三聚氰胺多孔吸聲材料屬性對輪胎空腔共振噪聲的影響

王國林，吳靚璇

（江蘇大學 汽車與交通工程學院，江蘇 鎮江 212013）

隨著新能源汽車市場的崛起，大量學者致力于減少發動機和空氣動力噪聲，而輪胎空腔共振噪聲已經成為評價車輛以及輪胎噪聲、振動、聲振粗糙度（NVH）性能的一項重要指標。如何有效降低固定頻率下車輛的共振噪聲，是汽車和輪胎公司擴大市場的一項重要手段[1-3]。

自T.SAKATA等[4]在一次路試中發現輪胎空腔共振噪聲以來，目前已探索出幾種降低該噪聲的方法：改善輪胎的結構設計，如在胎體結構中開設孔道和空腔來實現共振吸聲[5]；改變輪胎形狀和材料，如使用橢圓形車輪或鋁制車輪等來降低噪聲[6-7]；改變輪胎空腔內部特性，如向空腔內充氦氣、在輪輞上纏繞柔性條/帶或布置亥姆霍茲共振器[8-10]、在空腔內加吸聲材料等來降低噪聲。

目前汽車和輪胎公司采用的輪胎空腔降噪方法主要是在腔內加吸聲材料或共振器，與共振吸聲結構相比，多孔吸聲材料的吸聲帶更寬。針對多孔吸聲材料，T.SAKATA等[4]提出輪胎空腔吸聲材料能有效抑制輪胎空腔共振引起的駕駛室內噪聲，吸聲材料能顯著降低輪胎空腔共振引起的輪胎外部輻射噪聲，這為后來的研究奠定了基礎。S.BARO等[11]指出輪胎空腔多孔吸聲材料的厚度和布置方式會對輪胎空腔共振噪聲產生相應的影響。Z.MOHAMED等[12]在試驗中分別將吸聲材料粘貼在輪輞表面和輪胎內表面，對其在輪胎空腔共振頻率上的吸聲因數進行了考察，發現吸聲材料有很好的抑制噪聲作用。

但目前的研究鮮少剖析多孔吸聲材料屬性對輪胎空腔共振噪聲的影響。為此，本工作以275/70R22.5子午線輪胎為例，基于LMS Virtual Lab軟件，選用常用的三聚氰胺多孔吸聲材料（三聚氰胺材料），將其附著于輪胎空腔共振聲學模型內表面后進行聲學計算，并與聲學處理前的計算結果對比；然后針對多孔材料的厚度、密度、孔隙率、流阻、孔徑，設計42組仿真試驗方案，得到顯著影響輪胎空腔共振噪聲的多孔材料屬性。本工作的研究結果可為低噪聲綠色輪胎吸聲材料的選擇提供一定的指導。

1 輪胎空腔共振噪聲產生的基本原理及其聲學仿真

1.1 噪聲產生的基本原理

輪胎空腔為輪胎胎體與輪輞之間的一個環形封閉空間，空腔受到不平路面的激勵后會產生振動，當空腔振動頻率與輪胎胎體振動頻率接近時，兩者會發生耦合共振，該共振效應隨著車軸懸架等汽車部件傳到車廂內而引起車內噪聲，從而給司機和乘客造成不適感。

T.SAKATA等[4]研究表明，輪胎空腔共振頻率主要與輪胎空腔內聲音傳播速度及輪胎空腔幾何中心周長有關，并提出自由狀態下輪胎空腔共振模型，如圖1所示。

同時給出了輪胎空腔共振頻率計算公式：

式中，i為輪胎空腔共振的階次，fi為第i階的輪胎空腔共振頻率，c為空腔內的聲音傳播速度，l為空腔幾何中心周長。

利用式（1）可初步推斷空腔共振頻率所在范圍，但該模型過于簡化，通常計算得到的共振頻率結果偏小[13]。

1.2 聲學仿真

1.2.1 聲學計算流程與輪胎空腔共振聲學模型

用試驗方法獲得輪胎空腔聲學特性有一定的困難性和局限性，建立輪胎空腔共振聲學模型并進行聲學計算可為輪胎空腔聲學特性研究提供一定的便利。

聲學特性的研究方法主要有聲學邊界元法、有限元法、聲線法以及統計能量法。其中聲學邊界元法和有限元法均能計算封閉空間的內外聲場，其基本原理就是在給定邊界條件下求解聲學方程。聲學有限元法在計算封閉空間內部聲場特性方面更有成效，并且能定義具體的多孔吸聲材料屬性，符合本工作仿真要求，其計算流程如圖2所示。

