動力電池雙向熱管理系統(tǒng)性能分析與優(yōu)化

梁坤峰，米國強，徐紅玉，高春艷，董彬，李亞超，王莫然

（1河南科技大學車輛與交通工程學院，河南洛陽 471003；2河南科技大學土木工程學院，河南洛陽 471003）

引 言

電動汽車因其高效、節(jié)能、環(huán)保等優(yōu)點得以迅速發(fā)展[1-2]。為提高電動汽車的續(xù)航里程，高能量密度的電池被廣泛使用[3]。這些電池在高倍率的工作過程中產生大量熱量，促使電池溫度升高[4-5]。通常，電池的最佳工作溫區(qū)為20～45℃，高于或者低于這個溫區(qū)均會導致電池性能衰退，甚至影響電池安全[6-7]。因此有必要采用合理的熱管理方式來控制電池溫度。

目前，已經在電動汽車上使用的散熱方式有風冷[8-9]、液冷[10-11]、直冷[12-13]、熱管冷卻[14-15]、相變材料冷卻[16-17]等。風冷散熱出現最早，結構簡單，成本低，但無法滿足目前高容量的電動汽車的散熱需求。液冷散熱目前使用比較廣泛，能夠較好控制電池溫度，但系統(tǒng)復雜，有漏液風險，且循環(huán)水泵嚴重耗能。直冷散熱能夠迅速降低電池溫度，但電池間溫差較大，需要部件較多，系統(tǒng)昂貴。熱管冷卻和相變材料等散熱方式效果比較理想，但多處于理論研究。加熱方式目前普遍采用PTC電加熱，少部分采用熱泵空調，耗能嚴重[18-19]。兼顧電池低溫加熱和高溫散熱的熱管理系統(tǒng)僅在特斯拉Model 3系列車型上有使用，但要使用四通換向閥完成兩套系統(tǒng)的切換，控制系統(tǒng)復雜。

為滿足電動汽車電池組的熱管理需求，本文提出一種集電池組加熱和散熱于一體的熱管理系統(tǒng)，系統(tǒng)依靠工質相變后的熱虹吸效應作為循環(huán)的推動力，選用R141b作為循環(huán)工質，常壓沸點為32.1℃，符合電池最佳工作溫度范圍，且非可燃，化學穩(wěn)定性好，其對臭氧層的破壞為R11的1/10，為全鹵代氟氯碳化合物的一種理想替代物[20]。文獻[20]研究了工質定充注量時的熱管理性能，已有研究認為多蒸發(fā)器回路系統(tǒng)的熱虹吸效應受充注量的影響較大[21]，工質熱虹吸效應與系統(tǒng)換熱效率也有較大關聯[22]。為此，本文試驗探究了該雙向熱管理系統(tǒng)的性能與換熱管型、充注量的影響規(guī)律。

1 試驗部分

1.1 試驗設備

試驗所用的鋰電池參數見表1。試驗系統(tǒng)包括：①精度為±0.1℃的DC-3006高低溫恒溫槽（電池箱）；②采集溫度和電壓的Agilent 34970A數據采集系統(tǒng)，不確定度為0.1%；③KANOMAX6004熱線風速儀，量程為0.1～20.0 m/s，精度為±（5%+0.1 m/s）；④TPR-6420D直流穩(wěn)壓電源；⑤TDGC2接觸調壓器；⑥不確定度為0.2%的T型熱電偶，經過數據采集器采集之后，綜合不確定度為0.4℃；⑦量程0～4 MPa的壓力傳感器，不確定度0.2%，綜合不確定度為0.3%；⑧流量為6.5 L/min的循環(huán)水泵；⑨風機。

表1 電池參數Table 1 Battery parameters

1.2 電池產熱

鋰電池放電過程會產生大量的熱[23-25]，初始溫度25℃時，電池在不同放電倍率下的熱特性參數如表2所示，放電結束，仿真得到的電池溫度與實測值在3C倍率下的誤差達到最大，且小于10%[20]。

表2 電池熱特性參數Table 2 Thermal characteristic parameters of battery

1.3 熱管理系統(tǒng)搭建

圖1為熱管理系統(tǒng)試驗結構圖。其中，所設計的熱管理系統(tǒng)由加熱棒1，氣泡泵2，冷凝器7，單向閥8、9、10和換熱板13、15組成，管路采用銅管，閥門處通過螺紋連接，其余部分均采用焊接連接。

