鋰電池極片孔陣列沖擊射流干燥流場特性研究

收稿日期：2023-06-28責(zé)任編輯：溫茂森

基金項目：河北省自然科學(xué)基金資助項目（E2022203036）

作者簡介：張蓮（1997-），女，四川達州人，碩士，主要研究方向為鋰電池極片干燥箱流場特性及強化傳熱；通信作者：李徐佳（1977-），男，遼寧新民人，博士，副教授，主要研究方向為熱能工程領(lǐng)域中的熱質(zhì)傳遞強化、鋰電池極片干燥理論與工藝優(yōu)化，Email：lixujia@ysu.edu.cn。

摘要：為解決鋰離子電池極片在傳統(tǒng)干燥設(shè)備中因回風(fēng)氣流過于集中導(dǎo)致的涂層邊緣卷曲、開裂問題，提出了一種適用于鋰電池極片干燥工藝的孔陣列沖擊射流干燥型式及其設(shè)計基本原則；利用SolidWorks軟件建立孔陣列構(gòu)型（干燥箱內(nèi)主要均流元件）的幾何模型，通過有限體積法求得其穩(wěn)態(tài)流場，驗證了孔陣列構(gòu)型設(shè)計思路的正確性以及新回風(fēng)方式的合理性；對不同排布密度的孔陣列結(jié)構(gòu)構(gòu)型進行了速度場、溫度場分布特性的定性與定量分析，確定了常規(guī)干燥條件下最佳的陣列結(jié)構(gòu)。結(jié)果表明，在工藝和工況允許范圍內(nèi)，增大孔陣列排布密度能夠提升干燥箱及極片表面流場分布均勻性，從而提高干燥換熱效率，為鋰電池干燥設(shè)備改進、干燥質(zhì)量改善等提供參考。

關(guān)鍵詞：鋰電池；極片；干燥箱；孔陣列；沖擊射流

中圖分類號： TK173文獻標識碼： ADOI：10.3969/j.issn.1007-791X.2024.06.003

0引言

鋰離子電池（Li-ion Battery，俗稱鋰電池）的能量密度高，同時具備質(zhì)量輕、體積小等優(yōu)點，成為大規(guī)模儲能領(lǐng)域的研究重點[1]。隨著鋰電池基礎(chǔ)理論的日益發(fā)展，以及實際應(yīng)用中對鋰電池的性能、安全等要求的提高，鋰電池制造設(shè)備的多樣性、穩(wěn)定性、高效性等方面有了更高的需求[2]。鋰電池的生產(chǎn)工藝包括極片制造工藝、電池組裝工藝以及注液、預(yù)充、化成工藝等[3]。極片作為鋰電池充放電的載體，是整個鋰電池的核心，它的質(zhì)量優(yōu)劣對成品電池的性能非常重要[4]。極片的制造主要包括漿料制備、涂布、干燥、輥壓、分切等工序[5]。鋰電池電極極片涂層是一種多元顆粒組成的涂層[6]，電極制備過程中，均勻的濕漿料涂敷在金屬集流體上，然后通過干燥去除濕涂層中的溶劑。極片干燥過程是一個復(fù)雜的熱質(zhì)傳遞過程，不僅受物料特性和干燥介質(zhì)特性的影響，還與干燥箱結(jié)構(gòu)及其運行參數(shù)密切有關(guān)[7]。

目前，市面上使用較多的極片涂層干燥手段主要為熱風(fēng)對流干燥[8]。在傳統(tǒng)箱體式極片熱風(fēng)干燥系統(tǒng)中，熱空氣在專門的箱體中經(jīng)過適當(dāng)?shù)膶?dǎo)流和均流，通過均勻排布的風(fēng)刀與極片進行充分的熱質(zhì)交換，實現(xiàn)對極片涂層的干燥。但傳統(tǒng)干燥箱的回風(fēng)方式（兩側(cè)回風(fēng)、間隔回風(fēng)和綜合回風(fēng)）往往會因為回風(fēng)氣流過于集中導(dǎo)致極片涂層邊緣開裂、卷曲等問題。

沖擊射流由于其沖擊物體表面時具有較高的局部傳熱率和沖擊力，被廣泛應(yīng)用于高性能電子元器件[9]和航空發(fā)動機葉片[10]的冷卻、玻璃加工、金屬退火、紡織品和紙張干燥[11]等工程領(lǐng)域和工業(yè)過程中。