輪胎空腔共振聲學模型以空腔為聲學網格，如圖3（a）所示；以外部胎體為結構網格，如圖3（b）所示；聲學網格與結構網格的結合模型如圖3（c）所示；為防止仿真時聲能的泄漏，在輪輞處進行封閉處理，封閉后的模型如圖3（d）所示；場點網格如圖3（e）所示，為圓環狀，被置于聲學空腔內。

其中，聲學網格和結構網格在Hypermesh軟件中提取獲得；結構模態振動信息在Abaqus軟件有限元仿真分析中得到；同時從Abaqus/Explicit軟件模擬輪胎模型在路面滾動過程中提取輪胎在完整滾過一周后路面所給的時域上徑向力，并利用快速傅里葉變換將其換成聲學仿真時所需的頻域下徑向激勵，如圖4所示。

將上述聲學網格、結構網格以及場點網格導入到軟件中，定義聲學網格為空氣流體屬性，密度為1.214×10-3Mg·m-3，聲速為343 m·s-1；導入結構模態賦予結構網格振動信息。在徑向激勵力作用下先計算聲腔模態，再與結構模態耦合，最終得到輪胎結構與空腔的耦合聲場分布。

1.2.2 聲學處理前的計算結果分析

根據式（1）計算得到輪胎的共振頻率為142 Hz，提取該頻率下輪胎空腔的聲壓級（dB）云圖，如圖5所示。

從圖5可以看出，聲壓級最高處位于輪胎空腔頂部和接地位置，而左右兩側的聲壓級則相對較低，這與文獻[14]仿真分析所得到的結果有較高的吻合度。為了系統地比較分析，選取場點網格上的4個節點為輸入/輸出點（見圖6），以頂部節點位置為起始點，按順時針方向將4個節點分別編號為a，b，c，d，以獲得空腔中典型位置處的聲壓級頻譜特征。為了模擬人耳的聽覺特性，對提取得到的聲壓級頻譜進行A計權處理，并截取100～200 Hz范圍內的數據，如圖7所示。

分析圖7中數據可知，A計權聲壓（聲壓級）峰值出現在144 Hz附近，與使用式（1）計算的頻率（142 Hz）基本吻合。而在該頻率處，a，b，c，d4個節點的聲壓級分別為92.37，51.99，92.14，59.16 dB。為了更方便、直觀地比較聲學處理前后輪胎空腔聲學特性，在此取4個節點的平均聲壓級為73.92 dB。

1.2.3 聲學處理后的計算結果分析

三聚氰胺材料憑借其密度小、吸聲性能好的優點被廣泛應用于航空航天、船舶、交通等領域。本工作所用三聚氰胺材料的吸聲屬性值均來自文獻[15]研究的國產“綠寰宇”三聚氰胺材料（泡沫），如表1所示。

表1 三聚氰胺材料的吸聲屬性值Tab.1 Sound absorption property values of melamine material

在前述流程基礎上，用特征角的方式在聲學網格上定義內飾組，并在該組上定義三聚氰胺材料內飾屬性，取材料厚度為20 mm，定義完成后材料網格與聲學網格組合如圖8所示。

聲學仿真計算完成后，為便于比較，提取同一頻率處的輪胎空腔聲壓級云圖。聲學處理后142 Hz處輪胎空腔聲壓級（dB）云圖如圖9所示。

對比圖5和9可以看出，聲學處理后的輪胎空腔聲學特性在整體分布上沒有較大區別，上下與左右位置仍分別為聲壓級最高與最低處，但聲學處理對輪胎空腔降噪效果明顯，且聲學處理后輪胎模型底部聲壓級大的區域增多，左右聲壓級大小互換。

