基于液冷的鋰離子動力電池散熱結構優化設計

劉霏霏，袁康，李駿，洪顯華，龔陽

（華東交通大學機電與車輛工程學院，江西南昌 330013）

純電動汽車未來是人類的主流交通工具之一，動力電池是其唯一的動力源[1].而溫度是制約動力電池性能的最關鍵因素之一，其中最高溫度和溫度一致性左右著電池壽命和續航里程[2].因此，動力電池熱管理研究是當下的主要熱點之一.鋰離子動力電池理想的工作溫度范圍在25～40 ℃，且電芯單體之間溫差不宜超過5 ℃[3].在電池的充放電過程中，模組本身由于化學反應會產生大量的熱，如果熱量不及時散出而積累在電芯內，會導致模組內部產生較大的溫升及單體電芯的溫度一致性較差，并由此會引發一系列后果，輕則影響電池的循環次數，重則導致電池熱失控甚至引發火災[4].Liu 等人[5]的實驗研究發現，選取一個鋰離子電池，并且使用NCM523 作為該電池的正極材料，在53 ℃的環境下做100 次循環后發現，該電池的壽命比之正常的減少了52.8%.Guo 等人[6]使用磷酸鐵鋰電池做了相關的實驗并且對數據進行了對比發現，在30 ℃、50 ℃的環境下分別做50 次的循環，處于50 ℃條件下的電池壽命及容量衰減得更多.李龍飛[7]研究發現電池成組后以同倍率放電，2C 時最高溫度比單體放電時高22.68 ℃；電芯溫差也達到了9.82 ℃，遠高于單體放電時的4.98 ℃.Yuksel 等人[8]研究了磷酸鐵鋰電池的溫度環境對壽命及容量的影響發現，采用強制風冷進行冷卻散熱后，電池的壽命能提升6%左右.

根據介質的不同電池熱管理可區分為空氣冷卻、液體冷卻、相變材料冷卻等[9].但隨著電池功率性能的要求，單純的空氣冷卻已經滿足不了高倍率充放電電池系統的散熱要求，盡管相變冷卻性能良好，但其頗高的成本限制了其在生產中的應用[10].因此，對于高充放電率、高產熱率的電池組而言，液體冷卻具有明顯的優勢.邱煥堯[11]設計了一種W 形冷卻管道，布置在18 650 圓形電池的周圍，模組以2C 倍率放電，最高溫度控制在38 ℃，溫差控制在5 ℃之下；許時杰[12]設置了一種蛇形液冷管道，布置于方形電池模組的底部位置，模組以2C 倍率放電，溫度最高為39.2 ℃，溫差為4.26 ℃；

電池液冷散熱研究主要是通過改變電池的排布結構以及液冷管道的結構實現散熱優化等，然而對于電池成組后引發的熱交互對液冷散熱影響的研究尚較缺乏.針對電池成組后的熱不一致性及熱安全性問題，設計了一種新的電池散熱結構，即在電池單體之間夾隔泡沫棉，隔絕單體之間的熱交互，同時當電池在行駛路況時起到一定的減震保護作用，并且在模組底部加入導熱墊和液冷板，加快散熱速度.在單體電芯的內阻測試實驗及電芯放電溫升實驗的基礎上準確建立了電池的熱仿真模型，并進行模組遞進式散熱設計：方案一采用自然散熱、方案二采用在電池單體之間夾隔泡沫棉，方案三采用液冷系統散熱并且對液冷散熱結構進行了優化設計.應用STAR-CCM+軟件，對電池模組在不同放電倍率下的溫度場進行熱仿真分析，對比電池的散熱效率，得出電池模組的最優散熱方案.

1 數學模型的建立

1.1 鋰離子電池產熱機理

鋰離子電池產生的熱量包括反應熱、副反應熱、極化熱和焦耳熱[13].由于過充和過放、電解質分解及自放電產生的副反應熱幾乎為零，故只考慮反應熱Qr、焦耳熱Qj、和極化熱Qp.

在進行充放電時，鋰離子和電子發生嵌入和脫嵌，兩者遵循電荷守恒定律.運動過程中產生的總熱量Q 可由下式得出：

式中：T 為電池溫度，K；E 為電池電動勢，V；I 是充放電電流，A；Rj+Rp為電池總內阻，mΩ.

