論波形扁管的電池液冷模組散熱特性范文

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摘要：針對圓柱動力電池的散熱特點，建立一種基于微小通道波形扁管的液冷電池模組.采用電化學熱模型對該模組的散熱特性進行三維瞬態分析，通過改變波形扁管的通道數和接觸角對液冷結構進行優化.10通道的波形扁管散熱優勢明顯，增大波形扁管的接觸角可以提升液冷結構的散熱效率并改善電池組溫度分布均勻性.當電池模組在35°C環境下以1C倍率放電時，即使質量流量低至4×10−3kg/s，使用接觸角大于40°的10通道波形扁管可將電池組表面最高溫度控制在40°C以下，同時將溫差控制在5°C以內.在優化工況下進行實驗以驗證該電池模組的換熱性能.仿真結果與實驗值基本一致，這驗證了微小通道波形扁管的散熱有效性；仿真結果可為圓柱動力電池的熱管理提供參考.

關鍵詞：圓柱動力電池；微小通道波形扁管；液冷；瞬態模擬；結構優化

純電動汽車是汽車節能環保的主要發展方向之一[1]，動力電池作為純電動汽車唯一的儲能裝置，其性能優劣直接決定整車性能、安全及壽命等[2].鋰離子電池因具有能量密度高、自放電率低、循環壽命長等優勢，成為目前純電動汽車的最主要動力裝置[3-4].鋰離子電池的使用性能及壽命與自身溫度有直接的關系，溫度過低會導致電池性能下降[5]，過高則可能引發起火、爆炸等安全事故[6]，而且，較大的溫差會降低電池一致性[7]，大量電池并聯或串聯會使上述情況更加惡化[8].合理的電池組結構及熱管理系統能使電池組在最佳溫度范圍內工作，實現電池組溫度分布的均勻性，并有效防止熱失控導致的安全隱患[9].通常來說，純電動汽車用鋰離子電池熱管理系統的設計目標是將電池的工作溫度保持在25~40°C，且電池間溫差始終不超過5°C[10-11].電池熱管理方式按照傳熱介質可分為強制風冷、液冷、相變材料（phasechangematerial，PCM）冷卻、熱管冷卻等.Liu等[9]對比了風冷、液冷和PCM冷卻的換熱效果，結果表明：在冷卻效率上，液冷高于PCM冷卻，風冷效率最低；在動力電池組溫差上，液冷稍遜于PCM冷卻，風冷電池組最大.Chen等[12]對比了采用風冷、直接液冷、間接液冷和翅片冷卻的軟包電池的溫升和溫度均勻性，結果表明：為使電池組維持相同的溫度，液冷方式耗能不足風冷的二分之一；間接液冷較直接液冷更具可操作性.可見，液冷方式將仍是未來動力電池熱管理研究和應用的熱點.動力電池按單體電芯形狀主要有方形和圓柱形，兩者的液冷結構有所不同.方形電池主要采用帶有內流通道的液冷板與電池表面緊密貼合進行換熱，流道形狀通常有蛇形、U形、平行一字形等[15-17].針對圓柱電池，Pendergast等[18]將18650型圓柱電池組浸沒在水中進行冷卻，但浸沒液冷方式尚未應用于電池熱管理；Zhao等[19]在42110型圓柱電池周圍布置包含若干個平行微小通道的液冷缸，并研究了通道數、質量流量、流動方向和入口尺寸對液冷缸散熱性能的影響，結果表明，當質量流量為1×10−3kg/s時，四通道液冷缸能將電池組溫度控制在40°C以下，但僅通過增加質量流量很難將電池組溫差控制在5°C以內；Basu等[20-21]分別采用設有冷卻液流道的導熱元件包裹圓柱電池側面，熱量由電池表面傳導至導熱元件，再由冷卻液帶走.圓柱動力電池已廣泛應用于純電動乘用車，而關于圓柱動力電池液冷熱管理的研究大多圍繞提升換熱效率、改善電池組溫度均勻性和降低電池組溫度波動進行.目前雖有電動汽車廠商將波形扁管應用于圓柱動力電池組的液冷熱管理[22]，但鮮見關于此類液冷結構的詳細研究報道.因此，本文針對某款使用18650型鋰離子動力電池的純電動汽車，設計一種采用微小通道波形扁管的液冷電池模組.仿真分析該液冷結構在高溫工況下對電池組散熱的性能，通過改變波形扁管的通道數和接觸角對液冷結構進行優化，并通過實驗驗證設計的合理性.

