目的 

研究電動汽車高/低溫工況下鋰離子（Li–ion）電池散/加熱所需時間，完善電池熱管理系統(tǒng)（BTMS）的保溫與安全設計。方法 通過瞬態(tài)仿真分析微通道耦合微熱管（MC 耦合 UMHP）式BTMS 作用 Li–ion 電池組散熱過程的動態(tài)特性，并在該 BTMS 結構上增加電加熱輔助設計，考慮到Li–ion 電池組在超低/高溫工況運行時的各種不利條件，對 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 增加保溫與安全設計。結果 在流速為 3 m/s 時，MC 耦合 UMHP 式 BTMS 作用 Li–ion 電池組從初始溫度 314 K 降溫至目標溫度 303 K 所需的時間僅為 135 s，在 Li–ion 電池組初始溫度為 258 K 時，加熱時間近 258 s，在各種工況下進行散/加熱仿真實驗中 Li–ion 電池組的最大溫差始終小于 5 K。結論 MC 耦合 UMHP 式 BTMS對 Li–ion 電池散/加熱所需時間少，換熱效果好，溫度均衡性好。

關鍵詞：鋰離子電池；BTMS；微通道；微熱管；安全

作者：王振，李保國           上海理工大學，上海

作為電車動力源，鋰離子（Li–ion）電池能夠實現平衡其最佳性能與使用壽命的工作溫區(qū)為 288～308 K[1]。Li–ion 電池性能易受溫度影響，在溫度為303～313 K 時，Li–ion 電池溫度每升高 1 K，其使用壽命將縮短 2 個月[2]。在低溫時 Li–ion 電池活性迅速降低并失去部分電量，在高溫時 Li–ion 電池生熱加劇，易引發(fā)安全隱患[3]。電池熱管理系統(tǒng)（BTMS）是一種為動力 Li–ion 電池提供及時熱量交換與保護而設計的系統(tǒng)，通常采用包裹/貼覆于動力電池表面的結構對其進行換熱[4]?？煽康?BTMS 是保證 Li–ion電池在多工況環(huán)境下正常工作與安全運行的關鍵[5]。

受限于電車的小空間尺寸，更加簡潔與微型的 BTMS備受市場青睞與需求，要求動力電池的有效散熱間隙降低至 2～3 mm[1,3]，而基于常規(guī)的空氣、液冷、相變材料（PCM）以及熱管式的 BTMS 已不再適用[6]。要解決 BTMS 中的高換熱量與高占用空間等問題，須采用換熱性能更好、水力直徑更小的微通道與微熱管等相關換熱技術[3]。

Zhao 等[7]通過改變微通道體積、質量流量、流動方向和進氣道尺寸等，對冷卻圓柱鋰離子電池的散熱性能進行了數值模擬研究，結果表明，當微通道數量大于 4，入口質量流量為 10?3 kg/s 時，鋰離子電池的最高溫度低于 313 K。Liu 等[8]采用數值模擬研究了在微通道中添加納米顆粒對 5 層方形鋰離子電池的控溫效果，結果顯示，納米顆粒的換熱效果優(yōu)于同等條件下的水和乙二醇的混合溶液。Bai 等[9]提出了一種基于相變漿液（PCS）和微型通道冷卻板結合的BTMS。模擬結果表明，當質量流量小于 3×10?4 kg/s時，體積分數為 20%正十八烷微膠囊和體積分數為80%水組成的 PCS 的冷卻性能優(yōu)于純水、乙二醇溶液和礦物油。An 等[10]采用仿真研究發(fā)現，在放電速率為 2 C 的情況下，對電池單側的一半表面進行冷卻足以使電池組的最大溫差小于 3 K。微通道液冷式BTMS 可以有效地保障 Li–ion 電池組在較為合適的溫區(qū)內工作，并隨著微通道和平板數量的增加以及進口流量的增加，微通道換熱器的換熱性能越好，但隨著管道長度與流速的增加，Li–ion 電池組溫差隨之增大[11-13]。Ye 等[14]采用微熱用熱管冷卻板對鋰離子電池組在快速充電狀態(tài)下的熱性能進行研究，得到在 8 C充電倍率和不同的冷卻控制策略下其設計的 BTMS均具有良好的散熱性能。Liu 等[3]提出了采用扁平超薄微熱管（Ultra-Thin Micro Heat Pipe，UMHP，厚度為 1 mm）用于 BTMS，對其在極端情況下的散/加熱性能做了實驗研究，得到在單體電池生熱率小于10 W 時，其表面溫度小于 313 K，在產熱率為 20～40 W 時，其表面溫度小于 328 K，最大溫差不超過5 K，但其采用翅片式設計用于微熱管散熱仍然存在體積較大、效率較低的問題，作為整體的 BTMS 換熱結構其體積已超出了小空間占比的設計要求[3,14]。

