基于LS-DYNA動力電池包底部球擊失效分析

程生,呂希祥,韋助榮

(合肥國軒高科動力能源有限公司,安徽 合肥 230011)

近年來,隨著新能源汽車的迅猛發(fā)展與廣泛應(yīng)用,其動力電池包的安全保障,常常成為汽車安全的熱議話題,也是制約著新能源汽車整體安全水平、技術(shù)能力的提高、成本精準控制和推廣應(yīng)用的核心問題。在行車過程中,動力電池包的底部受到剮蹭、擠壓時,會產(chǎn)生較大沖擊力。相關(guān)研究表明,底部受到向上撞擊事故占比較多,占車底部碰撞總事故率約46%[1]。下箱體底部需要良好的剛度和強度保障鋰電池模組不受到擠壓,避免短路、電芯內(nèi)部鋰晶體穿刺等化學反應(yīng),導致熱管理性能與續(xù)航能力的下降[2-3]。

目前,文獻[4-8]將GISSMO(generalized incremental stress dependent damage model)理論引入數(shù)值模擬中,作為材料失效本構(gòu)模型,文獻[9]針對汽車用6016鋁合金板材為研究對象,設(shè)計6種可呈現(xiàn)不同應(yīng)力三軸度水平的樣件模型,利用LS-DYNA軟件將GISSMO失效本構(gòu)模型用于汽車發(fā)動機罩內(nèi)板在沖壓過程的斷裂失效問題,數(shù)值模擬與試驗結(jié)果的高度吻合性,產(chǎn)品均未出現(xiàn)裂紋區(qū)域,表明GISSMO失效模型適用于準確預(yù)測6016鋁合金板材的斷裂行為;文獻[10]采用物理試驗和仿真對標的方法,開發(fā)了基于GISSMO材料失效的螺栓分析模型,仿真中的斷裂力值、斷裂時間和失效模式的一致性,表明其在整車仿真分析中具有較高實用性;文獻[11]從連續(xù)介質(zhì)損傷理論出發(fā),進行高強度熱沖壓淬火后材料損傷行為的研究,將損傷因素引入到典型車身薄壁結(jié)構(gòu)的抗撞性能分析當中,可有效預(yù)測實際熱成形車身結(jié)構(gòu)碰撞變形行為。

因此,本文基于LS-DYNA顯動力學分析軟件,將GISSMO理論引入到動力電池包底部球擊分析中,預(yù)測材料失效行為。

1 電池包結(jié)構(gòu)與材料失效分析方法

1.1 電池包箱體結(jié)構(gòu)介紹

目前乘用車常用的電池包多為鋁合金型材件進行拼焊而成,如圖1所示,模組直接通過螺栓安裝于箱體上,與上底板之間墊有可起緩沖作用的泡棉。當電池包底部受到侵入破壞時,上底板的突起變形會直接侵入模組底部,帶來安全風險。故底板采用雙層底板的設(shè)計方案,底板分上底板和下底板2層,可起到雙層保護。

圖1 某款動力電池包鋁合金箱體結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of a power battery pack aluminum alloy box

該款電池包箱體底板材料參數(shù)如下:材料型號為AL6005 T6,彈性模量為67 GPa,泊松比為0.33,屈服強度為240 MPa,抗拉強度為278 MPa,材料斷裂延伸率為0.09,密度為7.8×10-6kg·mm-3。

1.2 GISSMO損傷失效模型

準確預(yù)測下底板的破壞,對整包安全性能的評估有著十分重要的作用。借助于先進的仿真技術(shù)手段,是最為可行的方法。較為常用的仿真失效本構(gòu)模型包括Johnson-Cook 斷裂準則、成形極限圖、CrachFEM模型以及GISSMO模型[12-14]。本文采用可考慮材料在不同受力狀態(tài)下不同失效應(yīng)變值、非線性應(yīng)變路徑成形及非線性損傷積累方式的GISSMO模型,作為失效本構(gòu)模型。

GISSMO連續(xù)介質(zhì)材料失效本構(gòu)模型基于J-C模型發(fā)展而來[8],綜合考慮材料在不同應(yīng)力三軸度下累積損傷。應(yīng)力三軸度定義為靜水壓力與Mises等效應(yīng)力的比值,表征材料塑性變形能力的約束程度,同時也是影響材料失效時微孔洞演變規(guī)律的重要指標。應(yīng)力三軸度計算公式如下:

損傷準則采用路徑相關(guān)斷裂準則,則損傷累積增量ΔD為

式中:ID為非線性損傷累積指數(shù)DMGEXP;εf為等效塑性應(yīng)變失效值;D為損傷值(0

2 標準樣件力學性能實驗

力學性能試驗通過實驗機獲得板材力學性能參數(shù),樣件為AL6005 T6鋁合金板材,板料厚度為1.5 mm,如圖2所示。室溫環(huán)境下,通過準靜態(tài)拉伸試驗獲得材料拉伸力-位移關(guān)系曲線,處理得到應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線,如圖3所示。

圖2 鋁合金板材樣件Fig.2 Aluminum alloy sheet sample

塑性應(yīng)變圖3 等效應(yīng)力-塑性應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.3 Relationship curve of equivalent stress and plastic strain

仿真拉伸力與位移關(guān)系變化趨勢與實驗結(jié)果數(shù)據(jù)吻合度較高,如圖4所示,最大誤差值低于0.6 mm,通過進行誤差分析,均方差值為0.079,如圖5所示,該計算模型滿足失效分析計算精度要求。

(a) 單軸拉伸實驗

(b) 模擬仿真結(jié)果(標準尺寸1.8 mm)圖4 單軸拉伸實驗與模擬仿真結(jié)果變形情況Fig.4 Deformation of uniaxial tensile experiments and simulation results