1液冷結構設計

如圖1所示為本研究基于某純電動汽車提出的18650型鋰離子電池模組的結構.模組內每32顆18650型電芯并聯構成1個電芯模塊，相鄰的電芯模塊倒置以便于正、負極柱的電連接，每8個電芯模塊串聯成1個電池模組，每個模組包含256顆電池，模組內有1根微小通道波形扁管穿插于電池間，扁管側面與每個18650型電池的圓柱面均緊密接觸.如圖2所示，該波形扁管外形呈M狀，管內有若干個沿寬度方向均布的平行流道，流道數越多，其與電芯的貼合度越高.波形扁管在與電芯的接觸處適當彎曲，形成接觸角，從而保證與電池具有一定的換熱面積.圖中，Δ為扁管壁厚，l為流道寬度，d為流道高度，α為扁管與電芯的接觸角，A0為扁管與電芯的接觸面積，rb為電池半徑.液冷工質通過波形扁管對電池進行冷卻，單根扁管可冷卻8列電池.

2數值計算方法

2.1電池生熱及傳熱模型Bernardi等[23]提出了單體電芯生熱率的計算模型，其簡化形式[24]為式中：I、Eoc和E分別為電芯的電流、開路電壓和端電壓，Tb為電芯溫度，Vb為電芯體積.對于LiMn2O4和LiFePO4電池，很多研究將忽略，并用IR代替（Eoc−E），其中R為電芯內阻，可通過實驗在一系列SOC下獲得其平均值[25-26].針對圓柱電池，考慮導熱系數各向異性的三維熱傳導方程[27]為式中：ρ為密度，c為比熱容，k為導熱系數，下標b表示電池，r、φ、z分別表示徑向、周向和軸向坐標，τ為放電時間.單體電芯、波形扁管和液冷工質的熱物性參數如表1所示.表中，μ為動力黏度.

2.2邊界條件和網格獨立性測試使用Fluent14.5軟件對高溫工況下電池組散熱進行瞬態模擬，使用用戶自定義程序（userdefinedfunctions，UDF）定義電芯熱源和進口液冷工質溫度.模擬的假設和邊界條件如下：計算采用層流模型，進、出口分別設為質量流量入口和壓力出口；工質流動表面無滑移，不考慮剪切應力，流固界面設為耦合面，固固界面的接觸熱阻設為0.0025m2•K/W[20]；電池和波形扁管暴露在空氣的部分視為自然對流換熱，表面換熱系數設為5W/（m2•K）[28-29]；流動和能量計算采用二階精度，時間步長設為1s，單位時間步長迭代30次，連續性和能量方程收斂殘差分別設為10−6和10−12.將電池單體簡化為直徑為18mm、高為65mm的圓柱，計算區域采用結構化六面體網格，并對附面層附近的網格進行加密，得到7種不同網格數（N）的網格模型.以電池組表面最高溫度（θmax）的計算結果作為評估網格密度的依據，結果如圖3所示.當網格數大于5.99×106時，θmax的變化不明顯（不超過0.1°C），因此選用網格數不低于5.99×106的網格模型.研究采用結構化六面體網格生成技術，并對邊界層附近的網格進行加密.

3液冷系統散熱特性仿真及實驗

微小通道波形扁管的換熱性能受其通道數n和接觸角α等結構參數和管內工質流量等的影響.由于工質流量對散熱性能的影響可由定性分析得到[19-21]，僅選取不同通道數（n=6、8、10、12、14）和不同接觸角（α=20°、30°、40°、50°、60°）的波形扁管，通過仿真分析微小通道波形扁管在高溫工況下的散熱性能，并將其與實驗結果進行對比.

