趙金輝,姜冰,錢鑫鑫,等.基于雙置直冷板技術(shù)的動力電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)性能研究[J].低溫工程,2023,(06):50-57.

摘 要:

針對鋰電池在大倍率充放電工況下熱量堆積問題,提出了雙置直冷板冷卻方案。設(shè)計了4 流程雙置直冷板系統(tǒng),建立了基于混合物多相流的電池散熱模型,研究了在 5C 放電倍率下模組溫度分布情況,對比了單直冷板和雙置直冷板的熱管理效果,并分析了制冷劑入口流量變化對雙置直冷板技術(shù)的性能影響。結(jié)果表明,單直冷板系統(tǒng)在高倍率放電工況下冷卻性能較差,放電結(jié)束最高溫度達(dá) 40. 37 ℃ ,最大溫差達(dá) 11. 4 ℃ ;雙置直冷板電池模組最高溫度為 27. 05 ℃ ,最不利電池的縱向溫差為 4. 65 ℃ ,對比單直冷板,最高溫度下降了 32. 99% ,最不利電池的縱向溫差降低了 61. 36% ,雙置直冷板技術(shù)可有效提高溫度均勻性,降低了電池運行風(fēng)險。此外,對于上下雙置直冷板模式的電池模組,直冷板制冷劑入口流量不應(yīng)小于 0. 5 L / min。

1 引 言

鋰離子電池具有功率和比能量高、充放電循環(huán)壽命長等優(yōu)點,是如今純電動汽車的主要動力來源,但其對環(huán)境溫度非常敏感。當(dāng)電池溫度超過 50 ℃ 時,電池退化和老化現(xiàn)象會加速[1-3]。采用合理的電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)(簡稱 BTMS) ,可以在不影響鋰電池循環(huán)壽命和輸出性能的情況下,解決極端環(huán)境溫度或快速充放電過程中產(chǎn)生的熱量堆積問題,使電池處于 15—35 ℃ 的最佳工作溫度區(qū)間,并表現(xiàn)出最佳的工作狀態(tài)[4-6]?；谥评鋭┲苯永鋮s方式( 簡稱直冷) 的電池?zé)峁芾硐到y(tǒng),是未來動力電池?zé)峁芾淼目尚蟹桨钢?在滿足溫度均勻性、電動汽車輕量化需求等方面具備較大的發(fā)展?jié)摿7]。Hong 等[8] 對基于微小通道的直冷板,實驗研究了冷媒直接兩相冷卻的換熱性能,并與傳統(tǒng)液冷方式進(jìn)行了對比。發(fā)現(xiàn)在常規(guī)工況下,出口蒸汽質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 0. 85 時,冷媒兩相冷卻的電池溫度和溫差達(dá)到最優(yōu)狀態(tài),滿足最高溫度和最大溫差的限值,且傳熱系數(shù)遠(yuǎn)高于傳統(tǒng)液體冷卻。在苛刻工作狀態(tài)下,冷媒直接兩相冷卻方案的電池模組容量相比傳統(tǒng)液冷提高了 16% 。Shen 等[9] 采用數(shù)值模擬對基于制冷劑的 BTMS 的結(jié)構(gòu)和性能進(jìn)行了設(shè)計和分析。確定了窄通道冷板的最佳換熱尺寸為 1 mm ×40 mm;穩(wěn)態(tài)分析表明,制冷劑蒸發(fā)溫度可以決定最終電池溫度的高低;當(dāng)流量增大到一定程度,電池?zé)崽匦曰静话l(fā)生變化。

現(xiàn)實中通常以大倍率、高電流的方式來實現(xiàn)電池組的快速充電,如何保證電池快充過程中的溫度控制,也是熱管理系統(tǒng)需要解決的問題。目前對于電池組的大倍率充放電情況下,直冷板傳熱性能和電池組工作性能的研究較少。本研究以 4 流程半圓形流道截面帶翅片的直冷板為研究對象,以電池 5C 放電倍率、初始溫度為 45 ℃ 為例,探究制冷劑直冷系統(tǒng)在大倍率放電情況下的散熱性能。

