李玉光，魏镇，杨铎，朱宇龙



某型高压油泵壳体表面辐射噪声特性研究

李玉光，魏镇，杨铎，朱宇龙

(大连大学，辽宁大连 116000)

采用有限元与边界元联合求解的方法对高压油泵壳体表面辐射噪声特性进行研究。利用Pro/E软件建立了高压油泵壳体三维模型，利用Abaqus软件求解其表面振动响应，把其结果作为在Virtual.Lab Acoustics软件中边界元求解辐射声场时的边界条件，并分析了对整体表面辐射噪声声功率贡献较大的部位，计算结果与试验结果吻合较好，表明该方法可行性高，并为后续高压油泵结构的改进设计提供了参考。

高压油泵；有限元；边界元；辐射声场

0 引言

高压油泵作为发动机机组的一部分，对其表面辐射噪声特性研究较少。高压油泵结构振动存在多个振源，如凸轮轴输入波动、凸轮接触力激振、柱塞腔压力变化、轴承载荷冲击等，并且随着喷射压力的增大，喷油系统振动产生的噪声对整个发动机组辐射噪声的影响权重越来越大[1]。因此，对其动噪声研究变得十分重要。通过对高压油泵壳体表面辐射噪声特性的分析，确定主要辐射噪声的部位，进而为高压油泵结构的改进设计提供依据。

高压油泵壳体表面辐射噪声与表面振动速度成正比关系。在进行高压油泵壳体表面辐射噪声特性研究时，需先对其表面振动速度进行分析，在得到振动边界条件后，通过映射把振动边界条件转移到高压油泵壳体边界元声学模型的网格上，进而计算出辐射声场声压分布。

1 结构有限元模型的建立

根据高压油泵实际装配，在Pro/E中建立了油泵上盖、泵体、两侧端盖的壳体组合结构三维模型，并在Abaqus中建立了其有限元模型，对其中的水孔、油孔、螺纹孔及大部分凸台都进行了合理的简化[2]。左侧法兰盘处和轴承盖均采用正八面体单元，其余各处采用四面体单元，整个模型共有150 878个单元、237 550个节点。高压油泵壳体的有限元模型如图1所示。

2 边界条件的确定

由于辐射声场的边界元模型是以结构有限元的振动响应结果作为输入边界，因此，首先要对高压油泵壳体进行振动响应分析。本文中缸体内壁上、曲轴轴承处的瞬态载荷均由试验测试获得，在Abaqus中将试验测试得到的载荷数据施加在壳体有限元模型相应的位置上，并在左侧法兰盘处施加固定位移约束，设定时间步长为0.000 032s，分析过程分为720个子步，提交完成高压油泵壳体在时域内的振动响应，然后把计算结果导入Virtual.Lab Acoustics中进行傅里叶变换，进而把时域振动响应转化为频域振动响应。图2为高压油泵壳体在600 Hz时的表面振动速度分布，图3为高压油泵壳体上盖一点三个方向的振动响应曲线。

图1 高压油泵壳体有限元模型

图2 高压油泵壳体600 Hz时的表面振动速度

由图2可以看出，高压油泵壳体在600 Hz时，上盖的右侧和小端盖处振动速度比较大，底部局部范围内有较大的振动；左侧法兰盘处振动速度很小，这是因为法兰盘处施加了固定位移约束，限制了法兰盘端面的6个自由度，所以左侧壳体的振动速度整体较小。

图3(a)表示节点在方向的振动速度频谱图，图3(b)表示节点在方向的振动速度频谱图，图3(c)表示节点在方向的振动速度频谱图。由图3可以看出，高压油泵壳体上盖此节点处在低频时主要沿、方向振动，且沿方向的振动速度大于沿方向的振动速度；中、高频时主要为方向的振动，且振速远远大于其他两个方向的振速。

图3 高压油泵壳体上盖一点三个方向的振动速度频谱图

为了对高压油泵表面辐射噪声做更好的分析及评价，对其进行了模态分析。模态是机械结构固有的振动特性，每一个模态具有特定的固有频率振型[3-4]。在法兰盘处施加固定位移约束，本文中分析频率是5 000 Hz，所以提取了前30阶固有频率值，如表1所示。

表1 高压油泵组合结构的前30阶固有频率值

3 声学边界元模型的建立

采用声学边界元法计算辐射噪声时，首先要建立声学边界元模型，包括边界节点和单元[5]。为了提高边界元法的计算速度和保证结果的准确性，模型网格的尺寸一般比较规范，大小比较接近。在声学边界元计算中，当声学网格中最大单元的边长小于最短波长的1/6时，或者说是小于最高计算频率点处波长的1/6，可以得到较高的精度[6-7]，即：

本文对高压油泵进行分析时最高计算频率是5 000 Hz，所以最大单元的边长应小于11 mm。本次分析中最大单元边长取8 mm，划分完的声学边界元网格由9 230个正四面体单元组成。声学边界元模型如图4所示。

图4 高压油泵壳体声学边界元模型

为了考察高压油泵表面各部位对总体噪声的贡献，根据表面结构的特点，划分了11个区域，分别为油泵上盖(区域1)、油泵泵体(区域2、区域3、区域4、区域5、区域6、区域7、区域8、区域9)、大端法兰盘(区域10)、小端端盖(区域11)，如图5所示。

