1 結構及工作原理
1.1 結構組成
多合一電驅動系統由EM，G-BOX，IPU，DCDC，OBC，HV-BOX，VCU，ACP，PUMP共9部分組成，如圖1所示。整體採用四段式結構，分別為減速器左端蓋、減速器右端蓋、電機定子殼體、電機後端蓋，其中減速器右端蓋為電機和減速器共用端蓋。ACP固定在電機左端蓋上，PUMP固定在電機右端蓋上。IPU，DCDC，OBC，HV-BOX，VCU佈置在控制器系統殼體中，DCDC，OBC佈置在同一層，稱之為電源層；HV-BOX和IPU，VCU佈置在同一層，稱之為電機控制層，電源層和電機控制層共同組成控制器系統，佈置在EM正上方。該多合一電驅動系統為原有長安量產的三合一電驅動系統和電源系統的進一步集成產品，提高了能量密度和冷卻效率。
圖1 多合一電驅動系統三維數模
1.2 系統原理
該多合一電驅動系統的系統原理圖如圖2所示，主要包括高壓電傳輸、低壓電信號傳輸、熱量交換、動力傳遞等，其中高壓電包括高壓直流電、高壓交流電、家用220 V交流電；低壓電信號包括12 V直流電信號、CAN信號、高壓互鎖信號、電子鎖位置信號、制動踏板位置信號等共62個電信號。
圖2 多合一電驅動系統原理簡圖
動力電池輸出高壓直流電，經過HV-BOX中疊層銅排將高壓直流電分配成4部分，包括控制器系統內部IPU中的INV功率模塊、DCDC模塊，外部的ACP，PTC。INV功率模塊將高壓直流電轉換成高壓交流電輸送到EM，驅動EM旋轉；DCDC模塊將高壓直流電轉換成低壓直流電輸送給12 V蓄電池，實現對12 V蓄電池進行動態充電，12 V蓄電池輸出低壓直流電給IPU中的INV控制模塊和VCU控制模塊[10]。OBC模塊經過HV-BOX中疊層銅排與動力電池相連，OBC可將輸入的家用220 V交流電轉換成高壓直流電，輸入到動力電池中，此過程為動力電池慢充過程。
該電驅動系統的冷卻水路、PUMP和電驅動系統外部的冷卻控制系統可組成封閉的迴路。PUMP為迴路中冷卻液循環提供動力，冷卻控制系統完成迴路中冷卻液的熱交換，對電驅動系統中EM,IPU，DCDC，OBC進行冷卻[11-12]。EM和G-BOX採用機械連接，通過花鍵軸、花鍵套結構實現動力傳遞。
2 數值建模
2.1 模型建立
將多合一電驅動系統三維數模進行簡化處理，導入到仿真軟件中進行預處理，得到模型如圖3所示，利用此模型進行有限元分析。
圖3 預處理模型
2.2 材料屬性
該多合一電驅動系統中各部件的材料不同。控制器殼體、上下蓋板、電機端蓋、減速器殼體及支架的材料為ADC12，定子鐵心材料為硅鋼，電機殼體材料為A365.0-T6，軸材料為20CrMnTi，屏蔽板材料為Q195，具體的材料屬性如表1所示。
表1 材料及物理屬性
3 CAE仿真分析
3.1 模態分析
在進行模態分析時，低階固有頻率對振動影響較大，無需表示出全部階次下的固有頻率，根據經驗選取前八階模態進行分析。仿真分析結果表示，一階模態為108.2 Hz，發生在控制器系統中屏蔽板(以下簡稱屏蔽板)處，如圖4(a)所示；二階模態為157.1 Hz，依然發生在屏蔽板處；控制器系統的整體模態發生在第七階，如圖4(b)所示，大小為437.8 Hz；八階模態為443.9 Hz，發生在屏蔽板處。
(a) 一階模態
(b) 七階模態 圖4 模態分析結果
3.2 靜力學分析
對多合一電驅動系統進行靜力學分析，根據整車運行工況確定載荷值，將其分解到X，Y，Z三軸上，用g的倍數表示大小，具體載荷值如表2所示。
表2 靜力學分析載荷值
在此工況下進行靜力學分析，結果顯示,屏蔽板處的最大應力較大，因此結果分析時分別表示多合一電驅動系統、屏蔽板兩個部分(下同)，具體結果如表3所示。
表3 靜力學分析結果
由表3可知，在沿Z軸-26g載荷下，多合一電驅動系統、屏蔽板產生的最大應力最大，分別為13.704MPa和132.162MPa，如圖5所示，均滿足要求。
(a) 多合一電驅動系統
(b) 屏蔽板 圖5 沿Z軸-26g載荷下的最大應力
3.3 掃頻振動分析
對多合一電驅動系統進行掃頻振動分析，輸入頻率、振幅、加速度3個參數，確定其中任意2個參數，即可進行求解計算。根據整車運行工況確定Z軸方向的振動工況，如表4所示，X軸方向和Y軸方向振動工況的加速度應該減半。頻率25 Hz以下為低頻段，不選取與之對應的加速度[13-17]。
表4 Z軸方向振動工況
經過掃頻振動分析計算後，多合一電驅動系統、屏蔽板的最大應力及頻率如表5所示。
表5 掃頻振動分析結果
由表5可知，多合一電驅動系統的最大應力為23.440 MPa，如圖6(a)所示，滿足要求。屏蔽板的最大應力為254.087 MPa，如圖6(b)所示，大於屏蔽板材料Q195的屈服強度195 MPa，不滿足要求。
(a) 多合一電驅動系統
