不同充電倍率下鋰離子電池組冷卻系統(tǒng)結構設計*

吳曉剛，齊明山，杜玖玉，N.I.Shchurov，A.A.Shtang

（1.哈爾濱理工大學，汽車電子驅動控制與系統(tǒng)集成教育部工程研究中心，哈爾濱 150080；2.清華大學，汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京100084；3.俄羅斯新西伯利亞國立技術大學電氣工程教研室，俄羅斯新西伯利亞 630073）

前言

鋰離子電池具有比能量高、自放電率低和循環(huán)壽命長等特點被廣泛應用在電動汽車中。已有研究表明，鋰離子電池性能很大程度上受到環(huán)境溫度的影響。在動力電池組以不同充電倍率運行時，電池組內(nèi)的溫度對電池的內(nèi)阻、性能和循環(huán)壽命有很大影響。特別是使用三元（鎳鈷錳，NCM）動力電池組時，雖然能夠提升電池組的能量密度，但其較差的熱穩(wěn)定性對電池熱管理系統(tǒng)提出了更嚴峻的挑戰(zhàn)。

目前電動汽車運行中常采用液冷系統(tǒng)對電池組進行冷卻。Xia等在液冷系統(tǒng)結構優(yōu)化的研究中，在液冷板內(nèi)部設計了斜翅片，提高了熱墊的導熱系數(shù)，增大了冷板與模組接觸面積，使動力電池組的最高溫度降低1℃，溫差降低2℃。但該研究并未考慮流體壓降的影響，導致電池消耗更多的電量。申明等在對高功率、高比能動力電池冷卻系統(tǒng)結構的研究中，提出了結構緊湊、換熱效率高的直冷式冷卻裝置，并從系統(tǒng)溫度響應和能耗的角度分析電池組溫度、系統(tǒng)的制冷效率和?效率。結果表明，直冷式冷卻系統(tǒng)具有較快的溫度響應特性，在高溫高速的穩(wěn)態(tài)和動態(tài)工況下都可以對電池進行快速降溫，但系統(tǒng)?效率僅為46.17%，存在進一步提升空間。Worwood等通過金屬散熱盤與熱管兩端相連的方式，優(yōu)化圓柱形電池的熱管冷卻結構，利用電池內(nèi)部更有效的軸向導熱路徑，提高熱管的熱傳遞效率。但散熱盤和熱管的引入使其能量密度降低，電池組質量增加。Bandhauer等為消除電池內(nèi)部溫升及熱梯度，引入微通道相變的概念，對傳統(tǒng)內(nèi)部冷卻方式進行改進，從而改善了車用磷酸鐵鋰電池的溫度均勻性。Deng等對蛇形冷板通道的數(shù)量及其布置和入口溫度進行研究，有效預測了主流道方向的布置對冷卻效果影響最大，結果使最高溫度降低至26℃。Patil等則對U型轉向式微通道冷板進行研究，結果表明當表面積覆蓋率為75%、流道直徑為1.54 mm時，冷板具備較好的冷卻性能。Zhang等通過在冷板與電池之間填充柔性石墨的方式，提升冷卻系統(tǒng)的傳熱性能，使電池表面溫差由7降至2℃。為以散熱背景下的冷卻系統(tǒng)評價標準化，Hales等提出一個電池冷卻系數(shù)（cell cooling coefficient，CCC）的經(jīng)驗公式和相應的測量方法，通過比對CCC系數(shù)，可以在系統(tǒng)級上提高性能和使用壽命并降低成本。高CCC則代表使用較高的連續(xù)功率且電池內(nèi)部溫度梯度較小，有助于提升可用容量。該度量基于電池的產(chǎn)熱速率等于散熱速率的假設，故僅在穩(wěn)態(tài)溫度區(qū)域中才是真實值。

綜上所述，目前動力電池組冷卻系統(tǒng)的結構設計研究中，以傳統(tǒng)冷卻方式組合或通過改變導熱路徑等方式進行設計。而在動力電池組運行狀態(tài)即充放電倍率不同時，冷卻系統(tǒng)所呈現(xiàn)的過度冷卻狀態(tài)將會增加系統(tǒng)功耗等。本文中針對NCM動力電池組在不同充電倍率下，以抑制組內(nèi)最高溫度和最大溫差為目的，對冷卻系統(tǒng)結構進行設計。