陣列沖擊射流可用于在較大的區(qū)域內(nèi)保持較高的熱量和質(zhì)量傳導(dǎo)性，這一特點使得許多人從傳熱傳質(zhì)的角度研究陣列沖擊射流[12]。Cho等[13-14]研究了孔布置對陣列射流沖擊的局部傳熱、傳質(zhì)特性的影響，并通過目標板上的流出孔去除了廢空氣。Hoberg等[15]研究測量了射流間距為2.34倍射流直徑的緊湊交錯陣列沖擊射流的傳熱。研究表明，具有較小射流直徑的陣列更能有效地獲得高的傳熱系數(shù)。在保持射流速度和射流與目標間距不變的情況下，傳熱系數(shù)隨著直徑的減小而增大。在所有已測試的情況中，較大的間距下傳熱系數(shù)都較低。Attalla等[16]通過實驗對不同形狀（圓形和方形）噴管線陣布置的局部傳熱和平均傳熱及其均勻性進行了研究。實驗結(jié)果表明，兩種噴嘴形狀的傳熱均勻性均隨雷諾數(shù)的增加而增加；射流之間的距離比射流到板的距離對傳熱均勻性的影響更大。

可見，目前有關(guān)陣列沖擊射流的文獻主要以基礎(chǔ)研究為主，通過數(shù)值模擬和實驗對圓孔形和其他形狀的單沖擊射流或陣列沖擊射流在目標平面上的流場特性進行研究，以了解其傳熱傳質(zhì)特性[17]。但是，關(guān)于孔陣列型式對鋰電池極片沖擊射流干燥影響的研究還未見文獻述及。因為傳統(tǒng)鋰電池極片干燥箱兩側(cè)回風(fēng)方式存在許多干燥缺陷，故本文對鋰電池極片的孔陣列沖擊射流干燥型式進行深入研究，探尋適當(dāng)?shù)慕Y(jié)構(gòu)布局，以組織均勻的射流流場，達到減少傳統(tǒng)干燥箱因回風(fēng)集中造成的極片邊緣卷曲、開裂等現(xiàn)象的目的。

1孔陣列沖擊射流干燥型式

傳統(tǒng)熱風(fēng)對流干燥箱的核心部件是風(fēng)刀，它導(dǎo)引熱空氣從狹縫式出風(fēng)口均勻地流向極片表面進行熱量交換。為保證極片寬度方向上的干燥均勻性，風(fēng)刀的結(jié)構(gòu)長度一般大于極片寬度10～50 mm。傳統(tǒng)干燥箱常用的回風(fēng)方式即兩側(cè)回風(fēng)，如圖1所示。

熱風(fēng)從進風(fēng)口進入每一個風(fēng)刀中，經(jīng)過風(fēng)刀的導(dǎo)引和均流，從風(fēng)刀的狹縫中以某個固定角度均勻地流出，到達極片表面與極片進行熱交換。兩側(cè)回風(fēng)指熱風(fēng)干燥后從極片寬度方向的兩側(cè)流出極片表面區(qū)域，最后從排風(fēng)口流出干燥箱，完成干燥換熱過程。由于極片涂層邊緣的比表面積較極片涂層中間區(qū)域大，在相同的干燥條件下，其干燥速率會更高，同時，極片邊緣金屬基材的熱導(dǎo)率大于極片涂層，它會將吸收到的熱量源源不斷地傳遞給附近的涂層，這就導(dǎo)致極片邊緣的干燥速率加快。從圖1中可以看出，兩側(cè)回風(fēng)會導(dǎo)致流過極片涂層邊緣和極片邊緣兩側(cè)金屬基材部分的風(fēng)量大于極片中間涂層區(qū)域，這會加劇極片涂層邊緣干燥、極片中心涂層還未完全干燥的情況，從而產(chǎn)生極片干燥不均、極片涂層邊緣過干而卷曲、開裂等缺陷。

在實際應(yīng)用過程中，為避免兩側(cè)回風(fēng)所帶來的干燥缺陷，往往采用減小風(fēng)速、風(fēng)量的方法，但降低了干燥效率。因此，需要更有效、更即時的回風(fēng)方式。圖2為單個圓孔形沖擊射流流型[18]。

