電動(dòng)汽車鋰電池液冷系統(tǒng)設(shè)計(jì)與優(yōu)化

張振文,謝苗,劉志恩,裴書卿,范蓉蓉

(1.湖北雷迪特冷卻系統(tǒng)有限公司,湖北 武漢 430119;2.武漢理工大學(xué),湖北 武漢 430070)

目前,以鋰電池作為動(dòng)力的新能源汽車成為汽車行業(yè)發(fā)展的主流方向之一。鋰電池具有高比能量、低自放電率等優(yōu)點(diǎn),該電池的循環(huán)壽命和安全性在很大程度上取決于電池實(shí)際工作溫度。在急加速工況下,鋰電池大電流放電,產(chǎn)熱功率較大,產(chǎn)熱較多,此時(shí)電池容易過熱導(dǎo)致車輛自燃[1],因此設(shè)計(jì)合理的鋰電池冷卻系統(tǒng)至關(guān)重要。

目前,大功率產(chǎn)熱電池主流的冷卻方法是液冷式散熱,可分為直接接觸式和間接接觸式兩種。其中前者需要將電池浸泡在冷卻液中,該方法不利于后續(xù)的電池更換和維護(hù),因此目前使用和研究較多的是間接接觸式,如采用液冷板結(jié)構(gòu)。為了獲得較均勻的散熱效果,液冷板復(fù)雜的流道設(shè)計(jì)是難點(diǎn)。張林等[2]發(fā)現(xiàn)液冷板中分岔通道比平行直線通道和蛇形通道具有更好的散熱性能,基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)分析和快速非支配排序遺算法提出了一種新型的液冷板結(jié)構(gòu),可提高電池液冷系統(tǒng)的散熱效果。Shaosen Su等[3]研究了U形液冷板厚度、壁厚、冷卻液進(jìn)口溫度和流速對(duì)電池溫度分布和壓力分布的影響。Xiaobao Mo等[4]采用拓?fù)鋬?yōu)化方法設(shè)計(jì)了一種新型的液冷板結(jié)構(gòu),與傳統(tǒng)的直線流道液冷板相比,優(yōu)化后的液冷板的壓力損失和最高溫度均得到有效降低。

液冷板內(nèi)部流道結(jié)構(gòu)不僅影響著散熱性能,也影響著冷卻液的壓力損失,而液冷板溫度分布均勻性與低流阻總是難以兼顧,溫均性最好的方案可能壓力損失較大,壓降不是最佳。基于上述問題,本研究對(duì)一款沖壓式雙流道液冷板進(jìn)行設(shè)計(jì)與分析,建立液冷板流體域CFD模型,分析液冷板各部分壓降占比并提出減少液冷板壓力損失的方法。同時(shí)以質(zhì)量流量均勻性為目標(biāo),利用多場(chǎng)耦合集成優(yōu)化軟件,對(duì)液冷板內(nèi)部流道寬度進(jìn)行自動(dòng)優(yōu)化,最后建立鋰電池液冷板的流固耦合傳熱模型,校核電池頂面最高溫度及最大溫差。

1 液冷板CFD模型的建立

1.1 幾何模型的建立

以某電動(dòng)汽車液冷系統(tǒng)的一個(gè)子系統(tǒng)作為研究對(duì)象,其結(jié)構(gòu)如圖1所示。電池模組置于液冷板之上,電池模組長(zhǎng)×寬×高尺寸為620 mm×330 mm×140 mm。導(dǎo)熱硅膠墊位于液冷板和電池模組之間,它可以填充間隙,排除空氣,具有良好的導(dǎo)熱性、絕緣耐壓特性和溫度穩(wěn)定性,使用安全可靠[5]。液冷板上板厚約1 mm,下板采用帶有流道的沖壓式結(jié)構(gòu),內(nèi)部由兩個(gè)子流道并聯(lián)而成,確保電池模組的X方向散熱均勻,主流道寬度為22 mm,厚度為3.5 mm。進(jìn)出口管路采用焊接方式與液冷板連接,由于加工工藝限制,進(jìn)出口管路伸入液冷板內(nèi)部約1.5 mm,簡(jiǎn)稱為伸入距離S(見圖2)。