此外，微通道熱管和微通道的區(qū)別在于：前者是封閉恒溫系統(tǒng)，內部流通的相變制冷劑可自成循環(huán)，需要輔助額外的散熱設施將熱量轉移至車載換熱設備中；而后者是開放變溫系統(tǒng)，內部流通的載冷劑可在泵的驅動下與車載換熱設備直接換熱，并完成整個換熱循環(huán)[6]。因此，文中在對微通道（MC）與扁平微熱管結構與特性研究的基礎上，通過在 UMHP 冷凝端耦合 MC 組對其進行換熱，構建 MC 耦合 UMHP 式BTMS。該耦合結構集合了 MC 與 UMHP 的傳熱優(yōu)勢于一體，從根本上解決 UMHP 式 BTMS 所需換熱設備大，以及長尺寸 MC 式 BTMS 中 Li–ion 電池組溫差大等問題。文中將通過瞬態(tài)仿真分析的方法研究MC 耦合 UMHP 式 BTMS 對 Li–ion 電池散/加熱過程的動態(tài)特性的影響，并在此基礎上完善其對 Li–ion電池的保溫與安全設計。

01、模型描述

Li–ion 電池組模型

考慮到方形 Li–ion 電池單體/組是當前國內廠商生產與使用最多的 Li–ion 電池類型，因此，在對Li–ion 電池單體/組的選型時，選擇 BTMS 設計還不完善、在國內使用最多的方形 Li–ion 電池單體/組，并以 5組方形 Li–ion電池單體構成的電池組為研究對象，可以完整地用于代替各種不同工況下的電池包的性能測試[15]。5 個型號 GSP09102165F 方形聚合物Li–ion 電池構成的熱源系統(tǒng)模型見圖 1，該模型主要包含 4 類結構：5 組 Li–ion 電池體模型、5 組陰極極耳、5 組陽極極耳和 5 組電池殼體模型，其詳細規(guī)格與物性參數見表 1[3]。

MC 耦合 UMHP 式 BTMS 模型構建

MC 耦合 UMHP 式 BTMS，見圖 2，其中 MC 耦合 UMHP（MC–UMHP）換熱結構豎直地貼敷于垂直放置的 Li–ion 電池組的側立面，構成夾層結構。圖2b 為放大后的 MC–UMHP 換熱結構圖，其中 5 組MC 與 5 組 UMHP 通過熱融合的方式形成一體結構，并豎直地貼敷于 Li–ion 電池組兩側。該模型的幾何參數：MC 的結構特征尺寸為 50.2 mm×6.2 mm×1.4 mm；UMHP 的結構特征尺寸為 161.7 mm×10 mm×1 mm；UMHP 組中相鄰 UMHP 單體的間距為 0.5 mm；相鄰電池單體的間距為 0.5 mm；相鄰 MC–UMHP 結構的間距為 102 mm。

02、數值求解方法及過程

數值求解方法

使用基于有限體積法 19.2 版本的 Fluent 對具有一定初始溫度的 Li–ion 電池組熱源模型進行瞬態(tài)仿真研究，黏性模型選擇 k–e，以上選擇主要用于計算高雷諾數（Re）條件下微通道中的流體流動。動量與能量方程選擇 Quick 方式進行離散，采用 CoupledAlgorithm 算法求解熱傳導與對流的共壓速度耦合，其主要目的是加速微通道中的仿真計算[16-18]。計算域的網格劃分采用六面體與四面體單元，研究中的液體是水，固體分別是鋁、陽極、陰極和 Li–ion 電池。由于 Re 已超過 2 000，故該流體被認為是三維不可壓縮湍流。

