韓學飛, 賴煥新

(華東理工大學承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室,上海 200237)

鋰離子電池組并行風冷的數(shù)值研究

韓學飛, 賴煥新

(華東理工大學承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室,上海 200237)

合理有效的電池組熱管理系統(tǒng)是提高電動汽車安全性能與工作壽命的關鍵。本文采用計算流體動力學(CFD)方法研究了鋰離子電池組并行風冷熱管理系統(tǒng)的冷卻效果?？疾炝藖砹骺諝馑俣取囟葘﹄姵亟M最高溫度(Tmax)和最大溫差(ΔT)的影響,并從速度場結果解釋了溫度場的分布。在對原始模型溫度場分析的基礎上,本文對該模型進一步進行了幾何優(yōu)化,以提高電池組的空間利用率。結果顯示:隨著單體間距(S)的增大,Tmax及ΔT均逐漸增大;改變偏移角θ,電池組Tmax出現(xiàn)顯著降低,且增大楔形風道角度(ω),ΔT不斷減小。優(yōu)化后的模型經(jīng)證明溫度場分布更加合理。

并行風冷; 鋰離子電池組; 熱管理系統(tǒng); 最高溫度(Tmax); 最大溫差(ΔT)

隨著全球能源短缺、環(huán)境污染和溫室效應問題的突出,研發(fā)無污染、低能耗的電動汽車已經(jīng)成為當前汽車工業(yè)界新的發(fā)展方向[1]。鋰離子電池因具有比能量高、自放電率低、無記憶效應及循環(huán)性能好等特點迅速成為新一代電動汽車用動力電池[2-3]。動力電池組作為電動汽車唯一的動力源,其性能直接影響電動汽車整車的性能參數(shù)。2014年,美國汽車研究中心對三菱iMiEV、Nissan Leaf和Ford Focus進行測試,發(fā)現(xiàn)外界環(huán)境下降到-6 ℃時,電動汽車的行駛里程比環(huán)境溫度為24 ℃時下降57%,另外當外界環(huán)境超過35 ℃時,行駛里程也比環(huán)境溫度為24 ℃時下降了34%[4]。大范圍的溫度不均勻性直接影響電池組電池單體的性能,影響整個電池組的功率和壽命[5]。所以開發(fā)實時高效的電池熱管理系統(tǒng),使電池組的溫度控制在0～40 ℃,電池組內(nèi)的局部溫差小于5 ℃,對于提高電動汽車性能至關重要[6-8]。

風冷系統(tǒng)由于結構緊湊,具有設備簡單、成本較低、可以有效排除有害氣體、基本可滿足電池組散熱要求等優(yōu)點,已成為電池組散熱系統(tǒng)的首選。Pesaran等[9]比較了串行通風和并行通風兩種通風方式的溫度場,發(fā)現(xiàn)并行通風效果好于串行通風。Pesaran[7]提出主動熱管理系統(tǒng),即空氣在充入電池包之前,先通過冷卻裝置對空氣進行冷卻,有效控制了電池包的最高溫度。Mahamud等[10]設計了一種往復式空氣冷卻系統(tǒng),與單向流空氣冷卻系統(tǒng)相比,電池最高溫度減小1.5 ℃。Sabbah等[11]指出空氣冷卻的冷卻效果與空氣流速有關。Wang等[12]對比了電池組不同排布方式下的溫度場,綜合考慮了溫度場與空間利用率,指出5×5正方形排列效果最佳。張新強等[13]在不改變幾何模型的前提下研究了在電池組外殼上開設通風孔對溫度場的影響。白帆飛等[14]研究了電池組單體間距和上下集流板傾斜角度的變化對電池組溫度場的影響。

盡管國內(nèi)外學者對風冷式熱管理系統(tǒng)做了大量的研究,但對于典型并行風冷電池組模型其溫度場與來流空氣的關系尚缺乏清晰的認識。另外進行電池組熱管理系統(tǒng)設計時,還必須滿足結構緊湊的設計要求。本文以包含40個圓柱形鋰離子電池單體的并行風冷幾何模型為研究對象,考慮高放電倍率下,來流空氣溫度與速度對電池組最高溫度和最大溫差的影響。在已有溫度場基礎上,針對本文中的模型,改變單體間距及箱體幾何結構,最終得到一個溫度場比較合理、結構更加緊湊的物理模型。

