驅(qū)動后橋作為傳動系統(tǒng)的重要組成部分，同時也是激勵源之一，它的NVH性能直接影響整車的舒適性[1-3]。從前人的研究成果可知，汽車后橋噪聲（除了齒輪嚙合噪聲、軸承噪聲），主要是由于后橋殼體內(nèi)主錐齒輪的動態(tài)激勵與沖擊經(jīng)過軸承的傳遞引起的橋體結(jié)構(gòu)振動而產(chǎn)生的輻射噪聲[4]。同時，由于驅(qū)動橋與懸架連接在一起，上支撐車身，下連接輪胎地面，會受到簧上車身質(zhì)量的扭轉(zhuǎn)及路面不平整的影響，產(chǎn)生強(qiáng)烈的彎曲或者扭轉(zhuǎn)振動，當(dāng)這些振動頻率與總成或子系統(tǒng)固有頻率相同時就會產(chǎn)生共振，引起強(qiáng)烈的振動噪聲，嚴(yán)重影響汽車的平順性和可靠性，破壞車內(nèi)舒適性。因此，驅(qū)動橋的NVH分析對汽車設(shè)計(jì)有著重要意義[5-6]。

驅(qū)動橋模態(tài)分析

對驅(qū)動橋進(jìn)行模態(tài)分析，其模型如圖1所示，驅(qū)動橋噪聲頻率主要分布在2 000 Hz以內(nèi)，故用蘭索士法計(jì)算固有頻率從1～2 000 Hz的模態(tài)?？紤]到實(shí)際影響的頻率范圍，下面只列出一至四階模態(tài)（如圖2所示）。


圖1 橋殼有限元模型


圖2 驅(qū)動橋模態(tài)

計(jì)算后橋模態(tài)的目的是為了避開模態(tài)，防止產(chǎn)生共振，來自路面的隨機(jī)激勵一般為幾赫茲到十幾赫茲，而該后橋最低固有頻率為102.2 Hz，因此后橋模態(tài)不會被路面激勵激起產(chǎn)生共振，而該微車發(fā)動機(jī)怠速為750 r/s，故發(fā)動機(jī)怠速工況下二階激勵頻率為25 Hz，不會激起后橋模態(tài)。

由供應(yīng)商提供的輪胎滾動半徑為292 mm，主減主動齒輪齒數(shù)為10，被動齒輪齒數(shù)為43，通過計(jì)算，在42.5 km/h勻速直線工況時，主減嚙合頻率為277 Hz?？梢钥闯觯鳒p一階嚙合頻率與橋殼的第三階模態(tài)重合，發(fā)生了共振，這也就是該微車在低速43 km/h左右勻速直線工況下后橋噪聲較大的根本原因。

試驗(yàn)?zāi)B(tài)分析驗(yàn)證

為了驗(yàn)證建模的準(zhǔn)確性，對后橋橋殼進(jìn)行模態(tài)試驗(yàn)，將該微車停放在溝渠上，拆除主減齒輪、差速器及傳動軸的連接，保證試驗(yàn)狀態(tài)與分析狀態(tài)一致，在半軸套管、橋弓、主減殼上一共布置6個測點(diǎn)，為了減少加速度傳感器附加質(zhì)量對模態(tài)的影響，用3個加速度傳感器分2次測量，采用錘擊法對橋殼進(jìn)行模態(tài)試驗(yàn)。前三階主要振型的模態(tài)結(jié)果如圖3、圖4、圖5所示，與仿真分析對比，前三階主要模態(tài)振型一致，模態(tài)頻率也非常接近，可以認(rèn)為此次仿真建模比較準(zhǔn)確，為后續(xù)分析打下了良好的基礎(chǔ)。


圖3 Z向彎曲模態(tài)：101.6 Hz


圖4 X向彎曲模態(tài)：116.4 Hz

圖5 繞Y向扭轉(zhuǎn)模態(tài)：275.3 Hz

橋殼的輻射噪聲分析

采用非耦合直接邊界元對驅(qū)動橋殼進(jìn)行外聲場輻射噪聲分析，聲學(xué)模型如圖6所示，通過前述分析已經(jīng)找出該驅(qū)動橋噪聲較大的原因，即主減的嚙合頻率與277 Hz模態(tài)頻率耦合導(dǎo)致共振產(chǎn)生。因此，本文在分析聲場時，重點(diǎn)關(guān)注277 Hz時聲場的分布及聲壓級大小。


