零件結構對排氣管吊耳動剛度的影響

祝明元，彭 巖，章于川，張大偉

(1.威固技術（安徽）有限公司，安徽 寧國242300；2.安徽安大中鼎橡膠技術開發有限公司，安徽 合肥 230088)

近年來，汽車行業的競爭越來越激烈，消費者對整車的NVH（noise,vibration and harshness）要求也越來越高，動力總成系統是整車的主要激勵源之一，其振動激勵可以通過波紋管傳遞給排氣系統，排氣系統的振動又會再次通過吊耳零件傳遞給車身；倘若排氣系統吊耳零件的動剛度過大，或是各吊點剛度匹配不佳，傳遞過程中吊耳隔振率就會達不到要求，進而導致較大的車身振動引發NVH 問題[1-4]，所以吊耳零件的動剛度是影響排氣系統NVH 特性的關鍵因素之一。在吊耳零件的實際設計開發過程中，其動剛度既不宜過大，也不能過分偏小，吊耳零件動剛度過高，則不利于吊耳隔振；吊耳零件動剛度過低，雖然可以提升吊耳的隔振率，但會導致吊耳零件在實際工作過程中發生過大的變形，進而影響零件的耐久性能[5]，所以在設計過程中，要在綜合考慮吊耳零件整體性能的基礎上來確定其動剛度指標。影響吊耳零件動剛度大小的因素主要有橡膠材料的基本物性、產品結構、測試的工況條件等，其中產品結構的影響是最難把握的，而且為了滿足不同的使用特性，吊耳零件的結構有多種變化。本文主要針對一類常規純橡膠吊耳結構對其動剛度的影響展開探究。

1 實驗部分

1.1 原料、儀器設備

純橡膠吊耳零件（威固技術（安徽）有限公司）。

MTS831 彈性體試驗機（美國MTS 公司）；MS-1000型閃頻儀（BBE 公司生產）。

1.2 吊耳零件剛度相關指標

橡膠產品的剛度主要分為靜剛度和動剛度，靜剛度主要是衡量產品在承受靜載荷情況下變形量大小的指標，動剛度則主要影響零件的隔振效果及NVH 性能；另外，我們還引入在特定頻率下的零件動靜比來評判吊耳零件的綜合性能。

1.2.1 靜剛度指標計算[6]

描述吊耳零件靜態特性的參數是靜剛度Kstatic，包括X/Y/Z 三個方向的剛度。本文主要探究主工作方向的剛度即Ksz，其理論計算公式如下：

式中：F-載荷，N；X-在載荷作用下的變形量，mm。

1.2.2 動剛度指標計算[7]

當橡膠承受周期變化的正弦波應力時，橡膠也會產生周期性正弦波的應變，但因橡膠的內部阻尼作用其應變滯后于應力，其表現在力-位移曲線上就形成了一個遲滯回線，如圖1 所示。

圖1 橡膠遲滯回線

根據文獻[8]并基于橡膠的遲滯回線可獲得如下所示的動剛度理論計算公式：

式中：A-最大位移在遲滯回線上的雙幅長度，mm；B-最大位移對應的傳遞力在遲滯回線上的雙幅長度，mm；a-橢圓圖上橫坐標單位長度代表的位移，m/mm；b-橢圓圖上縱坐標單位長度代表的力，N/mm。

1.2.3 動靜比

指定頻率下吊耳零件Z 向動靜比的理論計算公式如下：

式中：Ksz—吊耳零件的靜剛度值，N/mm；Kd—吊耳零件在指定掃頻頻率下的動剛度值，N/mm。

1.3 吊耳零件測試條件

吊耳零件主方向靜剛度測試條件為0～25 mm 范圍內預載2 次，記錄第3 次值，加載速度10 mm/min，靜剛度計算區域為5～20 mm；主方向動剛度的測試條件為預載50 N，振幅±0.1 mm，掃頻范圍為0～300 Hz。

1.4 吊耳零件試驗樣片的制作

基于工程開發經驗，吊耳零件的結構厚度對其動剛度也有一定影響，所以為了充分驗證零件幾何結構對其動剛度的影響大小，我們分別設計了如圖2～圖5 所示的帶有3 種不同橫筋結構的吊耳零件，另外每種吊耳零件的厚度分別按3 種規格尺寸進行設計，共計9 種結構的吊耳零件。

現對各類零件結構做以下具體說明：Ⅰ型吊耳（圖2）是直接將吊耳“工”字孔處的橫筋去除；Ⅱ型吊耳（圖3）是將吊耳“工”字孔處的橫筋的厚度由原來的6 mm增加至8 mm，以增強其結構強度；Ⅲ型吊耳（圖4）是將吊耳“工”字孔處的橫筋由直筋更改為斜筋，進而增強橫筋底部的結構強度；以上三種結構吊耳的側向厚度（厚度2，原為24 mm）如圖5 所示，也將分別設計為3 個規格，分別為21 mm，24 mm 和27 mm，厚度1 由于是吊耳零件的裝配尺寸，故各狀態均保持一致。

圖2 Ⅰ型吊耳

圖3 Ⅱ型吊耳

圖4 Ⅲ型吊耳

圖5 吊耳側向厚度

根據上述9 種結構的吊耳設計，分別安排制作樣件。樣件制作過程中為排除橡膠材料以及硫化過程工藝參數的差異對樣件動剛度的影響，樣件制作采用的膠料為一批膠料，且采用同一硫化生產設備和工藝參數進行生產，樣件制作完畢停放3 天后，逐次測試產品的動靜剛度，產品動剛度取值為掃頻200 Hz 以內的最大值。