1 研究對象與模型

1.1 物理模型及計算方案

電池組幾何模型如圖1所示,共包含40個電池單體,共8行5列,分別命名為Row1～Row8,Column1～Column5。電池單體是同一型號的18650鋰離子電池,電池的其他物性參數(shù)(密度ρ、軸向?qū)嵯禂?shù)Kz、徑向周向?qū)嵯禂?shù)Kr,θ和比熱容Cp)見表1[11]。風道端部寬度b為5 mm,首先選取電池單體間距及單體與殼體壁面距離S=1 mm,楔形風道角度ω=15°和殼體進口處上表面偏移角θ=0,研究來流空氣溫度與速度對電池組溫度場的影響。在已有溫度場的基礎上,根據(jù)溫度場分布結果,對箱體幾何結構進行調(diào)整,箱體幾何結構參數(shù)變化與比較方案如表2所示,依次考察了單體間距S、殼體進口處上表面偏移角θ和楔形風道角度ω的變化對電池組溫度場的影響。

圖1 電池組物理模型Fig.1 Physical model of the battery pack

ρ/(kg·m-3)Kz/(W·m-1·K-1)Kr，θ/(W·m-1·K-1)Cp/(J·kg-1·K-1)1663303900

表2 結構參數(shù)方案

1.2 數(shù)值模型

對于電動汽車電池組散熱系統(tǒng),風冷來流速度較低,按照不可壓黏性流體來處理。在整個流動過程中,冷卻空氣的溫度變化范圍也不大,故其密度及動力黏度均可按照常量處理[15]。根據(jù)進口雷諾數(shù)可知,流體流動狀態(tài)為湍流,本文采用標準k-ε湍流模型進行穩(wěn)態(tài)計算?？刂品匠掏ㄓ眯问饺缦?

·(ρuφ-Γφφ)=Sφ

(1)

式中:ρ為流體密度,u為流體速度,φ為通用求解變量,Γφ是廣義的擴散系數(shù),Sφ為廣義源項,文獻[15]給出了變量φ與其對應的Γφ及Sφ表達式,其中能量方程中Sφ為內(nèi)熱源項。

對于電池組而言,內(nèi)熱源項便是電池組內(nèi)部生熱速率。目前獲取電池內(nèi)部生熱速率主要有3種方法。Bernardi等[16]假設電池內(nèi)部產(chǎn)熱均勻,建立了一種電池生熱率模型;Sato[17]通過對鋰離子電池產(chǎn)熱原理進行研究,提出電池產(chǎn)熱包含反應熱、極化熱、焦耳熱和副反應熱4部分。本文的生熱速率采用文獻[12]的實驗數(shù)據(jù),實驗是在絕熱的環(huán)境中進行的,當放電電流為4.5 A時,實驗測得電池單體放電時間t為3 580 s,產(chǎn)熱量Q為320.78 J,單體單位體積的產(chǎn)熱功率q為62 174 W/m3。

1.3 邊界條件及計算過程

本文采用計算流體力學軟件Fluent計算電池組的速度場及溫度場,選擇SIMPLEC算法求解壓力速度耦合方程。壓力方程采用標準離散方法,動量方程、k方程、ε方程和能量方程均采用Quick或二階迎風離散處理。整個計算域均采用結構化網(wǎng)格,包含一個單體的局部網(wǎng)格示意圖如圖2所示。為了保證計算的準確性,選取環(huán)境溫度298 K,進口速度3 m/s,對模型進行網(wǎng)格獨立性驗證,結果見表3,可以看出加密網(wǎng)格,電池組電池單體表面平均溫度Tave基本維持不變,在計算來流溫度與來流速度對電池組的影響時,本文選擇的網(wǎng)格總數(shù)(Node number)為1 951 760。

電池組進口設置為速度進口,因本文中考慮了來流溫度對電池組的影響,考慮到汽車在城市道路上行駛的環(huán)境溫度通常為293～308 K,現(xiàn)代大中城市行駛限速通常為30 km/h (8.3 m/s),所以本文計算了293、298、303 K和308 K 4種環(huán)境溫度下,進口速度分別為1、3、5、7 m/s和 9 m/s時的溫度場;出口設置為outflow;電池組箱體壁面采用絕熱、無滑移壁面邊界條件;空氣與電池單體的接觸面設置為流固耦合邊界條件;電池單體單位體積產(chǎn)熱功率設置為Fluent中的計算源項。

