基于直流道液冷板的动力电池冷却性能仿真

蔡森林，魏名山∗，宋盼盼，魏洪革

（1. 北京理工大学 机械与车辆学院，北京100081，中国；2. 北京海纳川汽车部件股份有限公司，北京100081，中国）

大力发展纯电动汽车是解决全球能源危机和环境污染问题的重要措施，也将是汽车行业持续发展的方向。锂离子电池具有高能量密度和高功率密度且无记忆效应、自放电率低等优点，已经成为电动汽车的首选动力电池[1]。然而，锂离子电池的安全性、寿命、低温性能、充放电效率等方面存在的问题亟待解决，温度是影响锂离子电池容量、充放电性能、循环寿命及安全性最为关键的因素[2]。电池在充放电过程中会释放大量的热量，使得电池温度会急剧上升，甚至引发热失控[3]；低温下电池在充电过程中锂离子迁移困难会引发金属锂枝晶反应，易刺穿电池内部隔膜引发电池内短路，存在安全隐患[4-6]。另外，电池的温度过高和过低都会加速电池的老化过程，这就要求电池工作温度保持在20 ～ 45 ℃，电池模组间的温差应该控制在5 ℃以内。

电池在工作过程中出现高温的情况需要冷却系统进行有效散热，最常见的冷却方式有空气冷却和液体冷却。空气冷却散热系统具有结构简单、成本低廉、能耗少、易于安装维护等优点，但是存在对流换热系数小、响应时间长、散热能力低等缺点，主要用于早期电池容量小的纯电动汽车或某些混合动力车型。与空气冷却相比，液体冷却具有比热容和对流换热系数大的优势。液体冷却系统与电池组进行换热时，能将电池组的热量迅速带出电池包，快速实现散热需求。HUO Yutao[7]等设计了一种基于直流道液冷板对方形锂离子电池进行冷却，研究电池放电过程温升和温度分布的影响,结果表明电池的最高温度随通道数量和入口质量流量的增加而降低。袁昊[8]等比较U型流道不同出口位置、管径、间距对电池组散热性能的影响，研究发现进口与出口同侧结构的流动分布均匀。DENG Tao[9]等建立了蛇形通道结构的冷板，分析了冷却通道数量、通道布局和冷却剂入口温度对电池热管理系统冷却性能的影响，结果表明5通道长度方向的通道布局具有最有效的冷却性能。特斯拉公司的D. Adams[10]等将扁平管放置在两排圆柱形电池间对其冷却，冷却管内部分为4个通道，通过冷却液逆向流动来确保电池间的温均性。A. Jarrett[11]对一个冷却板进行了参数化建模，定义了压降、平均温度和温度均匀性的目标函数，并使用计算流体动力学（computational fluid dynamics，CFD）方法优化了冷板的通道宽度和位置。单目标优化结果表明压力目标和平均温度目标是一致的，但是和温度均匀性目标相悖。A. Jarrett[12]在单目标优化设计基础之上，通过添加中间权衡因子和对目标函数引入约束自适应加权和，对冷板进行了多目标优化，为冷板设计提供参考。

本文根据电池组具体几何形状及其散热结构，提出一种并联非等长直流道的液冷板结构方案，将其热特性与并联等长直流道设计方案进行对比，探究液冷板温度分布、电池组温度分布、液冷板压降以及冷却液流量和冷却液温度对电池包散热性能的规律。

1 电池生热机理及生热计算

1.1 电池生热速率模型

锂离子电池由正负极、隔膜、电解液、集流体等组成，电池生热速率的准确计算是电池热管理系统设计和分析的基础。电池单体的生热速率受电流密度、荷电状态以及环境温度等多因素影响，具有高度非线性，很难进行准确的测量。因此，针对电池单体的生热速率，目前广泛使用Bernardi方程计算[13]。Bernardi电池生热速率方程如式（1）所示：

其中：I为电流；V为电池体积；Eoc为电池平衡电动势；U为电池工作电压；T为电池内温度，T(dEoc/dT)表示可逆反应热，充电吸收热量为负，放电产生热量为正。

1.2 热物性参数

电池材料各层热物性参数不相同，由于锂离子电池的层叠结构，其导热系数具有各向异性的特征，沿着锂离子电池长度方向和宽度方向，电池各层并联，厚度方向电池各层结构串联[14]。因此，根据热阻的串联和并联的原理，估算出电池各个方向的热物性参数。其中，x方向表示厚度方向，y、z方向表示平行于电池方向面的水平方向和竖直方向，x、y、z方向导热系数分别为：

其中：λx、λy、λz为电池沿着x、y、z方向的导热系数；Li为电池各层厚度；λi为各层导热系数。

电池单体的定压比热容Cp一般视为常数，其数值大小与各组成材料的性质有关，通过质量加权法计算得到

其中：ci为各组成物质的比热容；mi为各组成物质的质量；mb为电池质量。

电池单体的密度由电池质量与电池体积之比得到电池平均密度

其中：mb表示电池质量；V表示电池体积。

根据式（2） –式（5）得到电池相关的热物性参数，液冷板和下壳体的材料为铝，导热垫的材料为硅胶，冷却液的材料为50%乙二醇水溶液，上壳体为保温材料,热管理系统中各种材料物性参数如表1所示。

