唐志國(guó),趙仁陳,趙智健,王守成
(合肥工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,安徽 合肥 230009)
動(dòng)力電池是純電動(dòng)汽車關(guān)鍵核心部件。相比于其他類型的電池,鋰離子電池具有能量密度高、使用壽命長(zhǎng)、自放電率低和效率高等優(yōu)點(diǎn),是純電動(dòng)汽車核心動(dòng)力裝置的最佳選擇[1]。鋰離子電池的性能、循環(huán)壽命和使用壽命高度依賴于自身溫度。溫度過(guò)高可能引發(fā)破裂,爆炸和著火等危險(xiǎn)[2];溫度過(guò)低則會(huì)降低電池性能,導(dǎo)致電池壽命縮短[3]。電池溫差過(guò)大不僅會(huì)導(dǎo)致電池穩(wěn)定性降低,甚至影響整個(gè)電動(dòng)汽車的安全性[4]。因此,合理的電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)(BTMS)可以保持電池的最佳工作溫度,改善電池組溫度分布的不均勻性,有效避免電池組的熱失控事故[5]。
電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)依據(jù)散熱介質(zhì)種類可分為空氣冷卻[6]、液體冷卻[7-8]、相變材料冷卻[9]、熱管冷卻[10]以及上述冷卻方式的組合[11-12]。D.F.CHEN等[13]分別研究了在空冷,液冷和翅片冷卻3種方式下軟包電池的溫度特性,結(jié)果表明空冷下需要多消耗2~3倍的能量才能使軟包電池保持與其他冷卻方式下相同的溫升,而液冷方式的耗能僅為風(fēng)冷的1/2。R.LIU等[14]比較了空冷,液冷和相變材料冷卻的換熱效果,結(jié)果表明,在降低電池溫度方面,液冷比相變材料冷卻更有效。所以液冷方式將仍是動(dòng)力電池?zé)峁芾硌芯亢蛻?yīng)用的重要方向。
通常來(lái)說(shuō),在電動(dòng)汽車的實(shí)際應(yīng)用中,動(dòng)力電池組包含了數(shù)千個(gè)鋰離子電池,熱管理系統(tǒng)的設(shè)計(jì)目標(biāo)應(yīng)該是將所有電池工作溫度控制在25~40 ℃范圍內(nèi),并保持電池組溫差不高于5 ℃[15]。目前許多研究大多采用增加電池與冷卻介質(zhì)之間的接觸面積來(lái)提高電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)的換熱性能。C.R.ZHAO等[16]設(shè)計(jì)了一種基于蛇形通道的液冷熱管理結(jié)構(gòu),應(yīng)用于由71個(gè)18650型鋰離子電池的電池模塊,并得出結(jié)論,沿流線方向沿流路增加電池和蛇形通道之間的接觸面積,有助于進(jìn)一步改善溫度場(chǎng)的均勻性;Z.G.TANG等[17]提出了一種基于液體流動(dòng)散熱的多通道波形扁管結(jié)構(gòu),通過(guò)改變波形管接觸角以及冷卻工質(zhì)的質(zhì)量流量研究電池組的溫度特性,結(jié)果表明,增加波形管接觸角或提高冷卻工質(zhì)的質(zhì)量流量,對(duì)電池模組的散熱效率和溫度場(chǎng)均勻性都有積極影響。但是波形扁管結(jié)構(gòu)復(fù)雜,加工成本高,安裝困難,并且具有較大的流阻[18]。
為了克服上述缺點(diǎn),采用直通道扁管是一個(gè)更優(yōu)的選擇。Z.H.RAO等[19]設(shè)計(jì)了一種具有弧形表面的變接觸面的散熱鋁塊,鋁塊的弧面與圓柱電池相接觸,鋁塊設(shè)置有5個(gè)平行直流圓管流道;Y.X.LAI等[20]提出了一種新穎的垂直導(dǎo)熱管,其具有3個(gè)彎曲接觸面,與圓柱形電池的側(cè)面接觸;Z.G.TANG等[21]提出了一種導(dǎo)熱塊接觸面積可變的液冷結(jié)構(gòu),導(dǎo)熱塊的曲面與電池側(cè)壁面緊密貼合,導(dǎo)熱塊由冷卻管連接。研究表明,在提高電池組溫度均勻性方面,具有可變接觸表面的系統(tǒng)要優(yōu)于具有恒定接觸表面的系統(tǒng)。因此,如何在鋰離子電池組中應(yīng)用可變接觸面積的直通道扁管將是當(dāng)前研究的熱點(diǎn)。