圖1 幾何模型

圖2 伸入距離示意

1.2 液冷板CFD模型的建立

使用三維CFD軟件STAR-CCM+進(jìn)行流體域模型的抽取、網(wǎng)格劃分及流體分析。采取50%乙二醇溶液作為冷卻液,冷卻液初始溫度25 ℃,入口邊界條件為質(zhì)量流量入口,大小為0.178 kg/s。通過理論公式算得入口處雷諾數(shù)為4 873,大于臨界值2 300,因此選擇流體流動(dòng)類型為湍流。常用的湍流模型分為K-Omega湍流模型和K-epsilon湍流模型,K-Omega模型適用于低雷諾數(shù)的工況,其在近壁區(qū)采用了Navier-Stokes方程進(jìn)行求解,對(duì)網(wǎng)格精度要求較高,網(wǎng)格數(shù)量較多;而K-epsilon模型在近壁區(qū)采用壁面函數(shù)法進(jìn)行求解,在黏性子層和過渡層中無需任何網(wǎng)格,因此其內(nèi)存需求低,收斂性好。傳統(tǒng)的K-epsilon模型在時(shí)均應(yīng)變率特別大的情形會(huì)產(chǎn)生負(fù)的正應(yīng)力,本研究使用Realizable K-epsilon模型,能保證結(jié)果的可實(shí)現(xiàn)性[6-7]。出口邊界條件為壓力出口,表壓大小為0 Pa。進(jìn)出口的湍流強(qiáng)度設(shè)為0.03,湍流長(zhǎng)度比例設(shè)為0.000 5 m。

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性

CFD求解過程中需建立離散方程,離散誤差會(huì)隨著模型網(wǎng)格劃分的尺寸而改變,網(wǎng)格密時(shí),離散誤差變小,反之誤差增大。網(wǎng)格過大會(huì)導(dǎo)致計(jì)算失真,甚至結(jié)果發(fā)散;網(wǎng)格過小則會(huì)增加計(jì)算時(shí)間,浪費(fèi)計(jì)算資源。因此有必要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)算,將計(jì)算模型的網(wǎng)格總數(shù)控制在一個(gè)合理的范圍,以提高模型的計(jì)算效率、求解精度和分析結(jié)果的可靠性。本研究針對(duì)流體域模型,設(shè)置不同單元尺寸,分析了57萬,68萬,92萬,122萬和238萬5種不同數(shù)量的網(wǎng)格對(duì)模型計(jì)算精度的影響。迭代收斂后流體域進(jìn)出口壓降如圖3 所示,網(wǎng)格數(shù)超過122萬時(shí),壓降變化已不明顯,因此可選擇數(shù)量為 122萬的網(wǎng)格進(jìn)行后續(xù)仿真計(jì)算,此時(shí)網(wǎng)格目標(biāo)尺寸為0.8 mm,最小尺寸0.5 mm。網(wǎng)格如圖4所示。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)

圖4 流體域網(wǎng)格

1.4 模型驗(yàn)證

圖5為試驗(yàn)臺(tái)架示意圖。水箱供給冷卻液,當(dāng)冷卻液不需加熱時(shí),由旁路手閥控制冷卻液流入液冷板中,壓降由連接液冷板進(jìn)出口管路的壓差傳感器測(cè)量。圖6示出壓降數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。數(shù)值模擬所得的壓降隨質(zhì)量流量變化趨勢(shì)與試驗(yàn)值一致,數(shù)值總體上略微偏大,最大誤差為5.3%,在可接受范圍內(nèi),表明所建模型可用于后續(xù)模擬分析。

圖5 試驗(yàn)臺(tái)架示意

圖6 壓降試驗(yàn)對(duì)標(biāo)結(jié)果

2 基于CFD的液冷板結(jié)構(gòu)優(yōu)化

液冷板的壓降增大時(shí),系統(tǒng)能耗增多,不利于節(jié)能。為探究液冷板整體壓力損失情況,將液冷板分為進(jìn)口伸入結(jié)構(gòu)、內(nèi)部流道、出口伸入結(jié)構(gòu)三個(gè)部分進(jìn)行分析(見圖7)。圖8示出原液冷板流體域CFD分析壓力云圖,圖9示出各部分壓降及壓降占比情況。進(jìn)出口管路部分長(zhǎng)度較短且為直管結(jié)構(gòu),流阻較小,液冷板中進(jìn)出口伸入結(jié)構(gòu)處壓降約占32%,內(nèi)部流道部分壓降約占68%。

圖10示出伸入結(jié)構(gòu)處的速度矢量圖。流體流經(jīng)伸入結(jié)構(gòu)處壓力損失較大,原因是截面急劇變小,流體速度增大后撞擊至管路壁面,同時(shí),還有一小部分流體在右側(cè)狹縫區(qū)域形成漩渦,增大此處流阻。減小伸入距離S可以減緩此處截面變化程度,減少漩渦產(chǎn)生,從而使得伸入結(jié)構(gòu)處壓力損失減小。

