基于Optistruct的電池包箱體優化設計

譚麗輝，李春陽

(吉林化工學院 機電工程學院，吉林 吉林 132022)

動力電池作為純電動汽車唯一的能量來源，對整車性能影響尤為重要.通常由于車身空間限制，常以懸掛的方式安裝在汽車底盤下方.車輛行駛過程中由于各種路面不平度，導致電池包時刻承受著來自路面的振動激勵，對其抗振性、耐久性、電連接的可靠性、連接件防松性等提出了客觀要求.而電池箱作為動力電池系統的唯一載體，在動力電池安全工作和防護方面起著關鍵作用，電池箱多為薄板件，常常面對顛簸、剎車和碰撞等復雜路況的考驗，如何使結構設計合理性得到進一步改進，是箱體結構設計的首要任務[1-9].

本文基于ANSYS Workbench平臺，結合實際工況對電池包箱體進行靜、動態有限元分析，判斷箱體結構的薄弱位置，采用Optistruct軟件，運用形貌優化技術和復合材料優化技術，對電池包箱體進行優化設計.

1 箱體有限元分析

1.1 有限元模型構建

圖1為某款電池包結構示意圖，整個電池包外形呈較規則的長方體.為了正確模擬力的傳遞路徑，將每個電池模組簡化為規則的方形體，刪除軟銅排、點線束等電氣連接件，僅保留模組固定支座和鈑金罩.將簡化的電池模組引入到電池包箱體，將其上蓋作透明處理如圖2所示，作為后續電池包箱體有限元分析模型.

圖1 電池包結構示意圖

圖2 電池包簡化模型

基于ANSYS Workbench軟件的網格剖分和接觸自動識別技術，本文采用solid185單元在箱體厚度方向布置2層網格，單元尺寸為20×20 mm，進行箱體結構模擬.

考慮在極端工況下，材料會出現大變形，而DC01材料具有完備的彈性階段和塑性階段本構關系，表1給出了DC01材料屬性.

表1 DC01材料的基本屬性

電池包箱體分別通過兩側的三個掛點懸掛在汽車底盤上，故約束施加在箱體的兩側掛點上，如圖2所示紅色標記位置.本文是采用實體單元對箱體進行有限元模型構建的，只具備3個平動自由度，故對掛點表面上的節點也僅約束3個平動自由度.

1.2 靜態有限元分析結果

為了考察電池包箱體結構是否能夠保護內部電池模組和電氣連接安全.本文選擇車輛剎車、路面顛簸和急轉彎3種典型工況，對箱體做靜態有限元分析.表2給出了典型靜態工況的加載方式(已包含重力加速度).

表2 典型工況和加載方式

利用ANSYS Workbench靜力學模塊可求得以上三種典型工況下箱體的變形和應力情況.在急剎車工況下，箱體的變形較小、應力不高，具有較好的剛度和強度；在顛簸工況下由圖3的位移云圖(a)和應力云圖(b)可見：箱體上蓋受力明顯，最大變形量達到23 mm.最大等效應力397 MPa，超過材料強度極限127 MPa，最大應力區發生在與下箱體底板接觸的電池模組安裝座處，為強度薄弱區；如圖3(c)、(d)所示，在顛簸和急轉彎組合工況下，箱體上蓋最大變形量接近23 mm，最大等效應力達到了456 MPa，遠遠超過材料的強度極限，電池模組安裝座與下箱體底板的接觸處依舊為高應力區，極易因強度不足在此處發生破壞.與顛簸工況相比箱體上蓋最大變形量幾乎沒有明顯變化，而下箱體最大應力卻增長迅速，急轉彎對變形影響有限，對應力影響顯著.

(a)顛簸工況的Z向位移云圖

依據電池包的靜力學特性評價標準[10]：(1)在1 g加速度下，構件的變形量不應超過1 mm；(2)在3 g加速度下，構件的變形量不應超過3 mm.由有限元分析結果可見，箱體上蓋變形顯著，是剛度薄弱件.

綜上可見，在顛簸等典型工況下箱體的剛度和強度較差，下文箱體的優化設計，將以此作為極限工況進行對比分析，評價箱體優化效果.

1.3 模態分析結果

在車輛實際行駛過程中，電池包的受力是復雜多變的，對其動態特性的研究是必不可少的，最主要的是模態分析.

基于Lanczos方法，本文提取箱體結構的前六階固有頻率，其中前三階固有頻率均低于30 Hz，一階固有頻率僅為13.66 Hz，發生共振的風險較大.由前六階振型圖4可見，共振區域均發生在箱體上蓋，分別存在1～4處共振區域不等，上蓋均呈現不同形式的上下振動，發生彎曲變形，表明上蓋剛度不足，亟待加強.

(a)一階模態

通常路面激勵頻率f其表達式式為：

(1)

式中：V為車輛行駛速度，單位為km/h；λ為路面不平度波長.

