純電動汽車輕量化機艙支架總成優化與驗證

丁明德，張 鵬，劉 波

(1. 重慶文理學院 材料表界面科學重慶市重點實驗室，重慶 402160； 2. 重慶郵電大學移通學院 智能工程學院，重慶 401520； 3. 重慶長安汽車股份有限公司，重慶 400023)

0 引 言

為節約資源、減少環境污染，世界各國在大力推廣新能源汽車特別是純電動汽車。但純電動汽車目前面臨著整車重量大、續航里程短等問題。汽車輕量化作為提升續航里程及整車性能的重要手段，已成為國內外學者的研究熱點[1-3]。材料輕量化一直是汽車輕量化實現的主要途徑，復合材料憑借密度低、強度高、剛度大等優點，已在純電動車結構件中大量應用[4-5]。

國內外研究人員對純電動車“以塑代鋼”的應用進行了大量的研究和探索。陳靜等[6]采用自由尺寸優化、尺寸優化、多目標優化、順序優化方法對碳纖維復合材料下箱體進行了鋪層厚度和鋪層順序優化，取得了良好的輕量化效果；張曉紅等[7]和汪佳農等[8]研究了碳纖維增強復合材料電池箱體，通過合理的鋪層設計和仿真驗證，使電池箱體在性能不變的前提下極大地減輕了質量，輕量化效果明顯；M. TOBIAS等[9]在電動汽車感應充電系統中的應用碳纖維復合材料，通過優化取向設計可以滿足電磁性能；LIU Qiang等[10]進行了碳纖維斜紋織物復合材料車身結構輕量化設計研究，與玻璃纖維增強塑料(GFRP)相比，使用碳纖維斜紋編織織物復合材料可節省28%重量。

筆者針對某純電動車的結構功能件-機艙支架總成進行輕量化開發，主要涉及材料選擇、結構設計、CAE分析、強度及疲勞耐久驗證、結構優化、試驗驗證等。在機艙支架總成輕量化過程中，明確了CAE分析模型及結構設計，期望實現了機艙支架總成輕量化目標。

1 機艙支架總成

目前，大部分純電動車將電機控制器、高壓電池盒、充電機等新能源部件布置在機艙內，需要設計機艙支架總成承載這些部件，如圖1。由于承載部件較多，重量較大，機艙支架總成為純電動汽車結構功能件[4]。某純電動車機艙支架總成的承載示意圖如圖2，承載重量為68 kg。

圖1 機艙支架總成裝配位置示Fig. 1 The assembly position of the engine room bracket assembly

圖2 機艙支架總成承載Fig. 2 The bearing of the engine room bracket assembly

2 復合材料機艙支架總成設計開發

2.1 復合材料機艙支架總成結構設計

金屬機艙支架總成由10余個部件焊接而成如圖3(a)，其生產流程多，重量大。在進行復合材料機艙支架總成開發過程中，充分利用復合材料成型自由度大的特點，將復合材料機艙支架總成集成設計為3個部件：復合材料機艙支架主體、金屬蓄電池托盤、金屬空調管支架如圖3(b)。將9個金屬部件集成為一個復合材料機艙支架主體，重量為3.2 kg，充分考慮到控制模具成本，未進行非關重的蓄電池托盤和空調管支架集成，這2個部件用原金屬件，重量為0.7 kg。

圖3 機艙支架總成Fig. 3 Engine room bracket assembly

2.2 材料選擇

機艙支架總成為結構功能件，性能要求較高，且此部件對模態要求較高，需選擇高強度、高模量的復合材料。Sheet Moulding Compounds(SMC)又稱片狀模塑料，是一種干法制造不飽和聚酯玻璃鋼制品的模塑料，具有輕質、高強、耐腐蝕、成本低及可大規模生產等特點，在汽車等工業“以塑代鋼”實現輕量化中較常用[11]。因此選擇SMC材料進行復合材料機艙支架總成開發。

2.3 CAE分析

將復合材料機艙支架總成導入ANSYS軟件中，建立分析模型，采用四面體單元對其進行網格劃分，網格大小為3 mm。選擇機艙支架總成承載部件的固定孔位置進行加載(孔1-16和區域17)，也就是承受載荷的點即加載點，為了建模方便，將側掛重量為5.6 kg的電加熱器總成加載在機艙支架的衡量上，分析模型(模型1)如圖4。對該模型賦予材料屬性，定義邊界條件、輸出信息等。