2  數(shù)值計算模型與計算方法

2. 1 幾何模型

基于制冷劑直冷熱管理系統(tǒng)的單個電池模組及直冷板平面圖如圖 1 所示,整個系統(tǒng)尺寸為 252 mm ×65 mm × 134 mm?；谠撃Ｐ?為簡化后續(xù)計算做如下假設(shè):

(1)忽略電池和直冷板與外界環(huán)境之間的換熱,熱管理系統(tǒng)處于絕熱狀態(tài)。忽略電池和直冷板之間、電池和電池之間的接觸熱阻;

(2)將電池簡化為規(guī)則的立方體,忽略正負(fù)極極耳;

(3)制冷劑為不可壓縮牛頓流體且為連續(xù)介質(zhì)。選擇目前空調(diào)系統(tǒng)中廣泛應(yīng)用的 R134a 制冷劑作為本 研 究 設(shè) 計 的 直 冷 板 制 冷 劑。其 狀 態(tài) 參 數(shù) 見表 1。

2. 2 數(shù)學(xué)模型

冷式電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)中,制冷劑在直冷板中會發(fā)生氣液兩相流動換熱,并且氣液兩相之間時刻伴隨著質(zhì)量與熱量的交換。因此,應(yīng)選擇合適的模型來準(zhǔn)確求解制冷劑氣液流動傳熱問題。歐拉法多相流模型假定各相均為連續(xù)性介質(zhì),并假定在一個計算單元內(nèi)各相的體積分?jǐn)?shù)相加為 1,由此引出氣相率來表征計算單元內(nèi)氣相的體積分?jǐn)?shù)。基于歐拉法的多相流模型包括 VOF 模型、混合物( Mixture) 模型和歐拉( Eukerian)模型。制冷劑兩相流氣液之間并無明顯交界面,而是兩相互相摻混,因此不適用于 VOF 模型?；旌衔锬Ｐ褪呛喕说臍W拉模型,與歐拉模型相比,混合物模型具有求解穩(wěn)定性好、收斂性高的優(yōu)點。而且混合物模型可以模擬相間具有滑移速度的多相流,適合用來模擬制冷劑在直冷板中的兩相流動和換熱。因此,本研究采用混合物模型來對制冷劑兩相流動換熱進(jìn)行求解。

2. 3 計算方法設(shè)置

模型設(shè)置速度入口,壓力出口,入口設(shè)置為飽和液相制冷劑,氣相制冷劑體積分?jǐn)?shù)為 0,采用 RNG k-ε模型,電池和冷板的外壁面邊界設(shè)為絕熱。采用壓力求解器,速度壓力耦合方程采用 SIMPLE 算法進(jìn)行求解計算。判定收斂條件為連續(xù)性方程、能量方程、氣相體積分?jǐn)?shù)方程等的殘差絕對值下降到 10- 4,能量方程的殘差絕對值下降到 10- 6。采用局部初始化對各個計算區(qū)域的流速、溫度和氣相體積分?jǐn)?shù)等賦以計算初始值以加快收斂速度。在保證每個時間步長內(nèi)殘 差 降 到 收 斂 條 件 的 前 提 下, 設(shè) 置 時 間 步 長 為0. 05 s。

3 模型驗證

3. 1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

采用固 定 工 況 進(jìn) 行 網(wǎng) 格 無 關(guān) 性 驗 證: 流 量 為1 L / min,2 C 放電倍率,電池初始溫度 45 ℃ ,制冷劑蒸發(fā)壓力為 374 630 Pa,對應(yīng)的蒸發(fā)溫度為 7 ℃ 。進(jìn)口為飽和液相制冷劑,氣相體積分?jǐn)?shù)為 0。以直冷板上壁面平均溫度和出口處的氣相率為網(wǎng)格無關(guān)性分析的依據(jù)。圖 2 為 500 s 內(nèi)不同網(wǎng)格數(shù)量下,直冷板上壁面平均溫度和出口處氣相率隨著放電時間的變化曲線。最終,為了兼顧計算精度和計算速度,選用112 萬網(wǎng)格數(shù)的數(shù)值模擬模型。

3. 2 模型準(zhǔn)確性驗證

本研究參照 Rossi 等[10] 基于實驗的研究結(jié)果,來開展多工況下的制冷劑兩相流動換熱的數(shù)值模擬驗證工作。表 2 記錄了 4 種計算工況,并采用最大平均偏差 AD、絕對值平均偏差 MD 和均方根偏差 RMSD來進(jìn)行誤差分析,具體計算公式如下。

