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整體式汽車驅(qū)動橋殼體振動噪聲優(yōu)化數(shù)值研究夏元烽(1,2),胡成太(1,2),楊憲武(1,2),李宏成(1,2),田雄(1,2)(1.長安汽車工程研究院,重慶401120,2.汽車噪聲振動和安全技術(shù)國家重點實驗室,重慶401120)【摘要】本文建立了驅(qū)動橋殼體有限元模型,分析了驅(qū)動橋殼體2000Hz以內(nèi)的模態(tài)密度。運用模態(tài)應(yīng)變能和拓撲優(yōu)化分析方法,找出驅(qū)動橋殼體剛度薄弱區(qū),并通過增加加強筋來減少模態(tài)密度。另外,用強迫振動分析計算了單位激勵力下的殼體振動響應(yīng),并結(jié)合邊界元和ATV法,計算了驅(qū)動橋殼體近場聲壓級和板塊貢獻量。,增加加強筋后的殼體輻射噪聲得到了有效抑制。最后,利用LMSTest.lab試驗測試系統(tǒng),驗證了增加殼體加強筋和后端蓋厚度有利于減小驅(qū)動橋殼體輻射噪聲?!娟P(guān)鍵詞】整體式驅(qū)動橋,拓撲優(yōu)化,ATV,板塊貢獻量NumericalStudyonVibrationandNoiseOptimizationofDependentAxleXiaYuan-feng1,2*,HuCheng-tai1,2,YangXian-wu1,2,LiHong-cheng1,2,Tian-Xiong1,2(1.ChanganAutoGlobalR&DCenter,Chongqing401120,China;2.StateKeyLaboratoryofVehicleNVHandSafetyTechnology,Chongqing401120,ChinaAbstract:AFiniteElementmodelfordependentaxleofarearwheeldrivevehicleisestablished.Naturalfrequencyoftheaxlebelow2000Hziscalculated.Theweaknessoftheaxleisfoundbymodalstrainenergyanalysisandtopologicaloptimizationmethod,andthemodaldensityoftheaxleisdecreasedbyincreasingribs.Theforcevibrationanalysisisusedtocalculatetheresponseoftheaxleunderunitforce.ThesoundpressureandpanelcontributioniscalculatedbyBEMandATVmethod,andthesoundpressureiscontrolledbyincreasingribs.Finally,thetestprovesthatitisbenefitfordecreasingradiationnoisebyincreasingribsandcover’sthickness.Keywords:dependentaxle,topologicaloptimization,ATV,panelcontribution1.前言汽車驅(qū)動橋常應(yīng)用于后驅(qū)車和四驅(qū)車,位于汽車傳動系統(tǒng)的末端,有傳遞力矩,改變力矩傳遞方向,實現(xiàn)左右車輪差速的作用。它承受著來自路面和懸架的一切作用力,是汽車中工作條件最惡劣的總成之一。汽車驅(qū)動橋由于其工作在惡劣的工況條件下,疲勞耐久性成為眾多學者研究的問題之一,然而,隨著人們生活水平的提高,驅(qū)動橋的NVH性能也成為研究的重點。DavidP.Schankin和ZhaohuiSun采用試驗和有限元法分析了獨立式驅(qū)動橋齒輪嚙合能量在不同的工作環(huán)境下的傳遞路徑,為控制驅(qū)動橋結(jié)構(gòu)聲傳遞提供了一種方法[1]。DanRyberg和HamidMir用實驗傳遞路徑分析(TPA)和工作模態(tài)分析(RMA)建立了FBS分析模型,對驅(qū)動橋齒輪嘯叫噪聲進行了分析[2]。