，降低了由于湍流而產生噪聲的風險，實車驗證表明，管路改進后可有效解決該車型轉向異響問題。

2 怠速轉向異響問題分析

市場反饋該車型在怠速狀態下存在“吱吱吱”的轉向異響，且發動機怠速轉速提高后轉向異響消失。根據此情況，可以判定此種異響與發動機狀態有關，根據經驗分析可能是由于轉向系統某一部件與怠速狀態下的發動機發生共振所致。對此車型轉向系統部件進行實車查看，發現轉向器進油鋼管較其他部件振動大，且轉向器進油鋼管在車身上無固定約束，故初步判定轉向器進油鋼管與怠速狀態下的發動機發生共振。因此，需要對轉向器進油鋼管進行分析，以確定改進方向，避開發動機怠速狀態下的頻率。

3 怠速轉向異響原因確定及改進方案

3.1 實車模態測試

對整車狀態下的轉向器進油鋼管進行模態測試，以驗證初步分析原因的正確性。

實車狀態下，發動機怠速工況時轉向器進油鋼管頻率為50.09 Hz，與發動機2階頻率f=2×（（850/ 60）×2）=56.66 Hz最接近，在工作狀態下液壓油壓力波動會使轉向器進油剛管工作頻率提高，達到56.66 Hz，從而與怠速狀態下的發動機產生共振。

文獻[7]分析結果表明，在直列四缸發動機中，由于往復慣性力不能平衡，振動和噪聲都以2階為最強。因此，在設計過程中應避開發動機此頻率。

由以上分析可以判斷，該車型怠速轉向異響是由轉向器進油鋼管與怠速狀態下發動機2階頻率發生共振所致，需要對轉向器進油鋼管走向重新設計，避免共振。

3.2 改進方案制定

由于空間布置原因，原狀態的轉向器進油鋼管只有一端約束，另一端為自由狀態，故新狀態的轉向器進油鋼管需要增加約束，以提高其固有頻率，避開發動機怠速頻率。為避免與空調管路、發動機懸置等發生干涉，新狀態的轉向器進油鋼管設計如圖1所示，帶管夾的一端固定在轉向器殼體上，同原狀態管路相比，新管路長度加長、約束增加。

3.3 新狀態轉向器進油鋼管模態確認

將轉向器進油鋼管數模導入到Workbench軟件中，采用自動網格劃分法對模型進行網格劃分，網格數量和大小應以不影響最終計算結果為基本依據[5]，最終網格總數為150 941個。

按照實際工作狀態，對管接頭設置材料為20號鋼，鋼管材料為Q195；進油鋼管連接轉向器的一端固定，連接高壓軟管的一端為自由狀態，對管路進行模態計算，提取前6階頻率如表1所列。

表1 新狀態轉向器進油鋼管前6階頻率Hz

由表1可以看出，新狀態的轉向器進油鋼管1階頻率為141 Hz，遠大于發動機怠速2階怠速頻率56.66 Hz，能夠避免發生共振。

4 轉向器進油管路CFD分析

由于新狀態的轉向器進油鋼管同原狀態相比，管路加長且管路折彎處增多，會造成沿程壓力損失增大，影響轉向輕便性，而且管路中流場的狀態變化也會產生噪聲，所以需要對原狀態和新狀態的管路流場進行對比分析，防止壓力損失過大和流體噪聲的出現。

該車型的轉向器進油管路由高壓軟管和轉向器進油鋼管兩段組成，高壓軟管一端與助力轉向泵相連，一端與轉向器進油鋼管相連，轉向器進油鋼管的另一端與轉向器相連，如圖2所示。

由于高壓軟管連接助力轉向泵一端的入口邊界條件和轉向器進油鋼管連接轉向器一端的出口邊界條件可以確定，而高壓軟管和轉向器進油鋼管連接處的邊界條件無法確定，故對整個轉向器進油管路進行CFD分析。

4.1 管路流體模型及網格劃分

4.2 模型假設

為便于研究，對流體模型做以下假設[8]：

a.假定液壓油為不可壓縮、粘性牛頓流體；

b.進行穩態計算時，假定流體在流體里為定常流動，且系統內部無熱傳導現象；

c.不考慮流體重力影響，不考慮工作過程中流道的變形。

4.3 湍流模型的選擇

突發關鍵詞和高頻關鍵詞中的“社會化閱讀”“閱讀推廣”分布在Cluster 2中，同時結合表4中具有代表性的“閱讀體驗”“全民閱讀”等關鍵詞，綜合可確定Cluster 2的研究熱點為“移動閱讀推廣”。

由于在實際工作過程中外部環境及整個轉向系統對管路中流體的狀態影響很大，故認為選擇湍流物理計算模型進行分析計算更符合實際。參考文獻[1]和文獻[8]，選擇湍流模型中的標準模型進行計算。

