应用于动力电池热管理的重力型热管仿真研究

时间：2024-06-19

陈昊鹏，张天时，4，林晓东，高青，韩志武，金英爱，蒋志鹏，杨凯乔，许艺怀，徐晓宇，刘笑言

（1. 吉林大学汽车仿真与控制国家重点实验室，长春 130022；2. 吉林大学汽车工程学院，长春 130022；3. 宜宾吉林大学研究院，四川，宜宾 644000；4. 吉林大学工程仿生教育部重点实验室，长春 130022）

在“碳达峰、碳中和”目标的激励下，电动汽车已经成为引领绿色交通革命的重要运载工具。动力电池作为电动汽车的核心部件，呈现出高比能、大容量的发展趋势，随着高镍三元电池逐步大范围的应用，与低镍三元电池相比，其热稳定性会进一步恶化。同时，外部的复杂工况与高温环境也造成了电池组内部热量积聚，如果无法及时散热，会导致电池组温度过高，影响功率输出，甚至引发热失控等安全事故［1］。为了保障电池的工作性能、使用寿命与热安全性，对应的热管理技术也需要与时俱进，不断进步。根据不同的冷却需求与应用场合，国内外研究人员相继提出了空气冷却、液体冷却、热管冷却等多种电池热管理方案。其中，空气冷却研究应用最早，其结构简单、成本低，但换热系数小，冷却速度慢，无法满足大容量电池组的散热需求［2］。与空气冷却相比，液体冷却的换热效率显著提升，但系统也变得更加复杂，冷板末端容易出现热堆积现象，加剧了电池单元的温度梯度。当汽车出现碰撞挤压或冷板受到较大的冷热冲击时，冷却介质容易泄露，存在一定的安全隐患［3］。为了在强化传热效果的基础上使系统更加简约轻量，研究人员相继引入了热管，其结构紧凑、换热能力强，当达到启动温度时，管内工质利用相变潜热的原理，通过沸腾与凝结过程进行高效的热量传递。在传递过程中，液体工质首先在蒸发段汽化吸热，在压差的驱动下流向冷凝段凝结放热，之后液体工质可通过毛细力或重力作用返回蒸发段［4］。

目前，针对采用热管的动力电池冷却研究仍以试验与宏观分析为主，主要涉及热管在动力电池组中的布置方式设计、热管冷凝段散热结构设计等，针对热管内部工质两相传热与流动过程的计算分析研究相对较少［5］。在热管内部结构设计方面，主要考虑工质种类、充液率、吸液芯结构、内壁面接触角、初始压力等因素对传热性能的影响。NANDY等［6］发现工质的散热效果与电池产热率密切相关，针对不同的热源发热量，采用不同工质才能发挥热管的最大功效。PREM等［7］研究了吸液芯氧化对环路热管热性能的影响，发现吸液芯氧化可以减少热泄漏，改善热管的热性能。为了进一步完善热管内部工质两相传热与流动仿真计算研究，本文针对重力型热管建立了两相传热与流动模型，探究了不同充液率、内壁面接触角和初始压力对热管启动性能与换热特性的影响，为进一步开展应用于电池热管理的优化设计奠定了基础。

1 模型构建与参数设置

重力型热管运行时，内部为气液两相共存状态，其中工质蒸发沸腾产生气泡的过程、冷凝液滴受重力作用回流的过程都具有较为明显的两相交界面，因此选用VOF多相流模型来模拟热管内部两相流动的复杂过程［8］。该模型通过实时求解每一计算单元的动量方程与体积分数来实现对两相交界面的追踪。同时，结合Evaporation-Condensation模型来定量计算蒸发与冷凝过程中的气液相变传热传质［9］，成功再现了重力型热管内部工质两相蒸发与冷凝过程。传质速率方程如式（1）～（2）所示［10］。

式中：r为蒸发或冷凝因子；αl和αv分别为液相和气相的体积分数；ρl和ρv分别为液相和气相的密度，kg/m3；Tsat为相变温度，K。此外，热管内部的流体流动过程还涉及到连续方程、动量方程与能量方程，如式（3）～（6）所示［11-12］。

式中：µl和µv分别为液相和气相的粘度，Pa·s；ux和uy分别为x和y方向上液相的速度分量，m/s；vx和vy分别为x和y方向上气相的速度分量，m/s；αn为第n相流体的容积比率；t为时间，s；ν→为各方向速度，m/s；ρn为第n相密度，kg/m3；SM为质量源项，包含相变过程中的传质量。

式中：ρ为流体密度，kg/m3；p为压强，Pa；µ为动力粘度，N·s/m2；为重力加速度，m/s2；F为法向压力，N。

式中：keff为有效传热系数，W/（m2·K）。SE包含相变过程中的传热量。

如图1a所示，构建壁厚为0.5 mm的热管模型，其简化为二维封闭腔体，内部边界尺寸为2 cm×14 cm，由下向上将壁面分为3个区域，蒸发段长4 cm，绝热段长2 cm，冷凝段长8 cm。如图1b所示，计算域采用结构化网格，固体计算域网格尺寸为0.25 mm，近壁面网格厚度为0.1 mm，边界层网格膨胀率为1.05倍，流体计算域网格最大尺寸为0.3mm，总计网格数量为46 154个。