各个区域的声功率代表着高压油泵表面各个区域对整体声功率的贡献，相当于只有该区域单元振动而其它区域单元设为刚体时的声功率[8]。

4 半自由声场的建立

结合工程实际测试要求，声场分为全自由声场和半自由声场。为了计算结果与实际工程测试具有可比性，根据GJB4058船舶设备噪声、振动测量方法标准，采用图6中半自由声场形式[9]。辐射声场距离高压油泵的每个侧面都是1 000 mm，模型底部加一个对称平面来模拟地面，此对称平面为刚性平面。

图5 高压油泵壳体区域化模型

5 声学仿真及结果分析

在进行分析计算时，由于建立的声学边界元模型与有限元模型结构外表面网格和节点不是一一对应的，所以在把数据从有限元结构网格转移到声学网格上时需要建立一定的映射关系，利用插值方法计算出边界元模型节点的振动速度，从而确定边界条件。目标节点的值由源节点上的值确定，具体公式如下[10]：

根据以上映射关系，把振动速度从结构有限元网格转移到声学边界元网格上后，一般通过求亥姆霍兹积分解的方法来对声场进行计算，在对亥姆霍兹公式求解时需要一定的边界条件，主要有以下三种边界条件[11]：

(1) 给定表面声压，即狄利克雷(Dirichlet)边界条件；

本文中高压油泵表面辐射噪声特性研究采用纽曼边界条件，在得到结构表面法向振动速度后，通过求解亥姆霍兹方程得到辐射声场中各点的声压。高压油泵壳体表面辐射声功率级曲线如图7所示，各峰值频率下辐射声场声压级云图如图8所示。

从图7中可以看出，峰值频率是600、2 450、2 650、3 050、3 600、5 000 Hz，确定了对辐射噪声贡献较大的频率，其中在600 Hz时，声功率级达到最大值110 dB。

从图8中可以看出，高压油泵表面辐射声场的声压级在90～110 dB之间。频率在600、2 450、2 650 Hz时，辐射噪声主要集中在上表面，频率在3 050、3 600、5 000 Hz时，则主要集中在前、后表面。其中频率600 Hz时声压级出现最大值，位于辐射声场上表面，其最大值是107 dB。

图7 表面辐射声功率级曲线

图8 各个峰值频率下辐射声场声压级云图

由图9中可以看出，高压油泵壳体在600 Hz时各部分的辐射噪声功率较大，其中曲轴安装位置加强板(区域7)及下侧区域(区域8)辐射噪声功率最大。由表1模态分析结果可知，1 000 Hz以下模态密度较大，600 Hz的模态密度位于第二阶固有频率541.93 Hz与第三阶固有频率677.64 Hz之间，所以在600 Hz时高压油泵整体振动的速度级比较大，此外，高压油泵底部结构比较薄弱，刚度小，所以在低频时振动较大，从而振动产生的辐射噪声也大。除此之外，各峰值频率下，泵体下侧(区域6、区域7、区域8、区域9)都是主要辐射噪声部位。

6 试验测试及结果分析

在高压油泵样机生产出来之后，对其辐射噪声进行了测试。利用Labview软件和NI9234采集卡搭建声压信号测试平台，对高压油泵正上方1 m处的测点声压进行采集测试。高压油泵试验样机如图10所示。

根据采样定理，实际应用中应保证采样频率为信号最高频率的2.56～4倍，在声学仿真计算中的最高分析频率为5 000 Hz，所以采样频率取15 000 Hz，原始声压信号如图11(a)所示。由于试验测试不是在消声室中进行的，所以反射声波造成的低频轰鸣噪声比较严重，为了消除低频信号的干扰，要先滤去原始信号中的直流分量，然后对信号进行高频滤波，保留400 Hz以上的声压信号。试验测点400 Hz以上的声压幅值频谱如图12所示，仿真测点声压幅值频谱图如图13所示。

图10 高压油泵试验样机

图11 原始信号(a)和滤去直流分量后的信号(b)

由图12可知，试验测点的频率在714、2 380、3 571 Hz时出现峰值，且在714 Hz时声压幅值最大值为4.2 Pa；由图13可知，仿真测点的频率在600、2 450、2 650、3 600 Hz时出现峰值，且在600 Hz时声压幅值最大值为5.85 Pa。由此可以看出，试验测试和仿真计算的峰值频率比较接近，但试验测试的声压幅值比仿真计算的声压幅值小，这是因为在处理数据前期滤去了直流分量造成的。另外由图12和13可以看出，试验测点声压幅值频谱图中的峰值频率附近频带较宽，这是由于试验房间四周墙壁会产生声波反射，进而形成混响场所造成。

图12 试验测点400 Hz以上声压幅值频谱图

图13 仿真测点声压幅值频谱图

7 结论

(1) 采用有限元和边界元方法对高压油泵表面的辐射噪声特性进行了分析。通过表面辐射声功率级曲线，得到了对整体辐射噪声贡献较大的频率，其中600 Hz时辐射噪声最大。

(2) 通过辐射声场的声压云图，分析了声场的声压分布特性，并结合峰值频率下各区域的辐射声功率，确定出泵体下侧即曲轴安装位置处是主要的辐射噪声部位，其加强板及加强板下侧最为严重，为后续结构的改进设计提供了参考。

(3) 试验测取了高压油泵正上方测点的声压信号，并与仿真计算结果进行了对比，吻合较好，证明了高压油泵壳体计算模型的正确性。

[1] 郑大远. 柴油机喷油系统振动与噪声仿真研究[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工程大学, 2013.

