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驅(qū)動橋NVH分析及性能優(yōu)化-MASTA加載傳動誤差

2020-06-22 23:25:27·  來源：EDC電驅(qū)未來  作者：聶少武  
　
前言驅(qū)動橋其振動噪聲直接影響著汽車的NVH 性能。準雙曲面齒輪作為汽車驅(qū)動橋主減速器中的關(guān)鍵傳動部件，其齒面嚙合質(zhì)量對汽車驅(qū)動橋的工作性能有著直接影響。為
前言

驅(qū)動橋其振動噪聲直接影響著汽車的NVH 性能。準雙曲面齒輪作為汽車驅(qū)動橋主減速器中的關(guān)鍵傳動部件，其齒面嚙合質(zhì)量對汽車驅(qū)動橋的工作性能有著直接影響。為了降低驅(qū)動橋振動噪聲，必須提升準雙曲面齒輪的設(shè)計水平，優(yōu)化齒面的嚙合性能。本文基于實際工況，從驅(qū)動橋主減齒輪的傳動誤差著手，研究了加載傳動誤差與驅(qū)動橋噪聲之間的影響關(guān)系，為汽車驅(qū)動橋主減齒輪修形優(yōu)化提供理論參考。

1 驅(qū)動橋模型及嚙合錯位量

1.1 驅(qū)動橋MASTA分析模型的建立

本文中研究對象為江鈴集團某輕型客車驅(qū)動橋（車型編號為N520）。依據(jù)驅(qū)動橋及其各個零部件的二維圖紙，基于UG 軟件分別建立橋殼、主減速器、差速器、半軸等零部件的三維模型；將上述各個三維模型導(dǎo)入到Hypermesh軟件中，進行前處理及網(wǎng)格劃分。然后，基于MASTA 軟件建立驅(qū)動橋的二維模型，如圖1（a）所示。將上述各個部件的有限元網(wǎng)格模型導(dǎo)入到MASTA 中，替換MASTA 自動生成的相對應(yīng)的模型，最終得到驅(qū)動橋的MASTA 三維分析精確模型，如圖1（b）所示。
 
驅(qū)動橋NVH分析及性能優(yōu)化-MASTA加載傳動誤差
圖1 驅(qū)動橋模型

驅(qū)動橋主減速器準雙曲面齒輪的幾何參數(shù)如表1所示。

表1 齒輪幾何參數(shù)
 
 
1.2 工況載荷的確定

汽車驅(qū)動橋的工況載荷可由兩種途徑獲得：一種是根據(jù)輸入端發(fā)動機峰值轉(zhuǎn)矩，經(jīng)擋位換算得到各個擋位對應(yīng)的驅(qū)動橋輸入轉(zhuǎn)矩；另一種是根據(jù)輸出端路況載荷阻力矩計算得到。根據(jù)這兩種途徑，可以得到驅(qū)動橋主減速器輸入端最大輸入轉(zhuǎn)矩，一般用于驅(qū)動橋的靜強度校核。實際上汽車很少在最大載荷下行駛，一般驅(qū)動橋嘯叫異響多發(fā)生在高速行駛過程中，此時驅(qū)動橋輸入轉(zhuǎn)矩隨著速度的升高而減小，其數(shù)值并不是很大，此時的轉(zhuǎn)矩可以通過路況測試得到。
本文中研究的車輛在高速路上進行路試時，測量擋位為第5 擋（直接擋，速比為1），測試環(huán)境為晴天無風(fēng)，測試工況分為兩個階段：加速階段，速度范圍80～110 km/h；減速帶擋滑行階段，速度范圍110～80 km/h。主觀駕評結(jié)果為：加速階段，驅(qū)動橋無異響，但在減速帶擋滑行階段，驅(qū)動橋出現(xiàn)了輕微的齒輪嘯叫，對應(yīng)的具體速度區(qū)間為[100，90]。針對測試工況對驅(qū)動橋輸入端轉(zhuǎn)矩進行了測試，傳感器安裝如圖2（a）所示，測試參數(shù)設(shè)置如圖2（b）所示，測量結(jié)果為電壓信號，如圖2（c）所示，根據(jù)電壓與轉(zhuǎn)矩之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系（T=2 594×V）對電壓信號進行數(shù)據(jù)處理，得到了驅(qū)動橋輸入端轉(zhuǎn)矩變化曲線，如圖2（d）所示。