圖1 系統(tǒng)試驗結構圖Fig.1 Schematic diagramof experimental system

熱管理系統(tǒng)內充注的制冷劑吸熱氣化，由于密度差作用形成熱虹吸效應，導致制冷劑在系統(tǒng)內循環(huán)流動。具體工作流程為：加熱工況，閥9打開，閥8和閥10關閉，散熱工況則反之，兩種工況系統(tǒng)內工質流向如圖所示。加熱工況，氣泡泵2中的液態(tài)工質吸熱氣化，產生高溫氣液混合物，沿管路進入前換熱板13與后換熱板15換熱，電池箱18的溫度升高。散熱工況下，電池產熱溫度升高，前換熱板13中的液態(tài)工質吸熱，產生高溫氣液混合物經提升管提升，進入冷凝器7，冷凝后回流至氣泡泵2，完成循環(huán)。

1.4 理論計算

電池箱換熱量由水的熱容量等量衡算，由電池箱的溫度變化計算出系統(tǒng)的換熱功率[20]

式中，P為系統(tǒng)換熱功率，W；Q為總換熱量，即電池產熱量，J；τ為試驗時間，s；C為水的比熱容，J/(kg·℃)；m1為溶液質量，kg；Δt為溶液溫度差，℃。

為保證系統(tǒng)的換熱效果，工質至少要充滿換熱板的下排管路，此時系統(tǒng)內液態(tài)工質起到一個液封作用，系統(tǒng)內產生的氣液兩相混合物只能沿著加熱或散熱工況的固定路徑流動。最低充注量為：

式中，v1為氣泡泵內工質的體積，v2為下排管路中工質的體積，mm3；ρ為工質密度，1.227×10-3g/mm3。

2 試驗測試與結果分析

2.1 加熱工況

環(huán)境溫度為25～27℃。設定電池箱初始溫度分別為0℃和26℃，加熱棒功率為54 W。熱管理系統(tǒng)開始加熱即開啟循環(huán)水泵，3600 s結束試驗。系統(tǒng)內工質最小充注量96.4 g。試驗時，以充注量100 g為基礎，充注量每次增加20 g進行試驗。為探究該系統(tǒng)未達到最低充注量時的換熱效果，在充注量為60 g時進行一組對比試驗。系統(tǒng)充注量每增加20 g，換熱板內液態(tài)工質高度增加13 mm，如式（3）所示:

式中，r1為熱管理系統(tǒng)換熱板內豎管的半徑，mm；r2為熱管理系統(tǒng)氣泡泵的半徑，mm。

2.1.1 充注量對系統(tǒng)換熱功率的影響 圖2為電池箱在不同初始溫度下系統(tǒng)換熱功率隨工質充注量變化曲線。由圖可知，充注量小于100 g時，系統(tǒng)換熱功率隨充注量的增加而增大；充注量大于100 g時，隨充注量增加，系統(tǒng)換熱功率較為穩(wěn)定。原因是該系統(tǒng)的換熱須依靠工質相變產生的熱虹吸效應，未達到最低充注量時，液態(tài)制冷劑未能充滿最下排管，無法起到液封作用，氣液兩相混合物中無法固定流動方向，難以形成有利于熱量轉移的熱虹吸效應；反之，系統(tǒng)將具有穩(wěn)定的熱量轉移能力。

圖2 換熱功率隨工質充注量的變化Fig.2 The heat transfer power varies with the charge of working fluid

圖3為充注量60 g時前換熱板的溫度壓力變化，圖3(a)為四根豎管的溫度變化，圖3(b)為工質進口處的壓力變化。由圖3(a)可知，初始階段4根豎管的升溫趨勢基本一致，但由于充注量不足，快速升溫后，液態(tài)工質對4根管的補充量不一致，各管產生的熱虹吸效應也不穩(wěn)定，致使距離回液管越遠，升溫效果越差，豎管4的溫度始終較低，豎管3在2110 s之后溫度急劇下降。由于整個過程加熱棒功率一定，在固定空間內持續(xù)加熱，必然導致系統(tǒng)內的溫度壓力仍將不斷升高，圖3(b)中壓力變化也表明了該趨勢。

圖3 前換熱板的溫度、壓力變化Fig.3 Change of temperature and pressure of the front heat exchange plate

2.1.2 充注量對系統(tǒng)換熱板溫度一致性的影響 加熱工況下，電池箱初始溫度設定26℃，隨著系統(tǒng)內工質充注量增加，前換熱板四根豎管溫度變化曲線見圖4。四根豎管溫度變化趨勢均是先迅速升高后緩慢上升。在圖4(a)中，前三根豎管的溫度較為一致,三根管的最大溫差約為3℃，第四根豎管的溫度偏低；圖4(b)中，四根豎管的溫度較為一致，最大溫差小于3℃。原因是固定加熱棒功率下，工質吸熱產生的氣液兩相混合物的量是一定的。充注量每增加20 g，換熱板兩相區(qū)面積相比100 g充注量時縮減6.5%。在充注量為100～160 g時，吸熱產生的工質氣液兩相混合物在前三根管內及時冷凝，少量進入豎管4；當系統(tǒng)充注量達到180 g時，系統(tǒng)兩相區(qū)面積已減小26%，此時需更大的換熱面積才能使產生的氣液兩相混合物冷凝，故充注量為180～220 g時，四根管的溫度一致性較好。