同樣提取場點網格上4個節點的聲壓級頻譜，如圖10所示。

對比圖7和10可以看出，聲學處理后所截取頻率段處的聲壓級都有所降低，但對輪胎空腔共振頻率范圍處的聲壓級降低得更為明顯。而在144 Hz處，a，b，c，d4個節點處的聲壓級分別為75.71，54.58，75.73，55.22 dB，平均值為65.31 dB?？梢缘贸?，加了厚度為20 mm的三聚氰胺材料之后，輪胎內部4個節點處的空腔共振噪聲降低了8.61 dB。

2 三聚氰胺材料屬性的仿真試驗

為了探究三聚氰胺材料的屬性對輪胎空腔共振噪聲的影響規律，針對三聚氰胺材料厚度、密度、孔隙率、流阻及孔徑，共設計42組仿真試驗方案并進行試驗及分析，相關內容如下。

2.1 三聚氰胺材料厚度試驗及分析

以10 mm厚度為一個步長，進行10組三聚氰胺材料厚度試驗，取144 Hz處4個節點的平均聲壓級作為輪胎空腔共振噪聲的評價指標，三聚氰胺材料厚度與輪胎空腔聲壓級如表2所示。

表2 三聚氰胺材料厚度與輪胎空腔聲壓級 Tab.2 Melamine material thicknesses and tire cavity sound pressure levels

輪胎空腔平均聲壓級與三聚氰胺材料厚度的關系如圖11所示。

從圖11可以看出：在所選三聚氰胺材料厚度范圍內，三聚氰胺材料厚度與輪胎空腔降噪量并不是單調增減的關系，而是在厚度為50 mm處存在一個轉折點，該點的輪胎空腔平均聲壓級與三聚氰胺材料厚度為100 mm的輪胎空腔平均聲壓級相近，在三聚氰胺材料厚度為40與60 mm時輪胎空腔平均聲壓級只相差0.12 dB；在三聚氰胺材料厚度為10～40 mm時輪胎空腔降噪幅度大于三聚氰胺材料厚度為60～100 mm時輪胎空腔降噪幅度，即三聚氰胺材料厚度大于60 mm后輪胎空腔平均聲壓級隨三聚氰胺材料厚度的增大而降幅較小。綜上所述，三聚氰胺材料厚度并不是越大越好，而是存在最優值，針對本研究輪胎，三聚氰胺材料厚度最優值為50 mm。在下面的仿真試驗中三聚氰胺材料厚度為50 mm（其他屬性值參見表1）。

2.2 三聚氰胺材料密度試驗及分析

以0.010 Mg·m-3密度為一個步長，進行10組三聚氰胺材料密度試驗，三聚氰胺材料密度與輪胎空腔聲壓級如表3所示。

表3 三聚氰胺材料密度與輪胎空腔聲壓級 Tab.3 Melamine material densities and tire cavity sound pressure levels

輪胎空腔平均聲壓級與三聚氰胺材料密度的關系如圖12所示。

從圖12可以看出：在設計三聚氰胺材料密度范圍內，輪胎空腔平均聲壓級呈現多樣化趨勢；在三聚氰胺材料密度為0.010 8～0.050 8 Mg·m-3范圍內，輪胎空腔平均聲壓級先上升后下降再上升，而在三聚氰胺材料密度為0.040 8～0.050 8 Mg·m-3范圍內，輪胎空腔平均聲壓級升高劇烈；在三聚氰胺材料密度大于0.050 8 Mg·m-3后，隨著三聚氰胺材料密度的增大，輪胎空腔平均聲壓級降低，但其值仍然較高。分析可得，三聚氰胺材料密度為0.010 8 Mg·m-3時能夠實現較好的輪胎降噪和輕量化效果。

2.3 三聚氰胺材料孔隙率試驗及分析

三聚氰胺材料孔隙率是指材料中孔的體積與三聚氰胺材料的體積之比[16]。以0.10孔隙率為一個步長，對三聚氰胺材料孔隙率進行6組仿真試驗，三聚氰胺材料孔隙率與輪胎空腔聲壓級如表4所示。

表4 三聚氰胺材料孔隙率與輪胎空腔聲壓級 Tab.4 Melamine material porosities and tire cavity sound pressure levels