1 電池熱模型與實驗平臺的搭建

鋰離子電池在充放電過程中，溫度的變化源于產(chǎn)熱和傳熱。

1.1 產(chǎn)熱模型

鋰離子電池在充電過程中，由于電池本身存在著內(nèi)阻和活性物質轉移，使電池在充電時一部分能量轉換成熱能。其中，一部分熱能由于電池的熱容而存儲在電池內(nèi)部，一部分熱能與外部環(huán)境存在溫度梯度而散失于環(huán)境中，加入液冷裝置后，冷卻液的循環(huán)也會帶走一部分熱量。描述此過程時的熱平衡方程為

為方便計算，焦耳熱部分常用電池內(nèi)阻計算，即等效為

式中為電池總內(nèi)阻，Ω。

1.2 傳熱模型

傳熱包含熱傳導、熱對流和熱輻射3種方式。在充放電過程中，電池與外部交換熱量，由于實驗過程中電池電解液流動速度很小，故在熱傳遞模型中僅考慮熱傳導過程，計算公式為

溫度初始條件為

邊界條件為

式中：λ、λ、λ分別為電池在、、方向上的導熱系數(shù)；分別代表電池的長度、寬度和高度。

1.3 實驗平臺的搭建

本文選用NCM軟包電池，其主要性能參數(shù)如表1所示。

表1 32A·h NCM軟包電池主要參數(shù)

基于所搭建的電池熱電參數(shù)和溫升測試實驗平臺（見圖1），標定電池的實際容量，測試不同充電倍率下的電池內(nèi)阻和相關熱參數(shù)，進而構建單體電池熱模型。以電池充電過程中的溫升實驗對模型進行驗證，實驗平臺相關設備的參數(shù)如表2所示。

圖1 實驗平臺

表2 實驗平臺設備參數(shù)

2 模型參數(shù)辨識與驗證

根據(jù)固體熱傳遞理論，通過對電池進行性能測試，獲取構建熱模型所需的參數(shù)，如電池內(nèi)阻、比熱容、導熱系數(shù)和熵系數(shù)等。以電池的熱模型描述充電過程中熱量的產(chǎn)生與傳遞，并以電池溫升測試對模型進行驗證，提升模型的準確性?；诳煽康臒崮Ｐ?，對電池組在充電過程中進行產(chǎn)熱分析。

2.1 模型參數(shù)辨識

2.1.1 鋰電池內(nèi)阻測試

在25℃的環(huán)境下，分別以1C、1.5C和2C的倍率對電池進行混合脈沖功率特征（hybrid pulse power characteristic，HPPC）的測試。根據(jù)式（7）~式（9）和圖2所示的測試過程，得到不同SOC下的充放電內(nèi)阻。

圖2 電池內(nèi)阻測試

式中：為充電歐姆內(nèi)阻，Ω；為充電極化內(nèi)阻，Ω；為充電總內(nèi)阻，Ω；、、分別為對應充電脈沖時刻電池的開路電壓或端電壓，V；分別為對應的充放電電流，A。

充電內(nèi)阻測試結果如圖3所示。

圖3 電池充電內(nèi)阻測試結果

2.1.2 比熱容與導熱系數(shù)的測試

電池的比熱容參數(shù)的計算參照文獻［22］和文獻［23］：

式中：為物體吸收或放出的熱量，J；為電池卷芯質量，kg；Δ為溫差，℃；為比熱容，J/（kg·℃）。

電池整體結構包含正極耳、負極耳、電池外殼和卷芯。其中正負極耳和電池外殼材質單一，比熱容已知。卷芯部分則由正負極材料、隔膜和電解液等多種材料復合而成，故比熱容數(shù)值須單獨進行測試。比熱容測試流程如圖4所示。

圖4 電池比熱容測試流程

測試過程中為防止電解液揮發(fā)，確保加熱片和熱電偶與卷芯緊密貼合，以便準確測量數(shù)據(jù)，須對放置加熱片和熱電偶后的電芯用鋁塑膜進行塑封。直流電源以恒定功率對卷芯進行穩(wěn)定加熱，全過程中記錄加熱時間和卷芯的溫度變化，再由式（4）計算，經(jīng)測試，本文所用的NCM軟包電池比熱容為1 213.3 J/（kg·℃）。