邊界條件設置

考慮到此次仿真計算的模型結構與傳熱方式，選擇高速流動的液體水作為載冷劑物質用于傳熱，因此入口邊界條件設置為均勻流速入口，出口邊界條件設置為充分發(fā)展出口，背壓為 0；考慮到 MC 與 UMHP耦合面處的傳熱、流體與壁面間的耦合傳熱以及UMHP 與 Li–ion 電池組間的耦合傳熱，耦合面設置為無滲透滑移面邊界條件。然而在進行不同工況的仿真計算時邊界條件仍有變化，如：入口邊界條件 Uin為 0.5、2、3、4 m/s；Tin 為 289、291、293、295 K；Li–ion 電池組的初始溫度高溫為 298、300、312、314、316 K，低溫為 258、263、268、273、278 K；Li–ion電池組的降溫目標溫度為 303 K，升溫目標溫度為293 K；電輔熱的加熱功率為 180 W[3]。

網格獨立性驗證

Workbench Mesh 軟件用于網格劃分。為了確保Li–ion 電池與 UMHP 間、UMHP 與 MC 間、MC 壁面與流體間的耦合換熱，通過 Mesh 軟件在 MC 的內壁面、UMHP 的外壁面以及流體的外表面構建耦合面。為了減少仿真中的計算量并保證計算精度，對Li–ion 電池、UMHP、陰極、陽極體模型采用大尺寸的六面體網格進行劃分，但是，由于流體的水力直徑遠小于 MC 的長度，對 MC 以及 MC 內的流體域只能采用小尺寸的六面體網格進行劃分，以確保對流體近壁面區(qū)域仿真計算時的精度。此時，BTMS 的網格模型共計分為 6 個區(qū)域，即：流體域、MC 域、UMHP域、Li–ion 電池域、陰極域和陽極域，其中各區(qū)域中對應的最大網格尺寸設置依次為 0.08、0.1、1.0、1.5、0.5、0.5 mm。參照型 BTMS（Ref 型 BTMS）的網格示意圖見圖 3，該模型的關鍵結構網格和傳熱耦合方式均與 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 相同。

不同網格參數配置條件下劃分得到的 Ref 型BTMS 的網格數范圍為 2 382 684～6 961 415，以及其對應仿真計算得到的努塞爾數（Nu）見表 2。對表2 中數據分析可知，在流體域的網格劃分尺寸范圍為0.06～0.1 mm，對應 Nu 的最小相對偏差僅為 0.03%，對應 Nu 的平均相對偏為 0.05%，因此，選用網格數和尺寸分別為 3 443 986 和 0.08 mm，可作為后續(xù)BTMS 模型網格劃分參數的基準，該網格劃分參數設置將有助于在保證仿真計算精度的同時降低仿真計算時間。使用該網格劃分參數配置時，連續(xù)性方程與動量方程的收斂準則設置為 10–3，能量方程的收斂標準設置為 10–6。

時間步長獨立性驗證

使用網格數為 3 443 986 的 BTMS 仿真計算模型對 4 個不同的時間步長（0.025～2 s）進行時間步長獨立性驗證研究，見表 3。當時間步長從 0.25 s 更改為 0.5 s 時，以及從 0.5 s 更改為 1 s 時，Li–ion 電池組溫度變化率僅為 0.002%和 0.003%。當它從 1 s 更改為 2 s 時，變化率為 0.007%，遠大于前面 2 種時間步長對應的 Li–ion 電池組溫度變化率，因此，選擇 1 s的時間步長作為后續(xù)瞬態(tài)仿真研究的基準。

