基于流固耦合的油底殼輻射噪聲研究

華曉波 劉耀東 黃鵬程 陳凱

（泛亞汽車技術中心有限公司，上海 201201）

基于流固耦合的油底殼輻射噪聲研究

華曉波 劉耀東 黃鵬程 陳凱

（泛亞汽車技術中心有限公司，上海 201201）

為研究機油和油底殼之間的相互影響，基于Abaqus建立流固耦合模態分析模型，并通過試驗驗證了該方法的準確性。結合實測激勵進行動態響應分析，得到油底殼表面加速度響應。利用邊界元方法，進行油底殼外部聲場計算。結合油底殼模態振型進行結構優化，優化后的油底殼總輸出聲功率級降低了2.6 dB（A）。該方法為油底殼的輻射噪聲計算及減振降噪提供指導。

1 前言

目前，油底殼的噪聲評估主要有兩種方法。一種是振動速度法[1]，即通過試驗測得油底殼上典型位置的振動數據，并結合經驗公式進行預測評估。另一種是采用虛擬仿真的方法，即基于有限元、邊界元模擬的預測評估[2]。本文主要介紹依據第2種方法進行的油底殼聲場計算和優化。

在計算油底殼振動時，需要考慮機油對油底殼動態特性造成的影響[3]。目前，主要有3種方法來模擬機油對油底殼振動的影響。一是通過求解流體域的附加質量，疊加到結構質量矩陣中進行計算，稱為附加質量法[4]。二是考慮機油的阻尼特性，通過修改結構的阻尼達到相應效果，稱為阻尼修正法[5]，但該方法無法體現油底殼裝油狀態下的模態特征。三是采用流固耦合的方法，通過求解耦合的結構流體方程獲得油底殼流固耦合振動響應，同時考慮了附加質量和阻尼的影響，可以保證較高的精度[6]。

本文以某1.0T發動機油底殼為例，利用流固耦合的分析方法計算油底殼模態，并結合油底殼輻射聲場及模態特征，提出結構優化方案。

2 流固耦合與邊界元理論

2.1 流固耦合理論

在油底殼與機油組成的流固界面上，結構的振動會對機油產生流體負載，而受到擾動的機油同樣會對油底殼產生一個附加壓力。因此在分析該類問題時，必須同時計算流體域的波動方程和固體域的結構動力學方程，其分別為：

式中，Mf為流體質量矩陣；Cf為流體阻尼矩陣；Kf為流體剛度矩陣；P為節點聲壓；u為節點位移向量；ρ為流體密度；Q為流固界面上的耦合矩陣；Ms為固體質量矩陣；Cs為固體阻尼矩陣；Ks為固體剛度矩陣；Fs為作用于固體上的已知外力；Ff為流體作用于流固界面上的耦合作用力，其中[Ff]=QP。

綜合式（1）、式（2）得到流固耦合方程：

2.2 邊界元理論

由Helmholtz積分公式可以計算得到任意結構在外部聲場D中任意點E的穩態輻射聲壓p(r)：

3 有限元模型與分析方法

該發動機油底殼采用組合式結構，分為上油底殼和下油底殼兩部分。其中，上油底殼材料為鋁，下油底殼材料為低碳鋼板，上下油底殼的剛度差異很大，油底殼的各階模態振型主要表現在下油底殼。因此，仿真只需要針對下油底殼進行。

建模時，下油底殼采用殼單元STRI65。上下油底殼之間的螺栓連接用剛性單元模擬，其主節點用于施加約束和激勵。機油采用聲學單元AC3D10，在空氣側表面設置聲壓為0的邊界條件。

材料參數見表1，其中機油材料為SAE5W30，在ABAQUS中通過密度和體積模量來定義。ABAQUS求解動態響應采用基于直接解法的穩態動態分析方法。

表1 材料參數

4 結果與分析

4.1 模態對比與驗證

通過錘擊法試驗，分別測得該1.0T發動機下油底殼前、左、右、下4個側面（齒輪室側為前，進氣側為左，排氣側為右）的前兩階頻率。試驗完成后，倒出全部機油，經測量為3 150 mL。

在耦合有限元模型中建立同樣體積的機油，利用ABAQUS軟件計算得到油底殼加入機油后的模態結果。通過觀察每階的模態振型，找到對應油底殼側面的前兩階頻率，與試驗結果對比見表2。最大誤差不超過5%，說明建立的有限元模型和分析方法具有足夠的精度用于工程計算。