表1 各种材料物性参数

2 仿真模型建立及分析

2.1 物理模型

某商用车方形动力电池，其单体容量为173 Ah，额定电压为3.22 V，标称内阻为0.70 Ω，外形尺寸41 mm×174 mm×205 mm。根据电池产热速率模型计算，1 C放电（表示放电电流的数值是额定容量的1倍），电流173 A，电池组是由90个单体电池组成，电池组产热功率约为2 kW。电池包简化模型由电池组、液冷板、导热垫、壳体组成。电池组是由9个电池模组（从左至右电池模组1到电池模组9）组成，每个电池模组单元共有10个磷酸铁锂单体电池，图1为简化的电池包几何模型。

图1 电池包几何模型

液冷板是间接接触式液冷系统的重要部件，一般安装于电池包底部，通过与电池单体的大面积接触吸收电池单体产生的热量，液冷板吸收的热量再通过液冷板流道内的冷却液将热量带走。因此，合理的液冷板结构对电池组的散热性能有着至关重要的作用。优化前的模型1为等长直流道液冷板，作者前期研究分析表明，该型冷板存在外侧流道冷却液流量明显大于内侧冷却液流量，各流道流量分配不均匀的弊端，导致液冷板温度分布不均匀，如图5a所示，进而使得电池组散热不均匀。优化后的模型2为V型非等长直流道，最外侧流道最长，最内侧流道最短，综合考虑了冷却液流动改善效果和液冷板加工工艺的可行性,选择相邻流道相差10 mm的模型，图2为液冷板结构示意图。

图2 液冷板结构示意图

2.2 计算域网格划分

在计算流体仿真过程中，网格的精度对计算结果和收敛性影响较大，该模型流道区域结构较为复杂。在STAR-CCM+软件中对导入的几何模型进行表面修复且检查无表面问题后，采用多面体网格生成器对计算域进行网格划分，电池模组、壳体区域设置较大的网格尺寸，对流体区域设置较小的网格尺寸并设置一定厚度的边界层网格，使计算更加准确，计算域网格划分如图3所示。

图3 计算模型网格划分

2.3 模型边界条件设定及网格无关性验证

用STAR-CCM+软件对液冷式电池热管理系统进行仿真计算时，对仿真模型做出如下假设：

1） 电池组产热仿真过程中，只考虑热传递和热对流，辐射换热量极小，忽略热辐射对电池组散热的影响；

2） 电池内部物质均匀一致，且工作时恒定不变；

3） 电池充放电时，电池组内部产热均匀一致。

在1 C放电倍率下，电池组产热量为2 kW，电池箱外表面与外界空气的自然对流换热系数为10 W/(m2·K)，环境温度设置为20 ℃，冷却液入口质量流量Qin为0.25 kg/s和入口温度为20 ℃工况下，压力出口设定相对压力为0.0 Pa，采用湍流模型进行计算。

本文采用8个不同数量网格对模型进行了网格无关性验证。如图4所示，电池组最高温度θmax随网格数量n的增加已无明显变化。所以，当前电池包计算模型最终选择的网格数量n= 4 102 356。

图4 网格无关性验证

3 仿真结果及分析

3.1 液冷板温度分布对比

对冷却液质量流量Qin= 0.25 kg/s，入口温度θin=20 ℃工况进行仿真计算，得到液冷板温度分布，如图5所示。由于模型1的回流横向流道窄（流道右端与液冷板右侧内壁之间的通道），冷却液流速大,在惯性力的作用下，冷却液向外侧流道流动的现象，回流侧冷却液分布不均匀，各流道散热能力差异较大导致最内侧流道温度远高于其他流道。与模型1相比，模型2的回流横向流道呈V型，在汇流处流道宽度较大，冷却液流速较低，惯性力作用较弱。此外，冷却液从内向外依次提前回流，可以减缓冷却液向外侧流道流动的现象。冷却液流速分布均匀使得内侧流道具有较好散热效果，避免了液冷板回流内侧温度过高，液冷板温度均匀性更好。

图5 液冷板温度对比图

3.2 电池组温度分布对比

在冷却液质量流量0.25 kg/s，入口温度20 ℃工况下进行仿真计算，得到液冷板温度分布，如图6所示。电池组温度分布呈现上部温度高、下部温度低、电池模组间的温度分布较为均匀的现象。模型1电池模组的高温区域明显多于模型2电池模组的高温区域，而且模型2电池组的最高温度和最大温差均低于模型1，模型2电池组温度分布更均匀。但由于电池组产热率较大并且在电池模组高度方向上传热路径太长，模型1和模型2均存在电池模组上部散热不佳的问题，导致电池模组在高度方向上温度差异较大。

