熱管和風冷結合的動力電池組熱管理系統(tǒng)

儲志亮，陶漢中，李艷南，姚瑤

（南京工業(yè)大學能源科學與工程學院，江蘇南京 211816）

鋰離子電池能量密度高、使用壽命長、無記憶效應，常在純電動汽車和混合動力電動汽車中使用[1]。電動汽車運行時，鋰離子電池根據(jù)需要充放電，功率大時可能導致電池組溫度升高。鋰電池組理想工作溫度范圍是20～50 °C，電池單體之間的最大溫差不超過5°C[2]。

電池組通過電池熱管理系統(tǒng)（battery thermal management sysytem，BTMS）實現(xiàn)電池組的熱管理，提升BTMS 的系統(tǒng)效率，能降低電池組最高溫度，提高電池組內部溫度均勻性。電動汽車動力電池組的散熱方式主要是風冷、液冷、相變材料冷卻以及熱管冷卻[3]。風冷散熱結構簡單，散熱效率較低；液冷散熱結構復雜，傳熱速度快；相變材料冷卻散熱，導熱速率低；使用熱管導熱散熱，傳熱效率高，熱流方向可逆，但會導致散熱裝置成本略有升高[4]。

PESARAN[5]研究了串行與并行通風對電池組散熱效果的影響，發(fā)現(xiàn)在相同條件下，并行通風會有更好的散熱效果。CHEN等[6]研究并行風冷通道的空氣直冷方式下電池排列間距對散熱效果的影響，發(fā)現(xiàn)電池排列間距與電池組最大溫差成反比，最佳間距條件下，同不優(yōu)化狀態(tài)比，電池組最高溫度降低3 K，溫差范圍收窄。

單一風冷方式有時難以滿足大型電池組快速散熱要求，為了實現(xiàn)快速散熱，研究者們研究各種復合散熱方式，其中就包含熱管結合風冷的散熱方式。

熱管具有傳熱效率高、質量輕等優(yōu)點，可根據(jù)空間要求制成不同形狀換熱器，已被廣泛應用于各個領域。HAMIDREZA等[7]研究大容量鋰電池組高倍率(8C)放電時采用熱管的散熱效果，發(fā)現(xiàn)在自然對流和強制對流條件下，電池最高溫度分別下降了13.7%和33.4%。CHEN等[8]研究了脈沖熱管在電池組的散熱裝置中應用時散熱過程，發(fā)現(xiàn)脈沖熱管中的二氧化鈦納米流體傳熱，成功地將電池組最高溫度保持在可接受的范圍內，溫度均勻性得到改善。

空氣冷卻多采用直冷方式，即空氣通過流道自然或強制流過電池組表面。濕度較高時直接冷卻可能會結露。結露后的水會腐蝕金屬部件，長時間腐蝕，可能降低電池包可靠性和使用壽命。

參照相關國家標準，整車廠對電池組熱管理系統(tǒng)可靠性和電池組密封性的要求越來越高，空氣冷卻方式已逐漸不適用于高標準的電池組的熱管理。本文提出熱管與風冷結合的復合散熱結構，充分發(fā)揮熱管高導熱和風冷結構簡單的優(yōu)點，提高電池組溫度均勻性，減少外界空氣濕度對電池組的影響。

1 模型描述

1.1 幾何模型

電池組由32 只單體電池、熱管換熱器、隔板、鋁質底板、矩形直翅片和Z 形風冷通道組成。單體電池4 列8 排，每排電池之間用隔板隔開，隔板厚度3 mm。直徑為8 mm 的熱管彎成L 形。熱管蒸發(fā)段長270 mm，嵌在底板中；冷凝段，長110 mm，垂直放置在翅片芯中（多個矩形翅片360 度排列，圍成一圈）。圖1 是熱管和風冷復合散熱的電池組結構示意，圖中編號為熱管及翅片編號。電池工作時產(chǎn)熱量及其他物性參數(shù)參見文獻[9]。

圖1 熱管和風冷復合散熱電池組結構示意

圖2 是電池組測溫點位置示意。Ts表示電池單體表面平均溫度，Td表示底板平均溫度，Tg表示隔板表面平均溫度，Thpe,n表示熱管蒸發(fā)段表面平均溫度，Thpc,n表示熱管表面冷凝段平均溫度，Tf,n表示翅片平均溫度，Ta表示環(huán)境溫度。

圖2 電池組測溫點位置示意

1.2 熱阻網(wǎng)絡模型

假設電池組與冷卻通道外壁面均為絕熱壁面，熱量從單體電池傳導給鋁質底板，嵌在底板上的熱管蒸發(fā)段獲取底板熱量，通過熱工質蒸發(fā)把熱量傳送到冷凝段，熱工質在冷凝段冷凝放熱，冷凝段處在翅片陣列中心，可把熱量通過傳導、輻射方式傳給翅片陣列，翅片周邊存在流道輸送的對流空氣，可帶走熱量。這樣，就把電池組中的熱量用熱管做橋梁，通過流道氣體把熱量傳送到電池組外環(huán)境，散向周圍。