YuejunE.Lee從驅(qū)動橋齒輪嚙合力的角度出發(fā),通過減小齒輪嚙合力降低齒輪嚙合噪聲[3]。Sang-KwonLee和Sung-KyuGo采用傳遞路徑找出空氣輻射聲在驅(qū)動橋嘯叫噪聲中貢獻量較大,最后通過調(diào)整齒輪齒形減小齒輪傳遞誤差降低嘯叫噪聲10dB(A)[4]。然而,驅(qū)動橋殼體是傳遞和輻射噪聲的重要部件,若橋殼設(shè)計不當,一方面在齒輪嚙合力作用下殼體發(fā)生共振,在傳遞路徑上放大噪聲,另一方面,薄壁件剛度弱,容易輻射噪聲。本文運用模態(tài)分析法,計算出驅(qū)動橋自由模態(tài),并用模態(tài)應(yīng)變能找出薄弱點,同時結(jié)合拓撲優(yōu)化方法找出驅(qū)動橋殼體加筋位置。采用BEM-ATV計算驅(qū)動橋聲學響應(yīng),并用板塊貢獻量法找到在特定頻率下,驅(qū)動橋殼體對輻射噪聲的貢獻量,結(jié)合NVH實驗分析,論證了殼體增加加強筋和增加端蓋厚度對驅(qū)動橋輻射噪聲的抑制作用。2.驅(qū)動橋模態(tài)分析整體式驅(qū)動橋由前橋殼、后橋殼、后端蓋、差速器、輸入軸等部件組成,如圖1所示。前橋殼一般是鑄造而成,厚重結(jié)實,剛度足;后端蓋和后橋殼一般是鈑金沖壓件,之后焊接而成整體式橋殼,殼體較薄,剛度弱。在惡劣的工況下,后橋輻射噪聲較明顯,有齒輪嘯叫聲和敲擊聲等??刂坪髽蜉椛湓肼?,一方面控制準雙曲面齒輪齒形,減小齒輪傳遞誤差;另一方面,增加殼體剛度,減小由殼體共振而放大噪聲。后后橋殼后端蓋前橋殼差速器和主減速器半軸輸入軸圖1整體式驅(qū)動橋組成由于驅(qū)動橋橋殼是承受齒輪嚙合力載荷的關(guān)鍵,齒輪嚙合振動與噪聲主要通過橋殼傳遞至車內(nèi),因此忽略橋殼內(nèi)齒輪、軸承和半軸的影響,對橋殼進行定性的分析以優(yōu)化驅(qū)動橋齒輪噪聲。驅(qū)動橋的模態(tài)固有屬性決定了驅(qū)動橋在任意激勵下振動噪聲的表現(xiàn)形態(tài),采用有限元法對驅(qū)動橋殼體網(wǎng)格離散化,用Lanczos法[5]求解由剛度矩陣和質(zhì)量矩陣組成的動力學方程的特征值[6]。QUOTEK-λMδ=0其中為剛度矩陣,QUOTEM為質(zhì)量矩陣,為特征矢量,為特征值。如表1所示,第一和第三個特征值所對應(yīng)的振型如圖2所示。(a)一階彎曲模態(tài)(110Hz)二階彎曲模態(tài)(347Hz)一階扭轉(zhuǎn)模態(tài)(750Hz)圖2驅(qū)動橋彎曲模態(tài)振型模態(tài)應(yīng)變能反應(yīng)模態(tài)應(yīng)力比較集中的位置,也是結(jié)構(gòu)剛度在某一頻率下較弱的地方,2000Hz以內(nèi)模態(tài)應(yīng)變能和模態(tài)應(yīng)力多集中于圖3所在位置。圖3模態(tài)應(yīng)變能(左)和模態(tài)應(yīng)力(右)表1驅(qū)動橋2000Hz內(nèi)模態(tài)頻率分布階數(shù)頻率(Hz)振型描述屬性1110縱向一階彎曲整體模態(tài)2163垂向一階彎曲3347縱向二階彎曲4421垂向二階彎曲5648主減速器前殼體橫向擺動局部模態(tài)6702縱向四階彎曲整體模態(tài)7750一階扭轉(zhuǎn)整體模態(tài)8809二階扭轉(zhuǎn)............201972主減速器后橋殼體呼吸模態(tài)局部模態(tài)由于整車嘯叫噪聲主要分布在2000Hz以內(nèi),因此分析計算2000Hz以內(nèi)的模態(tài)頻率。從圖2和表1得出,驅(qū)動橋一階彎曲模態(tài)偏低,模態(tài)密度較高,且主減速器后殼體呈大平面設(shè)計,準雙曲面齒輪嚙合噪聲容易從殼體表面輻射出來??刂乞?qū)動橋殼的輻射噪聲,一方面控制模態(tài)密度,另一方面控制板塊聲輻射。對結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方法有拓撲優(yōu)化,形貌優(yōu)化,尺寸優(yōu)化等,對于體網(wǎng)格,常用拓撲優(yōu)化。3.