图6 电池组温度对比图

3.3 冷却液质量流量对冷却液压降的影响

保持冷却液入口温度为20 ℃，调节冷却液质量流量Qin分别设为0.25、0.30、0.35、0.40、0.45 kg/s进行仿真模拟，液冷板压降Δp随冷却液质量流量Qin的变化情况如图7所示。

图7 冷却液压降随冷却液质量流量的变化

冷却液质量流量增加，液冷板压降增加幅度逐渐变大，因为冷却液的沿程水头损失与流速的二次方呈正比，所以液冷板压降增加幅度变快。随冷却液质量流量增加，模型2的压降增加幅度明显小于模型1，因为模型1的冷却液分布不均匀程度随着冷却液质量流量增加而加剧，各流道流速差异较大，使冷却液压降增幅大于模型2。冷却液质量流量从0.25 kg/s增加到0.45 kg/s时，模型2比模型1的压降最大降幅为12.5kPa，在液冷板系统能耗方面，模型2的液冷板结构优于模型1的液冷板结构。

3.4 冷却液质量流量对电池组温度场的影响

冷却液质量流量除了对液冷板系统能耗有较大影响外，也是影响液冷式电池组热管理系统散热能力的关键因素之一，增加或降低冷却液质量流量可以强化或削弱电池热管理系统的换热能力。此外，冷却液入口温度也是影响电池热管理系统散热能力的重要因素，降低冷却液入口温度可以增加电池组与液冷板之间的温差来强化换热。本文分别分析冷却液质量流量和入口温度2个变量对电池组温度场的影响。

首先，设定冷却液入口温度为20 ℃，改变冷却液质量流量为0.25、0.30、0.35、0.40、0.45 kg/s进行仿真模拟，仿真结果如图8所示。

从图8可以看出，电池组最高温度θmax随冷却液质量增加而降低，但随着冷却液质量流量增加，下降幅度逐渐减小。因为冷却液流量增加对换热系数的影响逐渐减小，所以电池组散热增量也逐渐减小。电池组的最大温差Δθmax随冷却液质量流量增加而减低，这是由于冷却液质量流量增加，冷却液温度分布均匀性均更好。当冷却液质量流量从0.25 kg/s增加到0.45 kg/s时，模型2电池组最高温度θmax从38.23 ℃降低到36.67 ℃，模型2电池组最大温差Δθmax从13.05 ℃降低到11.98 ℃，电池组的散热效果得到改善。模型2的电池组最高温度与模型1相比，下降幅度维持在0.24 ～0.26 ℃，模型2的电池组最大温差与模型1相比，下降幅度维持在0.06 ～ 0.27 ℃，在电池组散热方面，模型2的液冷板具有更佳的效果。

图8 电池组温度场随冷却液质量流量的变化

3.5 冷却液入口温度对电池组温度场的影响

设定冷却液质量流量0.25 kg/s，调整冷却液入口温度分别为10、15、20、25 ℃，对电池组进行仿真计算，结果如图9所示。

图9 电池组温度场随冷却液入口温度的变化

从图9可以看出，冷却液入口温度θin从25 ℃减低到10 ℃时，模型2的电池组最高温度从37.99 ℃降低到28.35 ℃，但是模型2的电池组最大温差从13.05℃增加到13.31 ℃。这是因为冷却液入口温度降低，电池组与液冷板温差增大使得电池组散热能力增强，电池组的最高温度降低。冷却液入口温度降低，电池组底部靠近液冷板温度下降明显，电池组顶部因传热热阻较大温度下降较缓，因而扩大了电池组的最大温差。通过调整冷却液入口温度能够增加电池组的散热量，保证电池组温度处于合适的工作温度范围。

4 结 论

本文提出了一种非等长直流道的液冷板结构，该液冷板结构具有足够的散热能力，在电池组最高温度和温度一致性控制以及系统能耗方面，较等长直流道液冷板结构对比有明显优势。数值模拟研究得出的结论如下：

1） 冷却液质量流量增加，液冷板散热量能力增加及冷却液温度分布均匀性更好，电池组的散热效果得到改善。非等长直流道液冷板的冷却液分布更均匀，回流通道内冷却液流动进行有效散热，避免了液冷板回流最内侧温度过高，液冷板和电池组温度分布均匀性更好。冷却液质量流量从0.25 kg/s增加到0.45 kg/s时，模型2比模型1相比，流动阻力最大下降幅度为12.5 kPa。

2） 模型2液冷板的散热性能比模型1液冷板的散热能力有所加强，冷却液质量流量增加，模型2的电池组最高温度与模型1相比，最大下降幅度为0.27 ℃，模型2的电池组最大温差与模型1相比，最大下降幅度为0.26 ℃。但由于电池组产热率较大并且在电池模组高度方向上热传导路程太长，电池模组上部仍存在散热不佳的问题，需要进一步优化电池组结构或增加强化传热部件等措施。