2 計算結果及分析

2.1 電池組橫向溫度場與縱向溫度場分布

分別用Tmax、Tmin表示電池組最高溫度和最低溫度,則電池組最大局部溫差ΔT可表示為

NodenumbersTave/K1951760303．12567760302．93381060302．8

ΔT=Tmax-Tmin

(2)

分別用Vcell、Vshell表示單個電池單體的體積和電池組箱體的體積,則電池空間利用率φ可表示為

φ=(nVcell)/Vshell

(3)

式中:n為電池單體數(shù)目。

圖3和圖4分別示出了在放電電流為4.5 A,進口空氣溫度為298 K,進口速度為3 m/s時,電池組橫向溫度場及縱向溫度場的變化規(guī)律,其中T為電池組單體溫度。從圖3可以看出,每一行5個電池單體的最高溫度保持高度一致性,為了便于統(tǒng)計數(shù)據(jù),忽略一行5個單體間溫度的差異,把行作為統(tǒng)計數(shù)據(jù)的最小單位。從圖4可以看出,電池組的縱向溫度場,電池單體的最高溫度、最低溫度和平均溫度均呈現(xiàn)相似的變化趨勢,即由進口到出口1～7行,隨著行編號的增大溫度逐漸降低,第8行溫度又有所上升。圖5示出了進口速度為3 m/s時,電池組第2、3列單體對稱面速度云圖,虛線表示的是第1行單體在對稱面上的投影(全文同)。從圖中可以看出第1行單體所在位置出現(xiàn)了大面積低速區(qū)域,直接導致了第1、2行單體冷卻效果的下降;第8行單體所在位置的高速區(qū)域的面積小于第6～7行對應高速區(qū)域的面積,所以第8列單體的溫度相對高于第6～7行單體的溫度。

圖3 橫向溫度場最高溫度Fig.3 Maximum temperature of transverse temperature field

圖4 縱向溫度場分布圖Fig.4 Temperature distribution of longitudinal temperature field

圖5 電池組第2、3列電池單體對稱面速度云圖Fig.5 Velocity contour of the symmetrical plane of the second and the third column in the battery module

2.2 來流溫度對電池組散熱性能的影響

空氣冷卻的冷卻效果與來流空氣的溫度直接相關。圖6和圖7分別示出了電池組最高溫度和最大溫差隨來流溫度的變化關系。從圖6可以看出,同一來流速度下,最高溫度與來流空氣溫度成正相關,斜率K=1.13。在本文給定的來流速度下,要使電池組最大溫度不超過313 K,當空氣流速為1 m/s時,來流空氣的溫度不得超過297.7 K;當空氣流速為3 m/s時,來流空氣溫度不得超過305.4 K;當空氣流速為5 m/s時,來流空氣溫度不得超過307.3 K。從圖7可以看出,同一來流速度下,改變來流溫度,電池組最大溫差基本不變。

圖6 最高溫度隨來流溫度的變化關系Fig.6 Variable of the maximum temperature with air temperature

圖7 最大溫差隨來流溫度的變化關系Fig.7 Variable of the maximum temperature difference with air temperature

2.3 來流速度對電池組散熱性能的影響

來流空氣速度決定了空氣的質(zhì)量流量,直接影響空氣與電池組的換熱量。圖8和圖9分別示出了電池組最高溫度、最大溫差與來流速度之間變化關系。

從圖8可以看出,電池組最高溫度隨著來流速度的增大而減小。從折線的斜率變化可以看出,通過增加空氣流速所取得的冷卻效果不斷減弱,另一方面,增大流速,也增加了能量的消耗。為了使電池組的最高溫度不超過313 K,進口空氣溫度為308 K時,速度不得低于6.4 m/s;進口空氣溫度為303 K時,速度不得低于2.38 m/s;進口溫度為298 K時,進口速度不得低于1 m/s。

從圖9可以看出,隨著來流速度的增加,電池組的最大溫差不斷減小。將圖7與圖9進行對比可知,電池組最大溫差與來流速度有關,與來流溫度無關。為了使電池組的最大溫差不超過5.0 K,電池組進口速度不得低于1.8 m/s。

圖8 最高溫度與來流空氣速度的變化關系Fig.8 Variable of the maximum temperature with air velocity

圖9 最大溫差與來流空氣速度的變化關系Fig.9 Variable of the maximum temperature difference with air velocity