由圖2（d）測量工況的轉(zhuǎn)矩曲線可以看出，在80～110 km/h 加速階段，測得的驅(qū)動橋輸入端轉(zhuǎn)矩變化不大，基本在240～260 N·m 之間變化；在110-80 km/h 減速帶擋滑行階段，測得的驅(qū)動橋輸入端轉(zhuǎn)矩在-30～-50 N·m 之間變化。（關(guān)于轉(zhuǎn)矩正負號的說明：加速階段，小輪凹面驅(qū)動大輪凸面工作，定義轉(zhuǎn)矩為正值；減速帶擋滑行階段，齒面反拖，大輪凹面驅(qū)動小輪凸面工作，定義轉(zhuǎn)矩為負值。）由于齒輪嘯叫發(fā)生在減速帶擋滑行階段（對應(yīng)具體速度區(qū)間為[100，90]），所以本文中主要針對減速工況進行研究。為了便于更全面的分析，在參考圖2（d）轉(zhuǎn)矩曲線的基礎(chǔ)上，將減速階段轉(zhuǎn)矩范圍適當擴大，制定了工況載荷，如表2所示。

圖2 轉(zhuǎn)矩測試實驗

表2 驅(qū)動橋輸入端轉(zhuǎn)矩
 
1.3 齒輪嚙合錯位量計算

驅(qū)動橋主減齒輪在受到轉(zhuǎn)矩載荷后，會導(dǎo)致兩輪之間的相對位置發(fā)生偏移，我們將相對位置的偏移數(shù)據(jù)稱為齒輪嚙合錯位量，如圖3 所示。圖3 中，ΔXP 為小輪軸向錯位量，ΔXW 為大輪軸向錯位量，ΔE 為小輪軸線相對大輪軸線的垂直方向錯位量，Δ∑為齒輪軸夾角錯位量。
 
驅(qū)動橋NVH分析及性能優(yōu)化-MASTA加載傳動誤差1
圖3 齒輪嚙合錯位量

借助MASTA 軟件的系統(tǒng)變形分析功能，針對表2中的載荷，計算出齒輪嚙合錯位量，如表3所示。

表3 驅(qū)動橋主減齒輪嚙合錯位量
 
2 實際工況下齒輪LTCA 分析

驅(qū)動橋主減準雙曲面齒輪反車面的加工參數(shù)如表4 所示，對其進行了TCA 及LTCA 分析，設(shè)計接觸區(qū)如圖4所示，實際工況下齒面加載接觸區(qū)和加載傳動誤差曲線分別如圖5、圖6所示。

表4 齒輪加工參數(shù)
 
由圖5 齒面加載接觸區(qū)可以看出，隨著載荷增加，齒面接觸應(yīng)力及齒根彎曲應(yīng)力均有所增加。在減速帶擋滑行階段，驅(qū)動橋輸入端轉(zhuǎn)矩數(shù)值相對較小且變化不大，在表2所列的載荷下，齒面都沒有發(fā)生偏載和邊緣接觸，齒面接觸區(qū)的位置、形狀及大小都比較合理。
 
驅(qū)動橋NVH分析及性能優(yōu)化-MASTA加載傳動誤差2
圖4 反車面齒面設(shè)計接觸區(qū)及傳動誤差
 
圖5 嚙合錯位下反車面齒面加載接觸區(qū)
 
圖6 中反拖面的加載傳動誤差曲線幅值（LTE）分別為：-30 N·m時，LTE為16.67µrad；-40 N·m時，LTE 為20.3 µrad；-50 N·m 時，LTE 為23.64 µrad；-60 N·m 時，LTE 為26.37µrad。由此可以看出，隨著載荷的增加，加載傳動誤差曲線波動幅值呈逐漸增大趨勢。
圖6 嚙合錯位下反車面加載傳動誤差曲線
 