圖4 復合材料將支架總成CAE分析模型Fig. 4 CAE analysis model of compound material engine room bracket assembly

2.3.1 強度剛度分析

根據機艙支架總成的強度、剛度要求，進行了最惡劣工況(顛簸工況下，加載3 g加速度)下的強度、剛度分析。考慮復合材料部件性能會受工藝、使用環境影響，設計了0.75的安全系數。因此強度CAE分析要求為最大應力低于0.75倍的材料拉伸強度(126 MPa)。剛度要求為在顛簸工況下Z軸方向的最大位移小于2.5 mm。

強度分析結果為81.5 MPa、剛度分析結果為2.446 mm，如表2，均滿足要求。應力、應變分布如圖5。

圖5 應力、應變分布Fig. 5 Stress and strain distribution

2.3.2 模態分析

為避免與其他系統或部件共振，明確了機艙支架總成模態要求：在裝配承載情況下，一階模態應高于18 Hz。模態分析結果如圖6，一階模態為19 Hz，滿足要求。

圖6 模態分析結果Fig. 6 Modal analysis results

2.4 試驗驗證

根據機艙支架總成的性能要求，需要對復合材料機艙支架總成進行強度及疲勞耐久性能驗證，為降低開發周期及成本，先采用臺架振動耐久試驗進行強度及疲勞驗證，樣件通過臺架振動耐久試驗后，再進行整車四通道驗證，以進行樣件在更多工況下的性能驗證。

2.4.1 復合材料機艙支架總成臺架振動試驗方案

臺架振動耐久試驗既驗證樣件的強度疲勞耐久性能，又對CAE分析結果進行驗證。按照Q/HBm 108—1994《汽車汽車零部件振動試驗方法》，進行290個周期的疲勞耐入試驗，驗證復合材料機艙支架總成的耐疲勞性能。為與實車中機艙支架總成的裝配承載情況一致，設計了連接工裝與配重塊，各個配重塊分別與承載部件的重量及裝配方式相同，裝配配重塊的機艙支架總成通過鋁合金橫梁與MTS伺服液壓系統連接，搭建的試驗臺架如圖7。

圖7 臺架振動試驗Fig. 7 Bench vibration test

2.4.2 復合材料機艙支架總成臺架振動試驗

隨機抽取3個樣件(1#、2#、3#)進行臺架振動疲勞試驗，試驗結果如下：1#、2#、3#樣件分別進行到7個、4個、5個周期時，樣件有5處(a、b、c1、c2、c3)開裂，位置及形態如如圖8，不能滿足強度要求及290個周期的疲勞耐久要求[12]。最開始斷裂位置a與CAE分析的最大應力位置相符，但復合材料機艙支架總成的臺架試驗結果與CAE分析結果不相符。初步分析，是由于對復合材料機艙支架總成的CAE分析采用了簡化模型，將側掛的5.6 kg重量加載到復合材料機艙支架總成的橫梁上，側掛重量對性能的影響要大于橫梁上加載的重量[12]。位置a斷裂后，導致了位置b的應力集中，引發位置b出現裂紋，橫梁主體斷裂后，引發固定點c1、c2、c3應力增大，并產生裂紋，因此初始斷裂位置a是橫梁性能失效的關鍵因素。

圖8 樣件失效位置Fig. 8 Sample failure position

3 CAE分析及結構改進

3.1 改進模型CAE分析

根據試驗結果，復合材料機艙支架總成樣件失效，說明CAE分析模型不合理，應對CAE分析模型進行修改。需要嚴格按照裝配方式建模進行CAE分析，改進的分析模型如圖9。

圖9 復合材料支架總成改進CAE分析模型Fig. 9 Improved CAE analysis model of compound material engine room bracket assembly

復合材料機艙支架總成改進模型的強度、剛度及模態分析結果見表2，改進模型的最大應力為106 MPa，比初始模型的最大應力高25.5 MPa，接近最大要求值，剛度及模態分析結果均不能滿足要求，改進模型的CAE分析結果與實驗結果一致。