03、結果與討論

仿真模型驗證

參考文獻[19-20]中實驗數據與驗證方法，文中得到的結果見圖 4。從圖 4 中變化曲線可以看出，3 組數據中的阻力系數（f）均隨 Re 增加而緩慢變小，且變化趨勢相同。在 Re 相同時，3 種 f 間的相對偏差均小于 5%，平均偏差為 2.4%，可認為當前模型仿真計算結果的精度符合要求。此外，參考文獻中相同結構的 BTMS 在 3 C放電實驗結束時其對應的電池包最大溫差為 7.2 K，對應的電池組最大溫差為 4.6 K[3]，而該研究中參照型 BTMS 在 3 C放電仿真計算結束時其對應的電池包最大溫差為 7.3 K，對應的電池組最大溫差為 4.7 K，二者相對偏差小于 2%，即參照型 BTMS仿真計算過程可靠，仿真計算結果準確。由此可推斷出 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 的仿真結果準確。

流體入口溫度對 Li–ion 電池散熱所需

時間的影響

不同入口溫度（Tin）條件下，Li–ion 電池組溫度從 308 K 降溫至 303 K 時所需的時間變化見圖 5。在Tin為 289 K 時，其降溫時間僅需 53 s，在 Tin 為 293 K時，其降溫時間為 72 s，是前者的 1.36 倍，而在Tin大于 293 K 之后，其所需的降溫時間更長，因此降低入口流體溫度可有效縮短 Li–ion 電池組的降溫時間。此外，由圖 5 中的折線圖的變化趨勢可知，在流體入口溫度小于 291 K 之前，曲線的變化趨緩，由此可以推斷 BTMS 的降溫效果會隨著入口溫度的降低而降低。

流體入口流速對 Li–ion 電池散熱所需

時間的影響

入口流速對 Li–ion 電池組溫度從 308 K 和 314 K降溫至 303 K 時所需的時間曲線影響見圖 6。由圖 6對比分析可知，在 Li–ion 電池組初始溫度為 308 K 與314 K 時，隨著入口流速 Uin 的增加，降至目標溫度所需時間縮短，即 Uin 值越大，BTMS 對 Li–ion 電池組的換熱越強。通過分析不同 Uin 條件下 2 種初始溫度工況對應的 Li–ion 電池組的降溫時間差（?t）可知，Uin 值越大 2 種初始溫度工況對應降溫時間差越小，在 Uin 值為 3 m/s，Li–ion 電池組初始溫度為 314 K 時，Li–ion 電池組在 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 的作用下降溫至 303 K 所需的時間僅需 135 s，該降溫時間可完全滿足夏季高溫工況時的使用要求。

Li–ion 電池初始溫度對其散熱所需時

間和溫度分布的影響

上述研究表明，流體入口 Uin 值為 3 m/s 時，MC耦合 UMHP 式 BTMS 作用 Li–ion 電池組的降溫時間較為理想，因此，控制 Uin 值為 3 m/s，通過改變 Li–ion電池組初始溫度研究其散熱所需時間。不同 Li–ion電池組初始溫度對應的降溫時間變化曲線見圖 7，從圖 7 可看出，隨著 Li–ion 電池初始溫度的增加，降溫所需的時間也在增加。Li–ion 電池組降溫所需時間與初始溫度的變化量呈現線性關系，即 Li–ion 電池組初始溫度越高，其降溫所需的時間越長，其函數關系式為：y=10x?3 006。

Uin 值為 3 m/s 時，Li–ion 電池組從初始溫度分別為 308 K 和 310 K 降溫至 303 K 時的溫度云圖見圖 8，通過對比發(fā)現，2 幅云圖的溫度分布相同。低溫區(qū)域主要集中在 MC 與 UMHP 的耦合交接處，以及 Li–ion電池組的上部兩端，而高溫區(qū)域主要集中在的 Li–ion電池組的中間區(qū)域，尤其是底部區(qū)域溫度值最高，但Li–ion 電池組的最大溫差小于 5 K，即通過 MC 耦合UMHP 式 BTMS 對該工況下的 Li–ion 電池組進行散熱，可以滿足溫度均衡性的設計要求。

