王世陽, 陳 闖, 汪海洪

(宇通客車股份有限公司, 鄭州 450016)

直驅(qū)電機(jī)作為純電動城市客車三電系統(tǒng)的核心部件,其結(jié)構(gòu)安全直接影響車輛安全和使用壽命。城市客車在行駛過程中會受到來自地面隨機(jī)載荷的激勵,為保證直驅(qū)電機(jī)的結(jié)構(gòu)安全,在產(chǎn)品上市前會在振動試驗(yàn)臺上開展模擬地面隨機(jī)載荷的振動試驗(yàn)[1-6]。本文針對某款直驅(qū)電機(jī)開展隨機(jī)振動試驗(yàn)時(shí)出現(xiàn)的接線盒蓋板開裂現(xiàn)象,借助Ansys Workbench軟件開展隨機(jī)振動CAE仿真分析,并進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)和試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 原產(chǎn)品隨機(jī)振動試驗(yàn)

依據(jù) GB/T 28046.3—2011《道路車輛 電氣及電子設(shè)備的環(huán)境條件和試驗(yàn) 第3部分:機(jī)械負(fù)荷》[7]中商用車彈性體嚴(yán)酷等級加載輸入載荷譜,單個方向的加載時(shí)間是32 h,加載速度的均方根值為57.9 m/s2,電機(jī)隨機(jī)振動試驗(yàn)的功率譜密度值見表1。

表1 電機(jī)功率譜密度和頻率

按照該國標(biāo)的要求,把原產(chǎn)品電機(jī)放置于試驗(yàn)臺架上開展隨機(jī)振動試驗(yàn)。試驗(yàn)時(shí),保證電機(jī)在臺架中的安裝狀態(tài)和在實(shí)際車輛中的安裝狀態(tài)一致。經(jīng)過一段時(shí)間振動后,接線盒蓋板發(fā)生了斷裂現(xiàn)象(如圖1所示)。從圖1中可以清晰地看到,在接線盒蓋板外側(cè),靠近蓋板折彎處中間位置,有3顆螺栓與蓋板連接的位置發(fā)生了明顯的斷裂。所以該電機(jī)的臺架試驗(yàn)不滿足要求。

圖1 振動試驗(yàn)結(jié)構(gòu)件斷裂位置

為了保證產(chǎn)品質(zhì)量,需分析找出斷裂的根本原因,然后對結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化,并再次進(jìn)行臺架驗(yàn)證。

2 仿真分析

2.1 仿真模型的建立

直驅(qū)電機(jī)的仿真模型為整機(jī)模型,包含前后端蓋、殼體、接線盒、定轉(zhuǎn)子鐵芯、轉(zhuǎn)軸、軸承等零部件。其中零部件模型的質(zhì)量、材料及裝配方式會影響建模及仿真結(jié)果的精確度。但整機(jī)建模時(shí)如果細(xì)節(jié)過多,劃分網(wǎng)格時(shí)會產(chǎn)生質(zhì)量較差的網(wǎng)格且會造成網(wǎng)格數(shù)量龐大,導(dǎo)致求解困難。因此,在進(jìn)行網(wǎng)格處理前,先對幾何模型進(jìn)行清理,去除對結(jié)果影響較小的凸臺、小圓角等幾何特征,對于質(zhì)量較大或?qū)δＰ蛣偠扔绊戄^大的零部件應(yīng)保留[8-10]。

本文采用Ansys Workbench軟件建立仿真模型。綜合考慮計(jì)算精度及計(jì)算機(jī)的運(yùn)行能力,幾何特征比較復(fù)雜的零部件采用四面體網(wǎng)格,幾何特征相對規(guī)則的零部件采用六面體網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸都為3 mm。整機(jī)模型共有4 587 808個單元、1 086 021個節(jié)點(diǎn)。各主要部件的部分材料參數(shù)見表2。

表2 電機(jī)主要部件部分材料參數(shù)

2.2 隨機(jī)振動結(jié)構(gòu)失效仿真分析

2.2.1 模態(tài)分析

模態(tài)是結(jié)構(gòu)體的固有特性,通過模態(tài)分析可得到結(jié)構(gòu)體在不同激勵下的動力學(xué)響應(yīng)。約束直驅(qū)電機(jī)懸置位置和驅(qū)動軸結(jié)合位置,以模擬其在整車上的裝配環(huán)境。采用分塊蘭索斯方法,對電機(jī)進(jìn)行約束模態(tài)分析。

通過Ansys Workbench軟件仿真分析,求解直驅(qū)電機(jī)的模態(tài)頻率,其一、二、三階頻率及振型如圖2～4所示。

圖2 直驅(qū)電機(jī)一階模態(tài)(頻率233 Hz)