3 驅(qū)動橋NVH 仿真分析

借助MASTA軟件NVH分析功能對驅(qū)動橋振動噪聲進行仿真分析。在進行NVH 分析時，需在驅(qū)動橋上布置測點，測點位置要與實際測試位置一致。一般驅(qū)動橋的振動噪聲最大幅值發(fā)生在驅(qū)動橋后蓋位置，其次是主減速器小齒輪軸外軸承外部位置。因此，實際測試中經(jīng)常在這兩個位置布置三向加速度傳感器。限于篇幅，本文僅選擇在小齒輪軸外軸承外部布置測點。驅(qū)動橋測試傳感器方向定義及測點布置如圖7 所示。由于此位置Z 方向振動最為強烈，因此，測量結(jié)果僅給出Z 方向噪聲曲線。由于齒輪嘯叫速度區(qū)間（[100，90]）位于減速帶擋滑行階段的測試工況范圍內(nèi)（測試工況速度范圍為110～80 km/h，對應(yīng)發(fā)動機的轉(zhuǎn)速范圍為1 700～2 400 r/min），為了便于分析，可將這個轉(zhuǎn)速范圍適當擴大，圖8給出了發(fā)動機轉(zhuǎn)速范圍在1 000～2 600 r/min之間的齒輪基本階次（8階）噪聲曲線。
 
圖7 驅(qū)動橋傳感器方向定義及測點布置
 
圖8 齒輪基本階次（8階）噪聲曲線

由圖8 可以看出，在測試工況的發(fā)動機轉(zhuǎn)速1 700～2 400 r/min 范圍內(nèi)，-30 N·m 對應(yīng)的噪聲曲線數(shù)值最小，-60 N·m 對應(yīng)的噪聲曲線數(shù)值最大。這表明隨著載荷的增加，噪聲呈逐漸增大趨勢。

對比圖6和圖8可以看出，加載傳動誤差曲線隨載荷的變化趨勢與驅(qū)動橋噪聲曲線隨載荷的變化趨勢具有一致性。也就是說，在同一載荷下，加載傳動誤差曲線波動幅值越大，對應(yīng)的噪聲曲線數(shù)值就越高。

4 驅(qū)動橋的NVH 性能優(yōu)化

為改善減速帶擋滑行階段的齒輪嘯叫問題，從傳動誤差著手，對齒輪原始設(shè)計方案進行改進，即通過優(yōu)化兩齒面之間失配關(guān)系，減小齒廓方向失配量，從而減小原始設(shè)計的傳動誤差幅值。優(yōu)化后小輪凸面加工參數(shù)如表5 所示，傳動誤差曲線如圖9 所示，設(shè)計的傳動誤差數(shù)值由27.8 µrad 降至17.6µrad。優(yōu)化后的加載傳動誤差曲線如圖10 所示，優(yōu)化后的驅(qū)動橋噪聲曲線如圖11 所示。

圖9 優(yōu)化后的傳動誤差曲線

表5 優(yōu)化后小輪凸面加工參數(shù)
 
圖10 中優(yōu)化后反拖面加載傳動誤差曲線幅值（LTE）分別為：-30 N·m 時，LTE 為9.77 µrad；-40 N·m 時，LTE 為13.86 µrad；-50 N·m 時，LTE為17.36 µrad；-60 N·m 時，LTE 為19.52 µrad。對比圖6和圖10可知，設(shè)計傳動誤差幅值減小后，表2中載荷下對應(yīng)的加載傳動誤差曲線波動幅值均得到了減小。
 
圖10 優(yōu)化后的加載傳動誤差曲線
 
對比圖8 和圖11 可看出，加載傳動誤差曲線波動幅值減小后，通過NVH 虛擬仿真得到的驅(qū)動橋噪聲曲線整體數(shù)值也得到了下降。
圖11 優(yōu)化后齒輪基本階次（8階）噪聲曲線
 