3.1液冷系統散熱模擬對電池組在1C放電條件下的溫度變化進行瞬態分析，截止荷電狀態（stateofcharge，SOC）設為0.9，環境溫度和進口液冷工質的初始溫度均為35°C，質量流量為4×10−3kg/s，監控電池組表面的最高溫度θmax和電池組的溫差Δθ.如圖4所示為采用具有不同通道數的波形扁管冷卻電池組時的溫度演化.圖中，Δp為波形扁管進出口壓降，t為冷卻時間.由圖4（a）可以看出，自然對流條件下，電池組以1C倍率放電時，僅用865s，θmax即突破40°C，放電結束時，θmax上升11.08°C，達到46.08°C；采用該波形扁管冷卻后，盡管θmax仍逐漸升高，但上升的速度明顯降低.圖4（a）還表明，θmax的增速總體呈放緩趨勢，且采用10通道波形扁管進行散熱時，電池組的θmax上升得最慢.當n從6增加到10時，放電結束時的θmax從41.14°C降到39.27°C，當n從10增加到14時，放電結束時的θmax上升到40.69°C.這是因為在其他條件相同的情況下，通道數增加意味著波形扁管換熱面積的增大，這會提升電池向扁管的導熱能力，以及液冷工質與扁管的對流換熱能力；然而，過度增加通道數會增大液冷工質的流動截面積，使液冷工質的流速降低，反而削弱了液冷工質與扁管的對流換熱.由圖4（b）可以看出，放電過程中Δθ也逐漸升高，這是液冷工質沿流動方向不斷吸熱，縮小了與下游電池間的溫差，散熱效果逐漸變差導致的.采用10通道波形扁管進行散熱時，電池組的Δθ上升得最慢，當n從6增加到10時，放電結束時的Δθ從5.85°C降到4.12°C；當n從10增加到14時，放電結束時的Δθ上升到5.52°C，這是因為10通道的波形扁管的換熱能力更強，在快速抑制上游電池溫升的同時，對下游電池的溫升仍有更強的抑制能力.在上述模擬條件下，當n=10和12時，可同時將電池組的θmax和Δθ分別控制在40°C和5°C以下.鑒于n越大，波形扁管的成本越高，且圖4（b）表明，當n=10和12時，波形扁管進出口壓降相差不大，故選擇10通道的波形扁管.如圖5所示為采用具有不同接觸角的10通道波形扁管冷卻電池組時的溫度演化.由圖5（a）可以看出，隨著α的增大，θmax上升得越來越慢，放電結束時的也越來越小.當α=20°時，放電結束時的θmax為40.61°C；當α=30°、40°、50°和60°時，相應的θmax分別降至40.19、39.85、39.55和39.27°C.這是因為，在其他條件相同的情況下，隨著α的增大，電池與波形扁管以及波形扁管與液冷工質的換熱面積均增大，電池向波形扁管導熱的能力以及液冷工質與波形扁管對流換熱的能力均增強，故擁有更大接觸角的波形扁管能更有效地抑制電池組的溫升.圖5（b）顯示放電過程中的Δθ也逐漸升高，這同樣是液冷工質的散熱效果沿流動方向逐漸變差導致的.但由圖5（b）可以看出，隨著α的增大，Δθ上升得越來越慢.當α=20°時，放電結束時的Δθ=5.29°C；當α=30°、40°、50°和60°時，相應的Δθ分別降至4.94、4.64、4.38和4.12°C.原因在于，擁有更大接觸角的波形扁管具有更強的換熱能力，在上游電池的溫升被快速抑制的同時，下游電池的溫升也受到更有效的抑制.在上述模擬條件下，將波形扁管與電池的接觸角從20°增大到60°，可以顯著降低電池組表面的最高溫度，同時優化電池組內的溫度一致性；接觸角大于40°的波形扁管可同時將θmax和Δθ控制在40°C和5°C以內.且由圖5（b）可知，α的增大未造成波形扁管進出口壓降的明顯增加，為快速抑制電池組的溫升并減小電池組的溫差，波形扁管的接觸角選擇60°.值得注意的是，在相同時間內，換熱能力更強的波形扁管內的液冷工質會從電池吸收更多的熱量而溫升更高，這會導致越下游的液冷工質與電池間的溫差越小，反而在一定程度上削弱下游的換熱效率.當接觸角從20°增大到60°時，每增大10°，放電結束時的θmax依次下降0.42、0.34、0.3和0.28°C，同時Δθ依次下降0.35、0.30、0.26和0.26°C.也就是說，增大接觸角可以提升液冷系統的散熱效率，但提升得越來越不明顯.當通道數從6增加到10時，每增加2通道，放電結束時的θmax依次下降1.14和0.63°C，同時Δθ依次下降1.11和0.62°C，也表明液冷系統的散熱效果提升得越來越慢.此外，θmax和Δθ的降幅基本一致，表明吸熱更多的上游工質對下游換熱能力的削弱是造成模組內溫差降幅變慢的主要原因.