图1 模型与网格

模型设置时，选用水为工质，主相为蒸汽，传质方程选择from water to vapor，设置蒸发因子为0.1，冷凝因子为25，打开能量模型与湍流kepsilon Realizable模型，启动Enhanced wall treatment对壁面附近的计算结果进行修正［13］。边界条件为定壁温，连续性残差收敛标准设置为0.000 1，采用时间步长为0.000 5 s，步数为40 000步，总计算20 s。

2 结果与讨论

2.1 充液率的影响

本节分别选取了3 cm、4 cm、5 cm、6 cm、7 cm、8 cm、9 cm、10 cm、11 cm、12 cm、13 cm、14 cm的充液高度，对应充液率分别为21.4%、28.5%、35.7%、42.9%、50%、57.1%、64.3%、71.4%、78.6%、85.7%、92.9%、100%。参考环境压力为一个大气压，即101 325 Pa。工质汽化潜热为2 256.43 kJ/kg，蒸发段边界条件为500 K，冷凝段边界条件为150 K。各充液率下热管平均温度变化曲线，如图2所示，充液率越高，热管启动时间越长。

图2 不同充液率下热管平均温度变化曲线

启动初期2 s时刻的工质体积分数云图，如图3所示，3种充液率下热管的上部冷凝区域都已经出现了明显的冷凝液滴，充液率越高，沸腾蒸发产生的气液混合态工质上升的高度越高。当充液率为35.7%时，气液混合态工质几乎充斥至热管顶部。

图3 三种充液率下热管内2 s时刻工质体积分数云图

热管稳定工作时刻的工质体积分数云图，如图4所示，稳定时气液混合态工质在整个热管内部空间充斥良好，充液率越高充斥程度越明显。底部工质受热蒸发直至沸腾，形成的气泡受到浮力与压力的影响沿着壁面逐渐上升，在上升过程中遇到顶部冷凝段形成的液体回流冲击并相互混合形成内部湍流。当蒸汽继续上升至顶部后，受冷却壁面的作用持续冷凝为液态工质，受重力影响其会向下运动，但由于壁面区域大多被底部上升的蒸汽所附着，冷凝液体主要从中间区域向下回流，充液率越高这种现象越明显。

图4 三种充液率下热管稳定工作时工质体积分数云图

不同充液率下热管稳定工作时内部质量传递速率变化，如图5所示，其中冷凝传质速率随着充液率的增大而减小，蒸发传质速率一开始随着充液率的增大而增大，当充液率为85.7%时达到峰值10.7 kg/（m3· s），随后蒸发传质速率随着充液率的增大而减小。

图5 不同充液率下热管稳定工作时内部质量传递速率变化曲线

如图6～7所示，由于内部工质存在周期性流动变化，热管的热流量整体上呈现出频率较高的震荡走势，冷凝和蒸发壁面的传热速率也呈现剧烈的波动状态，尤其是在热管未达到稳定状态之前。当达到稳定状态后，总体传热速率值基本维持在一定的动态范围内，因而取动态平衡时间内传热量的平均值作为该稳定状态时的传热水平。

图6 不同充液率下热管蒸发壁面热流量监测变化曲线

图7 不同充液率下热管冷凝壁面热流量监测变化曲线

此时，不同充液率下热管分别对应的传热速率与总体热阻值见表1。

表1 不同充液率对应的传热速率与热阻值

热管整体传热热阻计算公式，如式（7）所示［14］。结果表明，充液率相对较大时，热管整体热阻相对较低，传热效果较好。这是由于在蒸发冷凝过程中，较高充液率的热管底部有足量的液体供蒸发所需，而较低的充液率可能会导致底部呈现略微蒸干的状态，尽管有冷凝液体的回流补充，但其整体工质较少，实时回流的冷凝液体并不多，难以满足蒸发需求，因而无法达到该加热强度下的最大沸腾速率。但传热效果与充液率并不总是成正比的关系，存在最佳充液率，当高于85.7%时，热管传热速率减小，整体热阻增大。

式中：Rtotal为整体传热热阻，K/W；Tevap为蒸发段壁温，K；Tcond为冷凝段壁温，K；Ptotal为传热速率，W。

2.2 内壁面接触角的影响

本节分别设置了60°（锐角）、90°（直角）、120°（钝角）的内壁面接触角。参考环境压力为一个大气压，即101 325 Pa。工质汽化潜热为2 256.43 kJ/kg，蒸发段边界条件为500 K，冷凝段边界条件为150 K。如图8a所示，内壁面接触角越大，启动时间越长。为了精准捕捉到热管内部细微的流体流动与相变过程变化，分别选取了3种内壁面接触角在0.1 s、1 s、2 s、20 s时刻下热管内部流体的体积分数云图。