初始混合區(qū)（Ⅰ）是一個發(fā)展中的流動區(qū)域，當(dāng)流體從噴嘴噴射后，由于與周圍介質(zhì)的強烈剪切作用，來自周圍的空氣被吸入射流，噴射流體首先開始變寬，發(fā)生動量的交換，增加主流的湍流度，這部分區(qū)域又稱為流動發(fā)展區(qū)。在射流區(qū)（Ⅱ），通過降低間距h，使z軸軸向射流速度升高。離沖擊板最近的（Ⅲ）為偏轉(zhuǎn)射流區(qū)，又稱停滯區(qū)，其半徑約為射流孔直徑的1.2倍；射流軸向速度隨靜壓的增加而迅速降低，其平均邊界層厚度近似恒定，約為噴嘴直徑的百分之一，因此具有很高的傳熱效率。最后是壁面射流區(qū)（Ⅳ），該區(qū)域的特征為流體沿徑向向外流動。在充分發(fā)展的壁面射流區(qū)域中，由于射流主流與周圍介質(zhì)之間的動量交換以及邊界層內(nèi)的摩擦耗散，平行速度減小，這種減速通常伴隨著從層流到湍流的過渡。此時黏性邊界層變厚，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)迅速減小。

孔陣列沖擊射流需要確定陣列構(gòu)型和結(jié)構(gòu)參數(shù)。孔陣列型式指單個沖擊孔和它周圍的若干個滲出孔的陣列方式。為區(qū)別于常規(guī)干燥狹縫式出風(fēng)方式，提出如圖3所示的正方形陣列型式，滲出孔以均勻間隔的方式圍繞每個射流，以最大限度地減少射流之間的交叉流動和相互作用。

正方形孔陣列結(jié)構(gòu)構(gòu)型如圖4所示，其中結(jié)構(gòu)參數(shù)有沖擊孔直徑d1、滲出孔直徑d2、孔間距D、沖擊孔高度H、陣列板長度L和寬度W。

此陣列沖擊射流構(gòu)型專門應(yīng)用于鋰電池極片干燥箱。沖擊孔按照正方形型式均勻排布在大小為L×W的陣列板上，其中L為單位計算面積的長度，應(yīng)滿足結(jié)構(gòu)計算需求，取240 mm；W為單位計算面積的寬度，應(yīng)大于極片寬度，取480 mm；H為沖擊孔高度，需達到均勻射流垂直度的目的，取50 mm。

以傳統(tǒng)干燥箱的干燥距離h為基準，為獲得較高的熱質(zhì)傳遞系數(shù)，根據(jù)沖擊射流流場特性，沖擊孔直徑d1應(yīng)滿足0.5lt;h/d1lt;1.5，滲出孔直徑d2應(yīng)滿足0.6lt;d2/d1lt;0.8，根據(jù)干燥箱整體進口體積流量，選擇沖擊孔直徑d1和滲出孔直徑d2；沖擊孔板上的滲出孔應(yīng)分布在過渡區(qū)邊緣上方，則沖擊孔與滲出孔的孔間距D應(yīng)滿足1.5lt;D/d1lt;2.5。以此為基準構(gòu)建不同排布密度的孔陣列方案，見表1。各方案的陣列結(jié)構(gòu)模型如圖5所示。

2干燥流場數(shù)值模擬

2.1流體方程

干燥箱內(nèi)的空氣流動狀態(tài)為充分發(fā)展的湍流，無強旋、無彎曲程度較大的壁面及其他特殊情況，故求解模型選用標準k-ε模型，控制方程除能量方程、連續(xù)性方程、動量方程外還有湍動能k方程和湍動能耗散率ε方程。空氣按不可壓縮流體處理，因流速不超過20 m/s，微小的密度變化并不會對流動造成明顯影響，故只考慮平均密度的變化。k方程和ε方程如下：

式中：Gk、Gb、YM分別為應(yīng)力源項、湍動能產(chǎn)生項、可壓縮湍流中的脈動擴張項；σk、σε分別為k對應(yīng)的普朗特數(shù)、ε對應(yīng)的普朗特數(shù)；C1ε、C2ε、Cμ是依經(jīng)驗所得到的常數(shù)，分別為1.44、1.92、0.09。

2.2數(shù)值模擬

2.2.1仿真模型

使用SolidWorks軟件中的Flow simulation模塊對干燥箱內(nèi)部熱流場進行數(shù)值模擬。為方便研究，在建立干燥箱模型時不考慮除孔陣列之外的箱體結(jié)構(gòu)，直接將陣列結(jié)構(gòu)（以陣列方案A為例）安裝在如圖6所示的箱體中，其中熱空氣從每一個陣列孔進入干燥腔進行熱交換后，從陣列結(jié)構(gòu)兩側(cè)的出口排入排風(fēng)管。