2 結果與討論

2.1 吊耳零件“工”字孔位置橫筋的結構形式對其動剛度的影響

為了探究零件結構對吊耳動剛度的影響，現選取1款新結構且處于研發狀態的吊耳產品并對其靜剛度及300 Hz 以內的動剛度進行測試，零件測試圖如圖6 所示。測試過程中通過在線觀測該零件動剛度掃頻曲線發現，該零件在180 Hz 附近發生了共振，產品動剛度在該頻率點出現激增，隨后采用閃頻儀對吊耳的共振部位進行了檢測和排查，發現該吊耳零件“工”字孔位置處的橫筋發生了明顯的共振情況。為驗證該結構筋的共振是否是最終造成零件動剛度在180 Hz 時激增的原因，我們將該吊耳零件“工”字孔處的橫筋切除，并重新掃頻測試動剛度（如圖7 所示）。

圖6 零件測試圖

圖7 去橫筋后零件測試圖

圖8 零件橫筋去除前后靜剛度對比

圖9 零件橫筋去除前后動剛度對比

通過圖8、圖9 動靜剛度變化測試結果的分析發現，上述吊耳零件“工”字孔處的橫筋去除前后對其靜剛度的影響很小，可以認為沒有影響；一般工程上對吊耳動剛度的控制是要求掃頻范圍在200 Hz 以內吊耳零件不允許出現共振，上述動剛度測試結果顯示，吊耳零件在橫筋去除前在180 Hz 附件發生共振，動剛度從起初平滑段的20 N/mm 增長至60 N/mm，該狀態已很難滿足工程需求，但在零件“工”字孔處的橫筋去除后，零件的共振頻率點發生了明顯的后移，200 Hz 以內的掃頻范圍內產品無共振點，進而能夠很好地滿足使用需求。由此可見，吊耳零件“工”字孔位置橫筋的結構形式對其動剛度的影響十分明顯。

2.2 零件吊耳厚度對其剛度變化的影響

按照1.4 對試驗樣品進行制作與測試，測試結果如表1。通過對試驗結果(圖10～圖12)的初步分析可以明顯發現，隨著吊耳的厚度增加，其靜剛度呈逐步增加的趨勢；關于動剛度和產品的動靜比，由于吊耳靜剛度相對厚度的變化相對穩定，且動剛度是計算吊耳動靜比的分子，所以吊耳動靜比隨吊耳厚度的變化趨勢同動剛度隨吊耳厚度的變化趨勢基本一致。從變化趨勢上看，二者都是先下降再上升，似乎沒有明確的變化規律，但這主要是因為厚度為21 mm 的Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ型吊耳在0～200 Hz 以內的掃頻過程中發生了共振，導致其動剛度值突然增大，具有一定的偶然性；排除這一偶然因素后，可以看出吊耳的動剛度及動靜比仍然是隨著其結構厚度的增加而增加的。由此可以看出，吊耳零件的厚度對其動剛度的影響還是很大的，結構設計時在保證吊耳零件的靜載變形量和耐久性能達標的情況下，要盡可能降低其結構厚度，這樣既可以使零件獲得比較好的隔振效果，也能夠在最大程度上降低生產成本。

圖10 各型吊耳靜剛度變化趨勢圖

圖11 各型吊耳動剛度變化趨勢圖

圖12 各型吊耳動靜比變化趨勢圖

表1 9 種結構吊耳的剛度及動靜比測試結果

2.3 零件吊耳結構對其共振頻率的影響

圖13 各型吊耳共振頻率分布圖

通過對比厚度為21 mm 的Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ型吊耳在0～200 Hz 內發生共振的頻率分布（如圖13）可以發現，Ⅰ型吊耳的共振頻率最高，而Ⅲ型吊耳的共振頻率最低，說明Ⅰ型吊耳的結構穩定性最高，Ⅱ型吊耳次之，Ⅲ型吊耳的結構穩定最差；同時通過對比Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ型吊耳在不同結構厚度情況其動剛度的絕對值可以發現，Ⅰ型結構吊耳的動剛度也最低，所以綜合來說，Ⅰ型吊耳結構相對于Ⅱ型和Ⅲ型吊耳結構還是有很大的性能優勢，當然，考慮到吊耳零件在實際工程應用中有反向限位要求，故Ⅰ型吊耳結構實際應用工程中時還需要將其“工”字孔處的凸臺結構加高，進而增加反向的限位距離。

3 結論

（1）通過對吊耳零件的結構增強，可以使零件的共振點發生后移，進而避免吊耳在工作的頻率范圍內發生共振，有效地提高吊耳的動態工作特性。

（2）在設計吊耳零件時需要重點關注其結構厚度，吊耳零件的厚度越厚，其動剛度和動靜比都會變大，而且不利于成本控制，所以在保證吊耳整體工作性能的前提下，應當將吊耳零件的結構厚度設計得盡量小。

（3）排除結構厚度的差異，本文探究的3 類吊耳結構中Ⅰ型吊耳結構要明顯優于Ⅱ型和Ⅲ型吊耳結構，具有較好的工程應用前景。