吳成平，鄧正維，蔣云鵬，楊希志，游發(fā)欽

(浙江吉利新能源商用車有限公司，浙江杭州 311200)

0 引言

某新能源車型前艙內(nèi)布置蓄電池、電機(jī)控制器、DC/DC及充電機(jī)等(如圖1所示)，這些部件是新能源車型關(guān)鍵安全件，其穩(wěn)定性及可靠性對(duì)整車的性能、可靠及安全產(chǎn)生極其重要的影響[1]。

圖1 前艙布置

因此，作為上述件的安裝基體前艙支架的設(shè)計(jì)就顯得尤為重要，其剛度、強(qiáng)度及動(dòng)態(tài)性能有可能直接影響到相關(guān)零部件甚至整車的性能及安全，所以，有必要從設(shè)計(jì)之初就對(duì)其結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行充分研究。國內(nèi)外對(duì)傳統(tǒng)或新能源車型車身等性能的研究頗多[2-3]，而對(duì)新能源前艙支架結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)、性能分析及工程開發(fā)經(jīng)驗(yàn)還未見報(bào)道。

本文作者首先介紹了3種不同形式的前艙支架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案；并就量產(chǎn)支架進(jìn)行了模態(tài)試驗(yàn)與仿真分析，結(jié)果吻合良好；然后，對(duì)現(xiàn)有3種不同的初始設(shè)計(jì)方案模型進(jìn)行仿真分析，結(jié)果顯示存在設(shè)計(jì)不合理方案；根據(jù)設(shè)計(jì)目標(biāo)，通過尺寸參數(shù)優(yōu)化，最終3種方案均達(dá)到設(shè)計(jì)要求；最后從輕量化角度對(duì)比分析3種方案：型材支架的輕量化效果最為理想，鈑金支架輕量化效果最差，GMT材料[4]支架具有開發(fā)潛力。

1 前艙支架方案

前艙內(nèi)需要進(jìn)行固定的部件主要有：蓄電池(10 kg)、電機(jī)控制器(15 kg)、DC/DC(2 kg)及充電機(jī)(15 kg)。針對(duì)上述布置需要通過設(shè)計(jì)固定支架來解決其安裝問題。文中共列出3種支架設(shè)計(jì)方案：

(1)方案1：支架主體結(jié)構(gòu)為型材(見圖2)，縱向?yàn)?根尺寸為25 mm×25 mm×1.5 mm，長度965 mm的方鋼管矩形管，橫向?yàn)?根方型鋼，與支架連接的支撐槽鋼型號(hào)尺寸分別為25 mm×10 mm×1.5 mm，25 mm×10 mm×60 mm，25 mm×10 mm×70 mm，以及30 mm×10 mm×1.5 mm U型材；DC/DC安裝座為2根長度為80 mm的30 mm×10 mm×1.5 mm U型材；電池托盤(厚1.5 mm)、4個(gè)安裝支座(厚2 mm)等為沖壓件。支架由上述各種結(jié)構(gòu)件按照安裝尺寸拼焊而成。

(2)方案2：支架主體為鈑金沖壓后拼焊結(jié)構(gòu)(見圖3)，一方面保持與車身材料協(xié)調(diào)一致性，另一方面考慮方案1中存在工藝制造誤差大、耗時(shí)長、結(jié)構(gòu)檔次感低等問題。初始方案：各安裝板支架及支架上支撐板厚度為1.5 mm，支架下支撐板厚度為1 mm。

(3)方案3：支架主體采用GMT材料結(jié)構(gòu)，其與被安裝件連接處通過模具將螺母“嵌入”支架主體結(jié)構(gòu)內(nèi)，主體結(jié)構(gòu)內(nèi)部布置網(wǎng)格狀支撐加強(qiáng)筋，如圖4所示；支架初始設(shè)計(jì)最外層“表皮”厚度為2 mm，螺栓連接處附近厚度為5 mm，其余如加強(qiáng)筋、內(nèi)板等厚度均為3 mm。

3種方案中，其中方案1型材支架已批量應(yīng)用某新能源車型(見圖2)，方案2鈑金支架結(jié)構(gòu)(見圖3)及方案3 GMT支架結(jié)構(gòu)(見圖4)尚處于研發(fā)階段。經(jīng)初步與供應(yīng)商溝通可知，其中方案1成本相對(duì)最低，方案2高出方案1成本34%，方案2高出方案3成本約3%。

圖2 型材支架結(jié)構(gòu) 圖3 鈑金支架結(jié)構(gòu)

圖4 GMT材料支架結(jié)構(gòu)

2 模態(tài)試驗(yàn)