表2 油底殼試驗與有限元計算頻率對比

表3為通過有限元方法計算得到的不同機油量下的油底殼前4階頻率對比。650 mL機油時，1階頻率為214 Hz，比無機油油底殼降低了32.1%。3150 mL機油時，1階頻率為139 Hz，降低了55.9%。該頻率小于發動機最高轉速時的點火主諧次頻率150 Hz，容易發生共振，從而導致噪聲水平明顯提升。可見，機油對于油底殼頻率的影響非常顯著。

表3 不同機油量下的油底殼頻率對比 Hz

4.2 動態響應分析結果對比

模態是零件的固有屬性，零件的響應卻與激勵相關。因此，要預測零件的輻射噪聲，需要獲得準確的激勵。目前，主要有3種激勵處理方式。一是通過經驗公式，在激勵點施加標準激勵，計算油底殼表面振動響應[7]；二是通過動力學軟件，模擬發動機的工作過程，獲得激勵點激勵[8]；三是在發動機實際工作過程中，測量連接螺栓位置的加速度信號，作為激勵。

發動機在工作過程中，不僅受到曲軸、連桿、活塞、凸輪軸、鏈條等工作載荷的作用，還受到支座剛度、臺架等外界因素的影響，而通過經驗公式和動力學仿真獲得的激勵，都無法完全表征油底殼實際工作狀態。為了綜合這些影響因素，采用實際測量的加速度信號作為激勵，用于計算油底殼振動響應。為了減少計算工作量，反映整個轉速范圍內的油底殼輻射噪聲水平，測量發動機在全油門下各轉速的加速度信號，并對其進行傅里葉變換，保留每個頻率下的最大值，作為油底殼振動響應計算的激勵。處理后得到的激勵外包絡曲線如圖1所示。在90 Hz、700 Hz、1 600 Hz附近，加速度激勵出現峰值。圖2所示為不同機油量油底殼通過計算得到的在各階頻率下的最大加速度響應。隨著機油量的增加，低階響應變得愈加強烈。

圖1 螺栓位置加速度激勵

圖2 油底殼最大加速度響應

4.3 結構輻射聲功率級結果與討論

4.3.1 輻射聲功率級結果對比

油底殼安裝在發動機機體下部，其內部聲場被機體封閉，因此計算輻射噪聲時，只需要考慮油底殼指向外部空氣側振動的影響。因此，采用直接邊界元法計算油底殼的外部聲場。根據油底殼表面加速度響應，計算0～2 000 Hz范圍內的油底殼外部聲場，得到油底殼的輸出聲功率級頻譜，并進行A計權，結果如圖3所示。

從圖3可知，當無機油影響時，最大輸出聲功率級為86.3 dB（A），此時的頻率為810 Hz；650 mL機油時，最大輸出聲功率級為87.10 dB（A），頻率為788 Hz；3 150 mL機油時，最大輸出聲功率級84.4 dB（A），頻率822 Hz。優化油底殼主要是把油底殼的各階頻率從激勵頻率峰值附近移開，降低共振造成的影響。

圖3 油底殼輸出聲功率級

為了綜合比較整個頻率范圍內的噪聲水平，計算0～2 000 Hz頻率范圍內的總聲功率級和總輻射效率，見表4。隨著機油量的增加，油底殼的總輸入聲功率級和總輸出聲功率級都有所提升。其中，3 150 mL機油比無機油油底殼分別提高4.77 dB（A）和2.24 dB（A）。而油底殼的總輻射效率由于機油的阻尼效應，隨著機油量的增加則相應降低，3 150 mL機油時達到88.57%，比無機油工況降低了1.77%。

表4 總聲功率級和總輻射效率對比

4.3.2 基于聲功率級的結構優化

由于油底殼的正常機油含量總是大于或接近3 000 mL，且在較多油量時對應的輻射聲功率級也較大。所以優化主要針對3 150 mL機油量流固耦合模型進行。根據圖3找到峰值響應對應的模態振型。優化主要依據這幾階模態振型結果對局部進行加強。通過改變設計，在縱向形成兩段式結構，周向形成盡可能多的褶皺，底面增加發射狀的加強筋，從而提升局部剛度，并消除較大面積的輻射平面。優化后的結構如圖4所示。

圖4 優化后油底殼模型

優化前后的油底殼輸出聲功率級對比如圖5所示。優化后的最大聲功率級為84.1 dB（A），與優化前相當；而在1 000～1 500 Hz頻率范圍內降低較為明顯。

圖5 優化前后油底殼輸出聲功率級對比

總的輸出聲功率級結果見表5。可知，3 150 mL機油狀態下，優化后油底殼的總輸出聲功率級降低了2.6 dB（A），而總的輻射效率基本不變。說明優化后的油底殼在整個轉速范圍內，輻射噪聲減小，并且在單個頻率點的輻射聲功率級水平不變。

