摘 要:為改善低溫環境下鋰離子動力電池性能，本文提出一種基于單束熱管的動力電池熱管理低溫預熱模組結構。在對單體電池進行產熱模型試驗驗證的基礎上，采用數值計算的方法，研究熱管蒸發段預熱方式、加熱液體的入口溫度和環境溫度對模組內電池的升溫特性影響。

關鍵詞:動力電池; 熱管理; 低溫預熱

隨著電動汽車技術的不斷發展，電動汽車正在不斷實現行駛距離更長、充電時間更短和安全性更高等要求。其中，鋰離子電池以其能量密度高、無記憶功能、壽命長等優點被廣泛用于電動汽車的動力源，但其性能表現出對溫度的高敏感性。如果單體電池溫度過高( 超過 40 ℃ 時) ，會引起電池組局部失效以及容量減退，導致電池組性能下降。如果電池組在低溫環境下( 低于－10 ℃ 時) ，鋰電池的放電性能會急劇降低。如果模組內單體電池的溫差大于 5 ℃，也會導致電池放電性能的一致性變差。因此，開發一套有效的電池熱管理系統( 簡稱 BTMS) ， 實現鋰離子電池在高溫下的高效冷卻和低溫下的快速預熱，并保證模組內電池溫度的高度均勻性，對電動汽車的使用性能和安全性至關重要。

近年來，因熱管具有很高的傳熱系數和溫度均勻性等優點，在 BTMS 上得到了廣泛應用研究，使用的熱管形式包括管狀熱管、扁平熱管、平板熱管、脈沖熱管等。文獻提出了一種平板熱管型 BTMS，最大溫差相比于未采用平板熱管的模組降低了 60%。上述熱管式熱管理結構多采用多束熱管設計，這不僅增加了模組的重量，同時也提高了 BTMS 的成本。目前關于低溫環境下熱管式 BTMS 預熱特性的研究較少。

本文針對方形鋰離子動力電池，提出了一種結合單束熱管與空氣或液體傳熱相結合的輕量化復合 BTMS，建立其三維物理模型和數學模型，開展低溫環境下電池模組的加熱特性研究，以期為方形動力電池的輕量化 BTMS 設計提供參考。

1、BTMS 模組的物理模型

在傳統的液冷BTMS 中，微通道大多布置在冷板上，導致冷板厚度為 1～ 2 mm。在本文提出的液冷結構中，冷卻管放置在板的外圍，使得導熱板的厚度僅為 0. 2 mm，大大減輕了冷卻結構的重量。并且，相比于傳統的單一冷卻方式，本文提出了將導熱板、熱管和空氣或液體傳熱相結合的冷卻方式，從而實現輕量化復合的 BTMS。

電動汽車電池組通常由多個電池模塊組成，建立一個完整的電池系統和熱管理系統比構建單個電池模塊難度更大。為研究散熱系統的散熱性能，可將電池組系統替換為單個電池模塊，且為便于本研究的仿真，對電池模塊進行了簡化 。

本文提出的具有單束熱管、傳熱液體通道和導熱薄板的電池模組結構如圖 1( a) 所示，主要由 1 根束熱管、6 塊方形電池、1 塊導熱板和換熱流體組成。因為研究 6 塊電池既能很好地反映出單束熱管與空氣或液體傳熱相結合對 BTMS 模組產生的冷卻性能，又能簡化成百上千塊電池給試驗模擬造成的復雜情況，達到了簡化數值計算的目的。其中熱管的蒸發段插入到換熱流體中，其他部分作為冷凝段被導熱板的 3 個斷面纏繞，為了能夠使電池均勻散熱，將 6 塊電池分別布置在導熱板的兩側，每側布置 3 塊方形電池 ( 如圖 1( b) 所示) 。

在低溫環境下，換熱流體模塊中通入高溫流體，對熱管蒸發段中液態工質加熱并使其汽化，流向熱管冷凝段凝結成液體并釋放熱量，再通過導熱板傳遞給每一塊動力電池; 凝結成液體的工質在毛細力作用下回流至熱管蒸發段。重復上述過程，以此使得換熱流體的熱量被源源不斷高效均勻地傳遞到每一塊動力電池。

2、數值計算方法

2. 1 電池產熱與傳熱的數學模型

1) 由于電池內部的換熱較為復雜，認為為電池內部熱通量是均勻產生的，因此假設內部熱源產生的熱量分布均勻?；谏鲜隼碚?，方形電池的瞬態產熱公式如下:

式中: φ 為電池發熱量; I 為電池電流; E0 為電池開路 電壓; E 為電池電壓; T 為電池絕對溫度;為溫度系數。

2) 根據牛頓冷卻定律，電池外表面的散熱量可以用式( 2) 表示:2) 根據牛頓冷卻定律，電池外表面的散熱量可以用式( 2) 表示:

