電動汽車鋰電池液冷系統設計與優化

張振文,謝苗,劉志恩,裴書卿,范蓉蓉

(1.湖北雷迪特冷卻系統有限公司,湖北 武漢 430119;2.武漢理工大學,湖北 武漢 430070)

目前,以鋰電池作為動力的新能源汽車成為汽車行業發展的主流方向之一。鋰電池具有高比能量、低自放電率等優點,該電池的循環壽命和安全性在很大程度上取決于電池實際工作溫度。在急加速工況下,鋰電池大電流放電,產熱功率較大,產熱較多,此時電池容易過熱導致車輛自燃[1],因此設計合理的鋰電池冷卻系統至關重要。

目前,大功率產熱電池主流的冷卻方法是液冷式散熱,可分為直接接觸式和間接接觸式兩種。其中前者需要將電池浸泡在冷卻液中,該方法不利于后續的電池更換和維護,因此目前使用和研究較多的是間接接觸式,如采用液冷板結構。為了獲得較均勻的散熱效果,液冷板復雜的流道設計是難點。張林等[2]發現液冷板中分岔通道比平行直線通道和蛇形通道具有更好的散熱性能,基于計算流體動力學(CFD)分析和快速非支配排序遺算法提出了一種新型的液冷板結構,可提高電池液冷系統的散熱效果。Shaosen Su等[3]研究了U形液冷板厚度、壁厚、冷卻液進口溫度和流速對電池溫度分布和壓力分布的影響。Xiaobao Mo等[4]采用拓撲優化方法設計了一種新型的液冷板結構,與傳統的直線流道液冷板相比,優化后的液冷板的壓力損失和最高溫度均得到有效降低。

液冷板內部流道結構不僅影響著散熱性能,也影響著冷卻液的壓力損失,而液冷板溫度分布均勻性與低流阻總是難以兼顧,溫均性最好的方案可能壓力損失較大,壓降不是最佳。基于上述問題,本研究對一款沖壓式雙流道液冷板進行設計與分析,建立液冷板流體域CFD模型,分析液冷板各部分壓降占比并提出減少液冷板壓力損失的方法。同時以質量流量均勻性為目標,利用多場耦合集成優化軟件,對液冷板內部流道寬度進行自動優化,最后建立鋰電池液冷板的流固耦合傳熱模型,校核電池頂面最高溫度及最大溫差。

1 液冷板CFD模型的建立

1.1 幾何模型的建立

以某電動汽車液冷系統的一個子系統作為研究對象,其結構如圖1所示。電池模組置于液冷板之上,電池模組長×寬×高尺寸為620 mm×330 mm×140 mm。導熱硅膠墊位于液冷板和電池模組之間,它可以填充間隙,排除空氣,具有良好的導熱性、絕緣耐壓特性和溫度穩定性,使用安全可靠[5]。液冷板上板厚約1 mm,下板采用帶有流道的沖壓式結構,內部由兩個子流道并聯而成,確保電池模組的X方向散熱均勻,主流道寬度為22 mm,厚度為3.5 mm。進出口管路采用焊接方式與液冷板連接,由于加工工藝限制,進出口管路伸入液冷板內部約1.5 mm,簡稱為伸入距離S(見圖2)。

圖1 幾何模型

圖2 伸入距離示意

1.2 液冷板CFD模型的建立

使用三維CFD軟件STAR-CCM+進行流體域模型的抽取、網格劃分及流體分析。采取50%乙二醇溶液作為冷卻液,冷卻液初始溫度25 ℃,入口邊界條件為質量流量入口,大小為0.178 kg/s。通過理論公式算得入口處雷諾數為4 873,大于臨界值2 300,因此選擇流體流動類型為湍流。常用的湍流模型分為K-Omega湍流模型和K-epsilon湍流模型,K-Omega模型適用于低雷諾數的工況,其在近壁區采用了Navier-Stokes方程進行求解,對網格精度要求較高,網格數量較多;而K-epsilon模型在近壁區采用壁面函數法進行求解,在黏性子層和過渡層中無需任何網格,因此其內存需求低,收斂性好。傳統的K-epsilon模型在時均應變率特別大的情形會產生負的正應力,本研究使用Realizable K-epsilon模型,能保證結果的可實現性[6-7]。出口邊界條件為壓力出口,表壓大小為0 Pa。進出口的湍流強度設為0.03,湍流長度比例設為0.000 5 m。

