摘  要：為提升電池液冷板冷卻性能同時降低其自身能耗，本文提出了兩種流道結構的液冷板，以液冷板與被冷卻的單體電池為研究對象，借助數值模擬的方法對電池與液冷板系統進行仿真計算，對不同冷卻液的流量下電池溫度場的最大溫差、平均溫度以及冷卻液進出口壓差等參數進行分析。結果表明：并行流道結構冷板在自身能耗與電池的體平均溫度方面要低于串行流道結構冷板，但后者冷卻下的電池溫度場均勻性要優于前者。為提升并行結構冷板冷卻電池的溫度場均勻性，以在電池與冷板接觸面之間添加厚度為0.6 mm石墨板的方式進行優化，經過優化后電池溫度場最大溫差相比優化前有著明顯的降低，流量為5.4 × 10^?4 kg/s時冷板優化前后電池的最大溫差分別為6.49 K與4.51 K，降幅達到30.51%。經優化后的并行結構液板冷在電池溫度場的平均溫度、最大溫差與自身能耗等參數上較串行結構有著明顯的優勢。此結果將對實際大容量電池熱管理系統中并行流道結構的液冷板設計提供部分依據。

1.引言

在全社會以降低碳排放，減少對石油能源的依賴，進而實現綠色可持續發展為目標的背景下，新能源汽車憑其環保節能、電動化等特點迎來了發展的黃金期。作為新能源汽車動力來源的鋰離子電池包，其品質的優劣關系著新能源汽車的大規模應用，而電池充放電過程所產生的熱問題是決定整車在續航安全以及壽命等方面的關鍵因素。因此需要對電池的熱管理系統進行設計與優化，進而使得鋰動力電池處在一個合適的運行溫度范圍尤為重要。 

現階段，相關研究學者主要聚焦于電池熱管理系統冷板材料的選取，冷板結構的設計與優化以及冷卻介質熱物性的研究，以充分挖掘外部硬件在電池冷卻過程中的潛力。風冷的冷卻方式因技術較為成熟，也是目前部分熱管理系統所采用的一種冷卻手段。Zhou 等提出了一種基于空氣分配管以適用于圓柱形鋰電池模組的新型風冷策略，通過在不同放電倍率下改變入口壓力、分配管尺寸等參數展開實驗研究，結果表明：分配管的孔徑和行數的增加有利于降低電池最高溫度以及提高溫度均勻性。Zhang 等提出了一種基于平行空冷模型結構中添加擾流板以增強冷卻效果的策略，研究了擾流器的數量和角度對電池散熱的影響。結果表明：適當調整擾流板的角度以及高度對冷卻性能有顯著的提高。相比風冷，液冷可以通過控制冷卻液流量、入口溫度等參數以實現對動力電池溫度更精確的控制。Wang 等使用水冷銅管對方形電池組進行冷卻實驗并分析了其表面的溫度分布，發現當單體電池生熱功率低于 10 W時，此方案能將電池表面溫度維持在 40℃以下。Huo 等設計了一款微通道電池液冷板，通過控制微通道數量、流向以及入口流量等參數研究電池冷卻以及溫度分布情況。結果表明：通道數以及流量的增加可以降低電池最高溫度及提升溫度均一性，但流量過大增加了系統能耗同時冷卻效果提升不明顯。Gao 等設計了一種表面附有柔性石墨的鋁制平管的電池液冷散熱結構，對電池的溫度變化速率以及均勻性等參數進行了研究，發現柔性石墨的應用明顯提高了電池組的溫度均勻性。此外，利用相變材料對電池進行冷卻的技術有著冷卻速率快、效率高的特點。張國慶使用石蠟/石墨相變復合材料對電池模組進行了散熱試驗，實驗發現使用相變材料的熱管理系統的冷卻效果要優于風冷以及液冷。由于電動汽車電池熱管理系統相變材料多采用石蠟，受限于成本以及系統可靠性等因素，相變材料熱管理系統尚未規模應用。 

