1、某纯电动车悬置系统振动噪声设计研究辛雨 李玉军 北京新能源汽车股份有限公司摘要：纯电动汽车动力总成组成及特点与传统燃油车辆存在区别，这对悬置系统设计提出不同需求。基于 Adams 软件，某纯电动汽车悬置设计过程中，通过合成九种不同供应商供货零部件获得动力总成整体转动惯量参数；采用扭矩轴理论计算该动力总成扭矩轴位置，为悬置设计提供参考；使用解耦验证及优化方法，确定悬置刚度,并降低泵类等纯电动汽车振动噪声风险源凸显现象；通过位移量计算及载荷计算，确认了悬置刚度曲线，并防止动力总成位移过大造成干涉异响；通过瞬态响应计算，对换挡等工况的电机扭矩控制策略提出了策略设计要求和参考，防止该工况动力总成发生抖
2、动颤振现象。关键词：电动汽车，悬置，转动惯量，扭矩轴，解耦，瞬态响应。中图分类号：U469.72+2,U467.4+92,U461.4Mounting System Design & Optimization Research for a Purely Electric Vehicle ProjectXinYu Li Yujun BeiJing Electric Vehicle CO.,LTDAbstract: The powertrain of Electric vehicle is different from traditional fuel vehicles, so mounting
3、system design & optimization is different. Using Adams software, in a purely electric vehicle project we compose nine parts to powertrain inertia. Then we use the powertrain inertia to calculate the torque axis by torque axis computation theory, and it is a important support to mounting system posit
4、ion selection. We use decoupling theory to confirm mount stiffness, and confirm stiffness curve by displacement calculation & load calculation. By transient response calculation, we give the motor torque control design engineer some beneficial suggestion.Keys: electric vehicle, mounting system, powe
5、rtrain inertia, torque axis, decoupling optimization, transient response.0 引言随着越来越严重的能源消耗，环境污染等一系列问题，纯电动汽车的推广力度在我国越来越大。中国汽车工业协会发布的数据显示，2014 年新能源汽车生产 78499 辆，销售 74763 辆，比 2013 年分别增长 3.5 倍和 3.2 倍。电动汽车的销量猛增，同时各大汽车厂商对其各部件的性能设计都提出了更高的要求。对电动汽车而言，首要研究的是其电机、电池及电控的三电系统；而悬置系统作为支撑电机系统的关键重要部件，不但影响了动力系统的整体匹配运转，还
6、影响了整车的振动噪声性能，因此需要对电动汽车的悬置系统振动噪声设计需要进行深入研究【1-3】 。同时，由于发动机与电机在振动噪声、扭矩特性上存在较大区别，这对悬置系统的设计优化匹配带来影响。在某纯电动汽车设计过程中，基于 Adams 软件并遵循悬置系统设计流程进行选型，并根据纯电动汽车特点进行调整。首先，纯电动汽车由于功率及转速要求，电机结构往往在设计中期定型；因此悬置设计前期，只能使用电机、减速器数模计算转动惯量参数合成了动力总成整体惯量参数，并考虑悬置布置等问题。其次，纯电动汽车动力总成可能涵盖电机、减速器、空调压缩机及其它振动噪声激励源，悬置系统解耦优化可大大降低各种激励源引起整车振动噪
7、声的风险；同时悬置解耦计算可用于确认悬置刚度；再次，纯电动汽车电机扭矩变化特点与发动机不同，对动力总成位移量及载荷进行计算不仅仅为确定悬置刚度曲线提供设计方法，为悬置支架强度及疲劳分析提供参考，同时也为动力总成位移量本身控制提供了参考，包括瞬态工况下的位移量控制。1 转动惯量合成纯电动汽车电机与减速器总成重量及体积等方面远小于传统燃油车辆，从而在机舱位置为在动力总成上布置其他振动噪声源留出了布置空间。例如空调压缩机、真空泵、水泵等振动噪声源在纯电动汽车中凸显，将该类振动噪声源布置于动力总成上可使用悬置系统进行有效振动噪声隔离。泵类振动源布置于动力总成在获得良好隔振效果同时，在另一方面对悬置振动