1.3 網格無關性

CFD求解過程中需建立離散方程,離散誤差會隨著模型網格劃分的尺寸而改變,網格密時,離散誤差變小,反之誤差增大。網格過大會導致計算失真,甚至結果發散;網格過小則會增加計算時間,浪費計算資源。因此有必要進行網格無關性驗算,將計算模型的網格總數控制在一個合理的范圍,以提高模型的計算效率、求解精度和分析結果的可靠性。本研究針對流體域模型,設置不同單元尺寸,分析了57萬,68萬,92萬,122萬和238萬5種不同數量的網格對模型計算精度的影響。迭代收斂后流體域進出口壓降如圖3 所示,網格數超過122萬時,壓降變化已不明顯,因此可選擇數量為 122萬的網格進行后續仿真計算,此時網格目標尺寸為0.8 mm,最小尺寸0.5 mm。網格如圖4所示。

圖3 網格無關性檢驗

圖4 流體域網格

1.4 模型驗證

圖5為試驗臺架示意圖。水箱供給冷卻液,當冷卻液不需加熱時,由旁路手閥控制冷卻液流入液冷板中,壓降由連接液冷板進出口管路的壓差傳感器測量。圖6示出壓降數值模擬結果與試驗結果的對比。數值模擬所得的壓降隨質量流量變化趨勢與試驗值一致,數值總體上略微偏大,最大誤差為5.3%,在可接受范圍內,表明所建模型可用于后續模擬分析。

圖5 試驗臺架示意

圖6 壓降試驗對標結果

2 基于CFD的液冷板結構優化

液冷板的壓降增大時,系統能耗增多,不利于節能。為探究液冷板整體壓力損失情況,將液冷板分為進口伸入結構、內部流道、出口伸入結構三個部分進行分析(見圖7)。圖8示出原液冷板流體域CFD分析壓力云圖,圖9示出各部分壓降及壓降占比情況。進出口管路部分長度較短且為直管結構,流阻較小,液冷板中進出口伸入結構處壓降約占32%,內部流道部分壓降約占68%。

圖10示出伸入結構處的速度矢量圖。流體流經伸入結構處壓力損失較大,原因是截面急劇變小,流體速度增大后撞擊至管路壁面,同時,還有一小部分流體在右側狹縫區域形成漩渦,增大此處流阻。減小伸入距離S可以減緩此處截面變化程度,減少漩渦產生,從而使得伸入結構處壓力損失減小。

圖7 壓力監測點

圖8 原液冷板流體域壓力云圖

圖9 原液冷板壓降占比

圖10 伸入結構速度矢量圖

原液冷板伸入距離S為1.5 mm,將S減小至0.5 mm時,進出口伸入結構處壓降共減小約7.2 kPa,壓降占比由32%降低至19%。當S由0.5 mm減小至0 mm時,進出口伸入結構處壓降共減小約1.5 kPa,壓降占比由19%降低至15.7%。圖11示出減小S的液冷板各部分壓降及壓降占比情況。焊接工藝的改善能減小伸入距離,同時也會提高生產成本。當伸入距離為0 mm時,提高成本的同時對壓降的進一步減小較為有限。另外,管接頭焊接工藝存在限制,無法完全消除伸入結構。因此,將液冷板伸入距離S優化為0.5 mm。

圖11 優化液冷板壓降占比

對于內部流道結構,減小主流道流體流入分流道的角度,可減小壓降。如圖12所示,在原液冷板圓角過渡區增加一圓弧段,可以減小流體分流時的局部壓力損失,此時液冷板內部流道壓降減小1.8 kPa。綜上,優化后的液冷板總壓降減小9 kPa。優化液冷板壓力云圖見圖13。

圖12 內部流道優化示意

圖13 優化圓角液冷板流體域壓力云圖

3 液冷板溫均性優化

3.1 液冷板子流道寬度優化

液冷板流道內質量流量分布均勻性能反映出電池頂面溫度均勻性。通過改變液冷板內小流道寬度,可改善各流道質量流量分布均勻性。若手動仿真,計算工作量大,優化周期長,難以滿足液冷板開發節點要求。因此提出一種基于近似模型的多島遺傳算法優化策略來代替人工手動調參計算,實現液冷板的結構優化。通過某優化集成軟件調用建模軟件CATIA和計算流體仿真軟件STAR-CCM+的宏文件,實現軟件的自動運行及數據之間的傳遞,以代替繁瑣的人工計算。CATIA的集成實現了各流道尺寸的更新,并生成新的三維模型;STAR-CCM+的集成實現了對更新模型的仿真計算,并輸出新模型各流道的質量流量文件。通過批處理文件調用宏文件實現模型的更新和自動仿真計算。優化流程如圖14所示。

