車載動力電池包有限元分析及結構優化

劉娜，高媛媛，崔長青，劉鵬，王成諾，劉永輝

1.山東建筑大學 機電工程學院，山東 濟南 250101；2.運輸車輛檢測、診斷與維修技術交通行業重點實驗室，山東 濟南 250357；3.山東交通學院 汽車工程學院，山東 濟南 250357

0 引言

近年來環境污染愈發劇烈，能源問題愈發嚴重，傳統燃油汽車的發展逐漸受限[1]。為保證交通運輸能力、改善環境能源，大力發展高效無污染、使用便捷的電動汽車成為有效措施之一。電池包作為電動汽車的唯一動力源，是電動汽車的核心[2]，在其整體的能量密度無法提升的前提下，大多電動車研發公司通過增加電池單體的數量來提高電動車的續航時間和性能[3]，但導致電池包質量增大，動力性不能大幅提高。為改善汽車動力性及安全性，整體結構的輕量化優化改進及新型材料的生產逐漸成為主要研究方向[4]。動力電池包作為電動汽車的核心部件之一，其質量占整車質量的20%～30%，優化車載動力電池包結構是實現電池包輕量化的重要途徑之一[5]。

本文中在有限元分析的基礎上對動力電池包結構進行輕量化優化改進，建立動力電池的有限元模型，保證電池包結構在不同工況下具有足夠的強度和剛度，利用尺寸優化技術改進電池包結構，選取最優方案使其滿足系統需求。

1 結構優化有限元模型

1.1 有限元模型建立

以某電動汽車動力電池包為例進行實物建模。本文中的電池包主要由上殼體、下殼體、電池管理系統、吊耳、電池模組、線束等部件組成，懸掛在底盤下方，總質量為236.16 kg，電池包結構如圖1所示。本文中對動力電池包整體結構質量及固有頻率影響較小的因素進行簡化,建立相應的三維模型，電池包簡化模型如圖2所示。

圖1 動力電池包結構 圖2 電池包簡化模型

網格劃分參數設置如表1所示。殼體部分采取抽中面的方式劃分殼單元網格，最終獲得287 629個節點、95 034個單元，電池包簡化后模型有限元網格劃分結果如圖3所示。根據動力電池包實物材料屬性，下殼體與吊耳由DC01板液壓成型，上殼體由復合材料(SMC)液壓成型[6]。

表1 網格劃分參數設置表

圖3 電池包簡化模型網格劃分

1.2 有限元模型優化方案

主要針對降低質量對電池包進行結構優化[7-8]，通常將實體模型進行簡化[9]。本文中利用有限元軟件分析優化后的受力情況，判斷是否符合強度、剛度要求。改變影響電池包質量和模態的主要參數如電池包外殼厚度、底殼結構以及四周吊耳上部厚度等，設計2種結構優化方案。

方案一為將電池包底殼減薄2 mm，并于底殼中部增加厚度為2 mm的縱、橫2條加強筋，該方案模型與原模型相比質量減少8%，電池包簡化模型如圖4所示。方案二為將電池包底殼減薄1 mm，并在電池包底殼均勻對稱布置30個矩形凹槽，該方案模型與原模型相比質量減少6%，電池包簡化模型如圖5所示。

圖4 方案一電池包簡化模型 圖5 方案二電池包簡化模型

優化模型與網格劃分后，方案一的網格平均正交質量比為0.74，方案二的網格平均正交質量比為0.71，結構離散后的網格正交質量比直接影響求解時間及求解結果的正確性，網格正交質量比理想狀態為1，通常要求平均網格正交質量比不低于0.7[10]，因此2個方案的網格正交質量比均滿足要求，可保證求解結果的正確性。

