杨蔓 邓雄志 陈朋

摘 要：文章通过发动机液压悬置内部结构的高精度CAE模型，获得悬置受冲击时刻解耦膜的拍击力特性，进而通过分析异响和非异响悬置拍击力特性与试验异响的关联，确定了以拍击力判断异响的设计指标值、建立了液压悬置异响的正向设计方法。基于此方法的优化设计方案经试验验证异响较小，证明此方法准确可靠。

关键词：液压悬置;异响;流固耦合;AE;正向设计

中图分类号：U463.43+2  文献标识码：A  文章编号：1671-7988（2020）09-109-04

The Research on Forward Design Method of Engine-Mount Noise

Yang Man， Deng Xiongzhi， Chen Peng

（Guangzhou automobile R&D center， Guangdong Guangzhou 511434）

Abstract： The decoupler impact force within engine mount is studied based on FSI finite element method. After correlated between decoupler impulse force of CAE and testing noisy/non-noisy engine mounts， the critical value of impact force corresponding to noise is derived. Therefore， the forward design method of engine-mount noise is built. The improved mounts is designed with this method， which shows precise and robust.

Keywords： hydraulic mounting; noise; fluid-structure interaction（FSI）; CAE; forward design

CLC NO.： U463.43+2  Document Code： A  Article ID： 1671-7988（2020）09-109-04

1 背景

随着车辆NVH性能整体水平的提升，以往被悬架及发动机掩盖的液压悬置异响逐渐凸显。经统计，研发过程、新车下线及市场反馈的液压悬置异响抱怨数量逐年增多。液压悬置的异响业内有较多研究，可归类为两种情况：空穴异响（流场压力降低出现的小气泡聚集后，破裂异响）、浮动式解耦膜拍击异响^[1]，这两种噪音都属于冲击噪音。由于浮动式解耦膜与液压悬置骨架的间隙小，且完全在悬置内部，无法通过悬置外部的试验观察或直接测量手段来监控内部拍击力特性，难以建立拍击力与异响的直接关联。因此当前异响改善手段都基于试验反复试错方法，缺乏正向预测的手段。

本文以某车型过连续减速带工况发生悬置解耦膜拍击异响问题为研究对象，通过悬置精确CAE建模及分析，获得车辆过减速带工况下，浮动式解耦膜的拍击力，研究以拍击力作为异响设计指标、进而正向预测异响的方法。

2 浮动式解耦膜液压悬置异响机理及流固耦合分析

如图1所示，悬置浮动式解耦膜位于上液腔与下液腔之间，当动力总成受到颠簸小幅Z-激振悬置时，上液腔的液体向下挤压浮动式解耦膜，解耦膜向下运动直至拍击下支架，实现液体向下运动;当动力总成反向激振悬置时，下液腔的液体向上挤压浮动式解耦膜，解耦膜向上运动直至拍击解耦膜盖板。当这个拍击力达到一定程度，就会产生拍击异响。因此优化液压悬置的异响，就在于改善解耦膜拍击。

与结构噪音不同的是，拍击噪音是辐射噪音、以流固耦合的形式产生。由于流固耦合涉及液体及固体相互作用，难以解析求解，为获得拍击力，建立拍击力与异响的直接关联，本文采用流固耦合有限元分析方法研究。

對于本文问题，液压悬置过减速带工况下橡胶结构产生大变形，进而工作液的边界变化较大，相关研究采用ALE有限元方法求这一解流固耦合问题^[2]～[6]。

ALE描述下带自由界面的粘性不可压液体的N-S运动方程及其边界条件为：

对于液压悬置的工作液在汽车使用工况下，可视为不可压液体，因此质量守恒方程简化为：

本构方程为：

ALE描述下的自由界液面边界条件为：

流固耦合界面上，运动学和动力学条件为：

液压悬置的橡胶在汽车常规运行状态下，是典型的几何非线性、材料非线性问题，常采用Mooney-Rivlin模型求解，其模型为：

其中，N为多项式阶数，D_i为材料常数，I₁，I₂，I₃为变形张量不变量，其表达式为：

其中，λ₁，λ₂，λ₃为主伸长比，λ₁=1+γ_i，γ_i为主轴方向应变。

由于橡胶为不可压缩超弹性材料，其I₃=1，通常采用二阶多项式模型，因此得到二阶Mooney-Rivlin模型为：

流固耦合有限元模型对悬置内部结构精确建模，所有≥0.5mm的特征均保留。结构材料、工作液的力学特性参数通过试验测得。工况是以11Hz做1mm位移幅值的正弦激励，模拟过减速带路发动机悬置受到的冲击（悬架簧下固有频率为11Hz）。分析模型见图2：

