基于電池箱體開孔的儲能電池系統精細化熱設計優化研究

徐鑫甜，張碧霄，朱信龍，楊凱杰

（1南京航空航天大學航空學院，江蘇 南京 210016；2江蘇科技大學能源與動力學院，江蘇鎮江 212003）

儲能技術是推動世界能源清潔化、電氣化和高效化，破解能源資源和環境約束，實現全球能源轉型升級和“雙碳”目標的核心技術之一。然而儲能電池堆在工作的時候由于排列緊密導致熱流密度大，產生大量的熱能，若散熱不及時，會造成電池堆內溫度分布不均勻，電池堆內催化劑達不到最佳活性點，進而導致電池的壽命顯著下降。因此，儲能電池的熱設計和熱分析技術得到了普遍的重視和發展。風冷以其結構簡單、安全性高、經濟性好等優點[1]成為電池散熱的一個重要的研究方向。然而，由于空氣導熱系數低，風冷式BTMS存在溫度均勻性差、散熱能力有限等不足之處[2]。因此，為了提高風冷式BTMS的冷卻性能，人們進行了大量的研究，主要集中在結構設計優化和流動配置改進上。

Xun 等[3]研究了電池放電過程中的熱行為，發現冷卻通道的逆流布置或周期性的改變共流布置的流動方向有助于熱管理。Na等[4]研究了一種新型的電池結構，并對其內部隔板結構進行了研究，比較了不同氣流配置(即單向氣流和反向分層氣流)對電池組的影響。他們發現，反向分層的氣流顯著改善了溫度均勻性。結果還表明，相鄰電池之間的距離對最高溫度和溫度均勻性有顯著影響。Chen 等[5]對U 型流并聯風冷BTMS 的冷卻效率進行了研究，并通過優化氣腔寬度和進、出口寬度對其進行了優化。Liu 等[6]研究了一種新型的J 型電池熱管理系統，并在J 型、U 型和Z 型結構的基礎上進行了結構參數優化，顯著降低了電池包的最高溫升。Zhang 等[7]在傳統U 型和Z 型電池熱管理系統的基礎上，設計了風冷T 型電池熱管理系統(T-BTMS)。與Z-BTMS 和U-BTMS 相比，T-BTMS 在提高冷卻性能方面更有效，且功耗更低。并探討了電池布局、頂部傾角、進出口結構參數、冷卻管道和控制變量對T-BTMS冷卻性能的影響。在冷卻管道中增加擋板和調整電池間距，大大提高了BTMS的冷卻性能。與原始模型相比，最大溫度和最大溫差分別降低了2.2%和90.8%。

上述研究極大地改善了空氣冷卻的效率，但是現有的集裝箱儲能電池系統的熱管理方案卻存在著送風不均且阻力特性較大等問題。王曉松[8]通過在風道內部布置擋板的方式來對集裝箱儲能系統進行優化，使得流場與溫度場分布更加均勻。張子峰等[9]對某型集裝箱儲能系統進行了散熱仿真，通過在風墻入口位置設置合理的導流板，保證了儲能系統內部電池溫度的均勻性。王麗娜等[10]通過改變導流板的漸縮和漸擴情況，保證了流場的均勻性同時減少了渦流的產生。梁昌杰等[11]在電池組間隙中加入導流板，通過改變導流板形狀、位置等結構參數，研究電池系統內部的溫度分布情況，得到導流板相對較優的結構參數，進一步提高電池的輸出功率、安全性以及壽命。Lin 等[12]提出了一種改善電池儲能系統(BESS)氣流分布的解決方案，對冷卻性能進行了定量分析，并研究了給定操作配置下的流動模式。改造后的電池單體最大溫差由31.2 ℃降至3.5 ℃，平均溫度由30.5 ℃降至24.7 ℃，性能系數(COP)提高4 倍。Khaboshan 等[13]研究了矩形、三角形、梯形、工字型和波浪型等不同翅片形狀對最佳BTMS 的影響，結果表明，PCM、金屬泡沫和翅片組合的最佳BTMS可使電池表面溫度降低3 K。Kwon等[14]提出了一種新型的帶有導風器和流動循環器的ESS 結構，對熱泵排風角和導風角對熱泵冷卻性能的影響進行了數值研究，電池架的最高溫度和平均溫度可分別降低11.9%和11.17%。Zhu 等[15]提出了一種新型的集裝箱儲能電池熱管理系統，將主風道送風口采取漸縮的形式，在主風道出口上方設置導流板使得主風道出口風速的均勻性得到極大地改善。在子風道上端六個出口處加設角度為45°的導流板有效地提高了出風的均勻性。