(b) 屏蔽板 圖6 掃頻振動分析最大應力
3.4 隨機振動分析
對多合一電驅動系統進行隨機振動分析，輸入頻率和加速度譜密度(ASD)兩項，根據整車運行工況選取頻率分別為10Hz，100Hz，300Hz，500Hz，2 000 Hz，與之對應的ASD值分別為10 m2·s-4/Hz，10 m2·s-4/Hz，0.51 m2·s-4/Hz，5 m2·s-4/Hz，5 m2·s-4/Hz。仿真分析結果如表6所示[18-20]。
表6 隨機振動分析結果
由表6可知，多合一電驅動系統最大3σ應力為68.307 MPa，如圖7(a)所示，滿足要求。屏蔽板最大3σ應力為268.182 MPa，如圖7(b)所示，大於Q195的屈服強度195 MPa，不滿足要求。
(a) 多合一電驅動系統
(b) 屏蔽板 圖7 最大3σ應力
綜上所述，多合一電驅動系統(除屏蔽板外)靜力學分析、掃頻振動分析、隨機振動分析結果均滿足要求。屏蔽板靜力學分析結果滿足要求，掃頻振動分析、隨機振動分析結果不滿足要求。因此，需要對屏蔽板進行改進設計，具體措施如下：
1) 增加屏蔽板安裝孔個數；
2) 將屏蔽板的材料更改為Q235，Q235的屈服強度為235 MPa，抗拉強度為375～500 MPa。
4 改進後CAE仿真分析
4.1 模態分析
根據仿真分析結果及經驗選取前十五階模態進行分析。仿真分析結果表示，一階模態為58.16 Hz，發生在屏蔽板處；二階模態為85.42 Hz，依然發生在屏蔽板處；控制器系統的整體模態發生在第十五階，大小為437.7 Hz，較改進前一階模態和模態密度均降低。
4.2 靜力學分析
借用上文中的載荷值作為輸入並對其進行簡化，取消表3中序號4、序號5表示的載荷，具體結果如表7所示。
表7 改進後靜力學分析結果
由表7可知，多合一電驅動系統、屏蔽板的最大應力分別為13.704MPa和170.481 MPa，均滿足要求。
4.3 掃頻振動分析
借用上文的表4作為輸入進行仿真分析計算，具體結果如表8所示。
表8 改進後掃頻振動分析結果
由表8可知，多合一電驅動系統、屏蔽板的最大應力分別為23.440MPa和65.752MPa，均滿足要求。
4.4 隨機振動分析
借用上文中的輸入條件進行仿真分析計算，具體結果如表9所示。
表9 改進後隨機振動分析結果
由表9可知，多合一電驅動系統、屏蔽板的最大3σ應力分別為68.307 MPa和171.309 MPa，均滿足要求。
4.5 耐衝擊分析
對多合一電驅動系統進行耐衝擊分析，對其施加半正弦衝擊載荷，載荷值大小分別為沿Z軸方向25g、X軸方向12.5g及Y軸方向12.5g，持續時間為6 s。評價標準為最大應力是否滿足σmax≤σb，仿真分析結果如表10所示。
表10 耐衝擊分析結果
由表10可知，多合一電驅動系統最大應力為21.704 MPa，如圖8(a)所示，滿足要求。屏蔽板最大應力為173.414 MPa，如圖8(b)所示，小於Q235的抗拉強度375～500 MPa，滿足要求。
(a) 多合一電驅動系統
(b) 屏蔽板 圖8 耐衝擊分析最大應力
4.6 疲勞分析
借用上文中掃頻振動分析時X，Y，Z三個方向的輸入條件，分別歷時8 h；隨機振動分析時的輸入條件擴展到沿X，Y，Z三個方向各歷時22 h，將所有結果疊加作為疲勞分析的最終結果。結果顯示，多合一電驅動系統最大疲勞損傷值為5.279×10-4，小於標準值1，滿足要求；屏蔽板最大疲勞損傷值為0.255，大於標準值0.2，根據經驗對此進行評估認為風險可忽略[21-22]。
綜上所述，對改進後的多合一電驅動系統依次進行模態分析、靜力學分析、掃頻振動分析、隨機振動分析、耐衝擊分析和疲勞分析，模態分析結果表明，較改進前一階模態和模態密度均降低，其餘五項分析結果均滿足要求。
4.7 討論
改進後多合一電驅動系統模態分析結果顯示，一階模態和模態密度均降低，帶來的影響為屏蔽板同整車其他零部件發生共振的風險增大。針對該多合一電驅動系統模態分析結果進行評價時，在目前開發研究階段，尚無定量的頻率範圍判定優劣。因此，目前不對屏蔽板再次進行結構優化，而採取在屏蔽板安裝孔處增加軟墊的方式減小共振風險。
5 結 語
本文設計了一款由EM，G-BOX，IPU，DCDC，OBC，HV-BOX，VCU，ACP，PUMP共9部分組成的多合一電驅動系統，該系統可實現性能的提升和成本的降低。該多合一電驅動系統及屏蔽板的靜力學分析、掃頻振動分析、隨機振動分析、耐衝擊分析、疲勞分析結果均滿足要求。
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來源 | EDC電驅未來
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