经分析，浮动式解耦膜对盖板接触压力的最大时刻，压强分布结果如图3：

解耦膜对盖板的接触压力时间历程曲线与解耦膜变形动画对比见图4，结合实时变形动画与时间历程曲线，揭开了悬置内部结构运动及变形细节：解耦膜接触盖板前，压力较小;在解耦膜接触盖板后向上拍击的最大变形时刻，出现了载荷峰值30.2N，呈现出典型脉冲载荷工况特点、即本文所述“拍击力”，变形动画也显示此刻解耦膜与盖板接触，现象吻合：

悬置反向运动后，接触力迅速下降、盖板与解耦膜也分开，见图5：

图6是该车型通过连续减速带，悬置结构采集到的振动加速度信号，加速度曲线与拍击力趋势一致，即：随着每一次激振发生一次，冲击力或加速度迅速升高然后降低：

至此，通过CAE分析手段准确捕捉到异响发生过程、确认异响机理。

3 异响判定依据确定及优化方案

为了建立CAE分析判定异响的基准，需与将拍击力与试验异响进行关联。为此对产自同一供应商的其它3款车型的无明显异响的悬置进行同样工况的流固耦合分析。分析结果显示，无异响件的拍击力最大值为23.2N，显著低于异响件，见图7：

考虑一定的设计余量，将解耦膜拍击力的优化目标是设定为：低于25N。

由于浮动式解耦膜是一块平橡胶、且尺寸较小，难以做出复杂的几何特征，因此优化方向有两个：增加表面凸起、改变接触刚度;增加解耦膜盖板厚度（进而减小解耦膜的活动间隙）。方案如表1：

分别对以上5个方案进行CAE分析，结果显示方案四、五的压力峰值降低最明显，结果见图8：

悬置的一个关键特性是动刚度和阻尼，因此异响优化方案须同时分析这两个参数，以确认方案可行性。机械结构系统的振动传递特性特性见式9：

式中F（w）为悬置受激振力信號经FFT变换后激励频率对应的值，D（w）为位移激励信号经FFT变换后激励频率对应的值。K_d（w）为复数，动刚度大小为其幅值，阻尼角为其实部与虚部的夹角。

以其中方案三为例，CAE分析得出的激励-响应时间见图9：

对各方案数据做FFT分析，各方案的动刚度和滞后角见表2：

可见方案五的动刚度变化较大，如采用会导致动力总成重新做NVH调校。综合考虑，以优化方案四作为主要的验证方案。

4 验证效果

考虑到实际产品工艺与理论的偏差，为了通过对比确认改善趋势，分别对方案一、二、四做样件，分别在同一台车、同一个减速带上验证，样件实物件图10：

由于悬置异响与悬架冲击音同时发生、两种噪音信号的频率成分有一定重叠，滤波仅提取出“悬置异响的频段”失真度较大，故采用专业的商品评价团队打分（10人、10分制），取平均值，结果见表3。

其中方案四过连续减速带工况的整车振动加速度测试结果见图11：

可见由于异响优化方案兼顾了动刚度设计，改善前后，整车的NVH性能并没有恶化。

综上，方案四改善效果较好，最终以方案四作为实施措施。

5 总结

本文首次通过流固耦合CAE分析，获得发动机悬置冲击时刻解耦膜的拍击力;通过多个CAE优化方案的试验验证，确认了解耦膜拍击是液压悬置过减速带工况产生异响的机理、证实了以“CAE手段分析拍击力”来预测噪音的可行性。

需要说明的是，CAE分析手段的特点是需要通过试验标定模型、并将分析数据和试验结果建立关联，本论文也是结合CAE分析与多个有/无异响的悬置试验，得出合理的拍击力临界值，指导CAE设计最终消除了噪音。但限于这些悬置内部结构是相近的、且样本量较少，因此本文的数据不能作为普适性的悬置异响正向判定标准，但其思路能作为悬置噪音的半经验正向预测及设计方法。

参考文献

[1] 钟秤平，黄超勇，黄斌，等.某SUV车型发动机悬置异响诊断分析[J]. 汽车零部件，2019，（04）：73-76.

[2] 杨蔓.带隔板的储液箱内液.体晃动阻尼数值研究[D].清华大学， 2006.

[3] 陈无畏，王景蓉，陈晓新，等.基于ALE有限元法的发动机液压悬置动态特性仿真[J].合肥工业大学学报，2011，（5）：641-645.

[4] 徐志军，刘福水，于增信.基于流固耦合有限元法的汽车发动机液力悬置动力学分析[J].车用发动机，2012 （6） ：78-81.

[5] 王勖成.有限单元法[M].北京：清华大学出版社，2002.

[6] 王敏，姚国凤，梁静文，等.基于流固耦合FEM的液压悬置关键参数提取[J].哈尔滨工业大学学报，2011，（03）：158-162.