式中: qα 為對流散熱量; hα 為對流換熱系數; Ac 為換熱面積;Tw 為電池外壁絕對溫度; Tα 為外部環境流體絕對溫度。

2. 2 計算條件

在本研究中，該 BTMS 中所用材料的熱物性參數見表 1。傳熱流體的入口速度統一為 0. 5 m /s，流體進口溫度在 15～25 ℃范圍內變化。導熱板材料采用鋁，并在其與電池之間涂敷上一層導熱系數為 2 W/( m·K) 、厚度為 2 mm 的導熱硅膠，以消除導熱板與電池之間由于表面粗糙度而引起的接觸熱阻的影響。所有仿真計算均通過瞬態計算完成，瞬態計算的時間步長為 1 s，一個時間步長內的最大迭代次數為 20 次。

2. 3 網格數目無關性研究

網格的質量直接影響著仿真計算的精度和模擬結果，因此網格的劃分對后續的仿真計算至關重要。網格數目無關性就是驗證計算結果對于網格密度變化的敏感程度，當網格數量增加到一定程度后，如果計算結果的變化在允許范圍內，便可認為此時網格數量的變化對結果的影響可以忽略不計，即此時稱為網格數目的無關性。

本文采用 Hypermesh 對 BTMS 模組的物理模型進行網格劃分，主要包括電池、熱管、導熱板和流體域這 4 部分的網格，并且在劃分這 4 部分網格時都采用了同一尺寸的網格單元。為了簡化計算，通過采用不同尺寸的網格單元，生成了 6 個具有不同網格總數的模型，每一種網格數目對應著整個 BTMS 模組 4 個部 分( 電池、熱管、導熱板和流體域) 的網格總數。

在相同的邊界條件下完成計算后，通過電池模組的最高溫度( Tmax ) 來反映網格數量對計算精度的影響。從圖 2 中可以看出，網格數量增長時，電池的溫度逐漸升高，而當網格數大于 1. 53×106 時，最高溫度幾乎保持不變，且三者的最高溫度值的相對誤差小于 0. 2%，因此，選擇網格數量不小于 1. 53×106 的網格模型進行數值計算。

2. 4 電池產熱模型的試驗驗證

為了驗證 2. 1 節中所述的簡化后的電池產熱模型以及數值模擬的可靠性，建立了與數值模擬條件相同的單體電池的放電試驗系統。試驗裝置示意圖如 圖 3 所示。單體電池采用 20100140 型磷酸鐵鋰電池，使用 Neware CT－4008 T 電池測試站控制電池的 放電和充電。數值模擬設定的環境溫度和試驗設定的溫度都為 25 ℃，電池模擬器模擬電池 2 C 放電。JK－8U 溫度巡檢儀用于記錄溫度數據。試驗值為 5 個熱電偶所測溫度值的平均值，熱電偶的位置如圖 3 所示。測試結束后，試驗數據與瞬態模擬數據的誤差如圖 4 所示。結果表明，瞬態模擬數據和試驗數據基本一致，兩者的誤差在 2%以內，證明了電池產熱模型的合理性。

3、BTMS 模組在低溫環境下加熱性能分析

本章節主要在前面所述的計算條件下進行仿真研究，包括電池的產熱方程、冷卻方式、計算的邊界條件以及試驗的可靠性，從而對 BTMS 模組在低溫環境下的加熱性能進行分析。

3. 1 熱管蒸發段不同預熱方式

1) 4 種熱管蒸發段的預熱方式。為了探索高效的熱管蒸發段的預熱方式，設計了 4 種換熱方式，分別是空氣( 簡稱 HPA) 、空氣耦合翅片( 簡稱 HPAF) 、 液體( 簡稱 HPL) 和液體耦合翅片( 簡稱 HPLF) ，如圖 5 所示。HPA 預熱模式在熱管的蒸發段使用風扇提供強制空氣對流; HPAF 預熱模式在熱管蒸發段焊接了一些翅片，采用風扇驅動空氣實現對熱管蒸發段的強制對流加熱，通過熱管和導熱板將該熱量傳遞給電池; 對于 HPL 預熱模式，熱管的蒸發段采用傳熱液體進行加熱; HPLF 預熱模式則是將翅片焊接在熱管蒸發段。