3.2仿真優化結果仿真結果顯示，在4×10−3kg/s的質量流量下，采用接觸角大于40°的10通道波形扁管，能同時將電池組的θmax和Δθ分別控制在40°C和5°C以下.如圖6所示為采用60°接觸角、10通道的波形扁管對電池組進行散熱時，5個被監控電池的軸面溫度分布，其中被監控電池的位置編號如圖7所示.由圖6可以看出，進口附近電池的散熱效果最好，電池溫度最低，沿液冷工質流動方向散熱效果逐漸變差，電池溫度逐漸升高，電池組的最高溫度出現在電池5中.在任一單體電池內部，最高溫度總是出現在靠近電極的地方，而電池中部與波形扁管緊貼的部分溫度最低，最大差異小于0.5°C.3.3液冷系統散熱實驗為了驗證仿真分析的結果，對優化后的液冷系統的熱性能進行測試.采用新威CT-9008電池充放電儀進行電池組放電，通過Agilent34970A數據采集器上連接的多個T型熱電偶采集電池溫度，熱電偶緊貼在圓柱電池外壁靠近正極的位置，貼熱電偶的電池及熱電偶的位置如圖7所示.實驗前先將電池組及液冷裝置置于35°C恒溫箱內至少4h，對電池組進行1C放電的同時開啟液冷裝置，并采集各測點溫度變化情況.其中波形扁管的質量流量為4×10−3kg/s，進口液冷工質的初始溫度和環境溫度相同.如圖8所示，在放電過程中，被監控電池溫度的實驗結果整體上比仿真結果偏小，且兩者的絕對誤差有增大的趨勢，但最大絕對誤差僅為0.37°C，出現在電池2上；除電池1外，其他被監控電池的絕對誤差大致相同；被監控電池溫升的最大相對誤差δ不超過14.25%，仿真結果與實驗值基本吻合，因此上述結構參數和操作條件的優化分析是式中：θsim和θexp分別為仿真所得的和實驗測得的被監控電池的溫度.

4結論

（1）自然對流條件下，電池組以1C倍率放電時，電池表面最高溫度僅用865s即突破40°C；采用微小通道波形扁管散熱后，通過與18650電池側面緊密接觸實現換熱，有效降低了電池組的溫升速率，明顯改善了電池組的換熱條件（2）在本研究范圍內，通道數為10的波形扁管散熱效果最好；增大波形扁管接觸角可以提升液冷結構的散熱效率并改善電池組溫度分布均勻性，但散熱效率提升得越來越緩慢，且吸熱更多的上游液冷工質對下游換熱能力的削弱是造成模組內溫差過大的主要原因.（3）結構優化后的微小通道波形扁管具有良好的換熱性能.當質量流量為4×10−3kg/s時，采用接觸角大于40°的10通道波形扁管能將35°C環境下以1C倍率放電的電池組的溫度控制在40°C以下，且將溫差控制在5°C以內.（4）基于微小通道波形扁管的液冷熱管理電池模組結構能夠滿足電池組熱管理的要求，且結構緊湊，有利于圓柱動力電池模組標準化和實際應用.

作者：閔小滕 唐志國 高欽 宋安琪 王守成 單位：合肥工業大學