輪胎空腔平均聲壓級與三聚氰胺材料孔隙率的關系如圖13所示。

從圖13可以看出：三聚氰胺材料孔隙率為0.49～0.99時，輪胎空腔平均聲壓級隨三聚氰胺材料孔隙率的增大而降低；三聚氰胺材料孔隙率為0.49～0.59時，輪胎空腔平均聲壓級的降低幅度較??；三聚氰胺材料孔隙率為0.99時，輪胎空腔平均聲壓級最低。

2.4 三聚氰胺材料流阻試驗及分析

固體材料流阻定義如下：

式中，R為固體材料流阻，Δp為聲波穿過固體材料后的聲壓級差，h為固體材料厚度，v為流體的流動速度。

以1 000 Pa·s·m-1流阻為一個步長，對三聚氰胺材料流阻進行6組仿真試驗，三聚氰胺材料流阻與輪胎空腔聲壓級如表5所示。

表5 三聚氰胺材料流阻與輪胎空腔聲壓級 Tab.5 Melamine material flow resistances and tire cavity sound pressure levels

輪胎空腔平均聲壓級與三聚氰胺材料流阻的關系如圖14所示。

從圖14可以看出，在設計流阻范圍內，輪胎空腔平均聲壓級隨三聚氰胺材料流阻的增大有降低的趨勢，但是變化不大。

2.5 三聚氰胺材料孔徑試驗及分析

一般用特征粘性長度和特征熱效長度來表征三聚氰胺材料孔徑特性。特征粘性長度表征流體與結構之間因粘性產生的能量傳遞，約等于2個孔間通道尺寸；特征熱效長度表征空氣與結構之間的熱能傳遞，約等于孔尺寸[16]。以0.01 mm長度為一個步長，分別進行5組特征粘性長度和特征熱效長度仿真試驗，三聚氰胺材料特征粘性長度與輪胎空腔聲壓級如表6所示，特征熱效長度與輪胎空腔聲壓級如表7所示。

表6 三聚氰胺材料特征粘性長度與輪胎空腔聲壓級 Tab.6 Melamine material characteristic viscosity lengths and tire cavity sound pressure levels

表7 三聚氰胺材料特征熱效長度與輪胎空腔聲壓級 Tab.7 Melamine material characteristic thermal effect lengths and tire cavity sound pressure levels

輪胎空腔平均聲壓級與三聚氰胺材料特征粘性長度和特征熱效長度的關系分別如圖15和16所示。

從圖15和16可以看出，三聚氰胺材料特征粘性長度和特征熱效長度均存在最優值，分別為0.13和0.10 mm，其對應的輪胎空腔平均聲壓級最低，而在其他選定的三聚氰胺材料特征粘性長度和特征熱效長度下輪胎空腔平均聲壓級變化不大。因此，三聚氰胺材料孔徑過小或過大都不利于降噪，孔徑過小則三聚氰胺材料接近于閉孔，孔徑過大則空氣在三聚氰胺材料內流通更順暢，減小了聲能的吸收。

3 結論

本工作基于LMS Virtual Lab軟件的聲學仿真方法，通過在輪胎空腔填充三聚氰胺材料進行了封閉的輪胎空腔聲學特性分析，結果如下。

（1）對輪胎空腔進行三聚氰胺材料聲學處理后，輪胎空腔聲壓級明顯降低。

（2）輪胎結構與空腔耦合共振噪聲有4個典型位置，聲壓級最高處位于輪胎中心的豎直方向，最低處位于輪胎的水平方向；在豎直和水平兩個方向，三聚氰胺材料對輪胎空腔噪聲都有較好的吸聲效果。

（3）對于輪胎空腔降噪，三聚氰胺材料的厚度和孔徑不是越大越好，而是存在合理值；三聚氰胺材料流阻對輪胎空腔聲壓級的影響不大，總體上隨著三聚氰胺材料流阻的增大，輪胎空腔聲壓級降低；從輪胎材料輕量化和降噪效果來看，三聚氰胺材料密度為0.010 8 Mg·m-3最好；同時，三聚氰胺材料孔隙率越大，輪胎空腔聲壓級越低。