圖14 基于近似模型的優化流程

液冷板優化過程具體包括試驗設計、構建近似模型和全局優化。各流道編號見圖7,由于Ai與Bi(i=1,2,3,4)對稱,設置變量數為6,即A、B、A1、A2、A3、A4。通過試驗設計方法優選出60組設計變量,自動化循環對60組不同尺寸的液冷板模型進行CFD仿真計算,獲得不同尺寸模型所對應的流量值,利用60組設計變量與液冷板各流道流量仿真值構建兩者之間的近似模型。近似模型是一種通過樣本數據集在尺寸與流量之間建立數學模型,不斷逼近輸入變量和輸出變量的方法[8]。然后采用全局優化算法在設計空間內進行全局搜索尋得最優解。設小流道變量范圍為13～18 mm,調節變量為0.2 mm,優化后的質量流量及尺寸參數如表1所示。優化后的液冷板質量流量分布更為均勻,與目標值的偏差總體在5%以內。

表1 內流道質量流量

3.2 液冷板流固耦合傳熱模型的建立

利用STAR-CCM+軟件壓印功能形成強耦合交界面,以實現不同區域間數據的傳遞。由于電池結構規整,相比于多面體網格,采用切割體網格可以大大降低電池部分的網格數量;導熱墊厚度為1 mm,使用薄壁網格可以提升此處網格質量;液冷板、流體域部分采用多面體網格。流體域與液冷板壁面交界處生成邊界層網格,網格層數為3層。為防止冷卻液回流,在流體域出口部分設置拉伸層網格,長度為0.2 m。在STAR-CCM+軟件中進行傳熱分析時需要對交界面類型進行設置。由于電池部分采用切割體網格,導熱墊部分采用多面體網格,二者是非共性網格,因此電池與導熱墊之間的交界面類型設置為映射交界面。導熱墊與液冷板、液冷板與流體域之間為對流傳熱,需將交界面類型設置為接觸交界面。

電池模組熱功率約為500 W,設置電池單位體積熱源17 456 W/m3。電池模組與環境之間為自然對流,自然對流換熱系數為1～10 W/(m2·K)[9],由于電池箱內空氣流動性差,與環境換熱不劇烈,電池箱非絕熱,因此傳熱系數設置為1 W/(m2·K),初始環境溫度為25 ℃;液冷板與流體域之間為對流換熱,實際情況中,液冷板下方施加泡棉,可認為液冷板與環境不發生熱交換,設為絕熱。表2示出液冷系統材料參數,其中,冷卻液動力黏度為0.003 39 Pa·s。

由于電池實際產熱情況較為復雜,為了便于分析,對電池模組做了如下簡化和假設：將電池簡化為一個實體,電池內部的對流、輻射散熱忽略不計;根據Bernardi的電池生熱分析,電池內部產熱均勻[10];電池具有各向異性,同一方向導熱系數恒定。

表2 材料參數

3.3 液冷板流固耦合傳熱分析

建立優化前后液冷系統流固耦合傳熱模型,設置迭代步數為5 000次。圖15示出運行過程中電池頂面溫度曲線,優化前電池頂面溫差為1.4 ℃,優化后溫差為1.2 ℃,下降了0.2 ℃。圖16示出運行收斂時液冷系統的溫度云圖。由圖可知,優化后的電池頂面溫度分布更為均勻,電池液冷系統散熱性能得到改善。

圖15 電池頂面溫度曲線

圖16 溫度云圖

4 結論

a) 進出口管路伸入結構處壓力損失較大,占總壓降32%;將伸入距離控制為0.5 mm,能減小此處壓力損失7.2 kPa,同時對液冷板內部流道進行優化,可減小壓降1.8 kPa;

b) 基于近似模型的多島遺傳算法策略,以液冷板質量流量分布均勻為目標,對液冷板內部流道寬度進行優化,優化后的小流道質量流量分布更為均勻,與目標值偏差在5%以內;

c) 對比優化前后電池頂面溫度的差異可知,優化后的液冷板電池頂面溫差下降0.2 ℃,溫度均勻性更佳。