通過對以上仿真結(jié)果進行分析，可以得出加載傳動誤差曲線對驅(qū)動橋噪聲曲線的影響規(guī)律，即加載傳動誤差曲線波動幅值越小，驅(qū)動橋噪聲越低；加載傳動誤差曲線波動幅值越大，驅(qū)動橋噪聲越高。
 
為了進一步驗證仿真結(jié)果，將傳動誤差優(yōu)化后的驅(qū)動橋主減齒輪經(jīng)過加工、裝車后，進行了路試測試實驗。測試設(shè)備為1 臺24 通道西門子LMS 采集器、1 個麥克風(fēng)、1 個三向振動傳感器和1 臺測試工作站。測量參數(shù)設(shè)置如下：噪聲分析帶寬12 800 Hz，分辨率1 Hz，振動分析帶寬6 400 Hz，分辨率1 Hz，測量轉(zhuǎn)速最小值1 500 r/min，最大轉(zhuǎn)速3 000 r/min，步長25 r/min。路試測試測點布置如圖12所示，減速帶擋滑行階段LMS測試結(jié)果如圖13所示。
 
圖12 路試測試測點布置
圖13 優(yōu)化前后LMS測試結(jié)果
 
當前汽車企業(yè)常采用階次跟蹤分析方法，通過比較齒輪階次噪聲曲線與車內(nèi)總噪聲曲線（Overall）之間的最小差值來判斷齒輪嚙合噪聲對整車噪聲的貢獻率。目前，江鈴集團對N520 輕型客車噪聲要求為：車內(nèi)總噪聲不超過76 dB，后橋齒輪階次噪聲與整車噪聲之間的差值要大于10 dB（因為在這種情況下，主觀駕評時，齒輪嘯叫不明顯）。由圖13（a）可看出，優(yōu)化前，齒輪的8階噪聲曲線與總噪聲曲線之間的最小差值為6.75 dB，在10 dB 以內(nèi)；優(yōu)化后，齒輪的8階噪聲曲線與總噪聲曲線之間的最小差值為10.54 dB，大于10 dB。對比圖13（a）與圖13（b）的路試測試結(jié)果可知，主減齒輪傳動誤差優(yōu)化后，驅(qū)動橋主減齒輪噪聲曲線得到了下降。經(jīng)再次主觀駕評反饋，減速帶擋滑行階段驅(qū)動橋的齒輪嘯叫問題得以消除。路試測試結(jié)果驗證了仿真結(jié)果的正確性。

以上仿真分析及路試測試結(jié)果表明，通過控制實際工況下加載傳動誤差曲線波動幅值可以降低驅(qū)動橋噪聲，提升驅(qū)動橋的NVH性能。

需要說明的是，圖13 中實測的齒輪8 階噪聲曲線與圖8和圖11仿真的齒輪8階噪聲曲線形狀有所不同，這主要是因為在實際路試測試時，受到了環(huán)境、風(fēng)速、路面振動及整車其他零部件因素的影響。

5 結(jié)論

（1）基于MASTA軟件建立了一種驅(qū)動橋NVH仿真分析方法。在設(shè)計階段，通過進行實際工況下的LTCA 分析和虛擬NVH 分析，可以預(yù)測出驅(qū)動橋的NVH性能，為驅(qū)動橋減振降噪提供了一種解決途徑。

（2）通過建立加載傳動誤差曲線與驅(qū)動橋噪聲曲線之間的關(guān)聯(lián)，得到了加載傳動誤差對驅(qū)動橋噪聲的影響規(guī)律，為汽車驅(qū)動橋主減齒輪的修形優(yōu)化提供了理論參考。

（3）通過仿真分析及主觀駕評表明，齒輪傳動誤差是影響驅(qū)動橋振動噪聲的主要因素，在設(shè)計階段應(yīng)控制好傳動誤差幅值。
 
 
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