表2 模型2分析結果Table 2 Analysis results of model 2

3.2 纖維取向認證

結構設計對SMC的部件功能實現有很大影響，其中結構設計對纖維流動的影響是一個關鍵因素，為驗證結構設計的影響，明確纖維是否填充滿整個部件。根據2.4.2復合材料機艙支架總成臺架振動試驗結果，選取起始斷裂位置a和重要斷裂位置b，并選擇有代表性的連接斷裂位置c3及邊緣位置。因此在樣件上截取了位置ⅰ和ⅱ，連接位置有裂紋處ⅲ及纖維較最難以流向的側面位置ⅳ和ⅴ，進行了燃燒試驗測試纖維取向及纖維含量，結果顯示最先斷裂區域的纖維含量較少，如圖10。

圖10 纖維取向測試結果Fig. 10 Test results of fiber orientation

3.3 結構改進

根據CAE分析與燃燒試驗結果，對斷裂位置、出現纖維取向及熔接痕的位置進行了結構改進，如圖11，以期待提升強度、剛度。

改進內容有：①去除圓柱下部的斜切面，消除此結構對成型工藝影響；②去除側面上內凹面，消除應力集中區域；③側面孔及固定孔采用后加工，消除纖維取向及熔接痕；④增加橫梁內側面高度，增加橫梁側面0.5 mm厚度，提升結構剛度及強度。

改進后的復合材料機艙支架主體(圖11)重3.7 kg，增重0.5 kg。

圖11 機艙支架總成主體優化結構Fig. 11 Optimization structure of the main part of engine room bracket assembly

3.4 結構改進后CAE分析

按照裝配方式建模進行CAE分析，強度、剛度和模態分析結果見表3和圖12。

圖12 優化結構分析結果Fig. 12 Analysis results of optimization structure

表3 優化結構與原始結構分析結果對比Table 3 Analysis result comparison of optimization structure and initial structure

優化結構的CAE分析結構較改進模型的結果有明顯提升，其中，最大應力為43.6 MPa，較模型2降低62.4 MPa，減低達58.8%。最大變形為1.94 mm，模態為20.38，均有明顯提升，并且滿足要求。

4 復合材料機艙支架總成優化驗證

4.1 臺架振動試驗

抽取3個樣件，按照2.4.2復合材料機艙支架總成臺架振動試驗方案進行臺架振動試驗，驗證優化后的復合材料機艙支架總成的強度及疲勞耐久性能。結構優化后的復合材料機艙支架總成完成了294個周期循環后，樣件未發現裂紋，滿足臺架振動試驗要求。

4.2 整車四通道試驗

為了更全面、準確的驗證復合材料機艙支架總成的疲勞耐久性能，進行了整車四通道試驗。試驗方案如下：在純電動車上裝配SMC機艙支架總成，將純電動車固定到四通道道路模擬耐久試驗系統上，利用迭代完成試驗場道路的加速加載，在四通道道路模擬試驗臺上進行290個周期的驗證，在拆解后的SMC機艙支架上無裂紋等缺陷。表明優化后的復合材料機艙支架總成滿足290個試驗周期循環，滿足整車四通道試驗要求。

5 減重效果分析

金屬機艙支架總成(圖13)重6.4 kg，而優化后的復合材料機艙支架主體(圖14)重3.7 kg，借用的金屬支架重0.7 kg，復合材料機艙支架總成重4.4 kg，相對于金屬件實現減重2 kg，減重率為31.3%，減重效果明顯。

圖14 復合材料機艙支架主體Fig. 14 The main part of compound material engine room bracket

若按2萬輛攤銷，金屬機艙支架總成的成本約為170元，輕量化SMC機艙支架總成成本可以控制在190元內，每公斤減重成本為10元，此成本能夠被主機廠接受，具有大批量應用的前景。

6 結 語

1)通過對輕量化SMC機艙支架總成開發，進行了CAE分析、結構改進和強度、疲勞耐久驗證工作，結果表明，懸掛重量對復合材料機艙支架總成的性能有較大影響，CAE建模應體現懸掛重量。結構改進后的SMC機艙支架總成可以滿足強度及疲勞耐久要求。

2)相對于金屬機艙支架總成，SMC機艙支架總成可以實現2 kg，減重率為31.3%，輕量化效果明顯。SMC部件成本相對于金屬部件成本只增加20元，每公斤減重的成本為10元，成本增加可以接受，具有大批量應用前景。

3)采用SMC機艙支架總成，可以大量減少生產工序，取消焊接流程，能夠明顯降低能源消耗，同時，降低了排放和資源消耗，符合國家節能環保政策，為純電動車及汽車結構功能件輕量化開發提供了一個很好的方向。