翅片的結構如圖 6 所示。單個翅片尺寸為 24 mm×10 mm×0. 5 mm，中間開孔直徑為 6 mm; 翅片間距取 4 mm。共設置 15 塊翅片。

在加熱流體入口速度為 0. 5 m /s、入口溫度為 25 ℃、環境溫度為－10 ℃ 且預熱時間為 1 h 的情況下，電池模組的最低溫度( Tmin ) 和最大溫差( ΔTmax ) 在不同的預熱方式下隨時間的變化情況如圖 7 所示。

2) 不同加熱方式下電池最低溫度變化情況。由圖 7( a) 可以看出，在預熱過程中，HPA 和 HPAF 兩種預熱方式的 Tmin呈線性增長趨勢，HPL 和 HPLF 兩種預熱方式的 Tmin呈近似對數增長趨勢，且后兩種預熱方式下的 Tmin顯著大于前兩者。這主要是因為熱管蒸發段采用液體進行預熱的對流傳熱系數遠高于空氣。在預熱結束時，HPA 和 HPAF 的 Tmin分別為－8. 6 ℃和－4. 6 ℃，HPL 和 HPLF 的 Tmin分別為 15. 2 ℃ 和 15. 8 ℃。HPA 和 HPAF 的 Tmin差異為 4 ℃，而 HPL 和 HPLF 的差異僅為 0. 6 ℃。這些結果表明，無論有無翅片，熱管蒸發段采用空氣預熱的電池模組最低溫度值都達不到 10 ℃。因此，液體預熱模式具有優異的傳熱性能，可以更好地滿足 BTMS 的快速加熱要求。

3) 不同加熱方式下電池最大溫差變化情況。圖 7( b) 展示了 4 種預熱方式下 ΔTmax的變化情況。從 圖中可以看出，由于液體工質的對流換熱系數要比空氣的大得多，導致 HPA 和 HPAF 的 ΔTmax值在預熱初期的上升速度較小，而 HPL 和 HPLF 的 ΔTmax在預熱初期迅速上升，在 300 s 時到達峰值后逐漸減小。在預熱結束時，4 種預熱方式的電池模組最大溫差值分別為 0. 5 ℃、1. 8 ℃、5. 1 ℃ 和 5. 2 ℃。結果表明，采用液體預熱的 ΔTmax接近 5 ℃，且大于空氣預熱。

綜上，與空氣預熱相比，熱管結合液體預熱的 BTMS 具有更好的預熱性能，并且在提高電池最低溫度上，翅片的使用對液體預熱模式的電池模組溫度均勻性的改善效果不明顯。因此，為提升 BTMS 的預熱速度，并降低其加工復雜性，后續選擇 HPL 預熱方式作為進一步研究的對象。

3. 2 預熱流體入口溫度的影響

圖 8 展示了在加熱流體入口速度為 0. 5 m /s、環境溫度為－10 ℃且預熱時間為 1 h 的情況下，預熱過程中不同傳熱流體入口溫度下電池模組的最低溫度和最大溫差的變化情況。

1) 電池模組最低溫度變化情況。如圖 8( a) 所 示，不同加熱液體入口溫度下的 Tmin均呈現出隨著時間增長的趨勢，但其增加的幅度逐漸降低。隨著加熱液體入口溫度的增加，Tmin上升的速率呈現增加趨勢，這與文獻中研究的電池溫度變化趨勢一致。預熱 1 h 后，加熱液體入口溫度 15 ℃、20 ℃、25 ℃ 所對應的Tmin分別可以達到 8. 0 ℃、11. 6 ℃和 15. 2 ℃，即加熱液體的入口溫度越高，Tmin越高。當加熱液體的入口溫度為 20 ℃ 和 25 ℃ 時，電池加熱到 10 ℃ 的時間分別為 2640 s 和 1840 s，這個時間在減少，而加熱液體的入口溫度為 15 ℃時，預熱 1 h 結束后 Tmin都達不到 10 ℃。

2) 電池模組最大溫差變化情況。如圖 8( b) 所 示，不同加熱液體入口溫度的 ΔTmax的變化趨勢相同，呈現出先急劇上升，然后快速下降，最后平緩下降的趨勢。這主要是因為加熱液體的溫度與電池初始溫度之間的溫差較大，剛開始預熱時與導熱板直接接觸的電池部位溫度急劇上升，但由于電池本身的各向異性導熱性能，電池外部側面的溫度上升很慢，即電池本身內部的溫差急劇增大，導致整個模組的最大溫差急劇增大。隨著預熱過程的進行，更多的熱量傳遞到遠離導熱板的電池外部側面，導致 ΔTmax 快速降低。當加熱液體的入口溫度為15 ℃和 20 ℃時，電池模組最大溫差降低到 5 ℃ 所需的時間分別為 2230 s 和 2890 s，當加熱液體的入口溫度為 25 ℃ 時，預熱 1 h 結束時 ΔTmax仍大于 5 ℃，預熱結束時加熱液體入口溫度 15 ℃、20 ℃和 25 ℃對應的 ΔTmax分別為 3. 7 ℃、 4. 2 ℃和 5. 1 ℃。結果表明，加熱液體入口溫度越高，ΔTmax越大，ΔTmax 降低到 5 ℃ 需要的預熱時間越長。

