13汽油發(fā)動機進氣歧管nvh性能分析

1、發(fā)動機進氣歧管NVH性能分析與優(yōu)化韋靜思，511434，廣州廣州汽車集團汽車工程摘要:通過CAE的對某機進氣岐管的模態(tài)、頻響和輻射噪聲等NVH特性進行分析，確定進氣岐管的薄弱位置，進而對其進行優(yōu)化來進氣岐管的輻射噪聲。在發(fā)動機本體結(jié)構(gòu)不能修改的情況下，通過對進氣岐支架的修改，將進氣岐管的第一階模態(tài)頻率從125Hz提高到185Hz。同時分析結(jié)果表明，進氣岐管的壁支架結(jié)構(gòu)對模態(tài)頻率影響較大,而蜂窩狀筋結(jié)構(gòu)的采用能夠明顯的低輻射噪聲。進氣岐管的動剛度特性，降關(guān)鍵字：進氣歧管、模態(tài)、動剛度、輻射噪聲進氣歧管可比鋁進氣歧管重量減輕50%以上，發(fā)動機動力性得到5%10%的提升，性和排放性也有相當,材料和成

2、本都可得到降低1-2。近年來，國內(nèi)外相關(guān)研究學(xué)者對進氣歧管的研究大部分僅限于流體動力學(xué)分析，而對進氣歧管的NVH問題分析不夠全面3?；谶@樣的研究現(xiàn)狀，本文將以某機項目為例，從模態(tài)、頻響及輻射噪聲三個方面進行分析，提出結(jié)構(gòu)優(yōu)化建議。并通過模態(tài)試驗驗證模型的準確性。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(fēng)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4-6，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一，

3、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，本文將通過Cbar來模擬。1.2 進氣歧管模型網(wǎng)格劃分零件名稱材料密度 (t/mm3)楊氏模量 (MPa)泊松比PA6GF30 STEEL1.36E-097.75E-0956001930000.350.31進氣歧管支架表1 進氣歧管有限元模型材料屬性進氣歧管模型網(wǎng)格劃分作為有限元分析的前期最重要的環(huán)節(jié)，到后期計算是否收斂。所以，本文采用四面體網(wǎng)格進行離散，共得到網(wǎng)格數(shù)量214316，節(jié)點數(shù)40067 9，有限元模型如圖1所示。1圖1 進氣歧管有限元模型2 進氣歧管模態(tài)優(yōu)化分

4、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個度的振動系統(tǒng)的微分方程7為：𝑀𝑋 + 𝐶𝑋 + 𝐾𝑋 = 𝑓(𝑡)(1)式中：𝑀的質(zhì)量矩陣；𝐶 外部載荷列陣；的阻尼矩陣；𝐾的剛度矩陣；𝑓(𝑡)𝑋為位移矩陣；𝑋 和𝑋 分別為速度矩陣和度矩陣。如果𝑓(𝑡) = 0，𝐶 = 0，則式（

5、2.1）為：𝑀𝑋 + 𝐾𝑋 = 0令𝑋 = sin (𝑤𝑡 + 𝜑)，代入式2.2，則方程變?yōu)椋?𝐾 𝑤2𝑀) = 0當系數(shù)行列式等于零時，即：(2)(3)(𝐾 𝑤2𝑀)= 0(4)通過計算可以得到其特征值，其大小次序為：𝜔2 𝜔2 𝜔2(5)12𝑛2.2 進氣歧管模態(tài)分析進氣歧管模態(tài)分析作為NVH分析的基礎(chǔ)，

6、應(yīng)考慮系統(tǒng)工作條件下所涉及的固有頻率，但不必求出所有階振動頻率及振型，工程上主要考慮前三階模態(tài)8-10。通過Hypermesh對模型進行前處理，并將.bdf文件導(dǎo)入Nastran進行計算，得到模態(tài)頻率和模態(tài)振型，其前三階約束模態(tài)頻率如表2所示，第一階模態(tài)振型如圖2所示。2表2 進氣歧管前三階約束模態(tài)頻率階數(shù)第一階第第三階125150212頻率（Hz）圖2 進氣歧管第一階模態(tài)振型通過進氣歧管的模態(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125Hz的，與發(fā)動機在3750r/min轉(zhuǎn)速對應(yīng)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