為減少計算量，在建模時采用了對稱周期性模型。其中，陣列板下表面（滲出孔所在平面）與極片的距離即干燥間距h，基于常規(guī)干燥距離設(shè)置為12 mm。

2.2.2網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分基于SolidWorks Flow Simulation進行網(wǎng)格設(shè)置，由于設(shè)備限制，為減小運算量，模型整體采用4級全局網(wǎng)格，其中最小縫隙尺寸設(shè)置為10 mm。為獲得極片表面的換熱情況以及干燥腔內(nèi)的流場分布，極片表面進行局部網(wǎng)格細化為4級網(wǎng)格，陣列板下表面進行局部網(wǎng)格細化為3級網(wǎng)格。正方形陣列（以陣列方案A為例）網(wǎng)格示意圖如圖7所示。經(jīng)計算，正方形陣列方案A、方案B、方案C干燥箱體計算網(wǎng)格總數(shù)分別為615 190、717 130、790 758。對網(wǎng)格無相關(guān)性進行驗證得出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達到57萬時，仿真結(jié)果基本不變。因此，干燥箱模型的網(wǎng)格劃分能夠滿足計算要求。

2.2.3邊界條件

根據(jù)實際工藝要求，熱空氣進口速度v=15 m/s，進口熱空氣溫度T=393.2 K，出口邊界條件為環(huán)境壓力P0=101 325 Pa，大氣常溫T0=293.2 K。極片設(shè)置為溫度293.2 K的體積熱源，其余部分模型均為絕緣體。極片沿長度方向上的平移速度v0=1.5 m/s。

3結(jié)果分析

3.1正方形陣列流場特性

流場特性分析側(cè)重于極片表面速度場分析和換熱均勻性分析。

3.1.1極片表面速度場特性

為保證分析過程的一致性和分析結(jié)果的準確性，故其速度參考界面選擇在極片表面1 mm處。正方形陣列距離極片表面1 mm處的風(fēng)速云圖如圖8所示。其中O-T為極片涂層區(qū)域，T-S為極片邊緣金屬基材，S下方為極片外的區(qū)域。

從圖8中可知，對于單個沖擊射流而言，在沖擊孔正下方的滯點低速區(qū)域外側(cè)均具有一個較大面積的環(huán)形區(qū)域，即偏轉(zhuǎn)射流區(qū)，這部分區(qū)域擁有較高的傳熱系數(shù)，其面積占比越高，分布越均勻，干燥流場越好。對比三種方案在極片表面1 mm處的單個沖擊孔流場能看出，方案A在偏轉(zhuǎn)射流區(qū)域的風(fēng)速最高，方案B次之，方案C最低；但是隨著沖擊孔密度的增大，單個沖擊射流在極片表面所形成的流場逐漸接近于正方形，整體風(fēng)速差值降低，使得整體流場區(qū)域的均勻性更好。所以隨著沖擊孔密度的增大，極片表面速度場的均勻性、穩(wěn)定性都逐漸提高。

由于涂層邊緣的比表面積較涂層中心區(qū)域大，且距離金屬基材最近，使得涂層邊緣的干燥速率比中間區(qū)域更大。對比圖8中T-S區(qū)域的流場分布可知，方案C在此區(qū)域內(nèi)的風(fēng)速最低，方案A次之，方案B最高；方案C在涂層邊緣T的風(fēng)速最低，能更好地降低極片邊緣的干燥速率，有效緩解了傳統(tǒng)干燥型式回風(fēng)過于集中導(dǎo)致的缺陷。

為了更清晰地看出流場分布規(guī)律，對極片表面流場風(fēng)速進行定量分析。在距離極片表面1 mm處間隔10 mm均勻取點，其點參數(shù)取值示意圖（以陣列方案A為例）如圖9所示。

采用樣本的算數(shù)平均值和相對標準偏差作為極片對流強度均勻性效果的評判依據(jù)。其計算公式分別為：

式中：Vi、V^-、CV分別為樣本參數(shù)值、樣本算術(shù)平均值、相對標準偏差，n為樣本個數(shù)。

在極片涂層表面X=0～0.45 m區(qū)域，各孔陣列方案沿長度方向的平均風(fēng)速曲線如圖10所示，沿長度方向的風(fēng)速相對標準偏差曲線如圖11所示；在極片金屬基材X=0.45～0.47 m區(qū)域，各孔陣列方案沿長度方向的平均風(fēng)速曲線如圖12所示。