3 電池組模型的優(yōu)化

從圖3與圖4的結果可以看出,第1行電池單體溫度與其他各行相差較大,其原因是當殼體進口處上表面偏移角θ為0時,第1行單體所處位置出現(xiàn)大面積的低速區(qū)域。在相同來流條件下,為了使溫度場分布更加合理,可以通過適當優(yōu)化結構,改變電池組速度場分布,進而改善其溫度場分布。本文將從電池單體間距S、殼體進口處上表面偏移角θ和楔形風道角度ω3個方面依次進行結構改進,以提高電池組空間利用率。在以下的計算中均采用統(tǒng)一的來流條件,即質(zhì)量流量為5.233 g/s,進口溫度均為298 K。

3.1 電池單體間距的影響

電池單體間距直接影響冷卻通道的面積,表4給出了單體間距S分別為1、2、3 mm的電池組溫度場結果,可以看出隨著單體間距的增大,最低溫度變化較小,而最高溫度Tmax、最大溫差ΔT均逐漸增大,所以單體間距S為1 mm最佳。

表4 電池組溫度場與單體間距S的變化關系

圖10和圖11分別示出了單體間距S分別為1 mm和3 mm的電池組第2列單體與第3列單體對稱面的速度云圖?？梢钥闯?電池組單體間距為3 mm時第1、2行單體所在位置處低速區(qū)域面積要大于電池組單體間距為1 mm時的低速區(qū)域的面積,所以S增大,最高溫度Tmax增加。另外由于楔形風道作用,電池組最低溫度大致相同,所以電池組最大溫差ΔT增加。

圖10 電池組第2、3列電池單體對稱面速度云圖(S=1 mm)Fig.10 Velocity contour of the symmetrical plane of the second and the third column in the battery module (S=1 mm)

圖11 電池組第2、3列電池單體對稱面速度云圖(S=3 mm)Fig.11 Velocity contour of the symmetrical plane of the second and the third column in the battery module (S=3 mm)

3.2 殼體進口處上表面偏移角的影響

由于第1行單體所處位置出現(xiàn)大面積的低速區(qū)域,可以通過改變殼體進口處上表面偏移角θ來調(diào)整該區(qū)域的速度分布。圖12和圖13分別示出了電池組每行單體最大溫度Tmax、電池組最大溫差ΔT與偏移角θ的變化關系。從圖12可以看出,偏移角θ改變之后,第1、2行電池單體的最大溫度均顯著降低;偏移角θ變大之后第5～8行的最大溫度有所增加。從圖13可以看出θ=4°時,電池組最大溫差最小,綜合圖12和圖13,θ=4.0°最佳。

圖12 電池組溫度場與偏移角θ的變化關系Fig.12 Variable of the maximum temperature with θ

圖13 最大溫差與偏移角θ的變化關系Fig.13 Variable of the maximum temperature difference with θ

圖14示出了偏移角θ=4.0°,電池組第2、3列單體對稱面速度云圖。與圖10對比后可以看出,第1、2行單體所在位置低速區(qū)域的面積顯著減小,所以第1、2行電池單體的最大溫度出現(xiàn)了降低。另外5～8行電池單體所在位置,偏移角增加之后,高速區(qū)域的面積及大小均出現(xiàn)一定程度的減小,直接導致了5～8行單體最大溫度有所增加。

圖14 電池組第2、3列電池單體對稱面速度云圖(θ=4.0°)Fig.14 Velocity contour of the symmetrical plane of the second and the third column in the battery module (θ=4.0°)

3.3 楔形風道角度ω的影響

在進行電池組熱管理系統(tǒng)的設計時,應當在滿足熱管理要求的基礎上,使得空間利用率φ最大。楔形風道角度ω一方面會影響到與單體發(fā)生對流換熱的流體的速度,另一方面也會影響到電池組空間利用率。在上文選定單體間距S=1 mm,殼體進口處上表面偏移角θ=4.0°的基礎上,考慮楔形風道角度ω的影響。

圖15示出了電池組最高溫度Tmax、最大溫差ΔT與楔形風道角度ω的變化關系。從圖15可以看出,電池組最高溫度Tmax隨著ω先減小后增大,但是總體波動不大,且均不超過313 K。另外還可以看出,隨著角度的增大,電池組最大溫差ΔT不斷減小,為了使ΔT不小于5.0 K,楔形風道角度ω不得小于10.3°,本文最終選取ω=11°,對應的Tmax為310.8 K,ΔT為4.89 K。

