耿動梁，燕唐，卜曉兵，戰(zhàn)楠，高豐嶺

(中國汽車技術研究中心有限公司,天津 300300)

0 引言

在汽車開發(fā)設計中，節(jié)能減排越來越重要。作為汽車零部件之一的前艙電池包結構，也需要進行一定的輕量化來滿足整車輕量化的開發(fā)要求。但是，電池包結構在減重的同時必須保證具備足夠的剛度和強度，否則當車輛遇到一些碰撞事故，前艙電池包受到一定擠壓的時候，容易發(fā)生漏液、短路甚至發(fā)生自燃的危險。這種潛在的風險使車輛前艙電池結構設計遇到一定的挑戰(zhàn)。借助有限元的分析手段，在電池包結構設計過程中反復校核結構受到擠壓時的剛度和強度，最終通過不斷的優(yōu)化結構形式，實現(xiàn)最初的設計目標。

1 模型描述

1.1 電池包幾何模型特征

由于車輛前艙部位，給定的空間已經(jīng)確定，在有限的空間內(nèi)，預留給電池包結構的形狀變化形式較少。在此，所采用的是一種常見的長方體結構形式，組成電池包結構的材料為鋁合金板材，對板材進行拼裝焊接組成整個長方體的電池包結構(見圖1)。在結構內(nèi)部放置電芯以及部分控制電路，最后在外層進行噴塑密封，從而保證整個結構的支撐性和良好的密封性(見圖2)。采用鋁合金板材拼裝焊接，可以在一定程度上控制成本。

圖1 電池包外觀結構

圖2 電池包外內(nèi)部框架

1.2 工況介紹

分析工況模擬擠壓試驗的4個工況，整個試驗過程為緩慢加載，如圖3所示。4個工況的具體內(nèi)容見表1。

圖3 擠壓4個工況加載方式

表1 加載工況參數(shù)描述

基于該電池結構特點以及內(nèi)部電芯布置方案，設定結構在擠壓過程的變形目標為：工況一、工況二和工況三分析結果中，結構變形量不得超過2 mm：工況四分析結果中，結構von Mises應力[2]值不超過材料的極限強度應力值(465 MPa)。

由于該計算涉及到材料塑性變形后的非線性階段，所以需要得到材料塑性段的應力應變曲線。根據(jù)材料的測試試驗數(shù)據(jù)，忽略頸縮等因素影響，計算擬合出該鋁合金材料塑性段以后的應力應變曲線，如圖4所示。

圖4 鋁合金材料塑性段應力-應變曲線

2 仿真模型搭建和計算

2.1 建立有限元模型

2.1.1 三維幾何模型簡化

為了保證足夠的仿真計算精度，對模型進行適當?shù)暮喕?見圖5)，不影響整體計算效果的情況下，去除部分容易產(chǎn)生質量較差網(wǎng)格的小特征，為后續(xù)劃分高質量的網(wǎng)格做好準備。

圖5 簡化后幾何模型

2.1.2 網(wǎng)格劃分

由于模型規(guī)模不大，板材結構的內(nèi)部特征較復雜，所以適合用三維實體單元來劃分該結構。結構選擇二階實體單元solid186單元[1]，網(wǎng)格尺寸平均值保持在2 mm左右，在此基礎上能夠保證具備較高的整體單元質量[3]，如圖6所示。

圖6 模型結構有限元網(wǎng)格

實際試驗過程中，壓頭為鋼制實心壓頭，它的剛度比電池包結構的剛度大很多，在建立有限元模型過程中，將壓頭設置為剛體。

2.2 計算結果

2.2.1 結構變形結果

通過圖7—圖9可知，工況一和工況二結構最大變形分別為1.52 mm和1.76 mm，這兩個工況下結構變形在2 mm以內(nèi)，符合設計要求。但是工況三中，結構變形超過2 mm，不滿足設計要求。

圖7 工況一結構變形結果

圖8 工況二結構變形結果

2.2.2 結構應力結果

圖10為工況四的應力計算結果，由圖可知，結構最大應力出現(xiàn)在結構底部受擠壓的棱邊位置，應力值為462.75 MPa，未超過材料的極限應力。

圖10 工況四結構應力結果

3 優(yōu)化方案

3.1 結構優(yōu)化

3.1.1 結構中間加強

根據(jù)該電池包內(nèi)部電芯堆放的方式，改變結構板材布局形式。在不增加整體質量的前提下，增加部分薄板的厚度，同時去掉一塊型材結構，將其中一塊沿著X方向調(diào)整至結構的中間。由于電芯為片狀結構，擺放方向沿著X向放置，Y向為電芯層層堆疊的方向。根據(jù)電芯的特性，在堆疊方向上有一定的承載能力，而沿著片狀電芯方向承載能力較小，受壓變形時很容易發(fā)生破壞。因此，沿著X方向在中間增加一塊板材作為中部支撐結構，對該方向承載能力進行加強，優(yōu)化后的三維結構模型如圖11所示。

圖11 優(yōu)化后的三維結構模型

3.1.2 優(yōu)化后分析結果

通過圖12—圖14可知，工況一、工況二和工況三，結構最大變形分別為0.21、1.84和0.42 mm，這3個工況下結構變形均在2 mm以內(nèi)，符合設計要求。從圖15結構應力云圖可知，結構最大應力為462.71 MPa，未超材料極限應力。

圖12 工況一優(yōu)化后結構變形結果

圖13 工況二優(yōu)化后結構變形結果

圖14 工況三優(yōu)化后結構變形結果

圖15 工況四優(yōu)化后結構應力結果

4 優(yōu)化前后結果對比

表2為結構優(yōu)化前后的變形結果對比，可以看出優(yōu)化前的結構在工況一到工況三情況下變形較大，其中工況三中，結構變形超過2 mm，不滿足設計要求。對結構進行優(yōu)化以后，工況一和工況三的結構變形明顯變小，工況二的結構變形略有增大，但仍然保持在2 mm以內(nèi)滿足設計要求。

表2 優(yōu)化前后變形結果對比 mm

表3為結構優(yōu)化前后應力結果對比，可以看出優(yōu)化前后結構的最大應力值變化并不大，且均未超過材料的極限應力，滿足設計要求。從應力最大值的產(chǎn)生位置可以看出，是由于結構棱邊位置受到擠壓從而引起部應力較高。在后續(xù)優(yōu)化過程中可以考慮增大該位置的倒角，減少應力集中。

表3 優(yōu)化前后應力結果對比 MPa

5 結論

經(jīng)過分析電池包內(nèi)部電芯的堆疊方式以及電芯受壓特性，改變電池包結構的板材布局方式。將承載能力較強的部分板材結構由原來的位置調(diào)整到結構直接承受載荷的路徑上。在不增加整體質量的情況下，使該結構滿足了抗擠壓試驗的設計要求。