車用動力總成模態(tài)優(yōu)化研究

摘要：針對某車用動力總成試驗過程中發(fā)動機和變速器結(jié)合面滲油的情況，運用有限元模態(tài)分析和試驗?zāi)B(tài)分析相結(jié)合的方法，研究動力總成的固有模態(tài)。結(jié)果表明，動力總成一階模態(tài)只有176.1Hz，低于發(fā)動機最高轉(zhuǎn)速下的點火激勵頻率，存在發(fā)動機運轉(zhuǎn)過程中在某個轉(zhuǎn)速點產(chǎn)生共振的風險。經(jīng)過有限元模態(tài)分析一階模態(tài)陣型，顯示薄弱位置在缸體、油底殼與變速器的結(jié)合面處;通過對缸體和油底殼增加加強筋進行優(yōu)化，使動力總成的一階模態(tài)提高到240.2Hz，比優(yōu)化前提升了36.4%，二階模態(tài)也提升了22.5%。優(yōu)化后的動力總成試驗?zāi)B(tài)分析結(jié)果表明：該方案提高了動力總成固有模態(tài)。

Abstract： Aim the oil-leakage problem during the powertrain test， Combining finite element modal analysis with modal experiment， to study the vibration modes of powertrain. The result show， The first-order mode of the powertrain is only 176.1Hz， Lower than the ignition excitation frequency of the engine， have a risk of resonance. Through finite element modal analysis， find the first-order mode on the junction surface cylinder of the block、oil pan and transmission is lower; add the reinforcing bar on the cylinder block and oil pan， Improve the first-order mode of powertrain to 240.2Hz， increased by 36.4%， and second-order mode also increased by 22.5%. The optimized test modal shows that：the natural frequency of the powertrain increased.

關(guān)鍵詞：固有模態(tài);動力總成;頻率;模態(tài)分析;模態(tài)測試

Key words： modal;powertrain;frequency;modal analysis;modal test

0 ?引言

動力總成作為汽車的關(guān)鍵零部件，為汽車提供源源不斷的動力輸出。動力總成在運轉(zhuǎn)過程中由于激勵產(chǎn)生的彎曲和扭轉(zhuǎn)振動等動態(tài)特性對汽車的NVH及駕乘舒適性有著重要的影響，對動力總成進行模態(tài)分析是研究動力總成彎曲和扭轉(zhuǎn)振動等特性的主要手段[1]。

一款增壓直噴汽油發(fā)動機和自動變速器構(gòu)成的動力總成，在試驗過程中發(fā)現(xiàn)在高轉(zhuǎn)速區(qū)域動力總成抖動明顯，并且存在結(jié)合面漏油的問題，初步懷疑動力總成運行過程中產(chǎn)生共振[2-6]。本文通過有限元模態(tài)分析和試驗?zāi)B(tài)分析相結(jié)合的方法對此動力總成的彎曲和扭轉(zhuǎn)振動等動態(tài)特性進行分析研究，找出薄弱點并進行仿真優(yōu)化及試驗驗證，提升動力總成模態(tài)，消除共振風險。

1 ?發(fā)動機激振頻率

發(fā)動機運轉(zhuǎn)時，混合氣體在氣缸內(nèi)點火燃燒推動曲軸轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的轉(zhuǎn)矩脈沖，在發(fā)動機持續(xù)運轉(zhuǎn)時，此脈沖式周期性出現(xiàn)的，我們稱其為點火激勵，其是動力總成激勵的主要來源[1]。對于點火間隔固定的多缸發(fā)動機，其點火脈沖頻率可以由下式計算的到：

