彭宇明，袁明曉，敬卓鑫，張永林，黃 港

（1.先進(jìn)驅(qū)動(dòng)節(jié)能技術(shù)教育部工程研究中心，成都 610036；2.西南交通大學(xué)汽車與能源動(dòng)力研究所，成都 610036）

前言

隨著能源與環(huán)境多重壓力的持續(xù)增長(zhǎng)，世界各國(guó)大力推動(dòng)新能源汽車的發(fā)展，新能源汽車逐漸成為乘用車市場(chǎng)的主流。有數(shù)據(jù)顯示，截至2020年底，全國(guó)新能源汽車保有量占汽車總量的1.75%，達(dá)到492萬輛，與2019年相比，增長(zhǎng)29.18%，增量達(dá)到111 萬輛。其中，純電動(dòng)汽車保有量占新能源汽車總量的81.32%，達(dá)到400 萬輛。新能源汽車增量連續(xù)3 年超過100 萬輛。動(dòng)力電池作為純電動(dòng)汽車的核心設(shè)備，其技術(shù)發(fā)展將成為電動(dòng)汽車發(fā)展的關(guān)鍵。鋰離子動(dòng)力電池憑借其單體額定電壓高、比能量大、使用循環(huán)壽命長(zhǎng)等優(yōu)點(diǎn)，在電動(dòng)汽車領(lǐng)域取得了廣泛的應(yīng)用。但是鋰離子電池對(duì)溫度的敏感性使其適應(yīng)性能大打折扣。有研究表明，在持續(xù)45 ℃環(huán)境溫度下工作時(shí)，電池的循環(huán)次數(shù)減少近60%，電池單體之間的溫度差異也會(huì)加劇不一致性和不均速老化，造成整個(gè)電池系統(tǒng)性能和壽命的不一致。

當(dāng)前，行業(yè)內(nèi)針對(duì)動(dòng)力電池系統(tǒng)的發(fā)熱散熱特性開展了大量研究，這些研究大多數(shù)只考慮整個(gè)動(dòng)力電池包或者電池模組系統(tǒng)層面的熱管理研究。然而，在動(dòng)力電池Pack 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，比較常見的金屬輔件主要是鈑金件、匯流鎳片、導(dǎo)電銅排等，受到焦耳熱和電池?zé)醾鲗?dǎo)的影響，這幾種金屬附件在長(zhǎng)時(shí)間的使用后都會(huì)出現(xiàn)不同程度的表面涂層脫落，這一現(xiàn)象會(huì)影響動(dòng)力電池Pack 的后續(xù)正常使用，從而誘發(fā)更嚴(yán)重的事故?，F(xiàn)在動(dòng)力電池系統(tǒng)一般通過配置液冷系統(tǒng)來匹配大功率放電工況，但是液冷板更容易在模組底部布置，對(duì)模組上部匯流排較難起到迅速散熱作用。除此之外，現(xiàn)行方形動(dòng)力電池包內(nèi)的溫度采集傳感器大多布置在電芯頂部靠近匯流排的區(qū)域，匯流排產(chǎn)生的熱量將會(huì)對(duì)溫度采集造成一定影響，且高溫在模組頂部聚集，將會(huì)加劇電芯內(nèi)部溫度的不均衡程度。針對(duì)上述現(xiàn)象，本文中將以某動(dòng)力電池模組為研究對(duì)象，分別建立電芯的電化學(xué)模型和匯流排的電熱模型，通過將電芯溫度場(chǎng)與匯流排溫度場(chǎng)進(jìn)行耦合分析，總結(jié)在匯流排產(chǎn)熱影響下的動(dòng)力電池模組溫度場(chǎng)分布規(guī)律，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行冷卻系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，將冷卻板布置在模組側(cè)面，并研究冷卻板尺寸、冷卻液濃度和冷卻液入口流速對(duì)冷卻效果的影響，從而對(duì)冷卻系統(tǒng)進(jìn)一步進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 電芯熱模型建立與驗(yàn)證