表5 優化前后油底殼總聲功率級對比

4.3.3 新材料對輻射聲功率級的影響

降低油底殼的輻射噪聲，除了對現有設計進行優化改進外，新材料和新技術的應用也能起到良好的降噪效果。目前，采用較多的是塑料油底殼及復合阻尼板結構[9]，其都能明顯提高油底殼的阻尼損耗因子，對于塑料油底殼，其值一般大于0.2，而復合阻尼板結構阻尼增大效果更加顯著，能達到0.3以上。

現有油底殼、塑料油底殼及復合阻尼板結構油底殼的輻射聲功率級結果見表6。采用塑料油底殼和復合阻尼板結構油底殼，都能夠明顯降低總輸入和總輸出聲功率級。其中，塑料油底殼的總輸入和總輸出聲功率級降低了9.78 dB（A）和12.49 dB（A），并且總輻射效率達到85.01%，比沖壓鋼板油底殼降低了3.56%。復合阻尼板結構油底殼的輻射噪聲水平雖然降低比較明顯，但其總輻射效率與沖壓鋼板油底殼相當，都為88.5%左右。

表6 不同材料油底殼總聲功率級對比

5 結束語

a.采用流固耦合有限元模型得到的模態結果與試驗誤差小于5%，能夠準確反映油底殼的模態特征。且隨著機油量的增加，1階頻率下降明顯，小于發動機工作轉速內的點火主諧次頻率。

b.隨著機油量的增加，油底殼的總輸入和總輸出聲功率級都明顯提升。其中，3 150 mL機油比無機油油底殼分別提高了4.77 dB（A）和2.24 dB（A）。

c.根據流固耦合分析得到的結果，找到峰值響應對應的頻率，進一步確定對噪聲影響較大的區域。優化該區域的輻射平面，可使得油底殼總輸出聲功率級降低2.6 dB（A）。

d. 采用塑料油底殼、復合阻尼板結構油底殼，可有效抑制響應峰值，油底殼總輸出聲功率級降低超過10 dB（A）。

1 岳東鵬,郝志勇,劉月輝,等.柴油機表面噪聲源識別的試驗研究.機械工程學報,2004,40（6）:150～154.

2 王奇文,郝志勇,李一民,等.基于FEM和BEM的低噪聲油底殼設計的研究.汽車工程,2013,35（4）:364～368.

3 馮威,袁兆成,劉偉哲.用液固耦合方法研究柴油機油底殼輻射聲場.內燃機學報,2005,23（6）:536～540.

4 張文鵬,宗智.分析水中結構自由振動的三維附加質量矩陣法.中國艦船研究,2011,6（4）:13～18.

5 Eberhardt Privitzer.Oil Pan Design Improvements Based on Finite Element Modal Analysis Results.SAE Paper 951122,1995.

6 Esmailzadeh M,Lakis A A,Thomas M,et al.Three-Dimensional Modeling of Curved Structures Containing and/or Submerged in Fluid.Finite Elements in Analysis and Design,2008,44:334～345.

7 鄧曉龍,張宗杰,劉少彥.FEM/BEM方法預測發動機油底殼噪聲輻射.華中科技大學學報,2003,31（5）:80～82.

8 余波,祝楊.發動機油底殼分析與優化.汽車技術,2009（12）:61～67.

9 Rafat Ali.Finite Element Study of a Composite Material Sump Pan of an I.C.Engine.SAE Paper 950942,1995.

（責任編輯 晨 曦）

修改稿收到日期為2016年9月1日。

Research on Oil Pan Radiative Noise Based on Coupled Fluid-Structure Modal

Hua Xiaobo,Liu Yaodong,Huang Pengcheng,Chen Kai
（Pan Asia Technical Automotive Center,Shanghai 201201）

In order to study the interactive impact between oil pan and oil,the coupled modal analysis model was built based on Abaqus with coupled fluid-structure modal,and its accuracy was verified by experiments.The measured excitation was used to make dynamic response analysis for calculating oil pan surface acceleration response.And the exterior acoustic field was calculated by the BEM(Boundary Element Method).Optimization was made according to modal shape,and the overall Sound Power Level(SPL)of the optimized oil pan was decreased by 2.6 dB（A）.This method may provide some guidance for the oil pan noise radiation calculation and reduction.

Oil pan,Radiative noise,Coupled fluid-structure

油底殼 輻射噪聲 流固耦合

U464.1

A

1000-3703（2017）06-0049-04