其中，f為激振頻率;i為發(fā)動機氣缸數(shù);n為發(fā)動機轉(zhuǎn)速;？子為發(fā)動機沖程數(shù)。

此次研究的發(fā)動機基本參數(shù)如表1所示。

由以上可以求得此發(fā)動機的點火脈沖頻率為25Hz～176.7Hz，同時考慮10%的安全余量，我們要求動力總成的一階模態(tài)大于200Hz。

2 ?動力總成試驗?zāi)B(tài)分析

2.1 模態(tài)測試方法及數(shù)據(jù)分析

為了解該動力總成的固有模態(tài)，對動力總成進行了模態(tài)試驗。試驗系統(tǒng)主要有激勵系統(tǒng)（激振器）和LMS振動測試系統(tǒng)組成。對于動力總成模態(tài)試驗，理論上需要用測點將動力總成的外輪廓表示出來，通常至少要求8個測點組成一個長方體。本次測試為了使測量更加準確，在動力總成的表面共布置48個測點，其中發(fā)動機24個，變速器24個。測點按照能夠充分反映動力總成的結(jié)構(gòu)特點和便于布置傳感器的原則進行位置分布，如圖1所示。

由圖1可知，動力總成的測點均布在發(fā)動機和變速器的外表面，能夠很好的反映其結(jié)構(gòu)特性。

對于動力總成的模態(tài)測試，如果采用1個激勵點，在某些方向上產(chǎn)生的響應(yīng)可能會非常小，因此本次采用2個激勵點，分別布置在發(fā)動機油底殼和變速器上，這樣能更好的將動力總成六個方向的剛體模態(tài)激發(fā)出來。試驗時，用彈性繩懸吊動力總成，使其達到自由狀態(tài)，同時把48個測點均布在動力總成上，搭建好的試驗臺架如圖2所示。

2.2 模態(tài)測試結(jié)果

根據(jù)圖2搭建好的臺架進行動力總成的模態(tài)測試，結(jié)果如表2所示，圖3為試驗?zāi)B(tài)測試結(jié)果振型。

由表2可知，此動力總成的一階模態(tài)為176.1Hz<200Hz，不滿足設(shè)計要求。而動力總成在進行試驗時，運行工況在是發(fā)動機的全轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)進行，由第一章節(jié)知道，發(fā)動機在最高轉(zhuǎn)速點的點火脈沖頻率為176.7Hz，大于動力總成的一階模態(tài)，存在發(fā)動機運轉(zhuǎn)過程中在某個轉(zhuǎn)速點產(chǎn)生共振的風險。

由圖3我們可以知道，動力總成一階模態(tài)為彎曲振型，彎曲位置在發(fā)動機缸體和油底殼與變速器的結(jié)合面，即出現(xiàn)滲油的位置。

3 ?動力總成有限元模態(tài)優(yōu)化分析

有限元分析可以通過計算機軟件對數(shù)字模型進行計算分析，可以用最低的成本找出優(yōu)化的方案，避免了在多種方案下制作樣件進行試驗分析造成的時間和成本的浪費。

3.1 動力總成有限元模態(tài)分析

考慮到動力總成結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，結(jié)合有限元分析方法對模型進行簡化處理。發(fā)動機部分留下缸體、缸蓋、油底殼、前蓋，去除發(fā)動機的其他附件采用質(zhì)量點代替;變速器殼體部件保留，內(nèi)部齒輪等零件也采用簡化成質(zhì)量點來替代。利用Hypermesh軟件對集合模型進行離散化、材料定義等前期處理，生成有限元模型，并進行計算分析。分析結(jié)果如表3所示，原動力總成的有限元模態(tài)分析結(jié)果如圖4所示。

由圖4可知，動力總成在發(fā)動機缸體、油底殼底部與變速器的結(jié)合面產(chǎn)生了彎曲變形，與圖3的一階彎曲振型類似。因此可以判定，由于發(fā)動機運行時動力總成在變速器與發(fā)動機缸體和油底殼結(jié)合面產(chǎn)生彎曲變形，導(dǎo)致變速器殼體密封面有平面貫通，產(chǎn)生滲油風險。