圖7 壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)

圖8 原液冷板流體域壓力云圖

圖9 原液冷板壓降占比

圖10 伸入結(jié)構(gòu)速度矢量圖

原液冷板伸入距離S為1.5 mm,將S減小至0.5 mm時(shí),進(jìn)出口伸入結(jié)構(gòu)處壓降共減小約7.2 kPa,壓降占比由32%降低至19%。當(dāng)S由0.5 mm減小至0 mm時(shí),進(jìn)出口伸入結(jié)構(gòu)處壓降共減小約1.5 kPa,壓降占比由19%降低至15.7%。圖11示出減小S的液冷板各部分壓降及壓降占比情況。焊接工藝的改善能減小伸入距離,同時(shí)也會(huì)提高生產(chǎn)成本。當(dāng)伸入距離為0 mm時(shí),提高成本的同時(shí)對(duì)壓降的進(jìn)一步減小較為有限。另外,管接頭焊接工藝存在限制,無法完全消除伸入結(jié)構(gòu)。因此,將液冷板伸入距離S優(yōu)化為0.5 mm。

圖11 優(yōu)化液冷板壓降占比

對(duì)于內(nèi)部流道結(jié)構(gòu),減小主流道流體流入分流道的角度,可減小壓降。如圖12所示,在原液冷板圓角過渡區(qū)增加一圓弧段,可以減小流體分流時(shí)的局部壓力損失,此時(shí)液冷板內(nèi)部流道壓降減小1.8 kPa。綜上,優(yōu)化后的液冷板總壓降減小9 kPa。優(yōu)化液冷板壓力云圖見圖13。

圖12 內(nèi)部流道優(yōu)化示意

圖13 優(yōu)化圓角液冷板流體域壓力云圖

3 液冷板溫均性優(yōu)化

3.1 液冷板子流道寬度優(yōu)化

液冷板流道內(nèi)質(zhì)量流量分布均勻性能反映出電池頂面溫度均勻性。通過改變液冷板內(nèi)小流道寬度,可改善各流道質(zhì)量流量分布均勻性。若手動(dòng)仿真,計(jì)算工作量大,優(yōu)化周期長(zhǎng),難以滿足液冷板開發(fā)節(jié)點(diǎn)要求。因此提出一種基于近似模型的多島遺傳算法優(yōu)化策略來代替人工手動(dòng)調(diào)參計(jì)算,實(shí)現(xiàn)液冷板的結(jié)構(gòu)優(yōu)化。通過某優(yōu)化集成軟件調(diào)用建模軟件CATIA和計(jì)算流體仿真軟件STAR-CCM+的宏文件,實(shí)現(xiàn)軟件的自動(dòng)運(yùn)行及數(shù)據(jù)之間的傳遞,以代替繁瑣的人工計(jì)算。CATIA的集成實(shí)現(xiàn)了各流道尺寸的更新,并生成新的三維模型;STAR-CCM+的集成實(shí)現(xiàn)了對(duì)更新模型的仿真計(jì)算,并輸出新模型各流道的質(zhì)量流量文件。通過批處理文件調(diào)用宏文件實(shí)現(xiàn)模型的更新和自動(dòng)仿真計(jì)算。優(yōu)化流程如圖14所示。

圖14 基于近似模型的優(yōu)化流程

液冷板優(yōu)化過程具體包括試驗(yàn)設(shè)計(jì)、構(gòu)建近似模型和全局優(yōu)化。各流道編號(hào)見圖7,由于Ai與Bi(i=1,2,3,4)對(duì)稱,設(shè)置變量數(shù)為6,即A、B、A1、A2、A3、A4。通過試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法優(yōu)選出60組設(shè)計(jì)變量,自動(dòng)化循環(huán)對(duì)60組不同尺寸的液冷板模型進(jìn)行CFD仿真計(jì)算,獲得不同尺寸模型所對(duì)應(yīng)的流量值,利用60組設(shè)計(jì)變量與液冷板各流道流量仿真值構(gòu)建兩者之間的近似模型。近似模型是一種通過樣本數(shù)據(jù)集在尺寸與流量之間建立數(shù)學(xué)模型,不斷逼近輸入變量和輸出變量的方法[8]。然后采用全局優(yōu)化算法在設(shè)計(jì)空間內(nèi)進(jìn)行全局搜索尋得最優(yōu)解。設(shè)小流道變量范圍為13～18 mm,調(diào)節(jié)變量為0.2 mm,優(yōu)化后的質(zhì)量流量及尺寸參數(shù)如表1所示。優(yōu)化后的液冷板質(zhì)量流量分布更為均勻,與目標(biāo)值的偏差總體在5%以內(nèi)。