8、噪声设计及前期动力总成惯量参数获得提出更高要求。某项目纯电动汽车动力总成整体由电机、减速器、空调压缩机、空调压缩机支架、真空泵、真空罐、真空泵支架、动力总成连接架、动力总成控制器等9 种不同供应商供货的零部件组成。而悬置设计前期，动力总成整体处于设计阶段，无法获得实物用于测试。在此基础上，基于 Adams 软件，通过在软件中建立各零部件的多体动力学模型，使用 Aggregate Mass 命令，可将各零部件转动惯量合成为动力总成整体转动惯量，用于悬置布置及解耦计算等。图 1 基于 Adams 转动惯量合成计算模型表 1 动力总成转动惯量合成结果序号 零部件名称 质心坐标（mm） 重量（kg）
9、转动惯量(kg.mm2) 备注1 动力总成 1522.2, -21.5, 418.1 145.771IXX=7.48E+006 IYY= 4.76E+006IZZ=5.41E+006IXY=-1.74E+005IZX=-5.86E+005IYZ=2.77E+0052 扭矩轴计算由于纯电动汽车电机系统输出扭矩，该扭矩输出轴与动力总成整体惯性轴存在一定角度，故采用扭矩轴理论对动力总成悬置进行布置【4】 。使用转动惯量合成得到的动力总成参数，构成惯性矩二阶张量矩阵ST。 641.57.2586. 74718. eeeIzyIxzxST求解该二阶张量ST，可得到主惯性矩及主惯性轴在动力总成坐标中的位置
10、；对该二阶张量ST取逆，并进一步处理可得到动力总成的扭矩轴位置。 78.104.84.129.735. eeeSTJ由于本项目动力总成为横置布置，采用均方根法对其二阶张量ST的逆阵第二列进行归一化处理。 854.0493.0682.6132.7.232311eJaJ扭矩轴与动力总成坐标系下 x，y，z 轴夹角的方向余弦为：93.6.1.coscos 3212J根据质心在整车坐标系下的坐标，经过计算可得到扭矩轴经过以质心为中心的左右两点连线。在此扭矩轴上布置或平行该扭矩轴布置动力总成悬置，将使动力总成获得更好的振动噪声性能。表 2 扭矩轴计算结果方向 左侧点 质心 右侧点X 1502.811 1
11、522.2 1541.589Y -1020.11 -21.5 977.1091Z 467.1301 418.1 369.06993 悬置解耦设计与优化根据扭矩轴计算结果、动力舱布置情况及原型车悬置位置，考虑到电动车特点及限制扭矩变化及位移量的影响，采用前后左右四个悬置布置位置及初步悬置刚度如表 3 所示。 表 3 悬置系统参数表序号 名称 弹性中心位置 悬置动刚度 备注1 左悬置 1622, -395, 559 119,150,2032 右悬置 1497, 486, 636 240,240,2643 前悬置 1248, -89, 253 98,49,92 旋转15度4 后悬置 1909, 53
12、, 402 599,136,190在 Adams 软件中建立对地悬置解耦多体动力学模型，输入动力总成质心、重量、转动惯量参数，以及悬置弹性中心位置及悬置动刚度，得到目前设计状态解耦结果如表 4 所示。图 2 基于 Adams 悬置解耦模型表 4 悬置系统解耦验证结果序号 f(Hz) X Y Z Rxx Ryy Rzz Rxy Rxz Ryz1 8.97 0.3 70.04 20.48 4.45 3.94 1.88 -0.24 -0.54 -0.32 10.18 4.44 23.95 62.53 0.55 8.31 0.17 -0.12 0.06 0.133 12.42 87.26 3 3.26
13、 0.06 0.22 5.97 -0.01 0.11 0.134 16.54 0 0.12 8.6 3.75 75.86 12.82 0.97 1.29 -3.415 19.90 1.39 1.65 5.13 82.56 5.71 2.03 -1.25 2.41 0.376 24.13 6.62 1.23 0 9.64 6.38 78.35 0.45 -5.12 2.45由于动力总成存在电机、减速器、空调压缩机、真空泵等多个振动激励源，以上解耦验证结果不能满足纯电动车悬置振动噪声设计要求（所有频率解耦在75%以上，Ryy 及 X/Y/Z 在 85%以上） 。考虑到以上解耦结果距离设计要求相差不
14、大，可在此基础上进行悬置解耦优化。使用 Adams 软件 Vibration 模块中解耦优化功能，经分析前后悬置为目前部分频率解耦度较低的原因，将前悬置刚度调整为（203,42,162） ，后悬置刚度调整为（448，105，143）后，悬置解耦及频率分析基本满足要求，如表5 所示。表 5 悬置系统解耦优化结果序号 f(Hz) X Y Z Rxx Ryy Rzz Rxy Rxz Ryz1 8.93 0.77 91.43 3.22 3.25 0.56 1.32 -0.08 -0.38 -0.092 11.12 3.06 3.72 88.61 1.78 2.8 0.05 -0.13 0.06 0.0