驅(qū)動橋拓撲優(yōu)化分析驅(qū)動橋一階整體彎曲模態(tài)頻率較低,提高一階彎曲模態(tài)頻率,可以相應(yīng)的提高其他各階的模態(tài)頻率,有利于驅(qū)動橋振動噪聲的控制。拓撲優(yōu)化是一種基于密度法的優(yōu)化方法,設(shè)計變量在滿足約束方程的取值范圍內(nèi),使設(shè)計目標達到最大或最小,可以表示為[7]:目標方程:QUOTEmaxf=G(α1,α2,…,α約束方程:QUOTEμ1(α1,α2,…設(shè)計變量:QUOTEm1≤α1≤n1m2≤其中為目標,為約束方程,為設(shè)計變量,和為設(shè)計變量取值范圍。驅(qū)動橋拓撲優(yōu)化設(shè)計中,優(yōu)化目標為一階模態(tài)頻率最大,設(shè)計變量為單元密度,約束為體積分數(shù)上限。此驅(qū)動橋主減速器前橋殼采用加筋設(shè)計,剛度較大,不作為優(yōu)化區(qū)域,后橋殼較薄,屬于薄弱區(qū),如圖4所示。采用OptiStruct對該模型進行拓撲優(yōu)化分析,經(jīng)過25步迭代計算,在滿足體積分數(shù)上限50%的約束條件下,得到如圖5所示的優(yōu)化結(jié)果。優(yōu)化區(qū)優(yōu)化區(qū)非優(yōu)化區(qū)(黑色區(qū))圖4驅(qū)動橋優(yōu)化分析模型圖5驅(qū)動橋拓撲優(yōu)化密度云圖圖5的拓撲優(yōu)化結(jié)果顯示,在殼體上對應(yīng)密度云圖上紅色區(qū)域表示加筋能夠提高驅(qū)動橋一階彎曲模態(tài),同時也相應(yīng)提高了其他模態(tài)階次的頻率。由于工藝和其他的安裝位置的限制,采用如圖6所示的加筋方式,同時對其進行模態(tài)分析,結(jié)果如表2所示。圖6驅(qū)動橋殼體加筋方式表2殼體加筋驅(qū)動橋模態(tài)頻率分析階數(shù)頻率(Hz)描述屬性1133縱向一階彎曲整體模態(tài)2176垂向一階彎曲3387縱向二階彎曲4436垂向二階彎曲5771縱向三階彎曲6827主減速器前殼體橫向擺動局部模態(tài)7837一階扭轉(zhuǎn)整體模態(tài)8893二階扭轉(zhuǎn)............171814主減速器前殼體縱向振動局部模態(tài)按照拓撲優(yōu)化分析,對驅(qū)動橋殼體加筋后的模態(tài)分析顯示,加筋后,2000Hz以內(nèi)的模態(tài)密度降低至17個,減少了一些局部模態(tài),同時,相對應(yīng)的驅(qū)動橋整體模態(tài)頻率有較大的提高。4.基于ATV的驅(qū)動橋振動噪聲分析計算輻射噪聲,常使用聲學傳遞矢量法(ATV),它是系統(tǒng)的固有屬性,在結(jié)構(gòu)法線方向的振動速度和外圍場點聲壓之間建立一種線性關(guān)系。這種線性關(guān)系如下[8]:QUOTEp=ATV(ω)Tvn(ω)其中QUOTEATV為聲學傳遞矢量,QUOTEvn為結(jié)構(gòu)表面法向振動速度,為角頻率。由聲壓與結(jié)構(gòu)表面振動速度的關(guān)系可得,計算結(jié)構(gòu)振動是計算聲學響應(yīng)的基礎(chǔ)。4.1強迫振動響應(yīng)分析驅(qū)動橋在隨頻率變化的激勵力作用下進行強迫振動響應(yīng)分析,系統(tǒng)滿足下列關(guān)系式[5]:(6)把模型物理坐標轉(zhuǎn)換為模態(tài)坐標,得:(7)把(7)式代入(6)并前乘得基于模態(tài)的強迫振動響應(yīng)方程:(8)其中,為激勵力,為阻尼矩陣,為模態(tài)質(zhì)量矩陣,為模態(tài)剛度矩陣,為模態(tài)阻尼矩陣。在軸承孔處施加單位激勵力,采用基于模態(tài)的頻率響應(yīng)分析法計算驅(qū)動橋殼體振動響應(yīng),得到如圖7所示驅(qū)動橋殼體在1000Hz左右振動響應(yīng)云圖。圖7驅(qū)動橋1000Hz振動響應(yīng)云圖4.2聲學響應(yīng)分析驅(qū)動橋高頻輻射噪聲,常通過空氣聲傳播出來,故計算殼體表面輻射噪聲,找出哪些板塊在特定頻率下對車內(nèi)噪聲的貢獻成為一種解決方法。