由圖3和圖4模態(tài)振型可知,第二階、第三階模態(tài)振型在電機(jī)整機(jī)斷裂結(jié)構(gòu)件位置變形明顯,而且第二階和第三階模態(tài)頻率較低且數(shù)值比較接近,容易出現(xiàn)與試驗(yàn)激振頻率共振現(xiàn)象。

圖3 直驅(qū)電機(jī)二階模態(tài)(頻率438 Hz)

圖4 直驅(qū)電機(jī)三階模態(tài)(頻率446 Hz)

2.2.2 隨機(jī)振動結(jié)構(gòu)響應(yīng)仿真分析

隨機(jī)振動分析一般是給結(jié)構(gòu)體輸入隨機(jī)載荷譜,確定結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的響應(yīng)是否滿足設(shè)計(jì)要求[11-12]。其動力學(xué)方程:

(1)

式中:M、C、K分別為動力學(xué)方程的質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣、剛度矩陣。由于試驗(yàn)激勵載荷F(t)是隨機(jī)的,進(jìn)行正態(tài)歸一化處理,結(jié)構(gòu)體的響應(yīng)結(jié)果在統(tǒng)計(jì)學(xué)上也是服從高斯正態(tài)分布[13-15]。

基于前面模態(tài)分析的結(jié)果,將第一部分中振動臺架試驗(yàn)的載荷譜輸入到結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行求解,采用模態(tài)疊加法得到隨機(jī)載荷下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。首先對動力學(xué)方程式(1)進(jìn)行模態(tài)坐標(biāo)變換,求得結(jié)構(gòu)的若干低階模態(tài),然后采用式(2)計(jì)算結(jié)構(gòu)體的響應(yīng):

(2)

式中:μ為各節(jié)點(diǎn)自由度對應(yīng)的位移向量;Φ為主模態(tài)矩陣;η為模態(tài)坐標(biāo)向量;φi為第i階模態(tài)陣型向量;ηi為第i階模態(tài)坐標(biāo)。

通過Ansys Workbench軟件的模態(tài)疊加法求得結(jié)構(gòu)的隨機(jī)振動響應(yīng),對結(jié)果后處理獲取直驅(qū)電機(jī)垂直方向3σ米塞斯應(yīng)力,如圖5所示。從圖5中可以看出,直驅(qū)電機(jī)在隨機(jī)振動環(huán)境中產(chǎn)生了較大的動態(tài)應(yīng)力響應(yīng),超出了結(jié)構(gòu)的承載能力,其中接線盒蓋板處的最大應(yīng)力(72 MPa)超出了結(jié)構(gòu)使用5052材料的疲勞極限(50 MPa)。

圖5 直驅(qū)電機(jī)垂直方向隨機(jī)振動應(yīng)力云圖

對比前述振動試驗(yàn)結(jié)構(gòu)件斷裂位置(圖1),仿真應(yīng)力較高的區(qū)域與此基本一致。

3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化及驗(yàn)證

由于接線盒蓋板件開裂,所以需要進(jìn)行優(yōu)化。原產(chǎn)品接線盒蓋板件是沖壓件,壁厚為2 mm。本文從工藝和結(jié)構(gòu)兩方面開展優(yōu)化。工藝方面,由于沖壓件存在殘余應(yīng)力,所以新的接線盒蓋板使用鑄造工藝替換沖壓工藝;結(jié)構(gòu)方面,將接線盒蓋板的壁厚增加至6 mm,同時(shí)在背面進(jìn)行加筋處理,以提升蓋板的垂向剛度,同時(shí)考慮輕量化需求,在應(yīng)力較低的區(qū)域設(shè)計(jì)減重槽,既滿足結(jié)構(gòu)剛度強(qiáng)度又兼顧輕量化。經(jīng)過隨機(jī)振動仿真,原斷裂位置處的應(yīng)力水平降低為23 MPa,如圖6所示。

圖6 優(yōu)化結(jié)構(gòu)垂直方向振動應(yīng)力云圖

將優(yōu)化后的蓋板結(jié)構(gòu)裝配于電機(jī)整機(jī)上重新開展臺架振動試驗(yàn)。對每個方向進(jìn)行32 h的振動試驗(yàn)后,檢查電機(jī)各個部件損傷情況,無開裂現(xiàn)象,電機(jī)能正常運(yùn)行。

4 結(jié)束語

本文針對前期臺架振動試驗(yàn)時(shí)發(fā)生的接線盒蓋板開裂現(xiàn)象,借助Ansys Workbench軟件建立有限元模型,并開展隨機(jī)振動仿真。同時(shí)根據(jù)實(shí)際條件對電機(jī)接線盒蓋板結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化,并再次開展隨機(jī)振動仿真以確保結(jié)構(gòu)強(qiáng)度安全。最后經(jīng)振動臺架試驗(yàn)驗(yàn)證,結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足要求,抗振性能良好。