從圖10中可以看出，正方形陣列方案A、方案B、方案C在極片涂層表面的平均風(fēng)速基本呈周期性波動，其波長和振幅有遞減的趨勢，方案A的波長約為方案C的1.5倍；其中方案A和方案C的周期性更顯著，方案B的部分周期出現(xiàn)了振幅增大的情況；每個小波谷出現(xiàn)的位置為正方形陣列沖擊孔中心截面所在的位置，大波谷為正方形陣列滲出孔中心截面的位置。方案A、方案B、方案C的最大平均風(fēng)速分別為10.74 m/s、9.09 m/s、8.33 m/s，最小平均風(fēng)速分別為3.90 m/s、2.47 m/s、3.94 m/s，最大風(fēng)速差值分別為6.84 m/s、6.62 m/s、4.39 m/s。經(jīng)計算，方案A的整體平均風(fēng)速最大，約為8.91 m/s；方案B次之，約為7.46 m/s；方案C整體平均風(fēng)速最低，約為7.07 m/s。方案B、方案C較方案A極片涂層表面整體風(fēng)速分別降低了約16.27%、20.65%，這是由孔陣列結(jié)構(gòu)加密導(dǎo)致的相鄰沖擊孔相互作用加強造成的。可見隨著正方形孔陣列密度的增大，雖然極片涂層表面的整體平均風(fēng)速有所下降，但整體風(fēng)速均勻性得到了提高。

方案A、方案B、方案C在極片涂層區(qū)域長度方向的風(fēng)速相對標準偏差最大值分別為0.35、0.43、0.32，最小值分別為0.17、0.20、0.10，最大差值為0.18、0.23、0.22，總體上方案A極片涂層表面風(fēng)速相對標準偏差波動范圍最小。經(jīng)計算，方案A、B、C的相對標準偏差整體平均值分別約為0.27、0.27、0.2，方案C相較于方案A、方案B降低了25.93%。

其中，方案A、方案B、方案C的風(fēng)速波動幅度分別為3.27 m/s、2.92 m/s、2.59 m/s，整體平均風(fēng)速分別約為4.89 m/s、5.76 m/s、2.26 m/s。可見，方案C在極片邊緣的平均風(fēng)速更低，能更好地降低極片邊緣金屬基材對極片涂層邊緣干燥速率的影響。

正方形陣列沿寬度方向的極片表面平均風(fēng)速曲線如圖13所示，沿寬度方向的極片表面風(fēng)速相對標準偏差曲線如圖14所示。

由圖13可知，在極片中間X=0～0.2 m的區(qū)間內(nèi)，方案A的風(fēng)速波動幅度較小且相對穩(wěn)定，方案B的風(fēng)速波動幅度呈遞減趨勢，而方案C的風(fēng)速波動幅度呈遞增趨勢。在極片位置X=0.2～0.5 m區(qū)間內(nèi)，三種方案的波動幅度都呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，但三者都有一個共同點即其波峰位置的風(fēng)速大小基本沒有發(fā)生變化，而是波谷位置的風(fēng)速在變化，這是因為波峰的位置是沖擊孔所在的平面位置，所有的沖擊孔都保持相同的風(fēng)速，其附近的風(fēng)速自然也趨于一致；而波谷的位置是滲出孔所在的平面位置，此處的流場多為多個沖擊射流相互碰撞、相互影響的區(qū)域，其流場不穩(wěn)定性較高，容易發(fā)生波動。在極片涂層表面X=0～0.45 m的區(qū)間內(nèi)，方案A、方案B、方案C沿寬度方向的平均風(fēng)速最大值分別為10.83 m/s、9.38 m/s、8.50 m/s，最小值分別為4.20 m/s、2.95 m/s、3.89 m/s，平均風(fēng)速最大差值分別為6.63 m/s、6.43 m/s、4.62 m/s，極片表面整體風(fēng)速分別約為8.91 m/s、7.49 m/s、7.00 m/s，可見，極片涂層表面的整體風(fēng)速隨正方形陣列密度的增大而減小，風(fēng)速波動幅度隨正方形陣列密度的增大而減小。方案A、方案B、方案C在極片涂層邊緣X=0.45 m處的平均風(fēng)速分別為8.88 m/s、8.70 m/s、3.89 m/s，說明在涂層邊緣X=0.45 m處，方案C的風(fēng)速更低，能更好地降低邊緣干燥強度。

從圖14中可以看出，在極片涂層表面X=0～0.45 m區(qū)間內(nèi)，方案A、方案B、方案C沿寬度方向風(fēng)速的最大相對標準偏差分別為0.41、0.43、0.36，最小相對標準偏差分別為0.14、0.16、0.17，相對標準偏差散布區(qū)間差為0.27、0.26、0.20，相對標準偏總體平均值分別約為0.27、0.27、0.26。可見，隨正方形陣列密度的增大，沿寬度方向風(fēng)速相對標準偏差的波動幅度逐漸減小，極片表面流場的穩(wěn)定性逐漸提高。