以驅(qū)動橋殼體表面的振動加速度為邊界條件,建立殼體表面的邊界元模型,計算ATV,之后計算場點的聲壓。根據(jù)要分析的頻率范圍,確定聲學邊界元的網(wǎng)格大小,建立的邊界元模型如圖8所示。以后橋幾何中心為中點,建立場點網(wǎng)格,得到ATV計算模型如圖9所示,1,2,3,4為拾取的相應(yīng)點。圖8驅(qū)動橋聲學邊界元模型11234圖9驅(qū)動橋ATV計算模型以模態(tài)響應(yīng)為基礎(chǔ),將結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)映射到邊界元模型作為聲學邊界條件,計算得到單位激勵下的聲學響應(yīng),驅(qū)動橋在1000Hz左右近場聲壓級響應(yīng)如圖10所示。圖10后橋聲學響應(yīng)4.3板塊貢獻量分析通常板件輻射噪聲在特定頻率下,有不同的聲學表現(xiàn),板塊貢獻量分析可以找出哪些板塊在特定頻率下對周圍聲場的輻射。把驅(qū)動橋輻射噪聲表面細分為17個板塊,如圖11所示。圖12是基于ATV的板塊貢獻量柱狀圖,在1000Hz人耳較敏感的頻率左右,1,2,3,4和10號板塊貢獻量較大。圖11驅(qū)動橋表面板塊細分圖12驅(qū)動橋殼體噪聲板塊貢獻量由于驅(qū)動橋前端是鑄造件,工程優(yōu)化成本較高,后端殼體加筋或殼體加厚可行性較高。因此,采用圖6的加筋方式,并增加后端蓋厚度,基于同樣的聲學分析方法,計算得到相應(yīng)點1,2,3和4點的聲學響應(yīng)曲線,如圖13至圖16所示。圖13響應(yīng)點1聲壓級頻率響應(yīng)曲線圖14響應(yīng)點2聲壓級頻率響應(yīng)曲線圖15響應(yīng)點3聲壓級頻率響應(yīng)曲線圖16響應(yīng)點4聲壓級頻率響應(yīng)曲線從圖13至圖16可以看出,殼體增加加強筋后,驅(qū)動橋殼體單位激勵下的噪聲輻射降低了,尤其是在900至1200Hz高頻段。5.實驗分析為了驗證驅(qū)動橋殼體加筋效果,制作了驅(qū)動橋手工焊接樣件,如圖17所示。加強筋加強筋圖17驅(qū)動橋殼體加筋在整車狀態(tài)下進行近場振動噪聲NVH測試。在后橋殼體上布置振動加速度傳感器,在距離驅(qū)動橋殼體幾何中心100mm位置布置傳聲器。在WOT工況下,采集驅(qū)動橋殼體振動加速度和近場噪聲信號,對其進行離散傅里葉變換,得到如圖18和圖19所示的振動頻譜和噪聲頻譜。圖18后橋殼體振動頻譜圖19后橋近場噪聲頻譜圖20驅(qū)動橋近場噪聲優(yōu)化前后對比從發(fā)動機轉(zhuǎn)速1800rpm至2500rpm,近場噪聲聲壓級明顯降低。從后橋近場噪聲兩種狀態(tài)下的振動和噪聲頻譜可以看出,加筋后的殼體,在900和1200Hz左右振動幅值降低比較明顯,在900到1200Hz的區(qū)間,噪聲峰值都有所抑制,在一定程度上降低了后橋高頻噪聲。6.結(jié)論本文利用有限元法計算了驅(qū)動橋模態(tài),采用拓撲優(yōu)化方法找出提高模態(tài)頻率和模態(tài)密度的方法,并用ATV法計算出后橋在單位激勵下的聲學響應(yīng),在工程上得到了實驗驗證。(1)驅(qū)動橋殼體模態(tài)頻率較低,加筋后,殼體模態(tài)頻率平均提高20Hz;(2)拓撲優(yōu)化分析得出殼體加筋位置,采用這種優(yōu)化方法,可以提高后橋模態(tài),并能減少模態(tài)密度;(3)采用基于邊界元的ATV法,計算出后橋輻射噪聲,加筋后,輻射噪聲減小,對應(yīng)頻率升高;(4)板塊貢獻量分析得出,驅(qū)動橋1,2,3,4和10號板塊在1000Hz左右貢獻量較大;(5)實驗分析得出,驅(qū)動橋殼體加筋,后端蓋加厚,對殼體噪聲輻射有明顯抑制作用。參考文獻1DavidP.SchankinandZhaohuiSun.IntegrationofIndependentFrontAxlesforGearMeshEnergy[J].PaperSAE2007-01-2240.2DanRybergandHamidMir.Develo

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