材質單一的正負極耳和電池外殼均為各向同性導熱物質，導熱系數(shù)已知。圖5為軟包電池結構示意圖，卷芯通過逐層堆疊各組分而成。因此卷芯具備展向和法向方向的各向異性導熱系數(shù)，須對其進行單獨測試。根據(jù)傅里葉定律，分別計算電池各方向上的導熱系數(shù)和熱流密度：

圖5 軟包電池結構示意圖

式中：為熱流方向上的導熱系數(shù)W/（m·℃）；為該方向上的熱流密度，J/（m·s），?/?為溫度梯度；為截面表面積，m。

實驗時，采用局部加熱的方法測量導熱系數(shù)。在兩個卷芯中間布置加熱片進行加熱，并在加熱片表面涂抹導熱硅脂，確保二者間的傳熱效率。并在對稱側布置支撐片，保證電池在法向方向對稱，利用布置在內(nèi)側和外側的熱電偶測得多點溫度，再利用上述公式算得導熱系數(shù)。熱電偶和加熱片布置情況如圖6所示。

圖6 熱電偶與加熱片布置示意圖

經(jīng)實驗測得，展向導熱系數(shù)為23.9 W（/m·℃），法向導熱系數(shù)為1.3 W（/m·℃）。展向導熱系數(shù)遠大于法向導熱系數(shù)，這與文獻［27］一致。

2.1.3 熵系數(shù)測試

熵系數(shù)表征電池在充放電中吸熱或放熱的過程，是計算反應熱的重要參數(shù)。反應熱計算公式為

式中：為反應熱，J；為充放電電流，A；d/d為電池熵系數(shù)，mV/℃。通過測試不同溫度下的SOC?OCV曲線，并根據(jù)OCV隨溫度的變化而擬合，進而獲得不同SOC下的熵系數(shù)，測試過程如圖7所示。

圖7 熵系數(shù)測試過程

在恒溫箱中擱置不同SOC狀態(tài)下的電池，并依次設置恒溫箱的溫度為50、25、0、?20和?25℃。在每一個溫度條件下進行充分擱置，獲取電池的OCV變化數(shù)據(jù)，根據(jù)電池的OCV和溫度數(shù)據(jù)計算熵系數(shù)。熵系數(shù)實測結果如圖8所示，熵系數(shù)為負，在充電過程中，表示反應熱為負，即電池吸熱；在放電過程中，表示反應熱為正，即電池放熱。熵系數(shù)為正時，則與之相反。

圖8 熵系數(shù)實測結果

2.2 模型驗證

2.2.1 溫度點測試驗證

為驗證模型的準確性，讀取在電池充電過程中不同溫度測點的溫度數(shù)據(jù)，溫度點測試驗證流程如圖9所示。

圖9 測試與驗證流程

其中電池充電產(chǎn)熱實驗過程具體步驟如下：

（1）連接數(shù)據(jù)采集器和熱電偶，并確定熱電偶貼放位置，用絕熱棉包裹，保證溫度數(shù)據(jù)傳輸準確。

（2）選擇充放電機通道，并與電池相連，確保夾具與極耳連接穩(wěn)固。

（3）將布置好熱電偶并連接充放電機的電池移至溫度設置為25℃的溫箱中，溫箱擱置3 h。

（4）利用上位機編寫程序，使電池以2C倍率自截止電壓下限（3 V）充電至截止電壓上限（4.2 V），觀察溫度測點的溫升情況。

（5）建立該款電池單體3D熱模型，設置與實驗相同的環(huán)境條件進行仿真。

模型驗證結果如圖10所示。

圖10 熱電偶的溫度數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對比

圖10所示T?1、T?2、T?3和T?4分別對應熱電偶所貼的4個位置，即正極耳、負極耳、電芯中央和電芯底部。、、、分別代表4個溫度測點處的溫度偏差。經(jīng)驗證發(fā)現(xiàn)，T?1處最大溫度偏差為2.1%，平均偏差為0.7%；T?2處最大溫度偏差為1.8%，平均偏差為0.71%；T?3處最大溫度偏差為1.83%，平均偏差為0.5%；T?4處最大溫度偏差為1.4%，平均偏差為0.7%。對比結果說明所建模型能夠很好反映NCM電池的產(chǎn)熱特性。