Li–ion 電池初始溫度對其加熱所需時

間及溫度分布的影響

在環(huán)境溫度小于 283 K 以下時，此時 BTMS 作用Li–ion 電池組加熱升溫的過程需要輔助電加熱系統(tǒng)。對于 MC 耦合 UMHP 式 BTMS，該研究采用 UMHP與電池體側立面接觸的部位作為加熱裝置的加熱面，并通過導線對其施加恒定的加熱功率（180 W）。當環(huán)境溫度小于 268 K以下時，此時的 BTMS將停止工作，對 Li–ion 電池組的加熱工作只能采用電加熱系統(tǒng)來完成，因此文中對此展開如下研究：控制 Li–ion 電池組初始溫度分別為 258、263、268 K，研究電加熱作用使其升溫至 293 K 時所需時間；控制 Li–ion 電池組初始溫度分別為 273 K 和 278 K，研究 BTMS 與電加熱聯合作用使其升溫至 293 K 時所需時間。

不同初始溫度的 Li–ion電池組加熱至 293 K時所需時間變化圖，見圖 9。在 Li–ion 電池組初始溫度為258 K 時，此時需要的加熱時間為 258 s，可完全滿足BTMS 加熱系統(tǒng)設計要求[21]。在 Li–ion 電池組初始溫度為 258～268 K，隨著在 Li–ion 電池組初始溫度的升高，升溫所需的時間減少，二者為線性負相關關系，此時電池的加熱過程主要由電加熱完成；圖 8 中的升溫時間曲線在 268 K 和 273 K 處的曲線斜率顯著增大，說明 Li–ion 電池組的升溫速度加快，其原因是當 Li–ion 電池組初始溫度為 273 K 時，此時 BTMS與電加熱系統(tǒng)同時對其進行加熱，對應的升溫所需時間遠小于 268 K 時對應的升溫時間。

此外通過分析具有一定初始溫度（高/低）靜態(tài)的 Li–ion 電池在 BTMS 的作用下進行散/加熱過程中熱量的傳遞方式和傳熱系數可知，二者的傳熱方向相反，一個是從低溫到高溫的加熱過程，一個是從高溫到低溫的散熱過程。在一定溫區(qū)范圍內，由于流體的物性參數變化微小，且 UMHP 的蒸發(fā)段與冷凝段在仿真建模時被看成一體結構，并使用同一傳熱系數，因此，靜態(tài)的 Li–ion 電池通過 BTMS 進行散熱或者加熱過程中的傳熱方式，以及該散熱或者加熱過程中的換熱系數都是相同的。單獨研究 BTMS 散熱動態(tài)特性即可代表 Li–ion 電池在 BTMS 作用下的整個散/加熱過程的動態(tài)特性研究。

MC 耦合 UMHP 式 BTMS 保溫與安全設計

由表 1 與表 2 中的幾何參數可知，MC 耦合 UMHP式 BTMS 已在相鄰 Li–ion 電池單體間預留了 155 mm×102 mm×0.5 mm 的空間，并在相鄰 UMHP 間預留了10 mm×102 mm×0.5 mm 的空間，該預留空間剛好布置氣凝膠層，由此設計了圖 10a 所示的具有良好保溫性能與安全性能的 BTMS，該 BTMS 由前期設計的MC 耦合 UMHP 式 BTMS 和多組氣凝膠層構成。無Li–ion 電池組時的氣凝膠層與 MC–UMHP 結構見圖10b，從圖 10b 可以發(fā)現氣凝膠層與 UMHP 組一起構成了多層矩形箱式結構，每個箱體結構恰好為 Li–ion電池單體提供布置空間。氣凝膠作為極輕的固體材料，其密度為 3.55 kg/m3，熔點為 1 473 K，導熱系數為 0.013 W/(m·K)，可以承受相當于自身質量幾千倍的壓力，絕緣性能是玻璃纖維的 39 倍。具有氣凝膠層與 Ve 型 BTMS 結構的 Li–ion 電池組布置平面圖見圖 10c。圖 10c 的上部分圖為等比例繪制的俯視圖，從整體上展示了 MC 耦合 UMHP 式 BTMS、Li–ion電池組和氣凝膠層的相對位置、相對大小和布置方式。圖 10c 的下部圖為局部放大示意圖，更加直觀地介紹氣凝膠層與 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 結構，以及 Li–ion 電池組的布置方式與相對位置。氣凝膠層布置于相鄰 Li–ion 電池單體與相鄰 UMHP 的間隙中，并在 Li–ion 電池組的最外層兩側布置了氣凝膠層，由此氣凝膠層與 UMHP 組一起對 Li–ion 電池組中的單體電池構建了獨立的包覆結構，即每個 Li–ion 電池單體均具有單獨的包覆結構。