綜上所述，雖各種冷卻方式的電池熱管理系統已被開發與應用在電動汽車上，但動力電池熱管理系統仍需要不斷優化以助力電池適應更復雜的溫度工況。本文以容量為 10 Ah 的方形電池包為研究對象，設計了流道結構不同的兩種液冷板，通過模型的建立及冷板在冷卻液不同入口流量下電池被冷卻效果的仿真，研究電池的溫度場的最大值與最大溫差及液冷板能耗等相關參數，以此為依據進而對液冷板開展優化。

2.鋰電池生熱理論與模型計算

2.1. 鋰電池充放電原理 

鋰電池的特點在于其單位體積容量大且循環壽命長，是目前新能源汽車動力來源的主要選擇。其充電時鋰離子從正極脫嵌，經電解質游離通過隔膜嵌入至負極，同時電子經外部電路到達負極。電池的充放電過程由下式所示。

正極反應式：

負極反應式：

總反應式：

鋰電池放電過程與充電過程相反，鋰離子從電池負極脫嵌，經隔膜與電解液重新鑲嵌到正極，電子從外電路到達正極。式中M 表示正極的金屬元素，例如 Ni，Mn 和Co 等。 

2.2. 鋰電池熱物性參數 

本文選用容量為 10 Ah 的方形軟電池包作為研究對象，考慮到動力電池包的密封性，將電池與冷板之間的熱傳導作為電池與外界換熱的唯一方式進行簡化。因動力電池在工作中生熱速率會隨著其功率輸出的不同而動態變化，故可將電池的傳熱模型視為存在動態變化的內熱源的非穩態導熱過程，由于電池內部的各種材料物性以及堆疊方式不同，其導熱系數也呈現出方向性，故其在 x、y、z 三個方向上的導熱系數 λx、λy 與 λz以及導熱微分方程分別如下所示。 

其中，q 代表電池生熱的內熱源項，W/m³； 

式中，L_i 與 λ_i分別為電池的第 i 層材料的厚度與導熱系數，m，W/(m·K)；L 為沿 x 方向上總長度，m。通過計算得到電池在 xyz 方向上的導熱系數分別為 2.31 W/(m·K)，4.73 W/(m·K)與 4.73 W/(m·K)。 

電池的平均密度 ρ 由電池包質量m 與其體積 V_b比得到，由式(7)所示，經計算 ρ = 2138 kg/m³。 

電池的等效比熱容 c 通過電池內部各材料質量進行加權計算得到，如式(8)所示。 

式中：ci 為電池的第 i 種材料的比熱容，J/(kg·K)；mi 為第 i 種材料的質量，kg。經計算 c = 1158 J/(kg·K)。 

因此，結合被測鋰電池性質，雖電池單體在一致性上存在一些差別，但仍可對相關熱物性參數進行計算。電池材料相關熱物性參數如表1 所示。 

表1. 鋰電池各材料熱物性參數 

本文所研究的單體鋰電池在 xyz 方向上的尺寸分別為：13.5 mm × 65 mm × 132 mm。示意圖如圖1所示。

2.3. 鋰電池生熱速率的確定 

由式(11)所示，電池生熱速率與溫度及其總內阻相關。對于鋰電池而言，其內阻阻值 Rt 與電池荷電狀態soc 與其自身溫度T 相關，故需確定關于電池內阻的表達式。基于文獻對方形電池包的研究，其放電時電池總內阻與溫度以及 soc 的關系如式(12)所示。 

式中，Rt 為電池總電阻，Ω；s 為電池的荷電狀態 soc，數值范圍0~1；T 為電池溫度，K。 

在恒流放電狀態下，電池的soc 隨電流與時間的乘積呈線性變化，故根據 Cheng 對電池 soc 的研究，相關計算式如下所示。

圖1. 單體鋰電池的簡化模型

式中，st 與 st+1 為 t 時刻前后的電池 soc 值；I 為放電電流，A；t 為放電時間，s；Cs為電池額定容量，Ah。 

對電池進行仿真計算時，由于電池發熱速率的瞬態變化，需對熱源進行編寫UDF 文件以對隨放電的進行而變化的熱源進行定義。UDF 文件由下所示。 

#include "udf.h" 