3.1.2極片表面換熱均勻性

極片表面熱通量分布圖如圖15所示。

圖15中極片表面熱通量負值表示極片吸收了熱風(fēng)中的熱量。從圖15中可以看出，隨著孔陣列密度增大，正方形陣列的高效換熱區(qū)表面熱通量主體分布逐漸加深，相鄰沖擊射流之間的低熱通量分布也逐漸減少，且邊緣表面熱通量的環(huán)狀區(qū)域偏移趨勢逐漸降低，說明極片表面流場換熱均勻性隨著陣列密度的增大而提高。

為了更清晰地表示出極片表面換熱的多少，對極片涂層表面熱通量進行定量分析。極片涂層表面點參數(shù)提取如圖16所示，在極片涂層表面間隔10 mm均勻取點，提取各參數(shù)點的表面熱通量絕對值。

極片涂層表面沿長度方向的平均表面熱通量曲線如圖17所示，極片涂層表面沿長度方向的表面熱通量相對標準偏差曲線如圖18所示。

方案A、方案B、方案C的最大平均表面熱通量分別為9 195.27 W/m2、9 795.37 W/m2、9 894.09 W/m2，最小平均表面熱通量分別為4 243.45 W/m2、4 268.50 W/m2、4 774.06 W/m2，最大表面熱通量差值分別為4 951.82 W/m2、5 526.87 W/m2、5 120.02 W/m2。經(jīng)計算，方案C的整體平均表面熱通量最大，約為7 028.34 W/m2；方案B次之，約為6 722.70 W/m2；方案A整體平均表面熱通量最低，約為6 524.79 W/m2。方案C較方案A、方案B的極片涂層整體表面熱通量分別提高了約7.72%、4.55%。可見，隨著正方形孔陣列密度的增大，極片涂層的整體表面熱通量逐步增大。

由圖18可知，方案A、方案B、方案C沿長度方向的極片涂層表面熱通量相對標準偏差最大值分別為0.37、0.44、0.39，最小值分別為0.13、0.09、0.15，最大差值為0.24、0.35、0.24，方案A和方案C的表面熱通量相對標準偏差最大差值較方案B降低了約31.43%。經(jīng)計算，方案A、B、C的表面熱通量相對標準偏差整體平均值分別約為0.26、0.25、0.24，可見，沿長度方向的極片涂層表面熱通量相對標準偏差整體平均值隨正方形孔陣列密度增大而逐漸降低。

極片涂層表面沿寬度方向的平均表面熱通量曲線如圖19所示，極片涂層表面沿寬度方向的表面熱通量相對標準偏差曲線如圖20所示。

從圖19中可知，方案A、方案B、方案C的最大平均表面熱通量分別為9 007.20 W/m2、9 727.08 W/m2、9 263.20 W/m2，最小平均表面熱通量分別為4 090.14 W/m2、4 544.13 W/m2、3 780.53 W/m2，最大表面熱通量差值分別為4 917.06 W/m2、5 182.96 W/m2、5 482.68 W/m2，可見，正方形陣列寬度方向上的表面熱通量波動幅度隨陣列密度增大而增大。

由圖20可知，方案A、方案B、方案C沿寬度方向的極片涂層表面熱通量相對標準偏差最大值分別為0.39、0.44、0.38，最小值分別為0.16、0.11、0.10，最大差值為0.22、0.33、0.28，總體上方案B沿寬度方向的極片涂層表面熱通量相對標準偏差波動范圍較大，方案A和方案C較小。經(jīng)計算，方案A、B、C的表面熱通量相對標準偏差整體平均值分別約為0.28、0.26、0.23，可見，沿寬度方向的整體極片涂層表面熱通量相對標準偏差平均值隨正方形孔陣列密度增大而逐漸降低，說明陣列密度約大，極片表面熱通量分布越均勻。

3.2綜合分析

對進口風(fēng)速v=15 m/s、進口風(fēng)溫T=393.2 K、干燥距離h=12 mm條件下的正方形孔陣列結(jié)構(gòu)干燥箱仿真結(jié)果進行綜合分析，其計算結(jié)果如表2所示。