通過在 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 中增加氣凝膠填充層的設計可以實現如下設計功能：隔絕 Li–ion電池組內相鄰電池的直接接觸，防止部分因質量缺陷而失控的 Li–ion 電池對其他正常 Li–ion 電池的破壞，以及引發(fā)的一系列連鎖反應；Li–ion 電池單體厚度方向兩側的氣凝膠填充層與其側立面兩側的 UMHP 一起形成獨立的保溫系統(tǒng)，可有效控制單體 Li–ion 電池的溫度，以及防止其與外界/相鄰物體傳遞/吸收熱量；氣凝膠填充層可將 Li–ion 電池組最大溫度差轉變成Li–ion 電池單體的最大溫度差，因此 MC 耦合 UMHP式 BTMS 的溫度均衡性能可得到進一步提升。

04、結論

MC 耦合 UMHP 式 BTMS 對 Li–ion 電池散/加熱所需時間少，換熱效果好。流體入口溫度越低，Li–ion電池組所需的降溫時間越少，Li–ion 電池組初始溫度越低，加熱至目標溫度所需時間越長；流體入口流速越大，Li–ion 電池組所需的降溫時間越少，在流速為3 m/s 時，Li–ion 電池組從初始溫度 314 K 降溫至目標溫度 303 K 所需的時間僅為 135 s；在 Li–ion 電池組初始溫度為 258 K 時，此時需要的加熱時間為258 s。在各種工況下進行散/加熱仿真實驗中 Li–ion電池組的最大溫差始終小于 5 K，滿足 BTMS 設計的溫度均衡性要求。通過在 MC 耦合 UMHP 式 BTMS中增加氣凝膠填充層的設計，使得 MC 耦合 UMHP式 BTMS 的保溫性能、安全性能和溫度均衡性能可以更好。

【參考文獻】

[1] PESARAN A A. Battery Thermal Models for HybridVehicle Simulations[J]. Journal of Power Sources, 2002,110(2): 377-382.

[2] TARASCON J M, ARMAND M. Issues and ChallengesFacing Rechargeable Lithium Batteries[J]. Nature, 2001,414(6861): 359-367.

[3] 劉霏霏. 微熱管在電動汽車電池熱管理系統(tǒng)中應用關鍵技術研究[D]. 廣州: 華南理工大學, 2017: 1-221.LIU Fei-fei. Research on Key Technology of ApplyingMicro Heat Pipes in Battery Thermal Management System for Electric Vehicles[D]. Guangzhou: South ChinaUniversity of Technology, 2017: 1-221.

[4] 王振, 李保國, 羅權權, 等. 電動汽車鋰離子電池熱管理系統(tǒng)研究進展 [J]. 包裝工程 , 2020, 41(15):232-238.WANG Zhen, LI Bao-guo, LUO Quan-quan, et al. Research Progress in Thermal Management Systems forLi–ion Batteries in Electric Vehicles[J]. Packaging Engineering, 2020, 41(15): 232-238.

[5] SMITH J, HINTERBERGER M, HABLE P, et al. Simulative Method for Determining the Optimal Operating Conditions for a Cooling Plate for Lithium-Ion Battery Cell Modules[J]. Journal of Power Sources, 2014,267: 784-792.