#define V 0.00011583 //電池體積，m³; 

#define I 10 //放電電流，A; 

#define H 10 //電池額定容量，Ah; 

DEFINE_SOURCE(heat_source,c,t,dS,eqn) 

{ 

real soc,resistance,T_K; //soc 為電池剩余容量狀態值；resistance 為電池內阻，Ω；T_K 為電池溫度，

K； 

real source,ts; //source 為電池熱源，W/m3；ts 為電池放電時間，s； 

T_K=C_T(c,t); //獲取電池的熱力學溫度； 

ts=RP_Get_Real("flow-time"); //獲取電池的放電時間； 

soc=1-(I*ts)/(3600*H);  //計算電池剩余容量狀態值； 

resistance=1632*(1.867*soc*soc-2.404*soc+3.697)*exp(-0.0025*T_K); //計算對應soc 的電池總內阻值； source=(resistance*I*I+0.00026*I*T_K)*(1/V); //計算電池的單位體積熱源； 

dS[eqn]=0; 

return source; 

} 

3.鋰電池液冷板模型的建立與分析

3.1. 液冷板結構的設計 

本文采用間接式液冷方案對鋰電池單體進行液冷仿真。電池與冷板表面相接觸，放電時熱量通過熱傳導的方式傳遞至冷板，經由流經嵌入冷板中的管路的冷卻液以對流的方式將熱量帶走，以實現電池冷卻的目的。因此，液體管路結構的設計與優化對冷板的冷卻性能有著重要影響。本文針對容量為 10 Ah的鋰電池設計了串行結構冷板(下文簡稱冷板 a)與并行結構冷板(下文簡稱冷板 b)，冷板在長寬的尺寸方面與電池保持一致，具體結構如圖2 所示。 

圖2. 液冷板的兩種流道結構示意圖 

圖3. 電池液冷板部分計算域網格示意圖 

圖4. 兩種結構冷板的網格的無關性驗證 

3.2. 電池與液冷板的網格劃分 

將在 Geometry 中對液冷板以及電池建立的三維模型導入 mesh 工具中進行網格的劃分，仿真過程中網格精度對計算的收斂、目標數據的準確性有著較大影響，故需對流體域需設置較高精度的網格以及一定的邊界層數量，液冷板以及電池模型因結構相對簡單，可設置尺寸較大網格以對總體網格數量加以控制。液冷板部分計算域網格劃分情況如圖3 所示。 

為保證仿真結果的準確性，消除因網格劃分的差異對計算結果的影響，本文對兩種模型采用 6 種不同數量的網格進行仿真驗證。如圖4 所示。對應的串行與并行液冷板，網格數量分別為40.12 萬與 46.71萬時，電池最高溫度Tmax 不隨網格數量的增加而變化，故認為此網格數量下的計算結果是準確的。 

圖5. 流量為1.62 × 10^?3 kg/s 時串行結構冷板冷卻下的電池溫度場分布 

圖6. 流量為1.62 × 10^?3 kg/s 時并行結構冷板冷卻下的電池溫度場分布 

圖7. 電池平均溫度隨冷卻液質量流量的變化 

4.結果與討論

為研究兩種結構的液冷板對鋰電池單體冷卻效果的影響，通過改變液冷板入口質量流量Q_m，分析不同質量流量下電池溫度場的體平均溫度 T_aver、最高溫度T_max與最大溫度差 ΔT_max，以及冷卻液進出口壓差ΔP 以對液冷板的冷卻性能進行評價。通過分析單體電池被冷卻效果，以對液冷板進行優化。 