針對(duì)批量應(yīng)用的方案1型材支架(不含被安裝件)，采用LMS振動(dòng)噪聲測(cè)試成套設(shè)備對(duì)其進(jìn)行模態(tài)試驗(yàn)分析，試驗(yàn)過程步驟概括為：測(cè)點(diǎn)標(biāo)記→幾何建?！囼?yàn)過程→數(shù)據(jù)采集→數(shù)據(jù)分析(依次如圖5—圖8所示)。同時(shí)，建立方案1的仿真模型，將支架三維數(shù)模采用有限元分析軟件對(duì)其進(jìn)行抽取中面、四邊形網(wǎng)格劃分、設(shè)置材料屬性、工況設(shè)置、求解設(shè)置及結(jié)果分析。

圖5 被測(cè)件測(cè)點(diǎn)標(biāo)記 圖6 被測(cè)件幾何模型

圖7 被測(cè)件實(shí)驗(yàn)狀態(tài) 圖8 測(cè)試數(shù)據(jù)采集

表1為試驗(yàn)及有限元計(jì)算后支架各階模態(tài)結(jié)果，由數(shù)據(jù)可以得出：

(1)試驗(yàn)截至最高頻率為308.4 Hz，共有7階模態(tài)，最低1階模態(tài)頻率為118.1 Hz(仿真模態(tài)頻率為118.2 Hz)，對(duì)應(yīng)的振型為繞Y軸的1階彎曲；2階模態(tài)頻率為122.2 Hz(仿真模態(tài)頻率為125.9 Hz)，對(duì)應(yīng)的振型為關(guān)于X軸的1階扭轉(zhuǎn)；6、7階模態(tài)分別對(duì)應(yīng)前艙支架的兩個(gè)局部模態(tài)，該前艙支架最低模態(tài)頻率值超過100 Hz，表明結(jié)構(gòu)具有較好的剛度。

(2)有限元計(jì)算模態(tài)頻率結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差較小，最大誤差為5.84%(經(jīng)驗(yàn)小于8%)，且振型一致(限于篇幅，僅以1、2階模態(tài)振型為例，如圖9、圖10所示)?？梢?，試驗(yàn)和仿真模態(tài)分析結(jié)果吻合良好，證明試驗(yàn)及仿真模型是可信的。

表1 支架模態(tài)分析結(jié)果

圖9 1階模態(tài)振型

圖10 2階模態(tài)振型

3 方案對(duì)比

針對(duì)3種設(shè)計(jì)方案，就支架總成(包含被裝配件)進(jìn)行仿真分析：(1)需滿足設(shè)計(jì)動(dòng)態(tài)性能要求，文中主要從模態(tài)對(duì)其進(jìn)行分析。模態(tài)是結(jié)構(gòu)的固有振動(dòng)特性，具有特定的固有頻率和振型，模態(tài)分析為產(chǎn)品結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及其性能評(píng)估提供了一個(gè)強(qiáng)有力的工具，其可靠結(jié)果可為產(chǎn)品設(shè)計(jì)及性能評(píng)估提供極為有效的標(biāo)準(zhǔn)[5]。(2)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)需要滿足其材料自身剛強(qiáng)度要求，達(dá)到或超過材料的屈服極限，極有可能對(duì)結(jié)構(gòu)造成破壞。3種結(jié)構(gòu)方案的材料特性如表2、表3所示。

表2 型材支架與鈑金支架材料參數(shù)

表3 GMT材料檢測(cè)報(bào)告

針對(duì)各支架模型進(jìn)行分析，需進(jìn)行如下操作及假設(shè)：(1)對(duì)模型進(jìn)行抽中面處理，然后用平均尺寸5 mm進(jìn)行四邊形面網(wǎng)格劃分；(2)對(duì)圖2所示的型材支架結(jié)構(gòu)焊縫采用共節(jié)點(diǎn)操作；(3)對(duì)圖3所示的鈑金支架結(jié)構(gòu)焊點(diǎn)采用ACM點(diǎn)焊單元進(jìn)行模擬；(4)在被固定安裝件質(zhì)心處，用CONM2單元進(jìn)行質(zhì)量模擬，用RB3單元將質(zhì)量單元與其固定位置進(jìn)行約束；(5)對(duì)GMT材料進(jìn)行線性假設(shè)[4]。

分析工況：(1)對(duì)各支架總成(包括裝載質(zhì)量)進(jìn)行自由模態(tài)分析；(2)根據(jù)車輛行駛工況進(jìn)行支架靜強(qiáng)度分析(見表4)。

表4 支架強(qiáng)度分析工況

3.1 初始方案分析

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，型材支架總成1階整體彎曲振型如圖11所示，其模態(tài)頻率為28.9 Hz(目標(biāo)值≥28 Hz)；型材支架1階整體扭轉(zhuǎn)模態(tài)為59.5 Hz；垂向彎曲工況下最大應(yīng)力為148 MPa(目標(biāo)值<235 MPa)，如圖12所示；橫向彎曲工況最大應(yīng)力為63.6 MPa(目標(biāo)值<235 MPa)；緊急制動(dòng)工況下最大應(yīng)力為66.6 MPa(目標(biāo)值<235 MPa)。后兩種工況應(yīng)力值均較小，所以，后續(xù)鈑金支架及GMT支架僅對(duì)模型影響最大的一階整體彎曲模態(tài)以及垂向彎曲工況進(jìn)行計(jì)算分析。