筆者針對(duì)某18650型鋰離子動(dòng)力電池組,設(shè)計(jì)一種采用等差梯度接觸角的導(dǎo)熱塊和直流扁管的液冷式動(dòng)力電池?zé)峁芾砟=M結(jié)構(gòu)。通過(guò)數(shù)值計(jì)算的方法來(lái)分析模組內(nèi)電池的溫度特性,特別是模組內(nèi)電池的溫度均勻性;并研究了αi、Δα和v對(duì)冷卻性能的影響,優(yōu)化了液冷式動(dòng)力電池?zé)峁芾砟=M結(jié)構(gòu)。
圖1為筆者提出的具有直流扁管和導(dǎo)熱塊的電池模組,單根直流扁管可冷卻32節(jié)18650型鋰離子電池。電池沿著直流扁管兩側(cè)均勻布置,電池與直流扁管之間的空隙填充導(dǎo)熱塊,導(dǎo)熱塊的兩個(gè)彎曲接觸表面(彎曲接觸表面的曲率半徑等于圓柱形電池單元的半徑)與兩個(gè)相鄰電池的側(cè)面緊密接觸,另一個(gè)平坦表面與直流扁管的表面緊密接觸,從而將電池產(chǎn)生的熱量傳遞至直流扁管,然后傳遞至液體冷卻介質(zhì)。其中直流扁管材料是鋁,導(dǎo)熱塊的材料是導(dǎo)熱硅膠。圖1中,w為直流扁管壁厚,l為流道寬度,d為流道高度,h為導(dǎo)熱塊高度,αi為導(dǎo)熱塊接觸表面角度。
圖1 電池模塊的結(jié)構(gòu)示意Fig. 1 Structure of the battery module
文獻(xiàn)[22]將鋰離子電池的熱效應(yīng)分為兩部分,一是因電池存在內(nèi)阻而產(chǎn)生的焦耳熱,二是因電池內(nèi)部的電化學(xué)反應(yīng)而產(chǎn)生的熵變。單體電池生熱率的計(jì)算公式為:
(1)
式中:qb為電池的生熱率;I為電池的充放電電流;Eoc和E分別為開(kāi)路電壓和電池電壓;Tb為電池的溫度。
考慮到電池的熱量以及熱量的積累和傳遞,電池的能量守恒方程表示為:
(2)
式中:ρb,cpb分別為電池的密度和比熱容;λ為電池材料的導(dǎo)熱系數(shù);?為拉普拉多算子。
考慮到圓柱形電池的徑向?qū)嵯禂?shù)與其軸向和周向?qū)嵯禂?shù)不同[23],式(2)應(yīng)改寫成式(3)的形式:
(3)
式中:r,φ和z分別為電池的徑向,周向和軸向距離;kr,kφ和kz分別為電池材料在徑向,圓周和軸向上的導(dǎo)熱系數(shù)。
使用Fluent 14.5 軟件對(duì)高溫工況下電池模組散熱進(jìn)行瞬態(tài)模擬,使用水-乙二醇(重量比為1∶1)的混合物作為冷卻液。表1列出了數(shù)值計(jì)算中使用的材料屬性。
表1 模擬中使用材料的熱物性參數(shù)Table 1 Thermophysical parameters of materials used in simulation
模擬的假設(shè)和邊界條件如下:計(jì)算得出的入口處的最大雷諾數(shù)不超過(guò)2 300,研究中使用層流模型,進(jìn)、出口分別設(shè)為速度入口和壓力出口;工質(zhì)流動(dòng)表面無(wú)滑移,流固界面設(shè)為耦合面,固固界面的接觸熱阻設(shè)為0.002 5 m2·K·W-1[18];電池和直流扁管暴露在空氣的部分視為自然對(duì)流換熱,表面換熱系數(shù)設(shè)為5 W·m-2·K-1[17];連續(xù)性和能量方程收斂殘差分別設(shè)為10-6和10-12。
網(wǎng)格的數(shù)量和質(zhì)量對(duì)數(shù)值計(jì)算的結(jié)果影響很大。將單體鋰離子電池簡(jiǎn)化為高65 mm,直徑18 mm的圓柱體。電池模組的網(wǎng)格如圖2(a)。使用Hypermesh軟件對(duì)物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格類型選擇結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格,并通過(guò)對(duì)導(dǎo)熱塊和電池的網(wǎng)格的局部細(xì)化加密,獲得六組具有不同網(wǎng)格數(shù)量的網(wǎng)格模型。計(jì)算結(jié)果如圖2(b),當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于1.06×106時(shí),模組內(nèi)電池表面的最高溫度Tmax變化不明顯(小于0.1 ℃)。因此,選擇網(wǎng)格數(shù)不小于1.06×106網(wǎng)格模型進(jìn)行計(jì)算。