圖6 橋殼聲學(xué)邊界元網(wǎng)格

圖7是頻率為277 Hz時橋殼表面聲場分布云圖，從圖7可以看出，主減殼和橋弓區(qū)域的聲輻射較大，是主要的輻射區(qū)域。對比橋殼的振動響應(yīng)，振動響應(yīng)較大處也是這2個區(qū)域，再對比橋殼在277 Hz時的模態(tài)振型發(fā)現(xiàn)，這2個區(qū)域表現(xiàn)出了主要的振型，說明在277 Hz激勵下引起了共振，使橋殼產(chǎn)生較大的振動響應(yīng)，然后輻射出較大的噪聲，最大聲壓級達(dá)到了69.9 dB。圖8是頻率為277 Hz時場點(diǎn)聲場分布云圖，橋弓上、下附近區(qū)域聲壓級較大，此外主減殼附近區(qū)域的聲壓級也較大，與橋殼表面聲場分布也是一致的，最大聲壓級為54.6 dB。


圖7 277 Hz時橋殼表面聲場分布


圖8 277 Hz時場點(diǎn)聲場分布

基于模態(tài)的拓?fù)鋬?yōu)化及結(jié)構(gòu)改進(jìn)

為解決共振問題，對橋殼進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化，首先將該橋殼的第三階模態(tài)上、下限分別設(shè)為250 Hz和200 Hz，既降低了模態(tài)，又不至于模態(tài)過低而引起其他匹配問題，然后在主減殼和橋弓上加一層殼單元，以這一層殼單元和后蓋為設(shè)計(jì)變量空間，最后優(yōu)化計(jì)算得到圖9。


圖9 基于模態(tài)的拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果

根據(jù)結(jié)果可以看出，主減前端需要加強(qiáng)，可以對其進(jìn)行擴(kuò)大，橋弓上、下、中間部分也需要加強(qiáng)，在上、下、中間部分起筋條，后蓋也需要加厚，通過更改得到的結(jié)構(gòu)如圖10所示。


圖10 基于模態(tài)拓?fù)鋬?yōu)化更改后的橋殼結(jié)構(gòu)

將基于模態(tài)拓?fù)鋬?yōu)化下改進(jìn)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析，根據(jù)前面的分析結(jié)果，這里只著重考慮第三階振型的模態(tài)（如圖11所示），第三階模態(tài)由原來的277 Hz降到247 Hz，說明該結(jié)構(gòu)的改進(jìn)措施是有效的。


圖11 基于模態(tài)拓?fù)鋬?yōu)化改進(jìn)的結(jié)構(gòu)三階模態(tài)

對改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行輻射噪聲分析，對比原結(jié)構(gòu)第三階模態(tài)頻率處橋殼表面聲場和場點(diǎn)聲場分布，第三階模態(tài)頻率處比原結(jié)構(gòu)降低了3.2 dB，再考慮到由于頻率的降低使實(shí)際工況下的嚙合沖擊減少，說明該優(yōu)化取得了較好的效果。

圖12為改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)在277 Hz處橋殼表面聲場分布圖，由于在該頻率處沒有模態(tài)振型，橋殼表面聲場最大聲壓級為59.7 dB，相比原結(jié)構(gòu)減少了10.2 dB。圖13為改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)在277 Hz處場點(diǎn)聲場分布圖，與表面聲場分布類似，最大聲壓級有了明顯的降低，降到46 dB。因此，在43 km/h勻速直線工況下橋殼輻射噪聲有了較大的降低。


圖12 基于模態(tài)拓?fù)鋬?yōu)化改進(jìn)的結(jié)構(gòu)277 Hz處橋殼表面聲場分布


圖13 基于模態(tài)拓?fù)鋬?yōu)化改進(jìn)的結(jié)構(gòu)277 Hz處場點(diǎn)聲場分布

結(jié)論

本文根據(jù)問題對后橋進(jìn)行了模態(tài)及輻射噪聲分析，然后進(jìn)行基于模態(tài)的拓?fù)鋬?yōu)化，最終解決了后橋在43 km/h勻速直線工況下噪聲過大的問題?？紤]了主減殼、橋弓鑄造結(jié)構(gòu)，對結(jié)構(gòu)改進(jìn)的可塑性較強(qiáng)，并且有指導(dǎo)性的優(yōu)化提高了效率。在進(jìn)行基于模態(tài)的拓?fù)鋬?yōu)化時，采用加一層殼單元作為設(shè)計(jì)變量空間，保證了結(jié)果的可用性。