由表3可知，動力總成有限元模態(tài)分析與試驗?zāi)B(tài)結(jié)果一階和二階的模態(tài)頻率誤差小于10%，振型也基本一致，說明有限元模態(tài)分析和模態(tài)試驗的結(jié)果一致性較好，動力總成的有限元模型準確。

3.2 方案優(yōu)化及分析

根據(jù)3.1的分析可知，動力總成的一階模態(tài)頻率偏低，在運行轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)可能會存在共振風險，因此提高動力總成的一階模態(tài)頻率避開發(fā)動機的激振頻率是最有效的方法。

在平臺化增壓汽油機新潤滑系統(tǒng)分析模型中，各個新的零部件均賦予相應(yīng)的流阻特性曲線（供應(yīng)商處獲得）用于計算機油管路壓力、流量的變化。

提高動力總成的剛度能有效的提高其固有頻率。目前提高剛度的方法有：①增加結(jié)合面零件的厚度，②在結(jié)合面零件表面增加加強筋。增加厚度會導(dǎo)致零件質(zhì)量增加，使得零件成本增加，還會因為重量增加導(dǎo)致油耗上升;增加加強筋能夠很好的考慮零件的結(jié)構(gòu)和布置，并且質(zhì)量增加較少，是常用的方法。

為了提高動力總成的固有頻率，讓動力總成在運行轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)不發(fā)生共振，通過圖4的分析，我們發(fā)現(xiàn)在缸體和油底殼處存在高應(yīng)變能密度區(qū)域，因此考慮在此區(qū)域增加加強筋。優(yōu)化設(shè)計方案如圖5所示。

對圖5的優(yōu)化方案裝配到動力總成模型中，進行有限元模態(tài)分析，分析結(jié)果如表4所示。

由表4可知，設(shè)計優(yōu)化后的動力總成一階有限元模態(tài)達到了245.6Hz，滿足設(shè)計要求;并且優(yōu)化后的一階模態(tài)比優(yōu)化前的一階模態(tài)提高了39.3%，二階模態(tài)提升了9.7%。

圖6為動力總成優(yōu)化后的一階模態(tài)分析結(jié)果振型，通過增加加強筋的優(yōu)化設(shè)計，動力總成在發(fā)動機與變速器結(jié)合面以及油底殼底部彎曲變形減小了。

4 ?優(yōu)化方案試驗?zāi)B(tài)分析

根據(jù)章節(jié)3的優(yōu)化方案，制作樣件裝配動力總成進行試驗?zāi)B(tài)分析，測試結(jié)果如表5所示，圖7為優(yōu)化后試驗?zāi)B(tài)測試結(jié)果振型。

由表5可知，設(shè)計優(yōu)化后的動力總成一階有限元模態(tài)達到了240.2Hz，滿足設(shè)計要求;并且優(yōu)化后的一階模態(tài)比優(yōu)化前的一階模態(tài)提高了36.4%，二階模態(tài)提升了22.5%。

由圖7我們可以知道，優(yōu)化后的動力總成一階固有頻率相對于優(yōu)化前的得到了改善。

5 ?結(jié)論

通過有限元模態(tài)分析與試驗?zāi)B(tài)分析相結(jié)合，找到動力總成的模態(tài)薄弱點并優(yōu)化改進，研究結(jié)論如下：

①動力總成的一階模態(tài)頻率需要大于發(fā)動機的點火激勵頻率，避免發(fā)動機運行時產(chǎn)生共振損壞發(fā)動機。

②發(fā)動機油底殼和缸體抗彎強度低是導(dǎo)致動力總成模態(tài)低的原因。

③優(yōu)化后的動力總成模態(tài)提升了36.4%。

④優(yōu)化后的動力總成一階模態(tài)彎曲模態(tài)相對于優(yōu)化前的得到了改善。

參考文獻：

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作者簡介：李佳家（1987-），男，工程師，研究方向為車用汽油機設(shè)計開發(fā)。