不同的計算工況下,壁面平均傳熱系數(shù)和壓降的模擬值與文獻(xiàn)[10] 實驗數(shù)據(jù)的變化趨勢基本一致。壁面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的模擬值與實驗值的 AD、MD 和 RMSD分別為 2. 42% 、4. 59% 、5. 34% 。壓降的數(shù)值模擬值與實 驗 值 的 AD、 MD 和 RMSD 分 別 為 - 2. 03% ,5. 93% ,7. 28% ?？傮w誤差符合要求,可認(rèn)為本研究的數(shù)值計算模型和方法具有一定的可靠性和適用性。

4 模擬結(jié)果與討論

4. 1 單直冷板系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)對散熱性能影響分析

直冷板流道截面形狀會影響制冷劑的相變核化點和流動邊界層,并且對直冷板的傳熱性能和流阻均有影響。因此,為了提升直冷板的熱工性能,在保持水力直徑相同的前提下,在相同肋片高度、導(dǎo)熱硅膠厚度的條件下,對比了圓形、矩形和半圓形 3 種直冷板流道截面形狀在相同電池工作條件下的散熱性能。為了減小局部壓力損失,將流道的轉(zhuǎn)彎處進(jìn)行倒圓角處理。入口處流量均為 1 L / min,折算后不同流道截面形狀的工況參數(shù)如表 3 所示。

放電結(jié)束后,通過對比不同流道截面形狀下電池模組表面溫度分布云圖( 圖 4) 和不同流道截面下電池模組最高溫度、縱向溫差對比圖( 圖 5) 可以發(fā)現(xiàn),在保持相同水力直徑情況下,半圓形流道內(nèi)的流體與冷板上壁面的接觸面積最大,更有利于降低直冷板上壁面溫度,增大與電池側(cè)的換熱量。矩形、圓形、半圓形流道截面的電池模組最高溫度分別為24. 14 ℃ 、25. 68 ℃ 和 22. 80 ℃ , 縱 向 溫 差 分 別 為 14. 58 ℃ 、14. 76 ℃ 和 13. 3 ℃ 。從最高溫度分布區(qū)域來看,圓形流道截面的電池模組上部有近 1 / 3 的區(qū)域溫度高于 25 ℃ , 矩 形 流 道 截 面 的 電 池 模 組 上 部 有 約1 / 6的區(qū)域溫 度 在 23 ℃ 以 上,而 半 圓 形 流 道 截 面的電池模組 僅 在 頂 部 有 小 范 圍 溫 度 峰 值,且 峰 值較小。半圓 形 流 道 截 面 對 應(yīng) 最 高 溫 度 相 比 矩 形、圓形分別下降 5. 6 % 、11 . 2 % ,縱 向 溫 差 分 別 下 降8. 8 % 、9 . 9 % 。采用半圓形流道截面的電池模 組,相比較而言可以較為 明 顯 的 降 低 放 電 結(jié) 束 時 的 最高溫度 和 縱 向 溫 差。在 相 同 流 量 下,半 圓 形 流 道截面直冷板 顯 現(xiàn) 出 較 好 的 溫 控 性,圓 形 流 道 截 面相對較差。

綜上所述,半圓形流道截面在電池模組最高溫度、縱向溫差等方面明顯優(yōu)于矩形和半圓形。因此本文研 究 的 直 冷 板 結(jié) 構(gòu) 確 定 為 4 流 程、 半 圓 形 流 道截面。