為了便于建立熱阻模型，設定電池組中單體電池熱量分為兩條路徑傳導至底板上。一條路徑是熱量Qb通過電池和底板直接接觸傳遞；另一條路徑是熱量Qn從電池傳遞到隔板上，然后通過隔板傳遞到底板。

傳遞到底板的熱量從熱管的蒸發(fā)段傳遞至冷凝段，再傳給矩形翅片，最終通過強制對流傳遞至電池組外部。熱阻網(wǎng)絡模型見圖3。

圖3 電池組熱阻網(wǎng)絡模型

可以看出，Q等于Qb和Qn之和，見式（1）。

式中：Q為電池的總產(chǎn)熱量；Qb為電池組全部單體直接傳遞至底板的熱量；Qn為電池組全部單體通過隔板傳遞至底板的熱量；n為1#，2#，……，8#。

根據(jù)圖3，總熱阻Rt為各接觸面的接觸熱阻與傳熱熱阻之和，見式(2)。

式中：Rt為總熱阻；Rbp為電池與底板之間的熱阻；Rbs為電池與隔板熱阻；Rsp為隔板與底板之間的熱阻；Rph,n為底板與熱管蒸發(fā)段之間的熱阻；Rh,n為熱管等效熱阻；Rhf,n為熱管冷凝段與翅片熱阻；Rf,n為翅片的對流傳熱熱阻。

根據(jù)文獻[10]，各部分熱阻可以通過溫差來計算，見式(3)。

式中：R為各部分的熱阻；ΔT為溫差；q為傳遞的熱量。

熱阻計算結果用量級表示可清晰地比較出各部分熱阻大小，各部分熱阻計算公式及量級見表1。

表1 各部分熱阻計算及量級 K/W

1.3 電池生熱率的確定

BERNARDI等[11]開發(fā)了電池產(chǎn)熱的速率模型。電池產(chǎn)熱量Q的計算見式（4）。

1.4 數(shù)值模型

1.4.1 條件假設

對復合散熱方式的電池組進行仿真計算時，假設如下：

(1)假設冷卻通道內的空氣為不可壓縮流體；

(2)假設電池是具有恒定產(chǎn)熱速率和各向異性熱導率的固體塊；

(3)忽略電池內部輻射產(chǎn)生的熱量；

(4)電池的物理參數(shù)不隨溫度變化而變化；

(5)環(huán)境溫度不隨時間變化。

1.4.2 數(shù)值方法

為了研究電池組溫度場分布變化，數(shù)值計算采用穩(wěn)態(tài)計算。初始溫度設置為300 K，入口設置為風速入口，出口設置為壓力出口，并激活抑制回流項。

電池組表面設置為絕熱表面，沒有熱量傳遞到外部環(huán)境，各接觸面設置為耦合邊界條件。求解器中的壓力和風速耦合方法采用SIMPLE算法求解離散化方程，動量、湍流動能、湍流耗散率以及能量方程的的離散方法均采用二階迎風方程格式，連續(xù)方程和能量方程迭代殘差設置為10-6，在保證解的正確性的前提下提高收斂風速，湍流方程選擇k-ε模型[12]。

式中：ui為雷諾平均風速；ρa為空氣的密度；k和ε分別為湍動能和湍動能耗散率；μ和μt分別為分子動力粘度系數(shù)和湍流動力粘度系數(shù)。

k-ε湍流模型的參數(shù)是Cμ、σk、σT和σε。k-ε湍流模型中參數(shù)的典型值描述為[12]：

1.5 網(wǎng)格獨立性驗證

采用穩(wěn)定后的電池組的最高溫度(Tmax) 和電池組最大溫差(ΔTmax) 驗證，如圖4 所示。當網(wǎng)格數(shù)量從902 萬增加到1 208 萬時，Tmax和ΔTmax分別變化0.28% 和0.3%。因此，使用網(wǎng)格數(shù)量為902 萬的網(wǎng)格模型可以滿足計算精度。

圖4 網(wǎng)格獨立性驗證

1.6 CFD 模型驗證

為與CHEN等[13]的實驗結果進行對比，仿真時設置與實驗相同的初始條件。實驗參數(shù)以及結果分析可參閱文獻[13]。通過設定與實驗相同的3、3.5 和4 m/s 三種不同入口風速，比較電池組最高溫度和最低溫度的仿真值與實驗值的誤差，驗證仿真模型正確性。仿真和實驗數(shù)據(jù)見圖5。