1.1 電芯參數(shù)與3維模型

本文中所采用的電芯為某磷酸鐵鋰電池，主要包含正負(fù)極柱和電芯內(nèi)核兩部分。電芯參數(shù)見表1。其實(shí)物和三維模型如圖1 所示，電池厚48 mm，寬174 mm，長(zhǎng)128 mm（不包含極耳，極耳厚5 mm，半徑為8 mm）。

圖1 電芯實(shí)物及3維模型

表1 電芯參數(shù)表

1.2 電芯熱物性參數(shù)

鋰離子電芯熱物性參數(shù)包括電池密度、電池導(dǎo)熱系數(shù)、電池比熱容。

電池密度：

電池導(dǎo)熱系數(shù)：

電池比熱容：

式中：λ、λ、λ為電池沿著方向的導(dǎo)熱系數(shù)；L為電池各層厚度；λ為電池各層導(dǎo)熱系數(shù)。

根據(jù)上述理論計(jì)算公式結(jié)合電池材料信息得到本文所研究的方形鋰離子電池的熱物性參數(shù)，如表2所示。

表2 熱物性參數(shù)表

1.3 電芯生熱傳熱模型

鋰離子電池工作時(shí)產(chǎn)生的熱量主要由電化學(xué)反應(yīng)熱、極化熱、歐姆內(nèi)阻熱和SEI 膜分解熱組成。電池單體的生熱率受電流密度、荷電狀態(tài)和環(huán)境溫度等因素影響，具有高度非線性，因此在實(shí)際研究中，許多學(xué)者采用Bernardi 等建立的生熱速率模型進(jìn)行計(jì)算。Bernardi 電池生熱速率方程為

式中：為電芯生熱速率，W/m；為工作電流，A；為電池總體積，m；為電池的開路電壓，V；為電池的工作電壓，V；為電池的溫度，K。

根據(jù)相關(guān)實(shí)驗(yàn)分別測(cè)得不同放電倍率下電池的開路電壓和工作電壓后，代入上述公式計(jì)算出不同放電倍率下的生熱速率，再利用K.W.E.Cheng恒流放電SOC 計(jì)算式擬合出生熱速率隨時(shí)間變化函數(shù)，計(jì)算式為

式中：()指電池充放電初始時(shí)刻的值，充電時(shí)間可取0，放電時(shí)間可取1；指充放電電流，充電為正，放電為負(fù)，A；指電池額定容量，A·h；指時(shí)間，s。

最終擬合出不同放電倍率下電芯的生熱速率隨時(shí)間變化函數(shù)，如表3所示。

表3 不同放電倍率下生熱速率函數(shù)表

1.4 電芯熱模型仿真與驗(yàn)證

利用COMSOL Multiphysic 數(shù)值分析軟件對(duì)電芯進(jìn)行數(shù)值仿真分析，對(duì)流換熱系數(shù)采用8 W/（m·K），電芯初始溫度和環(huán)境溫度均為25 ℃，分別計(jì)算放電倍率為0.5C、1C、1.5C時(shí)的溫度場(chǎng)。

同時(shí)為了驗(yàn)證電芯數(shù)值仿真計(jì)算模型結(jié)果的準(zhǔn)確性，設(shè)計(jì)相關(guān)初始環(huán)境溫度下的電池單體倍率放電實(shí)驗(yàn)，并利用多路溫度測(cè)試儀采集電池表面溫度數(shù)據(jù)和仿真結(jié)果進(jìn)行比對(duì)，結(jié)果如圖2所示。

圖2 電芯熱模型仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖

分析結(jié)果可知：在放電倍率為0.5C 時(shí)，放電結(jié)束后電芯仿真溫度為37.24 ℃，實(shí)驗(yàn)溫度為36.6 ℃，誤差為1.75%；在放電倍率為1C 時(shí)，放電結(jié)束后電芯仿真溫度為42.91 ℃，實(shí)驗(yàn)溫度為43.1 ℃，誤差為0.44%；在放電倍率為1.5C 時(shí)，放電結(jié)束后電芯仿真溫度為48.62 ℃，實(shí)驗(yàn)溫度為48.8 ℃，誤差為0.37%。3 種工況誤差均在2%以內(nèi)，符合工程應(yīng)用的誤差要求，下文將利用本模型進(jìn)行模組的建模。