1.2 電芯熱物性參數獲取

1.2.1 電芯導熱系數

鋰離子動力電池的內部組成材料多種多樣，每種材料的導熱系數都不盡相同，并且其內部材料的排布排列形式也有所差異.因此鋰離子電池的導熱系數在各個方向是不同的，即具有各向異性.本文采用串并聯熱阻的方式計算電池的導熱系數，假設電池的厚度方向為Z 方向，寬度方向為X 方向，高度方向為Y 方向[14].

電池在Z 方向上的導熱值由下式可得：

式中：Kz為電池在Z 方向的導熱系數（W·m-1·K-1）；Lz為電池在Z 方向上的數值大小（m）；Lz1，Lz2，Lz3，Lz4，Lz5，分別為電池正極、電池正極集流板、隔膜、電池負極、電池負極集流板在Z 方向上的數值大小（m）.

電池在X、Y 方向上的導熱系數可由下式計算得出：

式中：Kx，Ky分別為電池在X 方向以及Y 方向上的導熱系數（W·m-1·K-1）.

1.2.2 電芯密度

電芯密度采用平均密度概念，可由下式計算得出：

式中：Mc，Mp，Mn，Ms分別表示電池、電池正極、電池負極、電池外包裝的質量（kg）；Vc，Vp，Vn，Vs分別代表電池、電池正極、電池負極、電池外殼體積（m3）.

1.2.3 電芯比熱容計算

采用加權法計算鋰離子電池的比熱容，計算公式如下：

式中：ρ、ρi分別為電池的平均密度、各種材料的密度（kg·m-3）；c、ci表示電池的平均熱容及材料的平均熱容（J·kg-1·K-1）；Vi為各種材料的體積（m3）.

根據理論計算獲得的鋰離子電池熱物性參數：密度ρ 為2 588 kg·m-3，比熱容c 為940 J·kg-1·K-1，熱導率λx=λy=22.302 W·m-1·K-1，λz=1.439 6 W·m-1·K-1.

1.3 鋰電池單體生熱速率模型及熱邊界條件建立

1.3.1 電池生熱速率模型

根據Bernardi 提出的電池生熱速率模型，假設電池內部熱源均勻且穩定.

1.3.2 熱邊界條件

1）電池表面與空氣之間的對流邊界

根據牛頓冷卻定律，鋰離子電池表面與空氣之間由于溫差而進行對流換熱，邊界條件用下式來描述：

式中：φ 為熱流密度（J·m-2·s-1）；h 為對流換熱系數（W·m-2·K-1）；Ta為環境溫度（K）.

2）電池與液冷板之間的換熱邊界

液冷板內部采用水作為散熱介質時，電池與液冷板殼體之間存在導熱，而液冷板與冷卻水之間存在對流換熱.其中水的能量守恒方程如下[15]：

式中：ρ、c、ν、T、k 分別代表液態水的密度（kg·m-3）、比熱容（J·kg-1·K-1）、速度矢量（m·s-1）、溫度（K）、和導熱系數（W·m-1·K-1）.

液態水的運動由質量守恒方程及動量守恒方程控制：

式（9）-（10）中：P 代表壓強（Pa）；μ 為動力粘度（Pa·s）.

1.4 流場與溫度場協同原理介紹

在對流換熱的過程中，其換熱能力的體現受熱流場特性的影響，文獻[16]從流場與溫度場配合的角度提出對流換熱強化的場協同理論.換熱性能不僅由流體速度決定，還取決于流體速度與流體熱場之間的協同數.協同度可以由下式表示.

式中：T 代表溫度，K；U 代表速度，m·s-1；β 代表的是溫度T 與速度U 之間的夾角.

當U、T 以及cos β 互相協同配合時，才能使得Fc增大，提高換熱性能.

2 電池內阻的測定及溫升實驗

本文選用的電芯為某三元鋰電池.如圖1 所示.其參數為：電池厚度12 mm，寬度85 mm，長度為310 mm（不包括極耳），極耳長度25 mm，寬度50 mm，厚度6 mm，標準電壓3.7 V，標準容量43 Ah.