4. 2 單直冷板系統(tǒng)散熱性能分析

在電池初溫 45 ℃ ,1 L / min,蒸發(fā)壓力 374 630Pa,對應(yīng)的蒸發(fā)溫度為 7 ℃ ,5 C 放電結(jié)束后,單直冷板系統(tǒng)電池模組表面溫度云圖如圖 6 所示。觀察發(fā)現(xiàn),電池的頂部出現(xiàn)溫度峰值,溫度等值線呈連串狀,靠近四周肋片的電池邊緣的溫度則相對較低,熱量在頂部中心處堆積。放電結(jié)束最高溫度為 40. 37 ℃ 。最不利電池中心截面溫度分布云圖如圖 7 所示。觀察發(fā)現(xiàn),溫度自下而上逐漸增大,溫度梯度很大。在電池頂部出現(xiàn)溫度峰值,等溫線呈現(xiàn)半橢圓狀。放電結(jié)束縱向溫差很大,達(dá)到了 11. 4 ℃ 。同樣的可以看出電池模組的橫向溫差也較大,沿橫向截取電池模組在上、中、下 3 區(qū)的橫向溫度,計算得出,上區(qū)的橫向溫差為 3. 94 ℃ ,中區(qū)的橫向溫差為 3. 03 ℃ ,下區(qū)的橫向溫差為 7 ℃ 。

綜上所述,流量 1 L / min、5 C 放電倍率條件下,放電結(jié)束,電 池 模 組 的 最 高 溫 度 為 40. 37 ℃ ,超 出15—35 ℃ 的最佳溫度范圍?？v向溫差高達(dá) 11. 4 ℃ ,遠(yuǎn)超出 5 ℃ 的安全值。說明大倍率充放電情況下,單直冷板系統(tǒng)并不能對電池模組進(jìn)行有效的溫控。

4. 3  雙直冷板系統(tǒng)散熱性能分析

對于電池在大倍率放電工況下,單直冷板的電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)已經(jīng)不能滿足電池的溫控需求的情況,選擇采用“雙置直冷板”的方式來減小高倍率放電情況下的熱量堆積和溫度均勻性問題。本研究中填充在上方直冷板與電池之間的導(dǎo)熱硅膠厚度為 3 mm,下方導(dǎo)熱硅膠厚度為 1. 5 mm。電池模組的幾何結(jié)構(gòu)示意圖如圖 8 所示。

采用與單直冷板系統(tǒng)相同的計算工況,5 C 放電結(jié)束后電池模組的表面溫度分布云圖如圖 9 所示。由圖 9 發(fā)現(xiàn),靠近直冷板入口段第一流程區(qū)域(圖中 A 區(qū)域)的表面溫度較低,靠近出口段第 4 流程區(qū)域(圖中B 區(qū)域)的電池表面溫度相對較高。其原因是制冷劑在第 4 流程內(nèi),氣相率已經(jīng)較高,依靠蒸發(fā)相變過程的換熱性能下降。電池模組的整體溫度分布形式為:靠近直冷板的電池上部和下部溫度較低,遠(yuǎn)離直冷板的電池中部溫度較高,并且電池模組的最高溫度為 27. 05 ℃ 。

如圖 10 為雙直冷板系統(tǒng)最不利電池中心截面溫度分布云圖。由于上下填充的導(dǎo)熱硅膠厚度不同,因此在縱向上,電池模組溫度分布并不是對稱的,并且在中心靠上區(qū)域出現(xiàn)溫度峰值,等溫線呈現(xiàn)橢圓形?？v向溫差為 4. 65 ℃ ,沿橫向截取電池模組在上、中、下 3 區(qū)的 橫 向 溫 度,計 算 得 出,上 區(qū) 的 橫 向 溫 差 為2. 83 ℃ ,中區(qū)的橫向溫差為 2. 78 ℃ ,下區(qū)的橫向溫差為 4. 05 ℃ 。

綜上,雙置直冷板熱管理系統(tǒng),可有效遏制高倍率放電情況下的電池模組熱量堆積問題。放電結(jié)束,電池模組最高溫度為 27. 05 ℃ ,最不利電池的縱向溫差為 4. 65 ℃ ,對比單直冷板系統(tǒng),系統(tǒng)最高溫度下降了 32. 99% ,最不利電池的縱向溫差降低了 61. 36% ,縱向和橫向的溫度均勻性均滿足設(shè)計要求,電池運行風(fēng)險顯著降低。

4. 4 入口流量對雙直冷板系統(tǒng)的影響

制冷劑的入口流量影響著冷卻系統(tǒng)的單位時間內(nèi)系統(tǒng)的換熱量,因此分析制冷劑流量變化對研究流動換熱和電池溫控具有重要意義。為了探究制冷劑流量對雙直冷板系統(tǒng)冷卻效果的影響,設(shè)置了 0. 3L / min、0. 5 L / min、0. 7 L / min、1. 0 L / min、1. 5 L / min和 2 L / min 共 6 組入口流量參數(shù),得出不同入口流量下電池模組的最高溫度隨放電時間變化曲線如圖 11所示。