以上學者的研究主要集中在風道通風系統風力輸配和電池箱內部熱特性的獨立研究上。雖然也有一些學者對集裝箱內的風道和電池箱進行了耦合性能研究，但由于計算模型的復雜性，導致了龐大的計算網格量，進而極少關注電池箱內部芯體的熱性能。因此，為了解決上述問題，本文在考慮集裝箱送風管路風力輸配的基礎上，采用數值模擬技術，研究了風道系統通風后電池內部單個芯體的溫度分布情況。同時，本研究提出了通過在電池盒中開設適當開孔的措施，優化電池之間的溫差，從而最終實現舒適性的目標效果。本文的研究結果旨在為優化電池集裝箱設計提供新的思路，并為電池芯溫度管理策略的制定提供有益的見解。

1 計算模型與理論基礎

1.1 幾何模型

本文所描述的儲能電池系統及設計的冷卻系統的幾何結構如圖1所示。電池架由7個電池柜組成，從左到右依次為1～7號電池柜，每個電池柜疊放有10個電池箱。每個電池箱內放置4×4個電池，電池之間緊密均勻排布，電池箱采取由兩側送風的冷卻方案，在電池箱的兩個側壁設置送風入口，在電池箱的前后箱壁設置出風口，如圖2所示。冷卻風道由一個主風道和13 個子風道組成，從左到右依次為1～14號子風道，其中2～5號、8～13號子風道為兩兩共用一個壁面的雙側子風道，1號、6號、7號及14 號子風道為不具有共用壁面的單側子風道，在各子風道上面開設有出口，從上到下依次為1～10 號送風出口。主風道出口上方和子風道上端六個出口處設置導流板，使得冷卻空氣相對均勻；在冷卻風道出口與電池箱進口之間采用管道連接。設計的冷卻方案為冷卻空氣從送風口進入后，由主風道分配給子風道，再由子風道分配給電池箱，冷卻空氣完成對電池的冷卻后通過電池箱上的出風口流出，至此整個冷卻過程結束。

圖1 儲能電池系統及冷卻系統幾何結構Fig.1 Geometric structure of energy storage battery system and cooling system

圖2 電池箱幾何結構Fig.2 Battery box geometry

1.2 邊界條件

本文中，分別采用恒定速度和恒定壓力作為入口和出口邊界條件，入口速度設置為2.91 m/s(進風量為3200 m3/h)，絕熱條件施加于除了電池表面之外的所有壁面。電池和冷卻空氣的熱物性參數如表1所示。

表1 電池和冷卻空氣的熱物性參數[16-17]Table 1 Thermophysical parameters of batteries and cooling air

1.3 控制方程

基于上述假設，在確定控制方程之前，需判斷冷卻風道內流體的流動狀態，由公式(1)[18]計算得到冷卻風道入口處的雷諾數為1.6×105，遠大于2300的臨界值，因此本研究中冷卻空氣在系統內部的流動狀態為湍流流動。

