基于流固耦合的油底壳辐射噪声研究

华晓波 刘耀东 黄鹏程 陈凯

（泛亚汽车技术中心有限公司，上海 201201）

基于流固耦合的油底壳辐射噪声研究

华晓波 刘耀东 黄鹏程 陈凯

（泛亚汽车技术中心有限公司，上海 201201）

为研究机油和油底壳之间的相互影响，基于Abaqus建立流固耦合模态分析模型，并通过试验验证了该方法的准确性。结合实测激励进行动态响应分析，得到油底壳表面加速度响应。利用边界元方法，进行油底壳外部声场计算。结合油底壳模态振型进行结构优化，优化后的油底壳总输出声功率级降低了2.6 dB（A）。该方法为油底壳的辐射噪声计算及减振降噪提供指导。

1 前言

目前，油底壳的噪声评估主要有两种方法。一种是振动速度法[1]，即通过试验测得油底壳上典型位置的振动数据，并结合经验公式进行预测评估。另一种是采用虚拟仿真的方法，即基于有限元、边界元模拟的预测评估[2]。本文主要介绍依据第2种方法进行的油底壳声场计算和优化。

在计算油底壳振动时，需要考虑机油对油底壳动态特性造成的影响[3]。目前，主要有3种方法来模拟机油对油底壳振动的影响。一是通过求解流体域的附加质量，叠加到结构质量矩阵中进行计算，称为附加质量法[4]。二是考虑机油的阻尼特性，通过修改结构的阻尼达到相应效果，称为阻尼修正法[5]，但该方法无法体现油底壳装油状态下的模态特征。三是采用流固耦合的方法，通过求解耦合的结构流体方程获得油底壳流固耦合振动响应，同时考虑了附加质量和阻尼的影响，可以保证较高的精度[6]。

本文以某1.0T发动机油底壳为例，利用流固耦合的分析方法计算油底壳模态，并结合油底壳辐射声场及模态特征，提出结构优化方案。

2 流固耦合与边界元理论

2.1 流固耦合理论

在油底壳与机油组成的流固界面上，结构的振动会对机油产生流体负载，而受到扰动的机油同样会对油底壳产生一个附加压力。因此在分析该类问题时，必须同时计算流体域的波动方程和固体域的结构动力学方程，其分别为：

式中，Mf为流体质量矩阵；Cf为流体阻尼矩阵；Kf为流体刚度矩阵；P为节点声压；u为节点位移向量；ρ为流体密度；Q为流固界面上的耦合矩阵；Ms为固体质量矩阵；Cs为固体阻尼矩阵；Ks为固体刚度矩阵；Fs为作用于固体上的已知外力；Ff为流体作用于流固界面上的耦合作用力，其中[Ff]=QP。

综合式（1）、式（2）得到流固耦合方程：

2.2 边界元理论

由Helmholtz积分公式可以计算得到任意结构在外部声场D中任意点E的稳态辐射声压p(r)：

3 有限元模型与分析方法

该发动机油底壳采用组合式结构，分为上油底壳和下油底壳两部分。其中，上油底壳材料为铝，下油底壳材料为低碳钢板，上下油底壳的刚度差异很大，油底壳的各阶模态振型主要表现在下油底壳。因此，仿真只需要针对下油底壳进行。

建模时，下油底壳采用壳单元STRI65。上下油底壳之间的螺栓连接用刚性单元模拟，其主节点用于施加约束和激励。机油采用声学单元AC3D10，在空气侧表面设置声压为0的边界条件。

材料参数见表1，其中机油材料为SAE5W30，在ABAQUS中通过密度和体积模量来定义。ABAQUS求解动态响应采用基于直接解法的稳态动态分析方法。

表1 材料参数

4 结果与分析

4.1 模态对比与验证

通过锤击法试验，分别测得该1.0T发动机下油底壳前、左、右、下4个侧面（齿轮室侧为前，进气侧为左，排气侧为右）的前两阶频率。试验完成后，倒出全部机油，经测量为3 150 mL。