2 匯流排產(chǎn)熱影響下的模組熱仿真分析

在模組熱仿真中加入?yún)R流排所產(chǎn)生的溫度場(chǎng)，討論匯流排上產(chǎn)生的焦耳熱對(duì)模組溫度場(chǎng)的影響。

2.1 模組的3維模型

本文研究所用模組系某款動(dòng)力電池模組，采用3P4S 布置方式，共12 個(gè)電芯，電芯和電芯之間留有3 mm 間隙。由于受到計(jì)算機(jī)硬件條件和仿真軟件計(jì)算能力的限制，同時(shí)復(fù)雜幾何模型劃分網(wǎng)格所得的網(wǎng)格質(zhì)量較低，因此有必要對(duì)電池模組進(jìn)行幾何簡(jiǎn)化處理?？紤]到模組內(nèi)主要熱源為匯流排及電芯，且本文主要探究對(duì)象是匯流排產(chǎn)熱對(duì)電芯溫度場(chǎng)的影響，因此只保留電芯和匯流排兩部分，省去模組上部塑料外殼和其他緊固件。此外，匯流排上面的熱量來源為焦耳熱，其主要經(jīng)過極柱通過熱傳導(dǎo)傳遞給電芯，匯流排的結(jié)構(gòu)形狀對(duì)其熱量的傳遞影響有限，因此對(duì)匯流排3 維模型做相應(yīng)的平滑簡(jiǎn)化處理，保留其整體尺寸。簡(jiǎn)化后模組3維模型如圖3所示。

圖3 模組3維模型圖

2.2 模組溫度場(chǎng)仿真

匯流排參數(shù)如表4 所示。其上通過電流產(chǎn)生焦耳熱，因此本研究借助COMSOL Multiphysic 多物理場(chǎng)仿真軟件，以焦耳熱為熱源在匯流排上進(jìn)行固體熱傳導(dǎo)，從而將電場(chǎng)和焦耳熱物理場(chǎng)進(jìn)行耦合，通過輸入電場(chǎng)邊界條件計(jì)算熱場(chǎng)。

表4 匯流排參數(shù)表

同電芯熱模型一樣，分別設(shè)置0.5C、1.0C 和1.5C 3 種工況，匯流排上對(duì)應(yīng)的電流分別為120、240 和360 A，放電時(shí)間分別為7 200、3 600、2 400 s，環(huán)境溫度和模組初始溫度均為25 ℃，模組仿真結(jié)果如圖4所示。

圖4 模組仿真溫度場(chǎng)云圖

可以看到，在放電結(jié)束后，高倍率放電工況下匯流排上產(chǎn)生的熱量對(duì)模組電芯頂部區(qū)域的溫升影響較大，尤其是極柱和電芯接觸部位，且匯流排自身溫升幅度也比較大。如圖5 所示，在0.5C 工況下匯流排上產(chǎn)生的熱量對(duì)模組溫度場(chǎng)影響有限。在1C 工況下，匯流排上體平均溫度達(dá)到59.764 ℃，在此影響下模組上表面平均溫度達(dá)到54.037 ℃，模組電芯的體平均溫度達(dá)到50.435 ℃。在1.5C 工況下，匯流排上體平均溫度達(dá)到75.826 ℃，受其影響，模組上表面平均溫度達(dá)到61.527 ℃，而模組電芯的體平均溫度也升至54.303 ℃。

圖5 模組溫度場(chǎng)仿真數(shù)據(jù)

受模組結(jié)構(gòu)限制，目前大多數(shù)方形動(dòng)力電池溫度采集裝置布置在模組電芯頂部靠近匯流排區(qū)域，在大倍率放電情況下，模組頂部區(qū)域溫度在匯流排溫度場(chǎng)影響較大，不可避免地會(huì)造成溫度測(cè)量的較大偏差，從而造成控制系統(tǒng)對(duì)電芯荷電狀態(tài)及溫度閾值的錯(cuò)誤估計(jì)，進(jìn)而會(huì)嚴(yán)重影響電池管理、功率輸出和整車的控制策略。