式中，V為空氣的速度，ρ為密度，μ0為空氣的運動黏度，d為特征長度。

利用控制方程、初始條件和邊界條件模擬物理模型中的流體流動和溫度分布。不可壓縮流體的控制方程如式(2)～(4)所示，分別表示連續性、動量和能量守恒方程[19]。

由于k-ε湍流模型在內部流動中簡單有效，因此選擇它作為黏性湍流模型，即[20]

湍流黏度系數μt由k和ε聯合計算如下:

式中，Gk為平均速度梯度產生的湍流動能。C1ε、C2ε和Cμ為常數(C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09)。σk和σε是k和ε的湍流普朗特數(σk=1.0，σε=1.3)。

本文使用Fluent對以上邊界條件的控制方程進行求解。數值計算中，采用SIMPLE 算法解決壓力-速度耦合問題，并選擇增強壁面函數。

1.4 熱流密度試驗驗證

本節對電池進行放電試驗來獲取準確的電池熱流密度值，確保后續仿真計算的真實準確性。

試驗裝置示意圖如圖3所示。

圖3 試驗裝置示意圖Fig.3 Experimental set-up

將電池置于MCGS 恒溫箱中，通過恒溫箱的控制面板調節環境溫度為25 ℃，待溫度穩定后，調整電腦中的藍電監控軟件，實現穩定的恒流放電，在電池生熱的過程中CTR-380 多路溫度記錄儀以及K型熱電偶將電池表面的熱信號轉換為電信號傳輸給溫度巡檢儀，從而獲得電池表面的溫度，最終取平均值，獲得電池終溫。

溫度記錄儀實時采集了電池放電試驗過程中的溫度變化，試驗結果如圖4 所示，電池以1 C 恒流放電，經過3600 s 放電完成，溫度變化為297.86～305.31 K。熱成像儀拍攝的放電完成時的溫度圖如圖5所示。

圖4 電池放電試驗溫度變化Fig.4 Temperature variation diagram of battery discharge test

圖5 電池放電結束溫度圖Fig.5 Temperature diagram of battery discharge end

將測得的鋰離子電池熱物性參數輸入到Fluent仿真軟件中，得到電池放電結束后的表面溫度分布。電池表面的溫度分布如圖6所示。

圖6 電池表面溫度分布Fig.6 Battery surface temperature distribution map

由圖6 可知，電池放電過程中溫度為298 K 變化至305.57 K，與圖5電池放電3600 s時溫度分布較為一致。

通過試湊法獲得電池HGR，電池放電溫度變化的仿真值與實驗值對比如表2所示。

表2 仿真值與實驗值對比Table 2 Comparison between simulated and experimental values

由表2 可知，當仿真的HGR 為12500 W/m3時，實驗值與仿真值變化趨勢接近，且誤差在1%以內。故HGR=12500 W/m3將作為下文的CFD 計算條件輸入。

1.5 網格無關性驗證

網格無關性是指網格量到達一定數量程度時，隨著網格量的再增加，數值計算的結果不會再有較大的變化。網格數量越多，數值計算結果更準確，但也會導致計算量大計算時間長。因此，為了獲得更精確的數值計算結果，同時減少計算量，節約計算時間，需進行網格獨立性分析。本文中采用某個電池箱中的電池平均溫度和某個子風道出口的平均風速來分析不同網格數量之間的差異。不同網格數量下的電池平均溫度和出口平均風速如圖7 所示，從仿真結果中可以發現，當網格數量進一步增加到2000 萬以上時，溫度和風速沒有明顯變化，因此本文研究選取2000 萬數量的網格來進行后續的仿真計算。

圖7 網格無關性驗證Fig.7 Grid independence verification

2 初始方案仿真分析

我國儲能技術標準化處于起步階段，為了保證儲能系統安全運行，國家標準化管理委員會對國標、能標和企業標準進行了相關規定。規定了儲能工作環境為258.15～318.15 K，其中電池最佳運行溫度在283.15～308.15 K[21-22]，電池單體之間平均溫差小于5 K[23]。