2.1 電池內阻測試

測試原理：給某一荷電狀態的電池加載一個脈沖功率，電池的電壓會立刻產生一個階躍的變化，根據歐姆定律通過加載的電流與階躍電壓的變化量可以計算出某一荷電狀態下電池的直流內阻.一個HPPC 測試中小的循環基本是由60 s 構成的，10 s 脈沖放電，40 s 靜止，10 s 脈沖充電[17].

實驗器材：電芯，如圖1 所示；FT8309 型HEF動力電池測試系統（杭州產，0-250 A，電流精度達到0.1%RD±0.1%FS）；W 型泰斯特高低溫試驗箱（溫州產，可測溫度為-40～150 ℃，溫度誤差范圍±0.2 ℃）；普瑞電子有限公司生產的TP720 型數據采集器.

圖1 實驗所用電芯Fig.1 Cells used in the experiment

實驗步驟：

1）將電池恒流恒壓充電至100%，并冷卻至與室溫一致.

2）將電池放于溫度為25 ℃的恒溫箱內做一次HPPC 實驗，對電池進行1C 電流放電10 s，靜止40 s，然后以0.75C 充電10 s，并記錄脈沖的電流與電壓變化量.

3）通過恒流放電12 min 的方法將電池SOC 分別調至0.8、0.6、0.4、0.2、0，然后再在各SOC 下進行HPPC 實驗，測試并記錄好數據.整理得出在25 ℃自然條件下，內阻R 隨SOC 變化，如圖2 所示.

圖2 內阻隨SOC 變化圖Fig.2 Internal resistance varying with SOC

2.2 單體電芯溫升實驗

使用上述所用的實驗設備以及單體電芯在25℃的環境溫度下，進行電池的放電實驗，分別對電池進行1C、2C 倍率進行放電，當達到放電截止電壓時，放電結束，記錄并保存電芯在此條件下的溫升數據.圖3 為鋰離子單體電池在25℃的環境溫度下1C、2C倍率放電完結時測點1（電芯靠近正極處末端）、2（大面中間）、3（電芯靠近負極處末端）數據整理所得實驗溫升圖.

圖3 不同放電倍率下電池的實驗溫升圖Fig.3 Experimental temperature rise at different discharge rates

3 電池建模仿真及驗證

圖4 為鋰離子單體電池在25 ℃的環境溫度下2C 倍率放電結束時的仿真溫升圖.圖5 為在1C 和2C 放電倍率條件下，電池溫度的實驗數據與仿真數據的對比圖.

圖4 電池單體2C 倍率放電時的溫度云圖Fig.4 Temperature distribution of battery cell at 2C discharge rate

根據圖5，電池在以1C 放電時，放電時間1 000 s之前的溫升速率很快，在溫度接近30 ℃后開始趨于平緩，待熱量慢慢的堆積，在放電接近末尾的時候，溫升速率呈現增加的趨勢，直至放電結束溫度上升到了34.9 ℃；2C 放電時，因為電流增加了一倍，根據圖5 溫升圖趨勢就可以看出溫升速率非常快，到放電結束時，最高溫度達到了47.4 ℃.基于圖3 和圖5，仿真數據和實驗數據擬合度較好，誤差在5%以內，因此本文建立的電池仿真模型準確，可用于后續仿真分析.

圖5 實驗與仿真對比Fig.5 Comparison of experiment and simulation

4 電池模組的建立及仿真分析

4.1 方案一自然散熱模組設計及熱仿真分析

方案一采用10 個電池單體并聯組成1 個模組，編號從1 至10.如圖6 所示.圖7 為方案一模組在自然對流條件下2C 倍率放電結束時的溫度云圖.圖8 為方案一模組中電池單體在2C 放電結束時的最高溫度、最低溫度和溫差數據圖.