2.2.2 熱成像測試驗證

為進一步驗證模型的準確性，以熱成像儀實時觀測充電過程中電池表面的溫度分布和溫度變化過程。實時傳輸測試點溫度數(shù)據(jù)的同時觀測電池表面溫度變化以分析電池內(nèi)部熱量傳遞的過程。該實驗具體步驟如下：

（1）在室內(nèi)利用充放電機連接電池，保持環(huán)境溫度為25℃。

（2）根據(jù)實驗環(huán)境，設置熱成像儀相關上位機工作臺參數(shù)。

（3）以2C倍率對電池進行充電，使電池自截止電壓下限（3 V）充電至截止電壓上限（4.2 V），在上位機處實時觀測電池表面溫度分布。

通過熱成像儀對電池2C充電過程的實時監(jiān)測，得到電池在0~100%下的11個電池溫度分布，結果如圖11所示。

圖11 熱成像儀下NCM電池表面溫度分布

圖中Sp1、Sp2、Sp3、Sp4分別對應與圖10相同的測點。由圖可見，電池在以2C倍率充電過程中，正極耳（Sp1）發(fā)熱最快，隨著充電時間的增加，電芯中央部分（Sp3）產(chǎn)熱增加，且熱量逐漸傳遞到電芯底部（Sp4）。利用該數(shù)據(jù)與上節(jié)所建立的產(chǎn)熱模型進行再度驗證，測點溫升對比和溫度偏差如圖12所示。

圖12 熱成像儀的溫度數(shù)據(jù)與模型數(shù)據(jù)對比

由圖可見，4個溫度測點中最大溫度偏差為1.6%，說明所構建的熱模型能夠反映電池單體的產(chǎn)熱情況。

2.3 電池組建模與產(chǎn)熱分析

2.3.1 電池組建模

電池單體結構尺寸為210 mm×195 mm×7.6 mm，正、負極耳尺寸為54 mm×25 mm×0.3 mm。利用有限元分析軟件建立1P12S下的電池組，并進行網(wǎng)格劃分。由于電池組幾何結構規(guī)則簡單，模型采用自由三角形網(wǎng)格單元掃掠的方式劃分，以提高模型收斂性和迭代速度，如圖13所示。

圖13 電池組模型

將電池組網(wǎng)格模型與電池熱模型在有限元分析軟件中結合，進行條件設定。

（1）定義電池材料，并輸入上述實驗所得的電池比熱容、導熱系數(shù)、熵系數(shù)和電池內(nèi)阻等參數(shù)。

（2）定義電池熱源，根據(jù)式（3）分別在電池組的極耳和電芯部分定義熱源。

（3）確定邊界條件，將電池組邊界設置為初始環(huán)境溫度，即25℃，表面設置自然對流換熱方式。參考實際應用中自然對流換熱系數(shù)設置為3~5 W/（m·K），本文設置為5 W/（m·K）。

（4）設置充電倍率分別為1C、1.5C和2C，計算時間分別為3 600、2 400和1 800 s，計算步長設置為1 s。

2.3.2 不同倍率下電池組產(chǎn)熱分析

基于驗證后的熱模型，分別以1C、1.5C和2C倍率對無冷卻結構下的電池模組進行充電，利用模型計算充電過程中模組溫度分布，其中充電結束時刻模組溫度分布云圖如圖14所示。

圖14 充電結束后模組溫度分布

不同倍率下模組內(nèi)的最高溫度和最大溫差隨的變化特性如圖15所示。由圖可知，模組內(nèi)的最高溫度和最大溫差隨倍率的提升而增加。且同倍率下的最高溫度曲線與最大溫差曲線在充電初期（≤10%）和充電后半段（≥50%）兩個階段內(nèi)呈現(xiàn)相同的變化趨勢。在10%≤≤25%階段，溫差曲線的下降趨勢應與此階段時電池熵系數(shù)為負，這與電池存在吸熱現(xiàn)象相關。充電仿真過程中的溫度數(shù)據(jù)如表3所示，充電倍率的增加引起溫度不一致性愈加明顯。其中充電倍率由1C增至1.5C時，最高溫度和最大溫差的變化最為明顯，分別增加3.9和1.7℃。由1.5C增至2C時，最高溫度和最大溫差的變化略小，分別增加1.7和0.8℃。