3) 電池模組的溫度云圖。不同熱流體入口溫度下預熱 3 600 s 時電池模組的溫度如圖 9 所示。由于電池模組加熱量全部來源于熱管和導熱板的熱量傳遞，靠近熱流體附近區域的電池部位溫度較高。同時，隨著熱流體入口溫度的升高，電池模組的最大溫差呈現上升趨勢。

因此，提高加熱液體的溫度，可以更快地對該復合熱管型電池熱管理模組進行預熱，但滿足溫度均勻性要求所需的時間也越長，且加熱系統的能耗越高。所以需要綜合考慮復合熱管型電池熱管理模組的加熱速率和最大溫差，不宜選擇過高的熱流體入口溫度。

3. 3 環境溫度的影響

圖 10 展示了在不同的加熱液體入口溫度下電池模組預熱 1 h 時 Tmin和 ΔTmax隨環境溫度( －10 ℃、－5 ℃和 0 ℃ ) 的變化情況。

1) 電池模組最低溫度變化情況。從圖 10( a) 中可以看出，當加熱液體入口溫度為 20 ℃時，環境溫度 －10 ℃、－5 ℃和 0 ℃對應的Tmin分別為 11. 6 ℃、13. 1℃和 14. 4 ℃，環境溫度從－10 ℃ 升高到 0 ℃ 時，Tmin 增大了 24. 1%。表 2 為各種工況下電池加熱到 10 ℃ 所需的時間，從表中可以看出，當環境溫度為 0 ℃、加熱液體入口溫度分別為 15 ℃、20 ℃ 和 25 ℃ 時，加熱 1 h 的 Tmin 都超過了 10 ℃，所需要的時間分別為 2 640 s、1 470 s 和 1 092 s; 當加熱液體入口溫度為 20 ℃，環境溫度為 0 ℃ 時 Tmin升高到 10 ℃ 所需時間比環境溫度為－10 ℃時 Tmin升高到 10 ℃ 所需時間減少了 1 170 s。

2) 電池模組最大溫差變化情況。從圖 10( b) 中可以看出，當加熱液體的入口溫度為 20 ℃時，環境溫度－10 ℃、－5 ℃和 0 ℃的 ΔTmax分別為 4. 4 ℃、3. 6 ℃ 和 2. 9 ℃。環境溫度從－10 ℃升高到 0 ℃時，加熱液體入口溫度 15 ℃、20 ℃和 25 ℃ 下的 ΔTmax分別降低了 41%、34. 1%和 27. 5%。這表明環境溫度的降低對控制該復合熱管型電池熱管理模組的最大溫差帶來了挑戰，需要降低加熱流體的入口溫度以迎合熱管理的溫度目標，但這會延長加熱時間，需要在實際操作中予以綜合考慮。

4、結 論

針對方形鋰離子動力電池，提出了一種結合單束熱管與空氣或液體傳熱相結合的新型輕量化復合 BTMS，對低溫環境下該 BTMS 的預熱性能進行數值計算與評估分析，結論如下:

1) 設計并研究了4 種不同熱管蒸發段的預熱方式對該 BTMS 預熱性能的影響。單純的空氣強制對流并不能實現預熱效果，即使在熱管的冷凝段加上翅片; 液體預熱比空氣預熱的預熱能力更好，能夠迅速實現電池模組升溫的目的，但在加熱過程中電池模組的最大溫差往往會超出 BTMS 的溫度控制目標，需要對其加熱策略進行優化。

2) 在低溫環境下，提高加熱液體的入口溫度可以顯著提高預熱速率，縮短預熱時間，但加熱液體入口溫度的升高并不利于提升電池溫度均勻性，應權衡熱管理的預熱速率要求和最大溫差容忍度，選擇合適的加熱液體入口溫度。

3) 低溫環境溫度的降低對電池熱管理溫度目標的實現帶來了挑戰，特別是模組的最大溫差，需要降低加熱液體的入口溫度，但同時也會大幅延長整個電池系統達到預熱目標溫度所需的時間，需要根據環境溫度的變化優化選擇合適的加熱液體的入口溫度。

來源：安徽安凱客車股份有限公司 新能源研究所，合肥工業大學 機械工程學院

作者：焦云鵬，孫 然，帥深龍，唐志國

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