圖6 方案一電池模組三維模型圖Fig.6 Three-dimensional model of Scheme 1

由圖7 和圖8 可知，當模組2C 放電時，整個模組內部的溫度明顯高于外壁面與極耳部分.這是由于在對流的條件下，外壁面和極耳部分能充分的對流散熱，而模組內部由于空氣流通的限制，產生的熱量很難通過對流換熱傳出，并且電池單體之間產生熱交互的作用，隨著熱量積累導致溫度升高.2C 放電時最高溫度達到了56.48 ℃，已經超過了電池最合適的溫度范圍；且模組以2C 倍率放電時，單體電池的溫差較大，達到了7 ℃以上，此時的單體電池溫度一致性較差.若電池長期處于此溫度環境中，則會損傷電池的使用壽命，并且還會帶來一定的安全隱患.故鋰離子電池單體不能直接大量成組使用，必須設計合理的散熱方案.

圖7 方案一模組2C 放電時的溫度云圖Fig.7 Temperature distribution of battery module of Scheme 1 at 2C discharge rate

圖8 方案一模組2C 放電時的溫度數據圖Fig.8 Temperature data of battery module of Scheme 1 at 2C discharge rate

4.2 方案二單體電池夾隔泡沫棉的模組設計及熱仿真分析

基于方案一可知電池成組時高溫區域主要集中在內部，一部分原因是由于電池放電時產熱過多沒能及時的散出，另一部分原因在于電池與電池單體之間緊密接觸，它們之間發生的熱交互作用，因此溫度聚集在內部區域.為此進行模組散熱設計的改進.如圖9 所示，方案二所使用的是在電芯單體之間夾隔泡沫棉，由于泡沫棉的導熱系數很低，這樣可以阻止電芯單體之間的熱傳遞，防止熱量堆積在一起.

圖9 方案二電池模組三維模型圖Fig.9 Three-dimensional model of Scheme 2

泡沫棉熱物性相關參數：比熱容C 為2380 J·kg-1·K-1；密度ρ 為320 kg·m-3；導熱率λ 為0.023 W·k-1·m-1；

圖10 為方案二模組在2C 放電結束時的溫度云圖.圖11 為方案二模組中電池單體在2C 放電結束時的最高溫度、最低溫度和溫差數據圖.

圖10 方案二模組在2C 放電時的溫度云圖Fig.10 Temperature distribution of battery module of Scheme 2 at 2C discharge rate

由圖10 和圖11 可知，電池單體之間夾隔泡沫棉之后，由于泡沫棉的低導熱性，使得電池的熱量沿平行于泡沫棉方向傳導，從而達到熱均衡性，模組最大溫差為5.32 ℃.由于單體成組放電，電池產熱量大，單純的自然冷卻以及采取熱源之間相互隔離的方法顯然還是不能將溫度控制在合適范圍內，仍然處于50 ℃以上的高溫條件.

圖11 方案二模組2C 放電時的溫度數據圖Fig.11 Temperature data of battery module of Scheme 2 at 2C discharge rate

4.3 方案三采用液冷系統的模組設計及熱仿真分析

針對方案二中模組在放電情況下溫度仍然較高的問題，本方案采用液冷系統給電池模組進行強制散熱，液冷板流道結構及電池模組如圖12 所示，電池模組下面墊有導熱墊，在導熱墊下面裝有液冷板，液冷板采用鋁制，流量進口采用質量流量，設置為2 L/min.

圖12 電池模組及液冷板三維模型圖Fig.12 Three dimensional model of battery module and liquid cooling plate

上述元件的材料熱物性如下：鋁板：密度ρ 為2710 kg·m-3；導熱系數 為159W·m-1·K-1；比熱容C 為900 J·kg-1·K-1；導熱墊：密度ρ 為2500 kg·m-3；導熱系數 為1.5 W·m-1·K-1；比熱容C 為903 J·kg-1·K-1；

圖13 為方案三模組在2C 放電結束時的溫度云圖、流道壓力分布圖以及速度矢量圖.根據圖13（a）可知，采用了液冷系統進行強制散熱后，模組高溫問題得到明顯的改善.2C 倍率放電時最高溫度為38.39 ℃，整個模組的高低溫區域較為明顯.單體電池的溫差較大，這是因為流道內冷卻液的分配不均勻所導致的.從壓力分布圖13（b）也可以看出，右邊的壓力整體都是高于左邊的，壓降為192 Pa.速度矢量圖13（c）中的速度分布也是右邊更加的均勻，左邊的流量分配得很少，導致散熱協同效果差.從而造成了模組的溫度場差異化較明顯，右邊溫度低左邊溫度高的現象.需要優化液冷板的流道結構來改變模組溫度分布不均勻，單體電池溫差較大這一現象.