2 約束模態分析

結合電池包的實際安裝位置及方式，該電池包通過電池包殼體周圍分布的8個吊耳懸掛于汽車底盤下方，采用Cylinder Support約束方式，約束位置如圖6所示。

圖6 約束位置

在完成上述設置后，在模態分析界面中利用Lanczos[11]模態疊加法提取電池包前3階模態的振型及變形分布，不同方案下約束模態分析結果及振型描述如表2所示。

表2 不同方案下電池包前3階頻率及振型

根據常見的路面類型對電池包激勵的波長，可知常見激勵頻率最大的路面為碎石路面，頻率為69.44 Hz[12-13]。方案一的1階模態頻率為67.361 Hz，電池包結構在某些工況下使用時將受到限制；方案二的1階模態頻率為77.387 Hz，滿足電池包結構使用需求。與原模型相比，方案二的1階模態升高，方案一的1階模態有所降低；方案二在汽車正常行駛過程中不會發生共振，即該電池包結構改進合理且具有足夠剛度抵抗變形,因此，選擇方案二的優化方式。

3 急轉彎工況下的靜力學分析

3.1 顛簸路面急轉彎工況

汽車在復雜工況時不直接承受外力的刺激，而是承受由電池包內的結構件在汽車各種工況下產生的慣性作用力[14]。因顛簸路面對電池包影響較大[15]，因此本文中選擇顛簸路面且急轉彎時的組合工況對電池包進行靜力學分析，保證優化方案的可靠性。

對電動汽車行駛工況下最大受力情況分別進行求解分析，工況計算加載方式如表3所示，表中g為自由落體加速度，g=9.8 m/s2。

表3 電池包計算加載情況g

3.2 原模型有限元計算結果

當電動汽車在顛簸路面以80 km/h的速度急轉彎時，電池包整體存在橫向加速度和垂向慣性加速度，仿真計算該工況下原電池包應力與位移分布如圖7所示(圖中應力單位為MPa，位移單位為mm)。

a)應力云圖 b)位移云圖 圖7 原模型顛簸路面、急轉彎工況時應力與位移云圖

由圖7可知：顛簸路面、急轉彎工況時，原模型電池包的最大應力為192.74 MPa，位于電池包右前側吊耳處，小于DC01材料屈服強度210 MPa；最大變形為0.399 mm，位于上殼體中心。

3.3 優化后模型有限元計算結果

與原模型處在同樣工況下，計算得到的方案二電池包應力及位移云圖如圖8所示(圖中應力單位為MPa，位移單位為mm)。

a)應力云圖 b)位移云圖圖8 方案二顛簸路面、急轉彎工況時應力與位移云圖

由圖8可知：顛簸路面、急轉彎工況下，方案二電池包的最大應力為175.08 MPa，位于電池包左前側吊耳處，小于DC01材料屈服強度210 MPa；變形最嚴重區域位于上殼體中心，為0.207 mm，該電池包結構優化后滿足顛簸路面急轉彎工況下的強度需求。

與原模型對比，方案二急轉彎工況下的最大應力減少17.66 MPa，起步時電池包最大變形減少0.192 mm，可有效降低最大應力及電池包變形，有利于延長電池包的使用壽命。

4 結論

設計2種電池包輕量化方案，對電池包模型進行約束模態分析，對比前3階頻率及振型；對急轉彎工況下原方案和方案二的電池包模型進行靜力學分析，得到方案二與原模型的最大應力和變形位移分布。

1)基于有限元計算結果，原電池包質量為236.16 kg，與原模型相比，方案一電池包質量減少8%，方案二電池包質量減少6%。

2)基于2種結構優化的有限元模型進行了約束模態的仿真分析，提取前3階模態頻率及變形情況，方案一的1階模態為67.361 Hz，該結構的電池包使用工況有局限性；方案二的1階模態為77.387 Hz，該結構具有足夠的剛度，滿足要求。

3)方案二在顛簸路面、急轉彎時最大應力為175.08 MPa，與原模型相比，減少了17.66 MPa；最大變形減少0.192 mm，1階模態頻率增加1 Hz，滿足電池包結構使用需求。