3 冷卻系統(tǒng)改進(jìn)設(shè)計(jì)與影響因素分析

本文研究的模組原有冷卻系統(tǒng)布置在模組下方，在前述分析中可以看出，頂部的匯流排產(chǎn)生的焦耳熱在高倍率放電工況下對(duì)模組頂部的溫升影響較大，因此需要進(jìn)行有針對(duì)性的改進(jìn)設(shè)計(jì)。在本部分研究中，由于篇幅受限，且低倍率下匯流排產(chǎn)生的熱量對(duì)電芯溫度場(chǎng)影響有限，只進(jìn)行1.5C 倍率放電工況的研究。

3.1 原冷卻系統(tǒng)冷卻效果仿真分析

原冷卻系統(tǒng)布置在模組下方，冷卻管道結(jié)構(gòu)如圖6所示，冷卻板厚度為6 mm，冷卻管道截面尺寸為4 mm×8 mm，冷卻液采用水為冷卻介質(zhì)，冷卻液入口設(shè)計(jì)流量為1 L/min，冷卻液初始溫度為25 ℃。

圖6 模組原冷卻系統(tǒng)布置示意圖

模組溫度場(chǎng)分布等值面圖如圖7 所示，受冷卻系統(tǒng)影響，模組電芯底部的溫度較低，模組頂部和底部形成較大溫差，溫差達(dá)到24.988 ℃，加劇了電芯內(nèi)部的溫度不均衡程度。原有的冷卻系統(tǒng)對(duì)電芯有一定的冷卻效果，電芯體平均溫度由54.303 降至45.849 ℃，但是對(duì)匯流排和模組頂部的冷卻效果有限，如圖8 所示，當(dāng)冷卻系統(tǒng)布置在底面時(shí)，匯流排上體平均溫度僅降低1.577 ℃，模組頂部表面平均溫度僅降低7.112 ℃。

圖7 原冷卻系統(tǒng)仿真結(jié)果溫度云圖

圖8 原冷卻系統(tǒng)冷卻效果對(duì)比圖

綜上所述，原有冷卻系統(tǒng)雖然能對(duì)電芯的溫度進(jìn)行一定程度的冷卻散熱，但是對(duì)模組頂部和匯流排上的高溫問題并未有實(shí)質(zhì)性的改善，且加大了電芯頂部和底部的溫差，因此需要針對(duì)此問題進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)。

3.2 冷卻系統(tǒng)改進(jìn)設(shè)計(jì)及仿真分析

針對(duì)前述研究所呈現(xiàn)的問題，選擇將冷卻板布置在電芯兩側(cè)，同時(shí)針對(duì)極柱和電芯連接部位產(chǎn)生的高溫區(qū)域，將冷管管道重新進(jìn)行設(shè)計(jì)，如圖9 所示，冷卻管道呈“巨”字型設(shè)計(jì)，以期能夠?qū)ι鲜鰠^(qū)域進(jìn)行有效散熱。冷卻板厚度同樣采用6 mm，冷卻管道截面管道尺寸仍舊為4 mm × 8 mm，冷卻液采用水為冷卻介質(zhì)，入口流量同樣為1 L/min，冷卻液初始溫度和環(huán)境溫度為25 ℃。

圖9 改進(jìn)后冷卻系統(tǒng)布置示意圖

仿真結(jié)果如圖10 所示?？梢钥吹剑鋮s板布置在兩側(cè)后，電芯更加均勻地向兩側(cè)散熱。其中，電芯體平均溫度為43.455 ℃，匯流排上體平均溫度為66.596 ℃，模組頂部表面平均溫度為48.432 ℃，頂部和底部平均溫差為5.677 ℃，如圖11 所示。相比較于原冷卻系統(tǒng)，電芯體平均溫度下降2.394 ℃，匯流排上體平均溫度下降7.663 ℃，模組頂部表面平均溫度下降5.983 ℃，頂部和底部溫差則縮小了19.311 ℃。