4.1. 冷卻液質量流量對電池體溫度參數的影響 

在電池溫度313K，冷卻液進口溫度 298K 的初始條件下，進行不同質量流量下的電池單體冷卻仿真計算。電池體積加權平均溫度隨冷卻液質量流量的變化如圖7 所示。如圖7 所示，隨著質量流量的增大，電池的平均溫度逐漸降低，流量大于 9 × 10^?4 kg/s 時，溫度曲線斜率逐漸降低，降低的幅度逐漸減小。這是由于流量增大固然增大了冷卻液與冷板的對流換熱系數，但換熱后期隨著電池與冷板溫差減小，減弱了換熱強度從而使得電池降溫幅度降低。流量為1.62 × 10^?3 kg/s 時串行與并行結構冷板冷卻下的電池溫度場分布如圖5 與圖6 所示。 

不同流量下，冷板 a 冷卻下的電池單體均溫略低于冷板 b，其差值在流量為 1.26 × 10^?3 kg/s 時最大，為 0.23 K。由此可得，串行結構冷板對電池的降溫效果要優于并行結構冷板。 

電池單體最高溫度與最大溫差隨冷卻液質量流量變化如圖 8 所示。電池單體經兩種流道結構冷板的冷卻，其最高溫度與最大溫差都隨冷卻液流量的增加逐漸降低，且冷板 a 冷卻下的兩個溫度參數皆略低于冷板 b，這是由于在冷卻液質量流量相同時，并行結構的冷板 b 每個流道中所流經的流量不均勻，不同流道的換熱強度也有所不同，進而使得冷卻后的電池溫度場差異性增大，而冷板 a 出于串行結構的原因，流道內流動強度統一，進而使得前后換熱效果均一性更好。由此可得采用冷板 a 同時適當增大冷卻液流量可提升電池溫度均勻性。如圖所示，質量流量在 5.4 × 10^?4 kg/s 至 9 × 10^?4 kg/s 之間時，冷板a 冷卻下的電池最高溫度與最大溫差下降斜率最大，分別從307.03 K 降低至 304.67 K、5.62 K 降低至4.67 K，相比于冷板b，最高溫度低于后者0.37 K 至 0.15 K，最大溫差低于后者0.45 K 至 0.83 K。由此得，從電池溫度均勻性考慮，串行流道結構的液冷板要優于并行結構。

圖8. 電池最高溫度與最大溫差隨冷卻液流量流量的變化 

4.2. 兩種液冷板結構對壓差影響的對比 

除了冷板對電池的冷卻效果，冷卻液的進出口壓差 ΔP 因關系到冷卻液循環泵的能耗，也是對冷板綜合性能評價的重要指標。兩種流道結構的冷卻液進出口壓差等于進口總壓與出口總壓的差值，隨著質量流量的變化趨勢如圖 11 所示。顯然，兩種結構下的壓差皆隨著進口流量的增而增大。此外，串行結構下的壓差明顯要高于并行結構，在流量為1.26 × 10^?3 kg/s 時壓差分別為 41.22 Pa 與 14.58 Pa，后者僅為前者的35.37%，流量增至 1.98 × 10^?3 kg/s，此時壓差分別為 96.55 Pa 與 26.83 Pa，這一比例降低至 27.85%。這是由于入口面積不變的情況下，質量流量與流速呈正比，而其流動壓力損失又與流體速度的平方正相關，串行結構冷板在局部彎管數量和單管長度方面均大于并行結構冷板，致使局部阻力損失與沿程阻力損失之和增大，從而在能耗上要高于并行結構。流量為 1.26 × 10?3 kg/s 時，兩種結構冷板流體域的壓力云圖如圖9 與圖 10 所示。由前文可得，串行結構冷板冷卻下的單體電池溫度均勻性并未比并行結構情況下有較大提升，綜合冷板能耗以及對電池冷卻的能力，由上述可得并行流道結構的冷板有著更好的性能。