圖13 模組2C 放電溫度、壓力、速度分布云圖Fig.13 Contours of temperature，pressure and velocity distribution at 2C discharge of module

針對模組溫度場高低溫區域化明顯、單體電池溫差較大現象，對液冷板進行了優化設計，液冷板結構示意如圖14 所示.流道的數量減少，流量可以分配更加均勻.圖15 是方案三液冷板優化后模組在2C 放電結束時溫度、壓力以及速度云圖.

圖14 方案三液冷板優化結構Fig.14 Optimal structure of liquid cooling plate of Scheme 3

圖15 方案三液冷板優化后模組在2C 放電時的溫度、壓力、速度云圖Fig.15 Contours of temperature，pressure and velocity of the module with optimized liquid cooling plate of Scheme 3 at 2C discharge

對比圖13 和圖15 可知：在對液冷板進行優化之后，可以看到模組兩側的溫度一致性得到了改善，且最高溫度下降了2.6 ℃.但是管內的壓降增加了823 Pa 達到1 000 Pa 以上，這對水泵以及管道的要求都比較高.從速度矢量圖中可以看到，流速以及流量的分配也得到了較大改善，但是還是有不足之處.

為此，本文對液冷管道結構再做優化設計，結構示意圖為圖16，流道結構采取2 并3 串的串-并聯相結合的形式，能使流量在管道內分配得更加均勻，散熱協同效果更優，相反管道內的各處壓力還能下降.仿真結束后云圖如圖17 所示.

圖16 串-并聯結合的液冷板結構Fig.16 Cooling plate structure with series and parallel connection

圖17 串-并聯液冷板結構下模組在2C 放電時的溫度、壓力、速度云圖Fig.17 Contours of temperature，pressure and velocity of the module with the structure of series and parallel liquid cooling plate at 2C discharge

圖17 為方案三液冷板再優化后模組中各單體在2C 放電結束時的溫度云圖、壓力云圖以及速度矢量云圖.圖18 為單體電池最高溫、最低溫以及溫差圖.結合圖17 和18 可知，模組的最高溫度以及溫度一致性都很好，流道內的流量分配度較高，冷卻液最高流速達到了0.88 m/s，換熱效率更快，整體的壓降也僅為185 Pa.模組以2.0 C 倍率放電結束時，模組最高溫度35.08 ℃，并且最大溫差為4.85 ℃.采用液冷板流道結構為串、并相結合的液冷系統作為熱管理方案，可使鋰離子電池工作時溫度處于合理的范圍，且溫度一致性較好.

圖18 串-并聯液冷板結構下模組中各單體在2C 放電時的溫差圖Fig.18 Temperature difference diagram of each cell in the module with the structure of series and parallel liquid cooling plate at 2C discharge

5 結論

通過對單體電池實驗與仿真相結合的方式驗證了模型建立的準確性.并在此基礎上，設計了電池單體單獨成組（方案一）、電池單體之間夾隔泡沫棉（方案二）、電池模組底部布置液冷板（方案三）3 種遞進式散熱方案，并對液冷板進行了兩次優化設計.使用串-并聯相結合的液冷板流道結構作為方案三的冷卻系統時，模組散熱效果最好，在2C 放電結束時，單體模組的最高溫度為35.08 ℃，最大溫差為4.85 ℃.相比于方案一，其散熱效率提升了37.9%；相比于方案二，其散熱效率提升了29.8%.由此可見，采用優化后的方案三，在電池單體間增加泡沫棉可減少電池間的熱交互，提高電池的熱均衡性，同時對電池在行駛路況時起到減震保護作用，提高電池的安全性能；再者，在電池模組底部增設導熱墊和液冷板，可加快電池的散熱速率，同時配合液冷板流道結構為串-并聯相結合的設計，從而實現有效的熱管理.研究結果可為動力電池熱管理及其散熱結構優化設計提供一定的參考.