表1 內(nèi)流道質(zhì)量流量

3.2 液冷板流固耦合傳熱模型的建立

利用STAR-CCM+軟件壓印功能形成強(qiáng)耦合交界面,以實(shí)現(xiàn)不同區(qū)域間數(shù)據(jù)的傳遞。由于電池結(jié)構(gòu)規(guī)整,相比于多面體網(wǎng)格,采用切割體網(wǎng)格可以大大降低電池部分的網(wǎng)格數(shù)量;導(dǎo)熱墊厚度為1 mm,使用薄壁網(wǎng)格可以提升此處網(wǎng)格質(zhì)量;液冷板、流體域部分采用多面體網(wǎng)格。流體域與液冷板壁面交界處生成邊界層網(wǎng)格,網(wǎng)格層數(shù)為3層。為防止冷卻液回流,在流體域出口部分設(shè)置拉伸層網(wǎng)格,長(zhǎng)度為0.2 m。在STAR-CCM+軟件中進(jìn)行傳熱分析時(shí)需要對(duì)交界面類型進(jìn)行設(shè)置。由于電池部分采用切割體網(wǎng)格,導(dǎo)熱墊部分采用多面體網(wǎng)格,二者是非共性網(wǎng)格,因此電池與導(dǎo)熱墊之間的交界面類型設(shè)置為映射交界面。導(dǎo)熱墊與液冷板、液冷板與流體域之間為對(duì)流傳熱,需將交界面類型設(shè)置為接觸交界面。

電池模組熱功率約為500 W,設(shè)置電池單位體積熱源17 456 W/m3。電池模組與環(huán)境之間為自然對(duì)流,自然對(duì)流換熱系數(shù)為1～10 W/(m2·K)[9],由于電池箱內(nèi)空氣流動(dòng)性差,與環(huán)境換熱不劇烈,電池箱非絕熱,因此傳熱系數(shù)設(shè)置為1 W/(m2·K),初始環(huán)境溫度為25 ℃;液冷板與流體域之間為對(duì)流換熱,實(shí)際情況中,液冷板下方施加泡棉,可認(rèn)為液冷板與環(huán)境不發(fā)生熱交換,設(shè)為絕熱。表2示出液冷系統(tǒng)材料參數(shù),其中,冷卻液動(dòng)力黏度為0.003 39 Pa·s。

由于電池實(shí)際產(chǎn)熱情況較為復(fù)雜,為了便于分析,對(duì)電池模組做了如下簡(jiǎn)化和假設(shè)：將電池簡(jiǎn)化為一個(gè)實(shí)體,電池內(nèi)部的對(duì)流、輻射散熱忽略不計(jì);根據(jù)Bernardi的電池生熱分析,電池內(nèi)部產(chǎn)熱均勻[10];電池具有各向異性,同一方向?qū)嵯禂?shù)恒定。

表2 材料參數(shù)

3.3 液冷板流固耦合傳熱分析

建立優(yōu)化前后液冷系統(tǒng)流固耦合傳熱模型,設(shè)置迭代步數(shù)為5 000次。圖15示出運(yùn)行過程中電池頂面溫度曲線,優(yōu)化前電池頂面溫差為1.4 ℃,優(yōu)化后溫差為1.2 ℃,下降了0.2 ℃。圖16示出運(yùn)行收斂時(shí)液冷系統(tǒng)的溫度云圖。由圖可知,優(yōu)化后的電池頂面溫度分布更為均勻,電池液冷系統(tǒng)散熱性能得到改善。

圖15 電池頂面溫度曲線

圖16 溫度云圖

4 結(jié)論

a) 進(jìn)出口管路伸入結(jié)構(gòu)處壓力損失較大,占總壓降32%;將伸入距離控制為0.5 mm,能減小此處壓力損失7.2 kPa,同時(shí)對(duì)液冷板內(nèi)部流道進(jìn)行優(yōu)化,可減小壓降1.8 kPa;

b) 基于近似模型的多島遺傳算法策略,以液冷板質(zhì)量流量分布均勻?yàn)槟繕?biāo),對(duì)液冷板內(nèi)部流道寬度進(jìn)行優(yōu)化,優(yōu)化后的小流道質(zhì)量流量分布更為均勻,與目標(biāo)值偏差在5%以內(nèi);

c) 對(duì)比優(yōu)化前后電池頂面溫度的差異可知,優(yōu)化后的液冷板電池頂面溫差下降0.2 ℃,溫度均勻性更佳。