ZHENG Dayuan. Simulation of vibration and noise of diesel engine injection system[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2013.

[2] 王鑫, 季振林. 柴油机辐射噪声预测及控制技术研究[J]. 噪声与振动控制, 2008, 28(2): 87-91.

WANG Xin, JI Zhenlin. Research on prediction and control technology of diesel engine radiated noise[J]. Noise and vibration control, 2008, 28(2): 87-91.

[3] 吕端, 曾东建, 于晓洋, 等. 基于ANSYS Workbench的V8发动机曲轴有限元模态分析[J]. 机械设计与制造, 2012(8): 11-13.

LU Duan, ZENG Dongjian, YU Xiaoyang, et al. Finite element modal analysis of V8 engine crankshaft based on ANSYS Workbench[J]. Mechanical Design and Manufacture, 2012(8): 11-13.

[4] 蒋冬清, 李三燕. 基于有限元法的车身振动与噪声特性研究[J]. 中国测试, 2016, 42(8): 141-144.

JIANG Dongqing, LI Sanyan. Research on vibration and noise characteristics of automobile body based on finite element method [J]. China Test, 2016, 42(8): 141-144.

[5] 陈福忠, 项昌乐, 刘辉. 流固耦合作用下变速箱体噪声辐射特性研究[J]. 噪声与振动控制, 2010, 30(4): 6-9.

CHEN Fuzhong, XIANG Changle, LIU Hui. Study on noise radiation characteristics of gearbox under fluid-solid coupling[J]. Noise and Vibration Control, 2010, 30(4): 6-9.

[6] GUO J, CAO Y P, ZHANG W P, et al.Analysis of engine vibration and noise induced by a valve train element combined with the dynamic behaviors[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2015, 138(9): 1-11.

[7] 杨诚, 周科, 陈旭. 发动机壳体辐射噪声预测[J]. 江苏大学学报(自然科学版), 2010, 31(4): 393-396.

YANG Cheng, ZHOU Ke, CHEN Xu. Radiated noise prediction of engine case[J]. Journal of Jiangsu University (Natural Science Edition), 2010, 31(4): 393-396.

[8] 方华, 王天灵, 李盛成, 等.柴油机油底壳辐射声场的仿真研究[J]. 噪声与振动控制, 2007, 27(5): 115-118.

FANG Hua, WANG Tianling, LI Shengcheng, et al. Simulation of sound field radiated from diesel oil pan[J]. Noise and Vibration Control, 2007, 27(5): 115-118.

[9] 国防科学技术工业委员会. GJB 4058-2000 舰船设备噪声、振动测量方法[S]. 北京: 国防科工委军标出版发行部, 2000.

[10] 詹福良, 徐俊伟. Virtual.Lab Acoustics声学仿真计算从入门到精通[M]. 西安: 西北工业大学出版社, 2013.

ZHAN Fuliang, XU Junwei. Acoustic simulation from introduction to proficiency[M]. Xi'an: Northwest Polytechnic University Press, 2013.

[11] 冯仁华. 发动机结构辐射噪声数值仿真及优化设计研究[D]. 长沙: 湖南大学, 2014.

FENG Renhua. Research on numerical simulation and optimization design of radiated noise from engine structure[D]. Changsha: Hunan University, 2014.

Research on the radiation noise characteristics of high pressure oil pump housing

LI Yu-guang, WEI Zhen, YANG Duo, ZHU Yu-long

(Dalian University, Dalian 116000, Liaoning, China)

In this paper, the finite element method (FEM) and boundary element method (BEM) are used to study the noise characteristics radiated by high pressure oil pump housing. The Pro/E software is used to establish the 3D model of the high pressure oil pump housing, and the vibration response of the surface of high pressure oil pump housing is derived by using Abaqus software. The results of vibration response are used as the boundary conditions in using the BEM of Virtual.Lab Acoustics software to solve the radiated sound field, and the main contribution regions to the overall radiation noise of high pressure oil pump housing are analyzed. The calculation result is in good agreement with the experimental one, which indicates that this method is feasible and can provide a reference for improving the subsequent structure design of high pressure oil pump.

high pressure oil pump; finite element; boundary element; radiation noise

TH3;642 2.8

A

1000-3630(2019)-01-0077-06

10.16300/j.cnki.1000-3630.2019.01.013

2018-03-20;

2018-04-29

国家自然科学基金项目(51275061)

李玉光(1963－), 男, 辽宁大连人, 教授, 研究方向为机械设计。

魏镇, E-mail: 2550968325@qq.com