圖2 網(wǎng)格獨(dú)立性分析Fig. 2 Independence analysis of grid
為了獲得電池實(shí)際放熱特性數(shù)據(jù),建立了一套用于測(cè)試單體18650型鋰離子電池?zé)崽匦缘膶?shí)驗(yàn)系統(tǒng),實(shí)驗(yàn)裝置的示意如圖3(a)。測(cè)試設(shè)備包括新威CT4008-20V6A-A電池充放電儀,Agilent 34970A數(shù)據(jù)采集器以及多個(gè)T型熱電偶。在測(cè)試過(guò)程中,電池以3C倍率(6.6 A)放電,并且將三個(gè)T型熱電偶置于電池正極、中部和負(fù)極附近。環(huán)境溫度為25 ℃,與數(shù)值計(jì)算中的環(huán)境溫度相同。取三個(gè)熱電偶測(cè)量所得溫度值的平均值作為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的數(shù)據(jù)。圖3(b)為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值計(jì)算數(shù)據(jù)二者的比較,結(jié)果表明數(shù)值計(jì)算的溫度與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的溫度吻合良好,即數(shù)值計(jì)算中所用的生熱模型是合理的。
圖3 單體電池?zé)嵝阅艿膶?shí)驗(yàn)驗(yàn)證Fig. 3 Experimental verification of thermal performance of single cell
筆者設(shè)計(jì)的液冷式動(dòng)力電池?zé)峁芾砟=M結(jié)構(gòu)中,電池產(chǎn)生的熱量通過(guò)導(dǎo)熱塊傳遞到直流扁管,實(shí)現(xiàn)散熱目標(biāo)。因此,導(dǎo)熱塊接觸角(αi)對(duì)直流扁管散熱結(jié)構(gòu)的冷卻性能有很大影響。為了研究αi對(duì)電池模組冷卻性能的影響,本節(jié)計(jì)算中保持每一個(gè)導(dǎo)熱塊的αi相同,即導(dǎo)熱塊和電池間的換熱面積相同,并分別設(shè)置αi值依次為:30°、45°、60°、75°、90°,同時(shí)分別設(shè)置冷卻液的入口速度為0.005、0.010、0.015、0.020和0.025 m/s。監(jiān)控模組內(nèi)電池表面的最高溫度(Tmax)和模組內(nèi)電池的最大溫差(ΔTmax)。
圖4(a)為放電結(jié)束時(shí),不同導(dǎo)熱塊αi和入口速度情況下Tmax的變化。結(jié)果表明,在冷卻液入口速度相同情況下,隨著αi增大,Tmax不斷降低。這是因?yàn)閭鳠崧适怯蓚鳠釡囟炔詈蛡鳠崦娣e決定的,αi增大,傳熱面積增加,更多的熱量通過(guò)導(dǎo)熱塊傳遞給冷卻液,提高了換熱效果,降低了模組內(nèi)電池表面的最高溫度。圖4(a)還表明,隨著αi的增大,Tmax的下降趨勢(shì)在不斷減小。當(dāng)冷卻液入口速度為0.015 m/s,αi分別為30°、45°、60°、75°、90°時(shí),Tmax依次為36.64、34.52、33.28、32.75和32.43 ℃,下降百分比依次為5.79%、3.59%、1.59%和0.98%。這是因?yàn)樵谌肟诟浇?,電池與冷卻液的傳熱溫度差最大,大量的熱量傳遞給冷卻液,使得冷卻液的溫度升高,隨著冷卻液繼續(xù)沿扁管流動(dòng),電池與冷卻液間的溫度差逐漸減小,而傳熱率是由傳熱溫度差和傳熱面積決定的,此時(shí)盡管傳熱面積增大了,但傳熱溫差降低,導(dǎo)致傳熱率降低,故Tmax的下降趨勢(shì)在不斷減小。對(duì)某一個(gè)αi,冷卻液入口速度越大,Tmax越低。