由表2可知，隨著孔陣列密度逐漸增大，進風(fēng)面積基本呈遞減的趨勢，相同進口風(fēng)速下，進口體積流量自然呈遞減的趨勢，但極片涂層表面熱通量卻反而遞增，說明提高孔陣列密度對改善干燥箱內(nèi)換熱效率有顯著的效果。同時，各出口平均風(fēng)溫逐漸降低，說明孔陣列密度越高，干燥箱內(nèi)熱風(fēng)與極片之間的熱量交換進行得越充分。其中，方案C的空氣焓降更大，說明熱空氣在與極片的換熱過程中所放出的熱量更多，換熱效果更好。另外，可以看到方案C的極片金屬基材表面熱通量較其余方案更低，其結(jié)構(gòu)整體風(fēng)阻也相對較小。

結(jié)合速度場和熱通量的定性、定量分析，綜合考慮極片涂層表面的風(fēng)速分布和換熱均勻性、極片邊緣基材換熱量、干燥箱整體風(fēng)阻等因素，確定正方形陣列方案C為常規(guī)干燥條件下的最佳陣列結(jié)構(gòu)。

4結(jié)論

為解決鋰電池極片在傳統(tǒng)干燥設(shè)備中回風(fēng)氣流過于集中的問題，以孔陣列結(jié)構(gòu)干燥箱為研究對象，在實際干燥運行參數(shù)下，對不同陣列密度的孔陣列沖擊射流干燥箱流場進行對比研究，對各孔陣列結(jié)構(gòu)構(gòu)型干燥箱進行了速度場、溫度場分布特性的定性與定量分析，得到以下主要結(jié)論：

1）得出適用于鋰電池極片干燥工藝的孔陣列沖擊射流干燥型式：以傳統(tǒng)熱風(fēng)干燥箱的干燥距離h為基準，沖擊孔直徑d1應(yīng)滿足0.5lt;h/d1lt;1.5，滲出孔直徑d2應(yīng)滿足0.6lt;d2/d1lt;0.8，沖擊孔與滲出孔的孔間距D應(yīng)滿足1.5lt;D/d1lt;2.5。

2）正方形陣列方案A、方案B和方案C在極片金屬基材表面的風(fēng)速較極片涂層表面風(fēng)速分別降低了約45.12%、22.79%、68.03%，驗證了孔陣列構(gòu)型設(shè)計思路的正確性以及陣列回風(fēng)方式的可行性。

3）確定沖擊孔直徑d1為10 mm、滲出孔直徑d2為8 mm、孔間距D為20 mm的正方形陣列方案C為常規(guī)干燥條件下的最佳陣列結(jié)構(gòu)及參數(shù)。

參考文獻

[1] 黃葦葦， 閆冰， 孫會民， 等.有機正極材料在鈉二次電池中的應(yīng)用[J]. 燕山大學(xué)學(xué)報， 2018， 42（3）： 189-198.

HUANG W W， YAN B， SUN H M， et al. Organic cathode materials for sodium-ion batteries [J]. Journal of Yanshan University， 2018， 42（3）： 189-198.

[2] 黃彥瑜. 鋰電池發(fā)展簡史[J]. 物理， 2007（8）： 643-651.

HUANG Y Y. A brief history of lithium battery development [J]. Physics， 2007（8）： 643-651.

[3] 韓有軍， 胡躍明， 王亞青， 等. 鋰離子動力電池智能制造系統(tǒng)及應(yīng)用[J]. 汽車工程學(xué)報， 2021， 11（4）： 243-250.

HAN Y J， HU Y M， WANG Y Q， et al. Intelligent manufacturing system and application of lithium-ion power batteries [J]. Journal of Automotive Engineering， 2021， 11（4）： 243-250.

[4] 張海林， 和祥運， 李艷. 電極水分對鋰離子電池性能的影響[J]. 電池工業(yè)， 2013， 18（Z1）： 44-46.

ZHANG H L， HE X Y， LI Y. The effect of electrode moisture on the performance of lithium-ion batteries [J]. Battery Industry， 2013， 18（Z1）： 44-46.

[5] 羅雨， 王耀玲， 李麗華， 等. 鋰電池制片工藝對電池一致性的影響[J]. 電源技術(shù)， 2013， 37（10）： 1757-1759.

LUO Y， WANG Y L， LI L H， et al. The effect of lithium battery production process on battery consistency [J]. Power Technology， 2013， 37（10）： 1757-1759.

[6] 巫湘坤， 詹秋設(shè)， 張?zhí)m， 等. 鋰電池極片微結(jié)構(gòu)優(yōu)化及可控制備技術(shù)進展[J]. 應(yīng)用化學(xué)， 2018， 35（9）： 1076-1092.