圖5 仿真結果與CHEN等[13]的實驗結果對比

由圖5 可見，最大和最小溫度誤差分別小于2%和1%，這個數(shù)據(jù)與實驗結果吻合良好，CFD 模型得到驗證。

2 結果與討論

2.1 入口風速影響

本節(jié)中，入口溫度設置為300 K，入口風速設置為4～12 m/s，計算時，每次變化增加2 m/s。研究不同入口風速對穩(wěn)態(tài)Tmax和ΔTmax的影響。圖6(a)描述了穩(wěn)定后不同入口風速下電池組的Tmax和ΔTmax的變化。隨著入口風速增加，Tmax和ΔTmax逐漸下降。當風速達到12 m/s 時，Tmax下降了28.6%，ΔTmax下降了15.3%。入口風速增加到14 m/s 時，進出口壓差(Δp)隨風速的變化見圖6(b)。從圖中可以看出，當入口風速大于12 m/s 時，Δp從50.66 Pa上升到118.55 Pa，增加了133.99%。

圖6 入口風速對溫差和壓差的影響

圖7 是冷卻通道X-Z截面的風速分布，由于流速和壓力升高極快，靠近入口處的翅片實際上已短路，熱量被聚集在冷卻通道中。因此，優(yōu)化冷卻通道中的流場對于增強復合結構傳熱能力至關重要。計算后，入口風速為12 m/s 時，散熱效果最佳。但增加入口風速并不能完全使Tmax和ΔTmax滿足設計要求，需要對隔板材料和通道入口形狀進行改進。

圖7 冷卻通道X-Z 截面的風速分布

2.2 入口角度影響

除了冷卻通道入口風速外，入口角度也會影響電池組的熱量傳導效果，選擇有角度的入口可以增加進風口的截面積，從而增加進入系統(tǒng)的風量。初始入口角度設置為5 °，每次增加5 °，一直增加至30 °?？疾觳煌肟诮嵌葘ο到y(tǒng)散熱性能影響。入口角度變化幾何模型見圖8。

圖8 入口角度變化幾何模型

圖9 是入口角度對電池溫度影響。圖中可見，電池組Tmax隨著入口角度升高而降低。ΔTmax隨入口角度變化與Tmax不同，隨著入口角度增加，電池組Tmax降低，與入口角度為0°相比，當入口角度為25 °時，Tmax下降了5.23 K，但ΔTmax增加了0.45 K。這是因為增加入口角度，增加了進入通道的空氣量，散熱效果好，熱量被迅速帶走，Tmax下降。通道壓差與風量增加成正比。

圖9 入口角度對電池溫度的影響

通道出口附近翅片的傳熱系數(shù)增強，入口附近三個散熱翅片的傳熱系數(shù)變化不大，導致ΔTmax增大。當入口角度為30 °時，壓差比25 °時增加了74.3 Pa，且Tmax僅下降了0.02 K，ΔTmax升高0.05 K，所以選擇25 °作為優(yōu)選入口角度。并且發(fā)現(xiàn)改變入口角度并不能有效的降低ΔTmax，ΔTmax最小12.8 ℃，仍然不滿足溫差小于5 ℃的設計要求。

2.3 隔板材料影響

提高風速和改變入口角度可以有效降低電池組的Tmax，但對降低ΔTmax沒有明顯效果。這可能是電池之間隔板導熱系數(shù)小，熱量不能快速通過隔板傳遞到底板，還存在熱量累積造成高溫的部位。嘗試選擇不同導熱系數(shù)隔板來降低電池組ΔTmax，解決此問題。

熱仿真選擇了鋁板、銅板、平板熱管做隔板，研究他們對溫差的影響。平板熱管導熱系數(shù)為18 080 W/(m·K)[14]，仿真結果見表2。

表2 隔板材料對電池組溫差的影響

從表2 可以看出，隔板的材料對電池組的最高溫度和最大溫差影響顯著。與隔板材料為鋁相比，當隔板為銅板時，電池組最高溫度下降2.1%。最大溫差下降了11.6%。將隔板換成平板熱管后，電池組最高溫度比鋁質隔板下降了9.0%，最大溫差下降了55.7%，僅為5.81 K。這是因為平板熱管與鋁板比，導熱系數(shù)大，熱阻小。后續(xù)研究選用平板熱管作隔板。隔板為平板熱管的溫度場見圖10。

圖10 隔板為平板熱管的溫度場

2.4 擾流板影響

2.4.1 擾流板與熱管位置

當風速為12 m/s，入口角度為25°，隔板為平板熱管時，Tmax和ΔTmax分別為321.27 和5.81 K。ΔTmax仍未達到小于5 ℃的設計要求。由圖1(b)可知，1#～4#翅片與5#～8#翅片分列電池組兩側，對稱布置，傳熱條件相同，傳熱系數(shù)相近，所以翅片1#～4#的溫度變化趨勢與翅片5#～8#應一致。