由圖4(b)可以看出,ΔTmax的變化趨勢(shì)與Tmax正好相反,當(dāng)αi從30°依次增加到90°時(shí),ΔTmax不斷增加,但ΔTmax的增加趨勢(shì)不斷趨于平緩。當(dāng)冷卻液入口速度為0.015 m/s,αi分別為30°、45°、60°、75°、90°時(shí),ΔTmax依次為4.20、4.83、5.33、5.87和5.94 ℃,上升百分比依次為15%、10.35%、10.13%和1.19%。這是因?yàn)樵谌肟诟浇姵嘏c冷卻液之間的溫度差最大,并且αi越大,傳熱面積越大,故在該處的熱量傳遞最多,電池溫度明顯降低。隨著流體介質(zhì)繼續(xù)向前流動(dòng),冷卻液的溫度逐漸高,電池與冷卻液之間的溫度差減小,換熱效果變?nèi)?,無(wú)法有效降低電池溫度,所以隨著αi增加,模組內(nèi)電池的最大溫差ΔTmax反而增加。
圖4 3C放電結(jié)束時(shí)不同αi和v下電池溫度特性Fig. 4 Temperature characteristics of the batteries at the end of 3C discharge with different αi and v
圖5為冷卻液入口速度為0.015 m/s時(shí),αi分別為30°、60°和90°的模組電池的溫度云圖,很明顯可以看到,盡管αi為30°時(shí),模組內(nèi)電池的最大溫差ΔTmax是最低的,但是模組內(nèi)電池表面的最高溫度Tmax卻是最高的,且遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于αi為60°和90°的模組內(nèi)電池表面的最高溫度,即αi為30°時(shí),電池模塊是以每個(gè)電池的溫度都較高的狀態(tài)下來(lái)減小電池模塊的溫度差,這是不合理的,一個(gè)合理的液冷式動(dòng)力電池?zé)峁芾砟=M結(jié)構(gòu)在降低Tmax的同時(shí)也要降低ΔTmax。因此,就需要一個(gè)可變接觸面積(即導(dǎo)熱塊接觸角變化)的動(dòng)力電池?zé)峁芾砟=M結(jié)構(gòu)。
圖5 入口速度為0.015 m/s時(shí)不同αi的模組電池溫度云圖Fig. 5 Temperature contours of the battery in the module with different αivalues while v is 0.015 m/s
如3.1節(jié)所述,導(dǎo)熱塊接觸角αi不變時(shí),隨著αi的增加,模組內(nèi)電池表面的最高溫度Tmax呈負(fù)相關(guān),而模組內(nèi)電池的最大溫差ΔTmax則為正相關(guān),這不符合熱管理設(shè)計(jì)的要求。為了在降低Tmax的同時(shí)減小ΔTmax,獲得更均勻的溫度分布,在本節(jié)中對(duì)模組內(nèi)32節(jié)單體電池進(jìn)行分組。如圖6,將模組內(nèi)的電池平均分為4組,每組中的導(dǎo)熱塊的αi相同,在第i組中表示為αi,并采用接觸角梯度Δα來(lái)實(shí)現(xiàn)導(dǎo)熱塊接觸角可變。
圖6 模組內(nèi)電池分組示意Fig. 6 Schematic diagram of battery grouping in the module
由前述結(jié)論及筆者前期相關(guān)研究[21]可知,動(dòng)力電池模組的最高溫度和最大溫差的變化規(guī)律,與動(dòng)力電池和液冷板的接觸面積呈非線性的逐漸增加或逐漸減小關(guān)系,即在筆者研究的接觸角度范圍內(nèi),不會(huì)出現(xiàn)波峰或波谷的情況。所以,筆者提出的梯度導(dǎo)熱塊接觸角(取值范圍在0~90°之間)設(shè)置將采用等差規(guī)律,具體設(shè)置了3種不同的計(jì)算工況:①e1工況。α1相同,即組1中與電池相接觸的導(dǎo)熱塊的接觸角α1在3個(gè)不同接觸角梯度Δα下是相同的,后面3組導(dǎo)熱塊接觸角:α2、α3、α4按照接觸角梯度Δα依次增加;②e2工況。α4相同,即組4中與電池相接觸的導(dǎo)熱塊的接觸角α4在3個(gè)不同接觸角梯度Δα下是相同的,前面3組導(dǎo)熱塊接觸角:α1、α2、α3按照接觸角梯度Δα依次增加;③e3工況。α1+α2+α3+α4相同,即保證3個(gè)不同接觸角梯度Δα下,總的傳熱面積相同。研究了上述3種計(jì)算工況下,Δα對(duì)液冷式動(dòng)力電池?zé)峁芾砟=M結(jié)構(gòu)的冷卻效果的影響。表2給出了3種工況下,不同Δα下的各組接觸角αi的具體數(shù)值。