表3 不同充電倍率下模組的最高溫度和最大溫差

圖15 不同充電倍率下模組溫度變化情況

3 冷卻系統(tǒng)的結構設計

電動汽車液冷熱管理系統(tǒng)多采用布置液冷板的方式進行冷卻。本文中設計適用于高比能量電池組的冷板布置結構。對基于蛇形流道的冷板，分別進行單面、雙面和三面布置。比較3種冷卻方案間的冷卻效果，從而對冷板結構、流道和出入口位置進行設計。

3.1 不同冷卻方案的冷卻效果對比

為適應NCM電池組在不同充電倍率下的溫度特性，冷卻方案分為單面冷卻、雙面冷卻和三面冷卻。根據(jù)模組內(nèi)的最高溫度和最大溫差，對3種冷卻方案的冷卻效果進行比較。結合軟包電池商用的冷板結構和文獻［31］中所設計蛇形冷板結構，電池底部冷板和側面冷板如圖16所示，冷板尺寸如表4所示。

表4 液冷板主要參數(shù) mm

圖16 底部冷板與側面冷板結構圖

3種冷卻方案如圖17所示。單面冷卻僅使用底部冷板；雙面冷卻僅使用側面冷卻（兩側各一）；兩種冷板都使用則為三面冷卻。

圖17 冷卻方案結構圖

對3種冷卻方案中的電池模組分別以1C、1.5C和2C的倍率充電，比較冷卻方案對模組溫度的影響，分析不同冷卻方案的冷卻效果。仿真過程中外部環(huán)境溫度與冷卻液溫度設置為25℃，以水作為冷卻介質，冷卻液流速設置為3 L/min。

仿真結果如圖18所示。模組的最高溫度隨冷板數(shù)量的增加而降低，其中三面冷卻對溫度的抑制效果最佳，其次為雙面冷卻，最后為單面冷卻。充電過程中，熱量從正極集流體處開始增加，逐漸轉移到電芯中央側。隨著充電倍率的增加，雙面冷卻和三面冷卻對最高溫度的抑制能力逐漸相似。這表明布置在模組底部的冷板雖抑制熱量向底部蔓延，但對抑制高溫區(qū)域和溫度不一致性的能力較差。

圖18 不同冷卻方案中充電時模組最高溫度變化

不同冷卻方案的最高溫度和最大溫差的對比如圖19所示，在單面冷卻結構下，以2C倍率充電時，模組最高溫度為38.5℃，最大溫差達到13.5℃，此時最大溫差甚至高于無冷卻結構的模組溫差，進一步影響模組內(nèi)溫度均勻性。相比之下，雙面冷卻結構下的模組最高溫度為32.0℃，最大溫差為7℃；三面冷卻結構下的最高溫度為30.4℃，最大溫差為6.2℃。二者的冷卻效果均有較大提升，但溫度一致性仍未達到鋰電池在該充電倍率條件下的溫度要求?？紤]到動力電池組的能量密度，在三面冷卻比雙面冷卻的冷卻能力提高并不顯著的情況下，三面冷卻方案并不是最優(yōu)選項，增加一塊冷板既增加成本，又會占用空間影響整個液冷模組的體能量密度。故本文選擇以雙面冷卻作為電池組的冷卻結構。

圖19 不同冷卻方案中的溫度對比

3.2 冷板出入口位置選取

由于在模組充電時，冷板并不是理想的恒溫板，電池模組、冷板和冷卻液三者之間的傳熱是相互的，冷板入口溫度與冷卻液初始溫度相同，不同的出入口位置會影響模組內(nèi)部溫度場的分布。故選擇冷板的出入口位置有益于冷板冷卻能力的提升。研究以雙面冷卻為基礎，取冷板外側4條邊方向，分別布置流道出入口。這是由于實際應用中需要連接液冷管道，而在上側的流道入口，液冷管道會擠壓電池極耳，甚至引起極耳彎折。鋁制冷板導熱性能良好，流道出入口位置在內(nèi)側或外側，并不會影響液冷板與電池模組間的傳熱通路，故流道出入口位置設計如圖20所示。