圖4 不同充注量前換熱板四根豎管溫度變化曲線Fig.4 Temperature change curves of the four vertical pipes of the front heat exchange plate at different charge volumes

加熱工況下，由圖2已知充注量相同，電池箱在0℃時系統(tǒng)的換熱功率更高。當工質充注量為220 g時，不同電池箱初始溫度下電池箱溫度和工質進出口溫度隨時間的變化見圖5。電池箱初始溫度0℃和26℃時，對應的工質進出口溫度差分別為7℃和12℃左右。原因是電池箱初始溫度越低，前后換熱板間的換熱溫差就越大，熱量轉移越容易，電池箱能及時吸收前換熱板的熱量，系統(tǒng)工質的循環(huán)流動能及時得到補充，相應的工質進出口的溫差較小。而電池箱溫度較高時，系統(tǒng)需要更高的溫度才能實現電池箱的加熱，工質進出口溫度較高。隨著加熱時間增加，工質側溫度不斷升高，但是其溫升速度低于電池箱的溫升速度，前后換熱板溫差逐漸減小，加熱效果變差。

圖5 不同電池箱初始溫度系統(tǒng)溫度變化Fig.5 The temperature change of the system at different battery box initial temperatures

總之，必須有一個最低充注量，以保證該系統(tǒng)的換熱效果。之后隨著充注量增加，換熱功率變化很小，但換熱板的溫度一致性會受影響。考慮實際僅在低溫環(huán)境下加熱，換熱板的溫度一致性較差。

2.2 散熱工況

散熱工況下，設定電池箱溫度分別為40、50、60、70℃，試驗開始即開啟循環(huán)水泵，電池箱加熱至設定溫度后停止加熱，再經過1800 s結束試驗。

2.2.1 充注量對系統(tǒng)換熱功率的影響 圖6為兩種工況下，不同電池箱初始溫度時系統(tǒng)換熱功率隨工質充注量變化曲線。圖6(a)為強制換熱，圖6(b)為自然換熱。對比可知，相同電池箱初始溫度和充注量，系統(tǒng)在強制散熱工況下的散熱功率更高。即強制散熱強化了冷凝器的換熱，冷凝后的液態(tài)工質在重力作用下回流至系統(tǒng)最下部管路，在補充系統(tǒng)內液態(tài)工質的同時，會產生部分虹吸力，加快工質循環(huán)，致使強制換熱功率更高。

圖6 系統(tǒng)換熱功率隨工質充注量的變化Fig.6 The heat exchange power of the systemvaries with the refrigerant charge volume

強制散熱工況，電池箱初始溫度越高，系統(tǒng)換熱功率隨充注量的增加越大。這是因為系統(tǒng)在建立散熱循環(huán)的過程中，需要足量的氣液兩相混合物以克服管程阻力，電池箱初始溫度為40℃時，系統(tǒng)產生的氣液兩相混合物量不足，提升力較小，而在電池箱初始溫度為50、60和70℃時，電池側產熱較多，促使系統(tǒng)產生的氣液兩相混合物增多，增大了系統(tǒng)的提升力。同時隨著充注量增加，換熱管內的工質液面升高，提升的高度降低，阻力減小，所以電池箱初始溫度越高，系統(tǒng)換熱功率隨充注量的增加越大。

2.2.2 充注量對系統(tǒng)換熱板溫度一致性的影響 為保證電池使用安全，電池組單體間的最大溫差應在10℃以內[23-24]，大部分熱管理系統(tǒng)能將該溫差控制在5℃以內，較好的熱管理系統(tǒng)能將該溫差控制在3℃以內[26]，故需格外關注電池組的溫度一致性。

電池的溫度受換熱板的溫度影響較大，強制散熱工況，系統(tǒng)運行穩(wěn)定后，取前換熱板四根管中最高溫度和最低溫度的差值，不同電池箱初始溫度、不同充注量，四根豎管的最大溫差見表3。分析可知，同一充注量，隨著電池箱初始溫度升高，四根豎管的最大溫差逐漸增大。相同電池箱初始溫度，隨著充注量增加，四根豎管的最大溫差也逐漸增大，最大值超過5℃，一致性較差。

表3 強制散熱四根豎管的最大溫差Table 3 The maximum temperature difference of the four vertical pipes with forced cooling