表2 不同接觸角梯度下的α1,α2,α3,α4Table 2 α1,α2,α3,α4 at different contact angle gradient (°)
圖7(a)給出了在冷卻液入口速度(v)為0.010 m/s時(shí),模組內(nèi)電池表面的最高溫度Tmax隨著冷卻時(shí)間的變化曲線。在3C倍率放電結(jié)束時(shí),Tmax,e1>Tmax,e3>Tmax,e2,即冷卻液入口速度v相同的情況下,保持組4導(dǎo)熱塊的接觸角α4相同,前面3組為導(dǎo)熱塊接觸角α1、α2、α3按照Δα依次增加的工況,其Tmax是最低的。隨著Δα的增加,模組內(nèi)電池表面的最高溫度Tmax逐漸減小,其值依次為:33.71、33.64、33.27 ℃。盡管Tmax降低了,但是Δα從5°增加到15°時(shí),Tmax僅減小了0.44 ℃,這表明了通過(guò)增加Δα的數(shù)值來(lái)降低模組內(nèi)電池表面最高溫度的效果并不明顯。這是因?yàn)閭鳠崧适怯蓚鳠釡囟炔詈蛡鳠崦娣e決定的,二者相互影響,較大的Δα?xí)斐梢粋€(gè)梯度變化較大的傳熱面積,而不同的傳熱面積則會(huì)對(duì)電池與冷卻液的傳熱溫差產(chǎn)生影響,所以隨著Δα的增加,對(duì)減小Tmax的效果不明顯。
圖7(b)為放電結(jié)束時(shí),不同工況下模組內(nèi)電池的最大溫差。對(duì)e1工況,隨著Δα的增加,ΔTmax逐漸增加,依次為:4.06、4.54、5.49 ℃。這是因?yàn)閷?duì)于整個(gè)模組電池而言,每一組的αi值都較小,也就是傳熱面積較小。當(dāng)Δα為5°時(shí),導(dǎo)熱塊與電池接觸的面積最大僅為電池側(cè)面積的1/8,此時(shí),近乎于導(dǎo)熱塊接觸角αi不變的工況,所以ΔTmax較??;當(dāng)Δα從5°依次變?yōu)?0°、15°時(shí),ΔTmax有所增加。與e1工況不同,e2、e3工況下,隨著Δα的增加ΔTmax均表現(xiàn)為下降趨勢(shì)。當(dāng)Δα為5°、10°、15°時(shí),e2工況下ΔTmax值依次為:6.72、5.57、3.96 ℃,其降幅分別為:17.13%、28.91%;e3工況下ΔTmax值依次為:5.64、5.11、4.48 ℃,其降幅分別為:9.39%、12.33%。綜合考慮Tmax和ΔTmax,e2、e3工況計(jì)算結(jié)果更符合液冷式動(dòng)力電池?zé)峁芾砟=M結(jié)構(gòu)的冷卻目標(biāo),并且對(duì)比兩個(gè)工況,在e2工況下,模組電池表面的最高溫度Tmax相對(duì)較低,并且當(dāng)Δα從5°增加為15°時(shí),ΔTmax降幅更大。所以,采用較大的Δα值可以在降低Tmax的同時(shí)減小模組內(nèi)電池的最大溫差ΔTmax,獲得更均勻的溫度分布。
圖7 αi可變工況下模組電池的溫度特性Fig. 7 Temperature characteristics of battery in the module while αi is variable
由于冷卻液的流速不僅影響了系統(tǒng)的散熱性能和電池模組的均溫性,并對(duì)系統(tǒng)的流阻(壓降)也將產(chǎn)生重要影響,以此影響了熱管理系統(tǒng)運(yùn)行的泵能耗,因此需要對(duì)系統(tǒng)的冷卻工質(zhì)入口流速進(jìn)行優(yōu)化以找出其合適范圍。本節(jié)中,將冷卻液的入口速度依次設(shè)置為:0.001、0.005、0.010、0.015、0.020、0.025 m/s,研究了它們對(duì)冷卻性能的影響。電池以3C速率放電。
