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)

0 引 言

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)。

1 液冷模組結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

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

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 電池產(chǎn)熱和熱量傳遞

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)。

2.2 邊界條件和網(wǎng)格獨(dú)立性測(cè)試

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

2.3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

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

3 液冷系統(tǒng)散熱特性仿真分析

3.1 導(dǎo)熱塊接觸角(αi)不變

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

3.2 導(dǎo)熱塊接觸角(αi)可變

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

3.3 冷卻液入口速度(v)的影響

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。

4 結(jié) 論

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。