從最高溫度隨時間變化曲線可以看出,放電初期,不同入口流量下的最高溫度相差不大。隨著放電進(jìn)行,流量變化對最高溫度的影響逐漸顯現(xiàn)。直到放電結(jié)束,隨著流量增大,最高溫度分別為 34. 80 ℃ 、30. 81 ℃ 、28. 74 ℃ 、27. 05 ℃ 、25. 70 ℃ 、24. 82 ℃ ,最高溫度的差異顯著。從溫降速度來看,流 量 為 0. 3L / min 時, 曲 線 較 為 平 緩, 對 應(yīng) 溫 降 速 度 為 0. 85℃ / min。隨著流量增大,溫降速度也逐漸增大,流量為 2. 0 L / min 對應(yīng)溫度速度為 1. 68 ℃ / min。直冷板雙置時,電池的最高溫度主要分布在模組中心區(qū)域,且電池大倍率放電產(chǎn)熱量巨大,較小的流量已經(jīng)很難將電池中心區(qū)域冷卻。

不同入口流量下電池模組的縱向溫差隨放電時間變化曲線以及放電結(jié)束的橫向溫差,如圖 12 和圖13 所示。觀察縱向溫差隨放電時間變化曲線圖,流量從 0. 3 L / min 增大到 2 L / min,縱向溫差的峰值從6. 43 ℃ 增大到 9. 89 ℃ ?？v向溫差約在 600 s 后達(dá)到平衡,直到放電結(jié)束時刻,縱向溫差分別為 4. 43 ℃ 、4. 58 ℃ 、4. 62 ℃ 、4. 65 ℃ 、4. 72 ℃ 和 4. 72 ℃ ,最大相差 0. 29 ℃ ?？梢?制冷劑流量的增加會明顯的增大放電初期的縱向溫差,但是對放電結(jié)束的縱向溫差影響很小。

觀察橫向溫差隨入口流量變化曲線。不同區(qū)域的橫向溫差均逐漸減小,且下區(qū)的橫向溫差最大,始終大于中區(qū)和上區(qū)。流量為 0. 3 L / min 時,下區(qū)的橫向溫差達(dá)到了 5. 59 ℃ ,不利于電池的安全性,隨著流量的增大,下區(qū)的溫度均勻性得到較大的改善。

綜上所述,5 C 大倍率放電、雙直冷板系統(tǒng)情況下,制冷劑入口流量為 0. 3 L / min 時,不僅最高溫度得不到有效控制,橫向溫差也會超出安全限值。因此,制冷劑流量不宜小于 0. 5 L / min。

5  結(jié) 論

本研究對比了 5 C 倍率放電情況下,單直冷板和上下雙置直冷板在電池初溫 45 ℃ ,1 L / min,蒸發(fā)壓力 374 630 Pa,蒸發(fā)溫度為 7 ℃ 的工況時的散熱性能,得到如下結(jié)論:

(1) 單直冷板系統(tǒng)在高倍率放電工況下冷卻性能較差,放電結(jié) 束 最 高 溫 度 達(dá) 40. 37 ℃ ,最 大 溫 差達(dá) 11. 4 ℃ ;直冷板上下 雙 置 可 以 有 效 的 遏 制 電 池的熱 量 堆 積, 最 高 溫 度 為 27. 05 ℃ , 最 大 溫 差 為4. 65 ℃ 。

(2) 雙直冷板、5 C 放電與單直冷板、3C 放電類似,制冷劑入口流量較小時,電池模組下區(qū)的橫向溫差超過了 5 ℃ 的安全值,不利于電池的安全性,已經(jīng)不能滿足電池的溫控性和溫度均勻性要求。

(3) 對于上下雙置直冷板模式的電池模組,直冷板制冷劑入口流量不應(yīng)小于 0. 5 L / min。但是考慮到冷板雙置,壓降將成倍增加,流量也不宜大于 1. 0L / min。