4.4 邊界條件確認

邊界條件包括進、出口邊界條件和固壁邊界條件，對管路進口采用速度進口，對管路出口采用壓力出口，其余采用壁面邊界條件。

速度入口邊界：

式中，Q為發動機怠速時動轉泵的流量，Q=（v/η1）V1；S為管路的進口截面積，S=πr2。

將v=850 r/min，η1=1，V1=7.2 ml/r，r=5.75 mm代入可得v=0.982 007m/s。

壓力出口邊界：

靜態原地轉向有助力作用時系統壓力：

式中，Mr為原地轉向阻力矩；S1為助力缸截面積；L1為梯形臂長度；?為轉向梯形底角。

式中，f為輪胎與路面間的滑動摩擦系數，一般取0.8；G1為前軸載荷；P為輪胎氣壓。

式中，D為動力缸直徑；d為活塞桿直徑。

將f=0.8，G1=1440×9.8N，P=0.45 MPa，D=48mm，d= 30mm，L1=127mm，?=91.1°代入式（2）得Pi0=3.365381MPa。

4.5 結果分析

評價湍流劇烈程度的參數有湍動能k、湍流耗散率ε和湍流強度I等[9]。湍動能k是脈動速度對應的動能，是流場中分布的變量，具有能量的量綱，k較大表示湍動比較劇烈；湍流耗散率ε表示擾動能量由較大尺度渦向較小尺度渦逐級遞減的傳輸速率，表征湍流的擾動狀態，ε越大，則湍流越強；湍流強度I是脈動速度絕對值與流場特征速度的百分比，是無量綱的特征參數，I越大，湍流越劇烈。圖5和圖6分別給出了原狀態、新狀態管路流場的湍動能k和湍流耗散率ε分布云圖。

由圖5和圖6分別看出，原狀態、新狀態管路流場的湍動能、湍流耗散率較大區域均為管路進口與出口、管徑突變處和管路連接處，表明這些區域的湍流劇烈程度較其他區域大；原狀態管路流場的湍動能最大值為1.672，新狀態管路流場的湍動能最大值為1.091，原狀態管路流場的湍流耗散率最大值為7424，新狀態管路流場的湍流耗散率最大值為6021，表明新狀態管路流場中湍流的劇烈程度較原狀態管路小。表2給出了原狀態和新狀態管路流場數值參數分析比較結果。

表2 原狀態和新狀態管路數值參數對比

由表2可以看出，新狀態管路流場中表征湍流的3個參數數值較原狀態管路均有不同程度的下降，說明新狀態管路流場中湍流的劇烈程度較原狀態管路小，新狀態管路不會出現由于湍流而產生的流體噪聲；新狀態管路流場中的壓力損失較原狀態管路提高了20.4%，但壓力損失增加量6 640 Pa同管路出口壓力3.636 5 MPa相比，可以忽略不計，對轉向輕便性的影響不大。

5 實車驗證

將新管路安裝到故障車上進行驗證，新狀態的管路在實車狀態下頻率為176.14 Hz，遠大于發動機2階怠速頻率56.66 Hz，頻率錯開，共振消失。但管路實車狀態下的頻率為176.14 Hz，大于前面對單個管路進行模態分析的結果，主要原因是在仿真分析時，管路約束狀態與實際狀態不同，且實車狀態下管路中轉向油液的存在也提高了管路固有頻率。

經實車測試，怠速時轉向異響消失，且同原狀態管路相比，轉向輕便性無明顯變化。

1石銀.全液壓轉向器的流場分析及其特性研究：[學位論文]，鎮江：江蘇大學，2007.

2 De LIMA W J N，VERGARA E F，GERGES S N Y，et al.An Objective Test Metric for Hiss Noise in Hydraulic Power Steering.SAE Paper 2004-01-3276.

3鄧超，等.動力轉向泵引起車內異常噪聲的研究.拖拉機與農用運輸車，2011，38（1）:51～55.

4竺箐，等.利用AWE流固耦合分析優化全液壓轉向器內部結構.現代制造工程，2012（10）:73～76.

5高尚，等.基于CFD數值模擬的某車型轉向噪聲分析.汽車技術，2013（8）:1～3.

6黃志新，等.ANSYS Workbench 14.0超級學習手冊.北京:人民郵電出版社，2013.

7張立軍，等.發動機振動引起的車內噪聲的控制研究.振動、測試與診斷。2001（1）:60～64.

8竺箐，等.全液壓轉向器流場特性分析與結構改進.建筑機械，2012（4）:77～81.

9王福軍.計算流體動力學分析.北京:清華大學出版社，2004.

（責任編輯簾青）

修改稿收到日期為2014年7月1日。

Analysis of Abnormal Steering Noise of An Idling Vehicle

Gao Long，Zhang qiqi，Xu chunmei，Ge shixian
（Anhui Jianghuai Automobile Co.，Ltd）

To eliminate abnormal steering noise of an idling vehicle，we use vehicle test and CAE software to analyze and identify the causes of the abnormal noise，and propose corrective measures.We use CFD software to analyze pipeline flow field before and after rectification，the results show that after rectification of the pipeline，the turbulence is greatly reduced，which reduces the risk of the noise generated by turbulence.The vehicle test verifies that the rectified pipeline can effectively eliminate the abnormal steering noise during idling.

Idling steering,Abnormal noise,CFD

怠速轉向異響CFD

U461.4

A

1000-3703（2014）08-0016-04