在耦合有限元模型中建立同样体积的机油，利用ABAQUS软件计算得到油底壳加入机油后的模态结果。通过观察每阶的模态振型，找到对应油底壳侧面的前两阶频率，与试验结果对比见表2。最大误差不超过5%，说明建立的有限元模型和分析方法具有足够的精度用于工程计算。

表2 油底壳试验与有限元计算频率对比

表3为通过有限元方法计算得到的不同机油量下的油底壳前4阶频率对比。650 mL机油时，1阶频率为214 Hz，比无机油油底壳降低了32.1%。3150 mL机油时，1阶频率为139 Hz，降低了55.9%。该频率小于发动机最高转速时的点火主谐次频率150 Hz，容易发生共振，从而导致噪声水平明显提升。可见，机油对于油底壳频率的影响非常显著。

表3 不同机油量下的油底壳频率对比 Hz

4.2 动态响应分析结果对比

模态是零件的固有属性，零件的响应却与激励相关。因此，要预测零件的辐射噪声，需要获得准确的激励。目前，主要有3种激励处理方式。一是通过经验公式，在激励点施加标准激励，计算油底壳表面振动响应[7]；二是通过动力学软件，模拟发动机的工作过程，获得激励点激励[8]；三是在发动机实际工作过程中，测量连接螺栓位置的加速度信号，作为激励。

发动机在工作过程中，不仅受到曲轴、连杆、活塞、凸轮轴、链条等工作载荷的作用，还受到支座刚度、台架等外界因素的影响，而通过经验公式和动力学仿真获得的激励，都无法完全表征油底壳实际工作状态。为了综合这些影响因素，采用实际测量的加速度信号作为激励，用于计算油底壳振动响应。为了减少计算工作量，反映整个转速范围内的油底壳辐射噪声水平，测量发动机在全油门下各转速的加速度信号，并对其进行傅里叶变换，保留每个频率下的最大值，作为油底壳振动响应计算的激励。处理后得到的激励外包络曲线如图1所示。在90 Hz、700 Hz、1 600 Hz附近，加速度激励出现峰值。图2所示为不同机油量油底壳通过计算得到的在各阶频率下的最大加速度响应。随着机油量的增加，低阶响应变得愈加强烈。

图1 螺栓位置加速度激励

图2 油底壳最大加速度响应

4.3 结构辐射声功率级结果与讨论

4.3.1 辐射声功率级结果对比

油底壳安装在发动机机体下部，其内部声场被机体封闭，因此计算辐射噪声时，只需要考虑油底壳指向外部空气侧振动的影响。因此，采用直接边界元法计算油底壳的外部声场。根据油底壳表面加速度响应，计算0～2 000 Hz范围内的油底壳外部声场，得到油底壳的输出声功率级频谱，并进行A计权，结果如图3所示。

从图3可知，当无机油影响时，最大输出声功率级为86.3 dB（A），此时的频率为810 Hz；650 mL机油时，最大输出声功率级为87.10 dB（A），频率为788 Hz；3 150 mL机油时，最大输出声功率级84.4 dB（A），频率822 Hz。优化油底壳主要是把油底壳的各阶频率从激励频率峰值附近移开，降低共振造成的影响。

图3 油底壳输出声功率级

为了综合比较整个频率范围内的噪声水平，计算0～2 000 Hz频率范围内的总声功率级和总辐射效率，见表4。随着机油量的增加，油底壳的总输入声功率级和总输出声功率级都有所提升。其中，3 150 mL机油比无机油油底壳分别提高4.77 dB（A）和2.24 dB（A）。而油底壳的总辐射效率由于机油的阻尼效应，随着机油量的增加则相应降低，3 150 mL机油时达到88.57%，比无机油工况降低了1.77%。