圖10 中，翅片1#最高溫度達到314.66 K，隨著翅片位置與通道入口處之間距離增加，溫度逐漸降低，最遠的翅片4#溫度306.51 K，是同排中最低。傳遞至翅片1#～3#的熱量未能快速散出，導致電池組傳熱系數(shù)和溫度均勻性受到影響。

為了降低Tmax和ΔTmax的值，在通道內，增加了3 片擾流板，擾流板厚度為0.1 mm，以改變冷卻通道內的流場，添加擾流板后的電池組幾何模型見圖11。仿真時，改變擾流板位置、角度和高度，探究其對傳熱系數(shù)的影響。

圖11 添加擾流板的物理模型

擾流板高度Hs和傾角αs分別設置為12 mm 和50 °。擾流板放置在翅片中心左側位置，距翅片邊緣的距離Ls可調整，調整范圍在5～50 mm，調整時，每次增加10 mm。

圖12 給出了擾流板位置變動對電池組溫度影響結果。當Ls為5 mm 時，Tmax最小，為317.01 K，ΔTmax較小，為5.29 K。當Ls為35 mm 時，Tmax和ΔTmax均降低，擾流板位于熱管正下方，阻擋熱管下方冷卻通道內的氣流，通道內壓差增大。

圖12 擾流板位置變動對電池組溫度影響

后文討論均基于Ls為5 mm。電池組冷卻通道為兩組，分別放置在電池組側面。理想狀態(tài)下，認為這兩組通道內的初始條件和傳熱過程相同。這樣就簡化成擾流板在單個冷卻通道中位置變化對傳熱影響。

圖13 是擾流板位置變化對翅片傳熱影響的仿真結果。當Ls＜35 mm 時，擾流板離熱管較近時，翅片1#傳熱系數(shù)變小，翅片2#傳熱系數(shù)變大。當Ls＞35 mm 時，擾流板離熱管更近，包圍該熱管的翅片1#的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變大，翅片2#的傳熱系數(shù)變小，翅片3#和翅片4#之間傳熱系數(shù)變化不明顯。

圖13 擾流板位置對翅片表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響

擾流板靠近熱管時，流經(jīng)熱管下部的空氣量減少，流經(jīng)熱管上部空氣增多，假設流經(jīng)冷卻通道空氣總量是恒定的，分流給翅片3#和翅片4#的空氣量不足，傳熱系數(shù)會變小。

提高各翅片表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的均勻性對降低ΔTmax有重要作用。為了進一步降低ΔTmax，繼續(xù)研究擾流板對翅片表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響。

2.4.2 擾流板角度影響

變化擾流板角度對翅片表面?zhèn)鳠嵊杏绊?。Hs保持穩(wěn)定在12 mm，角度αs從30 °增加到80 °，變化時，每次增加10 °。圖14 是擾流板角度變化對電池組溫度影響的仿真結果。角度增大，散熱效果變好。當角度大于60 ° 時，Tmax繼續(xù)減小，ΔTmax增大。這不利于電池組溫度均勻性，Δp上升7.5%。通過比較，αs為60 ° 時電池組溫度最均勻，此條件下，Tmax和ΔTmax分別為316.84 和4.32 K。與角度30 °的仿真結果相比，Tmax降低了0.17 K，所以優(yōu)選擾流板角度為60°。

圖14 擾流板角度變化對電池組溫度影響

2.4.3 擾流板高度影響

擾流板高度變化對電池組溫度也有影響。高度Hs起點值設定為8 mm，最大值設定為18 mm，期間，每次調增2 mm。圖15 是擾流板高度變化對電池溫度影響的仿真結果。當Hs增加到12 mm 時，Tmax不再繼續(xù)下降，ΔTmax逐漸上升。隨著Hs增大，Δp變大，所以優(yōu)選Hs為12 mm。此時，Tmax為316.84 K，比Hs為8 mm 時低0.74 K。

圖15 擾流板高度變化對電池組溫度影響

圖16是Hs為12 mm 時，翅片位置變化時表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變化的情況。從圖中數(shù)據(jù)看，12 mm 也是傳熱效果較好的最適合的擾流板高度。

圖16 擾流板位置對翅片表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響

3 結論

本文設計的熱管和風冷結合的復合散熱結構的電池組，通過CFD 仿真計算，分析Z 形冷卻通道中的入口風速、入口角度、隔板材料以及添加的擾流板的位置、高度和傾角等變化對電池組散熱效果的影響，并優(yōu)化了各部件的相關參數(shù)。

仿真結果表明，當通道入口角度為25°，風速12 m/s 時，采用平板熱管做隔板，增加擾流板(Ls為5 mm，αs為60°，Hs為12 mm)，電池組散熱能力得到了顯著提高，與優(yōu)化前相比，電池組的最高溫度和最大溫差分別降低了26.8%和65.9%。