7、，甚至發(fā)生失效，所以需要優(yōu)化。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：a) 增加壁厚；b) 優(yōu)化支架；c) 在節(jié)氣門安裝位置附近加筋；d) 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，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125Hz提高到185Hz。優(yōu)化前后前三階模態(tài)對比如下表3。表3 進氣歧管前三階約束模態(tài)頻率階數(shù)第一階第第三階125150212原狀態(tài)進氣歧管頻率（H z）優(yōu)化后進氣歧管頻率（Hz）185241372進氣歧管第一階模態(tài)振型如圖

8、3所示：3圖3 進氣歧管第一階模態(tài)振型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)化后的進氣歧管進行約束模態(tài)試驗。通過單點激勵多點響應(yīng)的錘擊法進試，進氣岐管模態(tài)試驗圖如圖4 所示。圖4 進氣歧管模態(tài)試驗圖表4為整機狀態(tài)下的前三階模態(tài)的值與試驗值對比結(jié)果，圖5列出了兩種狀態(tài)前三階模態(tài)振型的與試驗對比，可以看出兩種狀態(tài)下，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4進氣歧管模態(tài)頻率對比階次進氣歧管（）進氣歧管（試驗）誤差1851765.1%一階（Hz）（Hz）三階（Hz）2412638.4%3723

9、564.5%4第一階模態(tài)第模態(tài)第三階模態(tài)第一階試驗?zāi)B(tài)第試驗?zāi)B(tài)第三階試驗?zāi)B(tài)圖5 進氣歧管模型振型對比圖3 進氣歧管IPI動剛度分析實際工程中，進氣歧管的NVH問題除了激勵頻率與其固有頻率相近導(dǎo)致的共振問題，還有進氣歧管本身局部動剛度較差導(dǎo)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動剛度理論源點度導(dǎo)納11：𝑎𝑤2𝑥𝑤2(2𝜋𝑓)2𝐼𝑃𝐼 = 𝐹 = 𝐾 =(6)𝐹

10、19870;𝑎𝑎其中：𝐾𝑎 = 𝐹/𝑥為接附點動剛度；𝑎 = 𝑤2𝑥為計算得到IPI曲線所包圍的面積，則有：度；圓周率𝑤 = 2𝜋𝑓4𝜋2𝑓𝑆𝐼𝑃𝐼 = 𝐼𝑃𝐼𝑖 𝑓 =𝑖得到該接附點的動剛度：𝑓&#

11、119894;2(7)𝐾𝑎𝑖4𝜋2𝑓𝑓𝑖2𝐾𝑎 =(8)𝑆𝐼𝑃𝐼𝑖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和圖7所示。5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)果如下圖8所示：圖8 進氣歧管上、下片測點動剛度從圖中可以看出，

12、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3.3 進氣歧管IPI動剛度優(yōu)化分析對象。增加壁采用蜂窩筋狀結(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1000的點。從圖9中可以看出，優(yōu)化后進氣歧管上片的IPI動剛度波動較小，基本處于1500- 2000之間，特別是對測點6-9、15、18，優(yōu)化前其IPI動剛度低于1000，優(yōu)化后基本提高到1500左右。從圖10可以看出，優(yōu)化后進氣歧管下片大部分測點IPI動剛度有不同程度提高，特別是點15-18，提高較大，對

13、減少該處輻射噪聲有明顯效果。圖9 進氣歧管上片優(yōu)化前后圖10 進氣岐管下片優(yōu)化前后6IPI動剛度對比圖4 進氣歧管輻射噪聲分析4.1 輻射噪聲基本理論IPI動剛度對比圖在聲場中，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，聲場可以和線性聲波方程12表示：1 2𝑃2𝑃 =𝑐2 𝑡2(9)其中2為拉斯算子，P為聲壓，c為介質(zhì)中的聲速。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：2𝑃 + 𝑘2𝑃 = 0(10)其中k為聲波數(shù)，Ү