位移/mm圖5 單向拉伸實驗仿真與實驗的誤差分析Fig.5 Error analysis of unidirectional tensile experiment and simulation

3 CAE仿真分析

3.1 無失效本構(gòu)模型分析結(jié)果

分析模型暫未設(shè)置材料失效本構(gòu),觀察箱體底板塑性應(yīng)變與等效應(yīng)力分布情況。箱體底部塑性應(yīng)變云圖如圖6所示,最大塑性應(yīng)變主要位于剛性球與箱體底部接觸區(qū)域,已超過材料斷裂極限。箱體應(yīng)力三軸度云圖如圖7所示,接觸區(qū)域應(yīng)力三軸度數(shù)值超過0.5,最大達到0.667。觀察圖8,位移達到9 mm時,破裂點塑性應(yīng)變值超過材料斷裂延伸率0.09,材料模型的累積損傷開始計算。觀察圖8發(fā)現(xiàn),達到12.4 mm時,完全產(chǎn)生裂紋(仿真即網(wǎng)格單元的刪除)。

圖6 箱體塑性應(yīng)變云圖及局部放大圖Fig.6 Plastic strain cloud and local enlarged diagram of box

圖7 箱體應(yīng)力三軸度云圖Fig.7 Stress triaxiality cloud diagram of box

位移/mm圖8 破裂點塑性應(yīng)變值與位移關(guān)系曲線圖Fig.8 Relationship between plastic strain value and displacement at rupture point

3.2 考慮失效本構(gòu)模型分析結(jié)果

通過LS-DYNA軟件仿真對標(圖9),獲得不同應(yīng)力三軸度所對應(yīng)的失效應(yīng)變值。并繪制在二維圖上,用光滑曲線擬合得到失效曲線,如圖10所示。

位移/mm(a) 剪切實驗拉伸曲線與變形情況對比 位移/mm(b) 拉伸實驗拉伸曲線與變形情況對比

應(yīng)力三軸度圖10 應(yīng)力三軸度與失效塑性應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.10 Curve of relationship between stress triaxiality and failure plastic strain

基于AL6005 T6鋁合金板材對標分析所得GISSMO失效本構(gòu)模型,對底板材料設(shè)置失效參數(shù),失效模擬仿真過程即裂紋的演化過程,如圖11所示,起始時下層底板底部與剛性球接觸區(qū)域出現(xiàn)短小的一字型裂口,隨著裂紋不斷的向兩端拓展,裂紋的長度不斷增加,最后形成一段長長的裂縫。上層底板無明顯裂縫,略有微微凸起。

圖11 底板失效仿真過程Fig.11 Simulation process of bottom plate failure

4 試驗驗證與對比分析

4.1 試驗驗證

如圖12所示,將電池包安裝于工裝上,標記球擊球擊位置點,安排底部球擊實驗。擠壓剛性球直徑150 mm,擠壓速度為1 mm·s-1,待擠壓力達到18 kN時,停止測試,記錄停止時的擠壓力和位移。電池包箱體底面變形與內(nèi)部變形情況如圖13所示,球擊位置處,下層底板有破裂,上層底板黏結(jié)的保溫棉未有明顯變形痕跡。

圖12 底部球擊實驗工裝安裝Fig.12 Tooling installation of bottom ball hit experiment

(a) 電池包箱體底面 (b) 電池包箱體內(nèi)部

4.2 對比分析

如圖14所示,通過底板失效位置對比發(fā)現(xiàn),材料失效裂縫均呈一字型形式,仿真預(yù)測與實驗的結(jié)果一致。從圖15實驗曲線觀察可知,位移為15.1 mm左右,力位移曲線出現(xiàn)較大幅度陡降,此時底板開始撕裂,裂縫開始形成,這與圖8仿真結(jié)果中材料破裂起始點結(jié)果較為接近。模組電芯無明顯擠壓跡象。模擬仿真曲線表明,同樣出現(xiàn)一字型裂縫,位移為12.4 mm左右,力位移曲線亦出現(xiàn)陡降,各項數(shù)據(jù)對比分析如表1所示,整體誤差較低,準確度滿足設(shè)計要求。

圖14 底板失效位置對比Fig.14 Comparison of the failure positions of the bottom plate

位移/mm圖15 擠壓力與位移關(guān)系曲線Fig.15 Relationship curve between the extrusion force and displacement

表1 實驗與模擬仿真數(shù)據(jù)對比Tab.1 The comparison of experimental and simulation data

5 結(jié)論

通過本文所述試驗和仿真模擬結(jié)果分析可得到如下結(jié)論:

1)通過采用LS-DYNA軟件里GISSMO材料失效本構(gòu)模型,針對6005 T6鋁合金進行失效分析。單項拉伸實驗的斷裂形式可以得到較為準確的模擬,滿足模型計算結(jié)果的一致性及準確性。

2)觀察到力位移曲線,關(guān)于材料開始撕裂的時間點的預(yù)測,仿真模擬結(jié)果(12.4 mm)與實驗結(jié)果(15.1 mm)的誤差低于17.9%,已經(jīng)滿足工程應(yīng)用的需求。故采用GISSMO失效本構(gòu)模型,可以較為準確地判斷材料破裂時間點。

3)通過底部球擊實驗結(jié)果及仿真模擬分析,材料失效裂縫均呈一字型形式,吻合度較高,裂縫長度的預(yù)測,誤差為9.1%,表明采用GISSMO失效本構(gòu)模型,可以較為準確地模擬實際裂紋的細節(jié)特征。