3 熱管理系統(tǒng)優(yōu)化

研究表明，相同工質充注量，換熱管高度越高，系統(tǒng)建立循環(huán)所需的提升力越大[27]。而電池包內電池一般采用單層單列或者單層多列布置[28-29]，故在第二代系統(tǒng)基礎上，降低前換熱板高度，使其剛好與單塊電池高度相同。常見的氣泡泵的提升管均為圓管[30]，考慮到熱管理系統(tǒng)前換熱板與電池表面直接接觸，故前換熱板四根豎管采用圓管和矩形管兩種，圓管管徑為9.56 mm，矩形管為6 mm×12 mm×1 mm，分別對應圓管換熱板系統(tǒng)和矩形管換熱板系統(tǒng)，如圖7所示。下集成管路采用8 mm管徑，以降低最小充注量。圓管換熱板系統(tǒng)的最低充注量為72.5 g，矩形管換熱板系統(tǒng)的最低充注量為67.9 g。

圖7 電池換熱板示意圖Fig.7 Schematic diagram of battery heat exchange plate

強制散熱工況下，兩種換熱板系統(tǒng)的換熱功率隨工質充注量的變化如圖8所示。相比原來的熱管理系統(tǒng)，優(yōu)化后的系統(tǒng)在不同溫度、不同充注量下，對應的功率變化率如表4所示，正值表示相比原系統(tǒng)功率增加的百分比，負值表示相比原系統(tǒng)功率降低的百分比。

圖8 優(yōu)化后系統(tǒng)換熱功率變化曲線Fig.8 System heat transfer power change after optimization

表4 優(yōu)化后的系統(tǒng)換熱功率變化率Table 4 Optimized system heat exchange power change rate

分析圖8和表4可知，相同充注量下，圓管換熱板系統(tǒng)的換熱功率在電池溫度較低時有明顯增長，最高可達50.9%，在電池溫度較高時稍微降低；而矩形管換熱板系統(tǒng)的換熱功率僅個別溫度點有增長，大部分溫度下均降低，即前換熱板采用矩形管時，對換熱不利。

優(yōu)化后的圓管換熱板系統(tǒng)，不同工質充注量、不同溫度下，前換熱板四根豎管的最大溫差見表5。對比表3可以發(fā)現，優(yōu)化后的熱管理系統(tǒng)換熱板的溫度一致性明顯優(yōu)于原系統(tǒng)。

表5 優(yōu)化后強制散熱四根豎管的最大溫差Table 5 The maximum temperature difference of thefour vertical pipes with forced cooling after optimization

圖9為加熱工況，電池箱初始溫度為25℃，工質充注量為80～220 g時，圓管換熱板系統(tǒng)前換熱板四根豎管溫度隨加熱時間的變化曲線。其中，豎管1、2、3溫度基本相同，豎管4溫度略低，四根豎管的最大溫差小于1.5℃，溫度一致性有較大提升。

圖9 圓管換熱板系統(tǒng)前換熱板四根豎管溫度變化Fig.9 Temperature changesof the four vertical pipesin the front heat exchange plateof circle tube

針對圓管換熱板系統(tǒng)，在工質充注量220 g，電池初始溫度為25℃時，按照恒定倍率放電，熱管理系統(tǒng)散熱循環(huán)同時啟動，結果如表6所示。相比原系統(tǒng)，優(yōu)化后的熱管理系統(tǒng)能夠更好地降低電池溫度。

表6 放電結束電池溫度Table 6 Battery temperature at the end of discharge

4 結 論

（1）加熱工況下，熱管理系統(tǒng)未達到最低充注量時，系統(tǒng)換熱功率隨充注量的增加而增加。達到最低充注量后，隨著充注量的增加，功率變化很小?？紤]實際使用的低溫環(huán)境條件，僅增加充注量無法保證換熱板的溫度一致性，不利于實現電池箱的溫度均勻性。

（2）散熱工況下，強制換熱功率高于自然散熱，系統(tǒng)換熱功率隨電池箱初始溫度升高而逐漸增大，隨工質充注量的增加而增大；相同充注量，隨著電池箱初始溫度升高，換熱板四根豎管的溫差逐漸增大；電池箱溫度不變，在40℃和50℃時，前換熱板四根豎管的最大溫差隨充注量變化較小，四根豎管溫度一致性較好，但在60℃和70℃時，系統(tǒng)換熱板最大溫差隨工質充注量的增加不斷增大，溫度一致性逐漸變差。

（3）優(yōu)化后的熱管理系統(tǒng)，圓管換熱板系統(tǒng)能夠很好地降低電池溫度，在3C放電倍率下能將電池溫度降低至43.4℃，且系統(tǒng)換熱板溫度一致性均有較大提升，而矩形管換熱板系統(tǒng)的性能則嚴重下降。