圖15 最高溫度、最大溫差與楔形風道角度ω的變化關系Fig.15 Variable of the maximum temperature and the maximum temperature difference with ω

圖16示出了楔形風道角度ω等于10.0°,電池組第2、3列單體對稱面速度云圖(本文計算案例考察了ω分別為5.0°、7.5°、10.0°、12.5°和15.0°,這里取10.0°是為了考察角度變化之后對電池組速度場分布的影響)。與圖14比較可以看出,同樣由于角θ的存在,第1、2行單體所在位置低速區(qū)域的速度場得到明顯改善,所以電池組最高溫度均不超過313 K,且波動不大;另外,由于楔形風道角度ω減小,質(zhì)量流量不變,進口速度增加,與圖14(ω=15.0°)對比可以發(fā)現(xiàn),楔形通道底部高速區(qū)域的大小及面積均出現(xiàn)了顯著增加,所以電池組的最低溫度發(fā)生了較為明顯的下降,進而導致了電池組最大溫差的增加。

所以優(yōu)化后的電池組模型,單體間距S=1 mm,殼體進口上表面偏移角θ=4.0°,楔形風道角度ω=11.0°。與原始模型相比,模擬結果顯示:當進口質(zhì)量流量為5.233 g/s時,電池組最高溫度Tmax由312.50 K變?yōu)?10.8 K,電池組最大溫差由5.69 ℃變?yōu)?.89 ℃,并且電池組空間利用率由38.8%增加到42%。

圖16 電池組第2、3列單體對稱面速度云圖(ω=10.0°)Fig.16 Velocity contour of the symmetrical plane of the second and the third columns in the battery module (ω=10.0°)

4 結束語

本文采用CFD的方法針對鋰離子電池組并行風冷熱管理系統(tǒng)的冷卻效果進行了研究,考察了電池組最高溫度Tmax及最大溫差ΔT與來流速度及溫度的關系,并針對原始模型進行了幾何優(yōu)化。

(1) 電池組的最高溫度Tmax隨來流速度的增大而減小,并與來流溫度成正相關;電池組最大溫差ΔT隨來流速度的增加而減小,并與來流溫度無關。

(2)本文對電池組模型幾何結構進行了優(yōu)化,在本文所考察變量取值范圍內(nèi),發(fā)現(xiàn)隨著單體間距的增大,電池組最大溫度及最大溫差均逐漸增大;改變偏移角,電池組最大溫度出現(xiàn)顯著降低,且θ=4.0°時,最大溫差最小;在S=1 mm和θ=4.0°的基礎上,增大楔形風道角度,最大溫差不斷減小。

(3) 優(yōu)化后的電池組模型與原模型相比,電池組的溫差更小,且空間利用率進一步提升,可更好地滿足電動汽車電池組安全性和緊湊性的要求。

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NumericalInvestigationofParallelAirflow-CooledLithium-IonBatteryPack

HANXue-fei,LAIHuan-xin

(KeyLaboratoryofPressurizedSystemandSafety,MinistryofEducation,EastChinaUniversityofScienceandTechnology,Shanghai200237,China)

Reasonable and effective thermal management of batteries plays an important role in the safety and life of electric vehicles.A CFD model for a parallel air-cooled Lithium-ion battery pack is developed to investigate the cooling effect of the thermal management system.The effects of the inflow air velocity and temperature on the maximum temperature (Tmax) and temperature difference (ΔT) are analyzed.The temperature results are explained by the velocity field.Based on these,the geometry of the original model is modified so as to increase the utilization ratio of space.The results in our study show that the maximum temperature and temperature difference increase with the increase of cell distance.The maximum temperature decrease significantly when deviation angleθis changed and the maximum temperature difference decrease with the growth of plenums’ plate angleω.The distribntion of temperature field of the optimized model is more reasonable.

parallel air cooling; Lithium-ion battery pack; thermal management system; the maximum temperature; the maximum temperature difference

1006-3080(2017)06-0871-07

10.14135/j.cnki.1006-3080.2017.06.018

2017-01-23

韓學飛 (1992-),男,河南商丘人,碩士生,從事流體機械及傳熱的研究。E-mail:992779710@qq.com

賴煥新,E-mail:hlai@ecust.edu.cn

U469.72

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