14、96; = 𝑤 𝑐𝑤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：() 𝑖𝑘𝑅 𝑖𝑘𝑅𝑒𝑝(𝑄) 𝑒𝐶(𝑝)𝑝(𝑃) = 𝑛 𝑛𝑅𝑃(𝑄) 𝑑𝑠(𝑄)(11)⻓

15、7;𝑠其中，P點為聲場中的觀測點，Q點為輻射聲源。R為P和點Q之間的距離，𝑅 = 𝑄 𝑃。C（P）為，隨著P點位置相關(guān)，表達式如下：0內(nèi)場邊界面外場𝐶（𝑃） =2𝜋4𝜋(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)點的振動速度和速度勢函數(shù)值。的分布時，就可以用Helmholts積分求出聲場中任何一點的4.2 進氣歧管輻射噪聲計算發(fā)動機轉(zhuǎn)速在5500r/min時，計算頻率為50- 3000Hz，并將測量進氣歧管與缸蓋連接的螺栓點位置的度作為激勵

16、，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11所示。其中，圖12為實驗測得進氣歧管與缸蓋連接螺栓點的度結(jié)果。圖11 進氣歧管輻射噪聲計算模型進氣歧管與缸蓋連接螺栓點7圖12度本文采用 LMS Virtrual.Lab計算了50Hz-3000Hz頻段內(nèi)進氣歧管的結(jié)構(gòu)輻射噪聲，計算頻率步長10Hz?？紤]到進氣歧管主要輻射面為上側(cè)，前側(cè)和下側(cè)，本節(jié)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1m聲壓級如圖13所示。圖13 原狀態(tài)進氣歧管1m聲壓級從結(jié)果可以看出，進氣歧管在峰值頻率為420Hz，1320Hz，1560Hz，1 93

17、0Hz，其中最大峰值頻率為420Hz，峰值聲壓級為73.98dB。50-3000Hz的分析帶寬內(nèi)，進氣歧管上側(cè)、前側(cè)和下側(cè)的總聲壓級分別為87.69dBA，88.23dBA，83.16dBA，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)化分析通過優(yōu)化后，重新對進氣歧管進行輻射噪聲的1m聲壓級，得到下側(cè)、前側(cè)和上側(cè)表5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，從表中可以看出，進氣歧管三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0.86dBA，前側(cè)降低了0.45dBA，上側(cè)降低了0.23dBA。表5 進氣歧管優(yōu)化前后輻射噪聲對比類型原狀態(tài)優(yōu)化后優(yōu)化前-優(yōu)化后87.

18、6988.2383.1687.4687.3782.710.230.860.45上側(cè)（dBA） 下側(cè)（dBA） 前側(cè)（dBA）85 總結(jié)通過對進氣歧管進行模態(tài)、頻響及輻射噪聲再分析得到以下結(jié)論：分析，再對模型進行優(yōu)化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125Hz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，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1500以上。通過輻射噪聲分析，發(fā)現(xiàn)優(yōu)化前后進氣歧管上側(cè)、下側(cè)及前側(cè)輻射噪聲分別降低0.23dBA，0.86dBA、0.45dBA。3)4)通過分析的對發(fā)動機零部件的模態(tài)、頻響和輻射噪聲進行分析，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，提高開發(fā)效率。參考文獻1.，機進氣歧管型腔設(shè)計研究D，天津：天津大學(xué)，20062.Kevin Edwards, Paul Daly. Plastic Intake Manifolds-Geo-metric Growth for 7 Years. SAE1999- 01-03153.等，某發(fā)動機進氣歧管模態(tài)及FEA分析J.，農(nóng)業(yè)裝備與車輛工程,2017（3）,55(3),55-584.，發(fā)動機3）:83-86進氣歧管的應(yīng)用現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢J，小型內(nèi)燃機與摩托車，2017（7）,36（5