表4 总声功率级和总辐射效率对比

4.3.2 基于声功率级的结构优化

由于油底壳的正常机油含量总是大于或接近3 000 mL，且在较多油量时对应的辐射声功率级也较大。所以优化主要针对3 150 mL机油量流固耦合模型进行。根据图3找到峰值响应对应的模态振型。优化主要依据这几阶模态振型结果对局部进行加强。通过改变设计，在纵向形成两段式结构，周向形成尽可能多的褶皱，底面增加发射状的加强筋，从而提升局部刚度，并消除较大面积的辐射平面。优化后的结构如图4所示。

图4 优化后油底壳模型

优化前后的油底壳输出声功率级对比如图5所示。优化后的最大声功率级为84.1 dB（A），与优化前相当；而在1 000～1 500 Hz频率范围内降低较为明显。

图5 优化前后油底壳输出声功率级对比

总的输出声功率级结果见表5。可知，3 150 mL机油状态下，优化后油底壳的总输出声功率级降低了2.6 dB（A），而总的辐射效率基本不变。说明优化后的油底壳在整个转速范围内，辐射噪声减小，并且在单个频率点的辐射声功率级水平不变。

表5 优化前后油底壳总声功率级对比

4.3.3 新材料对辐射声功率级的影响

降低油底壳的辐射噪声，除了对现有设计进行优化改进外，新材料和新技术的应用也能起到良好的降噪效果。目前，采用较多的是塑料油底壳及复合阻尼板结构[9]，其都能明显提高油底壳的阻尼损耗因子，对于塑料油底壳，其值一般大于0.2，而复合阻尼板结构阻尼增大效果更加显著，能达到0.3以上。

现有油底壳、塑料油底壳及复合阻尼板结构油底壳的辐射声功率级结果见表6。采用塑料油底壳和复合阻尼板结构油底壳，都能够明显降低总输入和总输出声功率级。其中，塑料油底壳的总输入和总输出声功率级降低了9.78 dB（A）和12.49 dB（A），并且总辐射效率达到85.01%，比冲压钢板油底壳降低了3.56%。复合阻尼板结构油底壳的辐射噪声水平虽然降低比较明显，但其总辐射效率与冲压钢板油底壳相当，都为88.5%左右。

表6 不同材料油底壳总声功率级对比

5 结束语

a.采用流固耦合有限元模型得到的模态结果与试验误差小于5%，能够准确反映油底壳的模态特征。且随着机油量的增加，1阶频率下降明显，小于发动机工作转速内的点火主谐次频率。

b.随着机油量的增加，油底壳的总输入和总输出声功率级都明显提升。其中，3 150 mL机油比无机油油底壳分别提高了4.77 dB（A）和2.24 dB（A）。

c.根据流固耦合分析得到的结果，找到峰值响应对应的频率，进一步确定对噪声影响较大的区域。优化该区域的辐射平面，可使得油底壳总输出声功率级降低2.6 dB（A）。

d. 采用塑料油底壳、复合阻尼板结构油底壳，可有效抑制响应峰值，油底壳总输出声功率级降低超过10 dB（A）。

1 岳东鹏,郝志勇,刘月辉,等.柴油机表面噪声源识别的试验研究.机械工程学报,2004,40（6）:150～154.

2 王奇文,郝志勇,李一民,等.基于FEM和BEM的低噪声油底壳设计的研究.汽车工程,2013,35（4）:364～368.

3 冯威,袁兆成,刘伟哲.用液固耦合方法研究柴油机油底壳辐射声场.内燃机学报,2005,23（6）:536～540.

4 张文鹏,宗智.分析水中结构自由振动的三维附加质量矩阵法.中国舰船研究,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 邓晓龙,张宗杰,刘少彦.FEM/BEM方法预测发动机油底壳噪声辐射.华中科技大学学报,2003,31（5）:80～82.

8 余波,祝杨.发动机油底壳分析与优化.汽车技术,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.

（责任编辑 晨 曦）

修改稿收到日期为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

油底壳 辐射噪声 流固耦合

U464.1

A

1000-3703（2017）06-0049-04