图8 三种内壁面接触角下热管参数变化

如图9所示，0.1 s时内壁面接触角为60°的热管液面呈现向下的凹陷，加热壁面产生的蒸汽气泡最为圆润。内壁面接触角为90°的热管液面水平，加热壁面产生的蒸汽气泡的圆润度降低。内壁面接触角为120°的热管液面呈现向上的凸起，加热壁面产生的蒸汽气泡的圆润度最低，呈现紧贴的状态。

图9 三种内壁面接触角下热管内0.1 s时刻的流动状态

如图10～11所示，对比3种内壁面接触角下热管内部工质在1 s、2 s时刻的流动状态，可以发现当冷凝液滴出现时，内壁面接触角越小，冷凝液滴的圆润度越低，接近膜状冷凝状态。内壁面接触角越大，冷凝液滴的圆润度越高，接近珠状冷凝状态，这与蒸汽气泡的圆润度呈现相反的趋势。

图10 三种内壁面接触角下热管内1 s时刻的流动状态

如图12所示，当达到稳定状态时，内壁面接触角为60°的热管液态工质对壁面的附着程度最高，而内壁面接触角为120°的热管液态工质只有少部分附着在壁面上，其壁面大部分几乎被蒸汽气膜覆盖。

图11 三种内壁面接触角下热管内2 s时刻的流动状态

图12 三种内壁面接触角下热管内20 s时刻流动状态

如图8b所示，稳定时内壁面接触角分别为60°、90°、120°的热管内部冷凝传质速率依次为7.97 kg/（m3·s）、8.11 kg/（m3·s）、8.12 kg/（m3·s），而蒸发传质速率依次为6.20 kg/（m3·s）、5.76 kg/（m3·s）、4.36 kg/（m3·s）。可以发现，内壁面接触角越大，蒸发传质速率越小，冷凝传质速率变化幅度可以忽略。如图8c～d所示，热流量的变化依旧呈现波动状态，内壁面接触角越大，热流量的波动幅度越窄。不同内壁面接触角所对应的传热速率与总体热阻值，见表2。

表2 不同内壁接触角对应的传热速率与热阻值

内壁面接触角较小时，传热速率较高，整体热阻相对较低，能够达到较好的传热效果。这是由于内壁面接触角越大，达到稳定状态时，蒸汽气膜对壁面的附着程度越大，导致液体工质对蒸发和冷凝壁面的冲击减弱，冷凝和蒸发过程相应受到影响。一方面，气膜使冷凝回流的液滴无法及时与加热壁面相接触，导致蒸发相变的传热量降低。另一方面，气膜也使顶部被气液混合态工质充斥的冷凝壁面与蒸汽能够更好地接触，使蒸汽能够及时向外传热并冷凝，提高了冷凝相变过程的传热速率，但冷凝速率的提高幅度远不及蒸发速率的降低幅度，所以较小的内壁面接触角可使重力型热管的整体传热性能得到提升。

2.3 初始压力的影响

为了更好地满足车用动力电池热管理需求，本节分别设置了3 361 Pa、3 779.7 Pa、4 242.3 Pa、4 754.3 Pa、5 319.6 Pa的初始压力，对应沸点分别为26 ℃、28 ℃、30 ℃、32 ℃、34 ℃，对应工质汽化潜热分别为2 439.35 kJ/kg、2 434.59 kJ/kg、2 429.85 kJ/kg、2 425.09 kJ/kg、2 420.32 kJ/kg，蒸发段边界条件为313.15 K，冷凝段边界条件为288.15 K。初始压力越大，热管平均温度的变化幅度越大，达到稳定状态所需的时间越长，如图13a所示。启动初期1 s时刻的工质体积分数云图，如图14所示，5种初始压力下重力型热管底部加热区域的中心、左右两侧底角以及竖直加热壁面上均有明显的沸腾气泡产生，上部冷凝区域都已经出现了明显的冷凝液滴，长大后分别从左右两侧壁面滑落。初始压力越高，冷凝液滴的产生与成长过程越明显。2 s时气液两相逐渐混合，由于不断受到混合工质的冲击，冷凝区域内液滴的产生与成长过程并没有像初始1 s时刻那样清晰，但在初始压力较大的热管内还是可以观察到冷凝液滴的壁面滑落现象，如图15所示。当达到稳定状态时，热管内部两相流动状态达到动态平衡，气液混合工质基本充斥了热管整个内部空间，如图16所示。

图13 五种初始压力下热管参数变化

图14 五种初始压力下热管内1 s时刻的流动状态

图15 五种初始压力下热管内2 s时刻的流动状态

图16 五种初始压力下热管内20 s时刻的流动状态

如图13b所示，随着初始压力的增大，蒸发传质速率减小，冷凝传质速率增大。如图13c～d所示，热流量的变化依旧呈现波动状态，不同初始压力所对应的传热速率与总体热阻值，见表3，初始压力较小时，传热速率较高，整体热阻相对较低，能够达到较好的传热效果。

表3 不同初始压力对应的传热速率与热阻值