由于各列電池架的結構均保持一致，并且在整體風量分配過程中已經確保了各列風管的風量相等。鑒于整個電池架的計算量相對較大，并且基于計算資源的考慮，本文選取單獨一列電池架作為研究對象。在經過計算后，獲得了該列電池架的電池溫度分布和流場分布，具體結果如圖8、圖9所示。

圖8 初始電池架溫度分布Fig.8 Initial battery rack temperature distribution

圖9 初始電池架流場分布Fig.9 Initial battery rack flow field distribution

由圖9可知，由于垂直風道的流量分配存在不均勻性，頂部三層電池箱流量較少，導致電池堆內部的上下芯體溫度差異較為顯著。這一現象進一步驗證了進行本研究工作的必要性。同時，由圖8可知，也注意到電池的溫度分布范圍在300.48 K 至308.14 K之間，雖然總體上滿足了儲能工作環境的要求。然而，需要指出的是，每個電池箱內仍存在部分高溫區域，且個別單體電池箱的最大溫差甚至高達5 K以上。這不符合電池散熱要求，即單體電池箱之間的平均溫差應小于5 K 的基本要求。因此，在接下來的章節中，將對電池箱的結構進行具體優化探討。

3 電池箱優化

在對圖8所示的電池堆進行優化前，本文采取先對單個電池箱芯體進行優化再對整個電池堆進行優化的思路。監測圖8 所示的電池堆第3 排電池箱(最不利工況)入口的流量，以此作為單個電池箱優化的邊界流量(21.3 m3/h)。截取電池電芯中心截面，初始電池箱溫度分布如圖10所示。

圖10 初始電池箱溫度分布Fig.10 Initial battery box temperature distribution

由圖10 可知，電池箱最大溫差達到6.01 K，超過5 K，不滿足電池散熱的基本要求，且電池兩側溫度分布較高，故采取開孔的措施進行優化。需要說明的是，最大溫差相較于對整個電池堆進行計算時的情況已經有所減小。這種誤差產生的主要原因在于，在對單個電池箱進行優化時，雖然流量的設置與電池堆整體研究時保持一致，但電池箱入口處速度矢量的分布卻存在差異。這種不一致分布導致了最終結果的一些差異。

各個工況的具體溫差如表3所示。

表3 頂部開孔各工況下具體溫差Table 3 Specific temperature difference under different working conditions of top opening

3.1 頂部開孔

在電池箱內兩側電池對應的每個電池芯正上方分別對應開設1 孔、2 孔和4 孔，探究不同數量及不同孔徑的散熱效果。

電池箱頂部開孔示意圖如圖11所示。

圖11 電池箱頂部開孔示意Fig.11 Schematic diagram of opening on the top of the battery box

分別對比10 mm、20 mm、30 mm 和40 mm孔徑的散熱優化效果，其溫度分布圖如圖12所示。

圖12 頂部開孔各工況溫度分布圖Fig.12 Temperature distribution diagram of top opening under various working conditions

如圖12和表3可知，在電池箱頂部開孔對改善電池箱散熱有一定的效果，從開孔數量來看，10 mm 孔徑情況下，4 孔效果最佳；20 mm 情況下，1孔效果最佳；30 mm情況下，1孔效果最佳；40 mm 情況下，1 孔效果最佳；從開孔孔徑來看，1 孔情況下，30 mm 的孔徑效果最佳；2 孔情況下和4 孔情況下，10 mm 孔徑效果最佳。綜合比較，開1孔且孔徑為30 mm時，電池散熱效果最佳，溫差降低了2.18 K。

3.2 側壁開孔

在電池箱內兩側電池側壁分別對應開設1 孔，2孔和4孔，探究不同數量及不同孔徑的散熱效果。電池箱側壁開孔示意圖如圖13所示。

圖13 電池箱側壁開孔示意Fig.13 Schematic diagram of opening on the side wall of the battery box