圖20 不同出入口位置冷板結構

電池以2C倍率充電時，模組內(nèi)部溫度差異更明顯，在改變不同出入口位置的冷板結構下，對電池模組進行2C倍率的充電，冷卻液流速設置為3 L/min，冷卻液溫度和外部環(huán)境設置為25℃，以水作為冷卻介質，模擬模組內(nèi)的溫度場隨出入口位置的變化情況。充電結束后，模組溫度場分布如圖21所示。

圖21 模組溫度場分布圖

由圖可見，在不同出入口位置的冷板結構下，出入口位置的變化影響模組內(nèi)部溫度等值線的分布，出入口位于上下兩側（Side_1和Side_2）相比于左右兩側（Side_3和Side_4），電芯中央的高溫等值線分布較密。提取上述仿真中的溫度數(shù)據(jù)進一步分析，結果如表5所示。

表5 不同出入口位置冷板仿真數(shù)據(jù)對比

對仿真后的模組內(nèi)最高溫度、最大溫差和冷板出入口最大溫差分析后發(fā)現(xiàn)，冷板出入口位置的改變對模組內(nèi)的最大溫差影響最大，其次為模組內(nèi)的最高溫度，最后為出入口溫差。這是由于冷板出入口位置的變化，引起模組內(nèi)部低溫區(qū)域的變化，而冷卻液和冷板整體的溫度本身并沒有發(fā)生變化，故未對最高溫度產(chǎn)生明顯作用。相比于其它冷板，Side_4冷板結構可改善模組內(nèi)的溫度分布一致性。最終選用Side_4冷板搭建雙面冷卻結構。

3.3 冷卻液溫度對冷卻結構的影響

所設計的冷板結構溫度均勻，出入口溫差更小，為進一步提升模組溫度一致性。在充電倍率變化同時，使冷卻液溫度在20~30℃范圍內(nèi)以1℃為間隔逐漸變化。環(huán)境溫度為25℃時，仿真結果如圖22所示。

圖22 不同冷卻液溫度下模組內(nèi)溫度變化

由圖可知，冷卻液溫度在高于25℃時，電池組的最大溫差得到進一步抑制。在1C、1.5C和2C充電倍率時，冷卻液溫度分別控制在25、27和30℃，可以使最高溫度抑制在27.8、32.3和35.5℃，最大溫差抑制在2.9、4.8和4.7℃。說明本文所設計的冷板結構可以有效抑制不同充電倍率下的模組溫升，并使模組溫差控制在5℃以內(nèi)。

4 結論

以某款車用NCM軟包鋰電池為研究對象，在搭建熱模型的基礎上，分析電池模組在不同充電倍率時的溫升。根據(jù)電池組的產(chǎn)熱特性采用布置液冷板的方式進行冷卻。從冷卻結構方案和冷板出入口位置等角度，對電池組在不同充電倍率下的冷卻系統(tǒng)進行了設計。所設計的液冷系統(tǒng)在節(jié)省成本的同時保證了液冷模組的能量密度，所得到的結論如下。

（1）結合Bernardi方程和有限元分析方法構建了能夠反映單體鋰離子電池溫度分布的產(chǎn)熱模型，與實驗結果對比，最大溫度偏差不高于2.1%，能夠較真實地反映鋰離子電池在不同充電倍率下的產(chǎn)熱過程。

（2）由熱模型計算不同充電倍率下電池模組溫度分布，并對比不同冷卻結構。結果顯示，與雙面冷卻相比，三面冷卻結構冷卻效果的改善不很顯著，為提升電池模組的能量密度，降低系統(tǒng)成本，選擇了雙面冷卻方式。

（3）為進一步提升電池模組的溫度分布一致性，基于雙面冷卻結構，對比冷卻液入口的位置和溫度對模組冷卻效果的影響，結果表明，最終在環(huán)境溫度30℃時在不同充電倍率下該冷卻系統(tǒng)可以使電池模組的最大溫差控制在5℃以內(nèi)。