圖8給出了不同冷卻液入口速度下Δα=15°時(shí)電池的溫度特性。圖8(a)為3C倍率放電結(jié)束時(shí)3種工況的Δα=15°在不同v情況下的Tmax變化。很明顯可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)v從0.001 m/s增加到0.010 m/s時(shí),3種工況下的Tmax下降幅度都很大;但是當(dāng)v超過(guò)0.010 m/s時(shí),隨著v的增加,Tmax下降幅度明顯降低,趨于平緩。其原因是,當(dāng)冷卻液入口速度低于0.010 m/s時(shí),隨著v的增加,直流扁管內(nèi)冷卻液的對(duì)流傳熱系數(shù)增大,提高了換熱效率,所以Tmax有一個(gè)較大幅度的下降;而當(dāng)冷卻液入口速度高于0.010 m/s時(shí),隨著v的增加,盡管冷卻液的對(duì)流傳熱系數(shù)增大,但電池和冷卻液間的傳熱溫差卻減小了,在對(duì)流換熱系數(shù)增大、電池和冷卻液間的傳熱溫差減小的綜合作用下,Tmax降低的幅度開(kāi)始趨于平緩。
圖8(b)給出了放電結(jié)束時(shí)3種工況的Δα=15°在不同入口速度(v)下的ΔTmax變化。當(dāng)v從0.001 m/s增加到0.010 m/s時(shí),ΔTmax的變化趨勢(shì)與Tmax相同,都有較大幅度的降低,電池模塊的溫度均勻性得到了明顯的改善;而當(dāng)冷卻液入口速度高于0.010 m/s時(shí),隨著v增加,ΔTmax逐漸升高,即入口速度的增加給電池模塊的溫度均勻性帶來(lái)了負(fù)面影響。這是因?yàn)?,Δα?5°時(shí),盡管組1中導(dǎo)熱塊的接觸角α1最小,傳熱面積最小,但冷卻液的入口速度大,傳遞的熱量反而增加,故電池的溫度降低,冷卻液溫度上升,電池和冷卻液之間的傳熱溫差減小。隨著冷卻液繼續(xù)流動(dòng),冷卻液的溫度繼續(xù)升高,電池和冷卻液之間的傳熱溫差進(jìn)一步減小,傳熱溫度差對(duì)傳熱率的影響要強(qiáng)于傳熱面積的影響,組2、組3和組4的電池溫度較大,模組內(nèi)電池的溫度均勻性無(wú)法得到有效改善,ΔTmax反而增加。
圖8 不同入口速度(v)下Δα=15°時(shí)電池的溫度特性Fig. 8 Temperature characteristics of the battery when Δα=15° at different inlet velocities (v)
結(jié)果說(shuō)明,在冷卻液的入口速度低于0.010 m/s時(shí),隨著v的增加,模組內(nèi)電池的Tmax和ΔTmax可以得到明顯改善。而當(dāng)冷卻液的入口速度高于0.010 m/s時(shí),隨著v的增加,對(duì)模組內(nèi)電池的Tmax的增益效果明顯減弱,對(duì)ΔTmax甚至產(chǎn)生負(fù)面影響。另外,較高的冷卻液的入口速度需要消耗更多的能量,因此冷卻液的入口速度不是越高越好。
筆者針對(duì)某18650型鋰離子動(dòng)力電池組,設(shè)計(jì)一種采用等差梯度接觸角的導(dǎo)熱塊和直流扁管的液冷散熱結(jié)構(gòu),并研究了αi,Δα和v對(duì)冷卻性能的影響。主要結(jié)論為:
1)當(dāng)所有導(dǎo)熱塊的αi保持一致時(shí),Tmax隨αi的增加而降低,而ΔTmax則相反,這是由于出口附近的電池與冷卻液之間的傳熱溫度差較小,電池溫度得不到有效降低。因此單純?cè)黾应羒會(huì)對(duì)模組內(nèi)電池的溫度均勻性產(chǎn)生負(fù)面影響。
2)為進(jìn)一步改善模組內(nèi)電池的溫度分布,提出了導(dǎo)熱塊接觸角αi可變,采用接觸角梯度Δα的3種計(jì)算工況。結(jié)果表明e2、e3工況下,可變的傳熱面積可以有效地提高冷卻性能,且Δα越大,對(duì)模組內(nèi)電池的溫度均勻性影響越好。特別在e2工況下,ΔTmax從6.72 ℃降低到3.96 ℃。
3)增加冷卻液的入口速度確實(shí)對(duì)電池冷卻有積極影響,當(dāng)入口速度低于0.010 m/s時(shí),增加入口速度可以有效降低Tmax和ΔTmax;而當(dāng)入口速度大于0.010 m/s時(shí),對(duì)電池模塊的Tmax的增益效果明顯減弱,對(duì)ΔTmax甚至產(chǎn)生負(fù)面影響。
重慶交通大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)2022年11期