WU X K， ZHAN Q S， ZHANG L， et al. Progress in microstructural optimization and controllable preparation technology for lithium battery poles [J]. Applied Chemistry， 2018， 35（9）： 1076-1092.

[7] 趙存洋. 節(jié)能型果蔬熱風(fēng)干燥實驗裝置及控制系統(tǒng)研究[D]. 北京： 中國農(nóng)業(yè)機械化科學(xué)研究院， 2011： 17-23.

ZHAO C Y. Research on energy-saving hot air drying experimental device and control system for fruits and vegetables [D]. Beijing： China Academy of Agricultural Mechanization Sciences， 2011： 17-23.

[8] 謝國慶. 鋰電池涂布機極片干燥箱流場研究[D]. 秦皇島：燕山大學(xué)， 2012.

XIE G Q. Research on the flow field of the electrode drying box of lithium battery coating machine [D]. Qinhuangdao：Yanshan University， 2012.

[9] HUSSEIN M M， ATTALLA M， FAWAZ H E， KHALIL M. Impingement/effusion cooling of electronic components with cross-flow[J]. Applied Thermal Engineering， 2019， 151： 199-213.

[10] AMANO R S， SUNDEN B. Impingement jet cooling in gas turbines[M]. Southampton：WIT Press， 2014.

[11] WAE-HAYEE M， YERANEE K， SUKSUWAN W， et al. Heat transfer enhancement in rotary drum dryer by incorporating jet impingement to accelerate drying rate[J]. Drying Technology， 2021， 39（10）： 1314-1324.

[12] TSUBOKURA M， KOBAYASHI T， TANIGUCHI N， et al. A numerical study on the eddy structures of impinging jets excited at the inlet [J]. International Journal of Heat and Fluid Flow， 2003， 24（4）： 500-511.

[13] CHO H H， GOLDSTEIN R J. Effect of hole arrangements on impingement/effusion cooling[J]. Thermal Engineering Conference， 1996： 71-76.

[14] CHO H H， RHEE D H. Local heat/mass transfer mea-surement on the effusion plate in impingement/effusion cooling system[J]. Turbomach， 2001， 123： 601-608.

[15] HOBERG T B， ONSTAD A J， EATON J K. Heat transfer measurements for jet impingement arrays with local extraction [J]. Heat and Fluid Flow， 2010， 31： 460-467.

[16] ATTALLA M， MAGHRABIE H M， QAYYUM A， et al. Influence of the nozzle shape on heat transfer uniformity for in-line array of impinging air jets [J]. Applied Thermal Engineering， 2017， 120： 160-169.

[17] 孫健， 謝敏倩， 李杰， 等. 新型矩陣式微射流熱沉性能分析[J]. 中國科學(xué)： 技術(shù)科學(xué)， 2018， 48（9）： 1021-1030.

SUN J， XIE M Q， LI J， et al. Performance analysis of a new matrix micro jet heat sink [J]. Chinese Science： Technical Science， 2018， 48（9）： 1021-1030.

[18] HUSSEIN M M. Heat transfer intensification of jet impingement using exciting jets-a comprehensive review [J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews， 2021， 139： 1-30.

Study on flow field characteristics of Li-ion battery

electrode film drying with hole-array impinging jet

ZHANG Lian， LI Xujia， LIU Hua， LI Guijing， XU Hongpeng

（School of Vehicles and Energy， Yanshan University， Qinhuangdao， Hebei 066004， China）

Abstract： To solve the problem of coating edge curling and cracking caused by excessive concentration of return air flow in traditional drying equipment for Li-ion battery electrode film，a hole-array impact jet drying type and its basic design principles suitable for Li-ion battery electrode film drying process is proposed. A geometric model for the hole-array configuration （the main flow sharing component in the drying chest） was established using SolidWorks software. The steady-state flow field was obtained using the finite volume method， verifying the correctness of the hole-array configuration design concept and the rationality of the new return air method design. Qualitative and quantitative analysis was conducted on the distribution characteristics of velocity and temperature fields of hole-array structures with different densities， and the optimal array structure was determined under conventional drying conditions. The results indicate that increasing the density of hole-array arrangement can improve the uniformity of flow field distribution on the surface of the drying chest and electrode within the allowable range of process and operating conditions. Furthermore， it can improve the drying heat exchange efficiency and providing reference for the improvement of li-ion battery drying equipment and drying quality.

Keywords： Li-ion battery; electrode film; drying chest; hole-array; impinging jet