分別對比10 mm、20 mm、30 mm 和40 mm孔徑的散熱優化效果，其溫度分布圖如圖14所示。各種工況的具體溫差如表4所示。

表4 側壁開孔各工況下具體溫差Table 4 Temperature difference under different working conditions of side wall opening

圖14 側壁開孔各工況溫度分布圖Fig.14 Temperature distribution diagram of side wall openings under various working conditions

由圖14和表4可知，在電池箱側壁開孔對改善電池箱散熱有一定的效果，從開孔數量來看，10 mm 孔徑情況下，1 孔效果最佳；20 mm 情況下，4孔效果最佳；30 mm情況下，1孔效果最佳；40 mm 情況下，2 孔效果最佳；從開孔孔徑來看，1孔情況下，30 mm的孔徑效果最佳；2孔情況下，10 mm的孔徑效果最佳；4孔情況下，10 mm孔徑效果最佳。綜合比較，開1 孔且孔徑為30 mm 時，電池散熱效果最佳，溫差降低了2.33 K。

綜上所述， 在比較電池箱側壁和上壁面開孔的效果后，發現電池箱側壁開孔的效果更為優越。特別是在側壁開1 個孔且孔徑為30 mm 的情況下，電池的散熱效果達到最佳狀態。在這種情況下，溫度差從原來的6.01 K 降低至3.68 K，降幅為2.33 K，相當于原始最大溫差的38.7%。其次，需要注意的是，并非開孔數量越多越好，開孔孔徑也不是越大越好，優化效果與這些參數并非線性關系。最后，值得強調的是，各種開孔工況都成功降低了溫度差。因此，開孔設計有助于實現電池箱內溫度場的更均勻分布，從而提升整體散熱效果。這一系列研究結果將有助于我們更好地優化電池箱的設計，以滿足系統的熱管理需求。

4 整體優化

最后將上述優化結果應用于整體的電池堆中進行校核，校核后的溫度分布如圖15 所示，流場分布如圖16所示。

圖15 整體優化溫度分布圖Fig.15 Overall optimized temperature distribution

圖16 整體優化流場分布圖Fig.16 Overall optimized flow field distribution

由圖15 可知，整體溫度分布較為均勻，最低溫度為300.34 K，最高溫度為304.76 K，電池間溫度差為4.32 K，滿足電池熱管理的需求。由圖16 可知，開孔后的流場分布也較為均勻，故電池箱的溫度分布均一性提高。

初始方案和優化方案溫差對比如表5所示。

表5 初始方案與優化方案對比Table 5 Comparison between initial plan and optimized plan

優化方案的溫差由原來的7.66 K 降到了4.32 K，降低了3.34 K，優化了電池間溫差，為電池芯溫度管理策略提供了技術參考。

5 結 論

為解決集裝箱儲能電池系統精細化的熱仿真研究問題，本文提出了一種基于電池箱體開孔的溫度均勻性調配方法。通過采用計算流體力學(CFD)仿真模擬方法，系統地研究了電池箱上壁面和側壁面開孔數量和大小對電池熱性能的影響，并篩選出了優化的設計方案。研究結論如下：

（1）在針對單個電池盒的優化過程中，相對于在上壁面開孔，采用側壁開孔的方案能夠獲得更為優越的性能。這種優勢在于，在單個電池的情況下，溫度差從過去的6.01 K減少至3.68 K，降幅達到28.2%，從而充分滿足了電池的散熱需求。

（2）在整個電池堆熱優化過程中，通過在側壁開孔的策略，成功將單列電池架內的最大溫差從7.66 K 降低至4.32 K，實現了高達43.6%的顯著改善。

（3）開孔數量并非越多越好，開孔孔徑也不是越大越好，優化效果與這些參數并非線性關系。但各種開孔工況都成功降低了溫度差。因此，開孔設計有助于實現電池箱內溫度場的更均勻分布，從而提升整體散熱效果。