為避免共振情況發生，箱體上蓋一階頻率需高于路面的激勵頻率.表3給出了三種常見路面對應的激勵頻率，可見，由路面不平度產生的激勵頻率最高為27.78 Hz，而箱體上蓋一階固有頻率僅為13.66 Hz，優化后箱體上蓋的一階頻率只需高于27.78 Hz，即滿足設計要求.

表3 不同路面類型的激勵頻率

在顛簸等典型工況下，由靜、動態有限元分析可見，箱體上蓋明顯剛度不足，需要進一步優化設計，增強剛度.而下箱體底板在靜強度方面，其最大等效應力遠遠超出材料強度極限，需改進優化設計達到強度要求.

2 箱體優化設計

2.1 上蓋形貌優化設計

為改善箱體上蓋剛度嚴重不足的情況，通常在箱體上蓋采用鈑金沖壓的方法加工出凸包結構.本文基于Optistruct軟件，采用形貌優化技術得到凸包結構的幾何參數和平面布局，優化箱體上蓋的局部剛度.

優化后的箱體上蓋形貌如圖5所示，可見，優化后上蓋的凸包結構基本呈對稱分布，即左右兩側的E型凸包和前后的矩形凸包.其中，E型凸包高度在5～6 mm范圍內，矩形凸包厚度基本達到約束的最大值為10 mm.

圖5 優化后的箱體上蓋形貌

依照單元的尺寸和上蓋的形貌云圖，可提取出兩種凸包結構的幾何參數，其中凸包的拔模角均定為70°，E型凸包高度定為6 mm，矩形凸包高度定為10 mm.

采用Solidworks三維建模軟件的成型工具可在原上蓋模型基礎上，快速生成凸包結構，如圖6、7所示，優化改進后箱體上蓋三維模型如圖8所示.

圖6 矩形凸包成型工具

圖7 E型凸包成型工具

圖8 改進后的上蓋三維模型

2.2 下箱體復合材料優化設計

在顛簸等典型工況下，下箱體底板最大應力遠遠超過材料強度極限，需要進行強度優化.在滿足強度要求的基礎上，為實現箱體的輕量化設計，采用Optistruct軟件對下箱體進行復合材料輕量化設計.

將下箱體由鈑金材料DC01切換成碳纖維復合材料進行優化設計，下箱體材料采用環氧樹脂基T300單向帶，在Optistruct中定義材料屬性.采用0°、45°、90°、-45°和180°這5個方向角度進行鋪層優化.最終，下箱體的厚度分布情況如圖9所示，由圖可知，下箱體底板和前后兩側板厚度值較大，下箱體左右兩側板厚度值較小，不同區域間的厚度差別明顯，優化后最大厚度值為6.0 mm，最小厚度值為1.4 mm.

圖9 下箱體厚度分布圖

2.3 箱體優化效果分析

將優化后箱體上蓋和下箱體重新組合，建立優化后電池包箱體的詳細有限元模型，如圖10所示，對其進行顛簸+急轉彎工況下的靜力學分析，以檢驗優化效果.

圖10 優化后電池包有限元模型

由箱體的位移云圖和等效應力云圖11、12可見，優化后箱體的最大變形量減小至4 mm，與改進前相比，變形量降低了82%；最大等效應力降為137 MPa，遠遠低于材料的屈服極限，與優化前相比降低了70%，箱體強度得到顯著提升，對動力電池安全工作能起到更有效的防護作用.優化后電池包箱體的總質量為14 kg，與優化前41 kg相比，質量減小了67%，輕量化效果顯著.

圖11 箱體的位移云圖

對圖10箱體有限元模型進行模態分析，得到其一階固有頻率為32.5 Hz，高于前文平坦路面產生的路面激勵頻率27.78 Hz，可見優化后箱體能有效避開共振點.從模態分析結果圖13可見：箱體的前五階共振區域均發生在上蓋，并表現出不同形式的上下振動，由于優化后箱體上蓋剛度顯著提升，從第六階開始箱體的振動形式從上箱蓋轉移到了下箱體的前后兩側，改進優化設計滿足動態特性需求.

圖12 箱體的等效應力云圖

(a)一階模態

3 結 論

本文基于ANSYS Workbench軟件，對電池包箱體進行靜、動態有限元分析，得到箱體結構的薄弱位置；采用Optistruct軟件，運用形貌優化技術對箱體上蓋結構進行局部加強優化、對下箱體進行復合材料優化設計.最終獲得了箱體上蓋的矩形凸包和E型凸包的結構布局及幾何參數，結合Solidworks軟件的成型工具，構造了優化后箱體上蓋的三維模型，同時得到下箱體各層組的厚度分布情況和最優厚度.

經驗證，優化后的電池包箱體在顛簸和急轉彎組合工況下，最大的變形量僅為4 mm，最大等效應力為137 MPa，一階固有頻率為32.5 Hz，其靜剛度、強度和動剛度都較優化前有非常顯著的提升，優化后箱體重量減輕了67%，輕量化效果顯著.