15、43 12.03 89.6 1.83 2.85 0.04 0.15 5.35 0 0.08 0.14 15.91 0.09 0.27 2.14 0.92 84.85 14.37 0.51 0.67 -3.825 19.73 1.24 1.71 3.14 83.28 4.03 3.89 -1.06 3.33 0.436 23.54 5.23 1.04 0.04 11.71 8.02 76.21 0.56 -5.53 2.714 悬置位移量及载荷计算纯电动汽车电机扭矩变化与传统燃油车辆发动机扭矩变化存在较大差别，存在电机扭矩变化快、电机转速及整车车速升速快等特点。动力总成位移量计算对控制动力总成位
16、移量、降低异响发生概率尤为重要。且对于纯电动汽车，悬置刚度曲线在设计应考虑动力总成位移量的影响，使刚度曲线随载荷的变化平稳增加，不易出现较大拐点。本项目悬置刚度曲线设计完成后，基于 Adams 建立位移量及载荷计算多体动力学模型，根据 GM28 工况对位移量及载荷进行计算，其中载荷计算结果用于悬置支架振动噪声、强度及可靠性设计，而动力总成位移量计算结果列入悬置刚度曲线设计参考【5】 。其中位移量计算结果如表 6 所示，符合电动汽车悬置设计动力总成位移量控制要求。图 3 基于 Adams 位移量及载荷计算模型表 6 动力总成位移量计算结果质心位移量 (mm) 质心旋转角度(Deg)GM28 工
17、况M X Y Z RM Rxx Ryy Rzz1: static design position 2.29 -0.01 -0.02 2.29 0.02 -0.01 -0.02 -0.012: max forward eng trq 0.63 0.23 0.02 -0.59 2.88 0.05 2.85 0.403: max reverse eng trq 0.69 -0.38 -0.01 0.57 2.67 -0.04 -2.64 -0.354: max fwd eng trq & 0.5g fwd accl. 0.72 0.41 0.02 -0.59 2.87 0.05 2.84 0.415
18、: max fwd eng trq & 1g left corn. 4.78 0.23 4.74 -0.61 2.88 0.17 2.85 0.406: max fwd eng trq & 1g right corn. 4.75 0.24 -4.71 -0.57 2.88 -0.08 2.85 0.397: max fwd eng trq & 2g bump 4.43 0.24 -0.21 -4.42 2.87 -0.09 2.84 0.398: max fwd eng trq & 2g rebound 4.00 0.24 -0.02 3.99 2.86 0.02 2.84 0.399: ma
19、x rwd eng trq & 0.6g rwd accl. 0.82 -0.59 -0.01 0.57 2.66 -0.04 -2.64 -0.3710: 11g frt bumper 8.69 -8.69 0.01 0.02 0.19 -0.01 -0.07 -0.1711: 11g rear bumper 8.77 8.77 -0.01 -0.04 0.26 0.01 0.18 0.1912: 5g up loading 9.69 -0.01 -0.12 9.69 0.08 -0.07 -0.03 -0.0113: 5g down loading 9.68 0.01 -0.02 -9.6
20、8 0.02 -0.01 0.01 0.0014: 3g left loading 7.94 0.14 -7.94 0.07 0.51 -0.46 0.05 0.2215: 3g right loading 7.90 -0.13 7.90 -0.06 0.50 0.45 -0.05 -0.2216: 5g up & 3g left loading 12.15 0.17 -7.37 9.66 0.33 -0.20 0.09 0.2517: 5g up & 3g right loading 11.82 -0.19 7.01 9.51 0.31 0.04 -0.14 -0.2718: 5g down
21、 & 3g left loading 11.95 0.19 -7.21 -9.52 0.32 -0.13 0.13 0.2719: 5g down & 3g right loading 12.00 -0.17 7.17 -9.63 0.30 0.12 -0.10 -0.2520: 3.5g up rough road 8.00 -0.03 -0.08 8.00 0.09 -0.05 -0.07 -0.0221: 3.5g down rough road 7.92 0.03 0.04 -7.92 0.07 0.02 0.06 0.0222: 3g forward loading 5.82 -5.