[6] KUNDU P K, MonDAL S, CHAKRABORTY S, et al.Experimental and Theoretical evaluation of On-ChipMicro Heat Pipe[J]. Nanoscale and Microscale Thermophysical Engineering, 2015, 19(1): 75-93.

[7] ZHAO J, RAO Z, LI Y. Thermal Performance ofMini-Channel Liquid Cooled Cylinder based BatteryThermal Management for Cylindrical Lithium-Ion Power Battery[J]. Energy Conversion & Management, 2015,103: 157-165.

[8] LIU H, EZE C, ZHAO J. Investigation into the Effectiveness of Nanofluids on the Mini-Channel ThermalManagement for High Power Lithium-Ion Battery[J].Applied Thermal Engineering, 2018, 37(7): 511-523.

[9] BAI Fan-fei, CHEN Ming-biao, SONG Wen-ji, et al.Investigation of Thermal Management for Lithium-IonPouch Battery Module based on Phase Change Slurryand Mini Channel Cooling Plate[J]. Energy, 2019, 167:561-574.

[10] AN Z, SHAH K. A Parametric Study for Optimization ofMini-Channel based Battery Thermal ManagementSystem. Applied Thermal Engineering[J]. 2019, 154:593-601.

[11] ZHEN Q, YI M. Thermal Performance of Lithium-IonBattery Thermal Management System by UsingMini-Channel Cooling[J]. Energy Conversion andManagement, 2016, 126: 622-631.

[12] LAN C, XU J. Thermal Management for High PowerLithium-Ion Battery by Mini-channel AluminumTubes[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 25:284-292.

[13] WANG Cong, ZHANG Guo-qing, MENG Li-ke, et al.Liquid Cooling based on Thermal Silica Plate forBattery Thermal Management System[J]. International Journal of Energy Research, 2017, 41(15):2468-2479.

[14] YE Y, SHI Y, SAW L H, et al. Performance Assessmentand Optimization of a Heat Pipe Thermal ManagementSystem for Fast Charging Lithium ion Battery Packs[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2016,92: 893-903.

[15] LIU H, WEI Z, HE W, et al. Thermal Issues about Lithium Batteries and Recent Progress in Battery ThermalManagement Systems: A Review[J]. Energy Conversionand Management, 2017, 150: 304-330.

[16] DHARAIYA V V, KANDLIKAR S G. A NumericalStudy on the Effects of 2D Structured Sinusoidal Elements on Flow and Heat Transfer at Micro-Scale[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 57:190-201.

[17] LEE P S, GARIMELLA S V. Thermally DevelopingFlow and Heat Transfer in Rectangular Microchannelsof Different Aspect Ratios[J]. International Journal ofHeat and Mass Transfer, 2006, 49(17): 3060-3067.

[18] 史周浩, 謝占山, 施衛(wèi)東, 等. 基于正交試驗的微通道翼形流場特征分析[J]. 流體機械, 2021, 49(12):42-48.SHI Zhou-hao, XIE Zhan-shan, SHI Wei-dong, et al.Analysis of Microchannel Airfoil Flow Field Characteristics based on Orthogonal Experiments[J]. Fluid Machinery, 2021, 49(12): 42-48.

[19] MENTER F. Zonal Two Equation K-W TurbulenceModels for Aerodynamic Flows[C]// 23rd Fluid Dynamics, Plasmadynamics, and Lasers Conference, Orlando, FL Reston, Virginia: AIAA, 1993: 2906.

[20] WANG Zhen, LI Bao-guo, LUO Quan-quan, et al. Effectof Wall Roughness by the Bionic Structure of DragonflyWing on Micro-Fluid Flow and Heat Transfer Characteristics[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2021, 173: 121-201.

[21] 黃文華, 韓曉東, 陳全世, 等. 電動汽車 SOC 估計算法與電池管理系統(tǒng)的研究[J]. 汽車工程, 2007, 29(3):198-202.HUANG Wen-hua, HAN Xiao-dong, CHEN Quan-shi,et al. A Study on SOC Estimation Algorithm and BatteryManagement System for Electric Vehicle[J]. AutomotiveEngineering, 2007, 29(3): 198-202.