圖10 改進(jìn)冷卻系統(tǒng)布置位置后模組溫度場(chǎng)云圖

圖11 改進(jìn)冷卻系統(tǒng)布置位置前后冷卻效果對(duì)比

綜上所述，將冷卻板布置在側(cè)面能夠有效降低電芯溫度的同時(shí)能夠針對(duì)模組的頂部區(qū)域和匯流排進(jìn)行有效冷卻。

3.3 冷卻系統(tǒng)冷卻效果影響因素分析

原冷卻系統(tǒng)采用水作為冷卻介質(zhì)，雖然水的比熱容較大，但水的冰點(diǎn)較高，在冬季容易受冷結(jié)冰，冷卻板布置方式調(diào)整后，擬采用乙二醇水溶液作為冷卻液，乙二醇在工程中通常作為防凍劑，其和水混合后能改變冷卻水的蒸氣壓，冰點(diǎn)會(huì)顯著降低。通過研究冷卻板厚度、乙二醇水溶液體積濃度和冷卻液入口流量對(duì)冷卻效果的影響，在保證冷卻效果的同時(shí)選取更合適的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案。

3.3.1 冷卻板厚度對(duì)冷卻效果的影響

由于冷卻板布置在側(cè)面將占用整個(gè)電池包的橫向空間，設(shè)計(jì)合適的冷卻板厚度既能保證冷卻效果同時(shí)兼顧電池包的空間利用率。本研究分別設(shè)計(jì)冷卻板厚度為3、4、5、6、7 和8 mm，先以水作為冷卻液分析不同冷卻板厚度對(duì)冷卻效果的影響，與之相對(duì)應(yīng)的冷卻管道寬度分別為1、2、3、4、5和6 mm。

圖12～圖14所示分別為不同冷卻板厚度對(duì)電芯體平均溫度、匯流排體平均溫度和模組頂部表面平均溫度的冷卻效果影響圖?？梢钥闯觯豪鋮s效果隨著冷卻板厚度的逐步增加而逐漸加強(qiáng)，但當(dāng)冷卻板達(dá)到6 mm 之后，溫度下降趨勢(shì)逐漸趨于緩和，此時(shí)再增加冷卻板厚度，冷卻效果提升的不夠明顯。綜上所述，當(dāng)冷卻板布置在模組側(cè)面時(shí)，厚度選取6 mm較為合適。

圖12 冷卻板厚度對(duì)電芯體平均溫度的影響

圖13 冷卻板厚度對(duì)匯流排體平均溫度的影響

圖14 冷卻板厚度對(duì)模組頂部表面平均溫度的影響

3.3.2 冷卻液體積濃度對(duì)冷卻效果的影響

依次設(shè)置體積濃度為20%、30%、40%、50%、60%、70%和80%的乙二醇水溶液作為冷卻液，冷卻板厚度采用6 mm進(jìn)行仿真，分析冷卻液濃度對(duì)冷卻效果的影響。圖15～圖17所示分別為不同濃度乙二醇水溶液對(duì)電芯體平均溫度、匯流排體平均溫度和模組頂部表面平均溫度的冷卻效果影響圖。

圖15 冷卻液濃度對(duì)電芯體平均溫度的影響

圖16 冷卻液濃度對(duì)匯流排體平均溫度的影響

圖17 冷卻液濃度對(duì)模組頂部表面平均溫度的影響

分析結(jié)果可知：冷卻液濃度越低冷卻效果越好，當(dāng)冷卻液濃度從40%降低至30%時(shí)，冷卻效果提升明顯。同時(shí)由表5 可知，30%體積濃度乙二醇水溶液冰點(diǎn)為-16.2 ℃，低于20%體積濃度乙二醇水溶的冰點(diǎn)，考慮到我國(guó)除去極北部地區(qū)和高寒地區(qū)外大部分區(qū)域的冬季低溫環(huán)境，選取體積濃度為30%的乙二醇水溶液作為冷卻液，在保證冷卻效果的同時(shí)能改善冷卻液冰點(diǎn)高的問題。

表5 不同乙二醇水溶液濃度的冰點(diǎn)

3.3.3 冷卻液入口流量對(duì)冷卻效果的影響

依次設(shè)置入口流量為1、2、3、4、5 和6 L/min，以體積濃度30%的乙二醇水溶液作為冷卻液，冷卻板厚度設(shè)置為6 mm 進(jìn)行仿真分析，仿真結(jié)果如圖18～圖20所示。