22、82 0.00 0.01 0.07 0.00 -0.07 -0.0323: 3g rearward loading 5.82 5.82 0.00 -0.03 0.14 0.00 0.12 0.0724: Fwd rockcycle trq 0.78 -0.29 0.00 -0.72 3.63 0.06 3.58 0.6325: Rev rockcycle trq 0.70 -0.03 -0.01 0.70 3.28 -0.06 -3.24 -0.5426: 1g static equil 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.0027: 5/8 max fw
23、d trq for lab testing 0.49 0.21 0.01 -0.45 2.18 0.03 2.16 0.2928: 5/8 max rwd trq for lab testing 0.54 -0.30 -0.01 0.44 2.08 -0.03 -2.07 -0.235 悬置瞬态响应计算考虑到纯电动汽车电机扭矩变化特点，仅仅进行 GM28 工况计算动力总成位移量不足以分析电机扭矩瞬态变化时，动力总成位移量的瞬态响应。由于电机扭矩输出迅速，假如悬置刚度曲线设计不满足要求，或电机扭矩控制策略不适应悬置系统设计要求，扭矩施加过程中动力总成将出现抖动、颤振等现象，影响整车的振动噪声及舒
24、适性。基于 Adams 软件，使用位移量计算模型，通过输入动力总成控制策略中电机的实际扭矩变化曲线，可计算得到动力总成位移量的瞬态响应计算结果。如图 4 所示为纯电动汽车静置时，前进档及后退档切换过程中扭矩控制策略曲线，及根据该扭矩控制策略计算得到的动力总成瞬态旋转角度结果曲线图。由图可知，现有动力总成扭矩施加策略将使换挡过程中，动力总成旋转方向 Ryy 方向存在抖动现象。该现象与换挡指令几乎同步，并伴随换挡过程产生，与实际样车换挡过程感受相符合。图 4 静置前进- 后退档位切换动力总成 Ryy 旋转角度验证结果基于悬置位移量变化特点，对动力总成位移量变化曲线进行调整，理想状态如图 5 所示。
25、经过优化的扭矩施加策略，将降低直至消除换挡过程中动力总成位移量的瞬态抖动响应，使动力总成在电机扭矩发生变化过程中位移量平稳变化，从而获得较好的整车乘坐感觉及舒适性。图 5 静置前进- 后退档位切换动力总成 Ryy 旋转角度优化结果6 结论某纯电动汽车悬置系统设计中，充分考虑传统燃油车辆与纯电动汽车动力总成振动噪声特性区别，对悬置系统进行了较充分的振动噪声设计。通过转动惯量合成及扭矩轴计算，对悬置系统振动噪声相关布置提供参考与支持；通过悬置解耦及优化，有效隔离动力总成多激励源（电机、减速器、空调压缩机、真空泵等）振动噪声；通过位移量计算及控制，对动力总成悬置刚度曲线确认的同时，对动力总成位移量相
26、关异响进行控制；通过瞬态激励响应计算，对电机扭矩控制策略制定提供参考，并解决电机扭矩输出过程中动力总成抖动现象。参考文献：1 辛雨 赵春艳 李玉军 某纯电动汽车悬置减振性能优化研究J 道路交通与安全 2015 年 01 期2 赵堑 纯电动汽车动力悬置系统仿真及优化设计D 武汉理工大学 2012.53 徐中明，李晓等 纯电动汽车动力总成悬置系统的优化J 汽车工程 2012(vol.34)No.9 806-8154 郭荣，章桐 汽车动力总成悬置系统M 同济大学出版社 2013 年 8 月5 辛雨，火进，梁耕龙 动力总成悬置支架振动噪声设计A Altair2013 技术大会论文集 2013 年 9 月