圖9. 流量為1.26 × 10^?3 kg/s 時串行結構冷板中的冷卻介質壓降 

圖10. 流量為1.26 × 10^?3 kg/s 時并行結構冷板中的冷卻介質壓降

圖11. 冷卻液進出口壓降隨冷卻液流量的變化 

4.3. 針對液冷板的優化 

根據上文分析，為提升電池溫度場均勻性，針對冷板 b 冷卻電池的最大溫差大于冷板 a 這一問題，需要對冷板 b 進行優化。因石墨具有優良的導熱性質，導熱系數高達 151 W/(m·K)，且具有小密度的特點，故添加 0.6 mm 厚的石墨板在電池與冷板之間，對冷板進行優化以提升電池的溫度場均勻性。

如圖 12 所示，冷板優化后被冷卻的電池最高溫度略低與優化前，冷卻液流量為 1.26 × 10^?3 kg/s 時，優化前后的最高溫度分別為 303.76 K 與 303.27 K，后者比前者降低了 0.49 K。此外，經過優化后電池溫度場的最大溫差相比優化前有著明顯的降低，流量為 5.4 × 10^?4 kg/s 時冷板優化前后電池的最大溫差分別為 6.49 K 與 4.51 K，降幅達到 30.51%。這是由于石墨具有較高的導熱系數，并且較傳統的銅鋁等金屬導熱材料有著密度小質輕的特點，在小幅度增加液冷板體積與質量的情況下，依靠石墨三維方向良好的導熱性能，使得電池高溫區熱量能及時地傳導至冷板的低溫區，進而進行高效地換熱以提升電池的溫度均勻性，同時提高冷板的冷卻能力。流量為 5.4 × 10^?4 kg/s 時圖 13 與圖 14 分別為添加石墨前后電池溫度場云圖對比，通過將數據與云圖對比可得，在電池與液冷板之間添加石墨使得電池的溫度均勻性得到明顯的提升。

圖 12. 結構優化前后電池最高溫度與最大溫差隨冷卻液質量流量的變化

圖13. 流量為5.4 × 10^?4 kg/s 時并行結構冷板冷卻下的電池溫度場分布

圖14. 流量為5.4 × 10^?4 kg/s 時優化后的并行結構冷板冷卻下的電池溫度場分布

5.結論

為研究與優化電池液冷板冷卻性能，以使得電池保持健康的工作溫度狀態，本文提出了兩種流道結構的液冷板，通過數值模擬軟件對此冷卻結構進行仿真計算，并根據計算結果的分析對液冷板進行優化，結論如下：

1.)以冷卻液溫度298 K 以及電池溫度313 K 的初始條件，在不同流量下對兩種結構液冷板冷卻電池的溫度場進行仿真分析，得到冷板a 在對電池的降溫效果要優于冷板 b，且冷板a 冷卻下的電池溫度場的均勻性上要比冷板 a 略高，但因冷板 b 在冷卻液進出口壓差的能耗降低方面上具有較大優勢，綜合能耗與電池冷卻效果，故選擇冷板b 的并行流道結構針對溫度均勻性對其進行優化。 

2.)為提升并行結構冷板冷卻下的電池溫度場的均勻性，采用厚度為 0.6 mm 石墨板放置于電池與冷板之間以促進電池與冷板間導熱的進行。不同冷卻液流量下，在不增加額外能耗的情況下，優化后電池溫度場最大溫差與最高溫度均較優化前有所降低。冷卻液流量為 1.26 × 10?3 kg/s 時，優化前后的最高溫度分別為 303.27 K 與303.76 K，降低了0.49 K，優化前后電池的最大溫差分別為 4.24 K 與3.11 K，降幅達到26.59%，故說明此優化方式對電池溫度均勻性有明顯的提升作用，采用優化后并行流道結構的液冷板能在保證較低能耗的情況下兼顧對電池的冷卻效果，本文同時為電池液冷板并行流道設計提供了部分依據。

本文標題：動力鋰電池液冷板冷卻性能的優化分析

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