圖18 冷卻液入口流量對(duì)電芯體平均溫度的影響

圖19 冷卻液入口流量對(duì)匯流排體平均溫度的影響

圖20 冷卻液入口流量對(duì)模組頂部表面平均溫度的影響

分析結(jié)果可知：隨著入口流量的增加，冷卻效果逐漸加強(qiáng)，但是當(dāng)入口流量達(dá)到2 L/min 以后，冷卻效果隨著入口流量的增加加強(qiáng)趨勢(shì)逐漸趨于緩和，此時(shí)再增加入口流量將會(huì)增大冷卻液抽取泵的功率負(fù)荷，因此選取冷卻液入口流量為2 L/min 最為合適。

綜合前述分析，冷卻系統(tǒng)改進(jìn)為以30%體積濃度乙二醇水溶液作為冷卻液，冷卻板厚度設(shè)計(jì)為6 mm，冷卻液入口流量設(shè)計(jì)為2 L/min，最終模組溫度場(chǎng)如圖21所示。

圖21 冷卻系統(tǒng)優(yōu)化后模組溫度場(chǎng)云圖

經(jīng)計(jì)算，此時(shí)電芯體平均溫度為43.196 ℃，匯流排體平均溫度為66.368 ℃，模組頂部表面平均溫度為48.259 ℃。圖22 所示為將冷卻液替換為乙二醇水溶液之后，通過調(diào)整冷卻板厚度、冷卻液入口流量和冷卻液濃度，選定冷卻板厚度為6 mm、冷卻液入口流量為2 L/min、冷卻液體積濃度為30%時(shí)和以水作為冷卻介質(zhì)時(shí)的冷卻效果對(duì)比圖，可以看出前后冷卻效果趨于一致。

圖22 30%乙二醇水溶液和水的冷卻效果一致圖

綜上所述，以30%體積濃度乙二醇水溶液作為冷卻液，冷卻板厚度設(shè)計(jì)為6 mm，冷卻液入口流量設(shè)計(jì)為2 L/min 最為合適，改進(jìn)設(shè)計(jì)后在滿足冷卻效果的同時(shí)也解決了冷卻液冰點(diǎn)較高、低溫容易凝固的問題。

4 結(jié)論

為改善模組匯流排產(chǎn)熱對(duì)模組溫度的影響，本文用Bernardi 生熱速率方程建立了方形磷酸鐵鋰電芯的熱模型，并進(jìn)行仿真和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。在此基礎(chǔ)上利用仿真軟件建立了匯流排產(chǎn)熱影響下的模組熱仿真模型。通過調(diào)整原模組冷卻系統(tǒng)的布置位置，分析冷卻板厚度、冷卻液體積濃度和冷卻液入口流量3 種因素對(duì)冷卻效果的影響，對(duì)原冷卻系統(tǒng)進(jìn)行綜合改進(jìn)設(shè)計(jì)，結(jié)論如下：

（1）本文建立的電芯熱仿真模型所計(jì)算的電芯溫度場(chǎng)與實(shí)驗(yàn)所測(cè)的數(shù)據(jù)基本吻合，0.5C 工況下誤差為1.75%、1C 工況下誤差為0.44%、1.5C 工況下誤差為0.37%，模型準(zhǔn)確度較高；

（2）利用仿真分析模組原有冷卻系統(tǒng)的弊端，有針對(duì)性地對(duì)冷卻系統(tǒng)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，在冷卻板布置方式上提出將冷卻板布置在模組側(cè)面，改進(jìn)冷卻板布置方式后，模組匯流排體平均溫升降低了15.56%，電芯體平均溫升降低了11.48%，模組頂部表面平均溫升降低了20.34%，同時(shí)模組電芯上的溫度分布也更加均勻；

（3）通過分析冷卻板厚度、冷卻液體積濃度和冷卻液入口流量3 種因素對(duì)冷卻效果的影響，最終確立冷卻板設(shè)計(jì)厚度為6 mm，冷卻液選取體積濃度為30%的乙二醇水溶液，冷卻液入口流量設(shè)計(jì)為2 L/min。