鈑金支架總成1階整體彎曲振型如圖13所示，模態(tài)頻率為19.9 Hz(目標(biāo)值≥28 Hz)，不滿足要求；垂向彎曲工況最大應(yīng)力值264.5 MPa(目標(biāo)值<185 MPa)，如圖14所示，不滿足強(qiáng)度要求。GMT材料支架總成一階整體彎曲振型如圖15所示，其模態(tài)頻率為14.5 Hz(目標(biāo)值≥28 Hz)，不滿足要求；垂向彎曲工況最大應(yīng)力值為41.4 MPa(<95 MPa)，如圖16所示，滿足強(qiáng)度要求。

圖11 型材支架1階彎曲振型 圖12 型材支架垂向沖擊應(yīng)力分布

圖13 鈑金支架1階彎曲振型 圖14 鈑金支架垂向沖擊應(yīng)力分布

圖15 GMT支架1階彎曲振型 圖16 GMT支架垂向沖擊應(yīng)力分布

綜上，型材支架滿足設(shè)計(jì)要求，鈑金支架及GMT支架不能滿足設(shè)計(jì)要求，需要進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn)。

3.2 方案優(yōu)化分析

為了滿足設(shè)計(jì)要求，需對(duì)鈑金支架及GMT支架方案進(jìn)行優(yōu)化。文中采取的優(yōu)化方式基于多學(xué)科的尺寸優(yōu)化，尺寸優(yōu)化是最經(jīng)典的優(yōu)化技術(shù)，也叫參數(shù)優(yōu)化技術(shù)，可以對(duì)板件厚度、桿梁截面尺寸、材料特性及彈性元件的剛度等進(jìn)行優(yōu)化[2]。

(1)設(shè)計(jì)變量：以鈑金/GMT各板厚為設(shè)計(jì)變量，設(shè)定變量范圍。

(2)響應(yīng)：支架總成1階整體彎曲模態(tài)頻率值；質(zhì)心位移；總成質(zhì)量|支架質(zhì)量。

(3)約束：支架總成1階整體彎曲模態(tài)頻率值≥28 Hz；質(zhì)心最大位移量≤3 mm。

(4)目標(biāo)：總成質(zhì)量|支架質(zhì)量最小。

通過計(jì)算后(限于篇幅，具體計(jì)算過程及圖片略)，鈑金支架5個(gè)變量優(yōu)化后值分別為1.8、3.0、2.0、1.0、3.0 mm；GMT支架8個(gè)變量優(yōu)化后值分別為3.7、2.0、3.3、8.0、8.0、2.0、8.0、3.0 mm。支架分析及優(yōu)化結(jié)果匯總?cè)绫?所示。

表5 支架分析及優(yōu)化結(jié)果匯總

由表5可知，在滿足設(shè)計(jì)要求的3種支架結(jié)構(gòu)中，型材支架最輕(支架質(zhì)量4.4 kg)，GMT材料支架次之(支架質(zhì)量5.1 kg)，鈑金支架最重(支架質(zhì)量9.1 kg)，即GMT材料支架質(zhì)量比型材支架質(zhì)量高出15.9%，鈑金支架質(zhì)量比型材質(zhì)量高出106.8%。所以，若從輕量化角度考慮，型材支架的輕量化效果相對(duì)最為理想，GMT材料支架次之，鈑金支架最差。

4 結(jié)論

通過研究3種不同形式的前艙支架方案，分析可得：

(1)工藝方面。方案1采用型鋼拼焊，結(jié)構(gòu)檔次低、制造誤差大、焊接位置多、耗時(shí)長、大批量生產(chǎn)一致性差及產(chǎn)能提升困難等；方案2采用鈑金件經(jīng)沖壓后點(diǎn)焊，生產(chǎn)效率高、一致性好，適合批量生產(chǎn)；方案3采用模壓工藝，一致性好、比強(qiáng)度高、檔次高、設(shè)計(jì)感強(qiáng)，適合大批量生產(chǎn)。

(2)輕量化角度。在保證性能的前提下，輕量化效果方案1最好，方案3次之，方案2效果最差。

(3)成本。方案1成本最低，方案3次之，方案2成本最高。

綜上，方案2建議暫不考慮，方案1暫保留，方案3 GMT支架結(jié)構(gòu)具有開發(fā)潛力，但需要經(jīng)過嚴(yán)格驗(yàn)證。