網(wǎng)格劃分

關(guān)于網(wǎng)格的劃分方法，本文在2.5.3.1節(jié)中己經(jīng)做了詳細(xì)介紹，本節(jié)就不多加敘述。本次仍然使用四面體劃分網(wǎng)格法(Tetra hedro ns )，采用proximity and curvature劃分函數(shù)，對(duì)于流體域需增加邊界層，在meshing中引入inflatio n，選中流體幾何，邊界層數(shù)為2層。對(duì)于本文的鋰離子電池液體換熱系統(tǒng)，由于電池有30塊而且表面棱角多，擠壓多孔扁管式溫控板通道尺寸較小、通道數(shù)很多、長寬比極高，所以網(wǎng)格數(shù)勢必極為龐大。雖然實(shí)驗(yàn)室能夠使用工作站進(jìn)行仿真計(jì)算，但是網(wǎng)格數(shù)超過1500萬的話仍會(huì)使計(jì)算速度過慢甚至被迫中止計(jì)算。流體仿真的計(jì)算規(guī)模受制于計(jì)算機(jī)的性能，但是控制網(wǎng)格數(shù)量也會(huì)使網(wǎng)格質(zhì)量和網(wǎng)格的貼體性下降，計(jì)算的可靠性同樣會(huì)受到影響，所以必須在現(xiàn)有計(jì)算機(jī)能力的基礎(chǔ)上保證網(wǎng)格質(zhì)量，必須對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行必要的簡化。

電池上下面均墊有絕熱板，可以視為電池與箱體無熱交換，所以電池箱體模型可以不做考慮。因?yàn)殡姵貥O柱所占電池的體積比例很小，極柱發(fā)熱對(duì)電池內(nèi)部影響較小，而且電池內(nèi)核溫度才直接決定電池性能，所以在簡化中將極柱忽略。電池表面棱角過多會(huì)明顯增加網(wǎng)格數(shù)，在模型中可以用接觸熱阻代替，而且在實(shí)驗(yàn)中為了電池與溫控板良好接觸，也需要涂抹導(dǎo)熱硅脂。電池組在X方向的固定需要把電池壓緊，而且電池X方向上的換熱比較少，所以把電池簡化為一個(gè)大模型。為了保證網(wǎng)格質(zhì)量，對(duì)于幾何模型中的一些對(duì)流場和溫度場影響較小的小尺寸或尖角需要額外處理。在熱模型仿真中，如果對(duì)相鄰網(wǎng)格尺寸相差過大會(huì)容易造成rotedace的數(shù)據(jù)傳遞失真，部分情況rote rfac e兩側(cè)的傳熱量相差甚至?xí)^20 070，所有本文沒有對(duì)電池模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，而是使所有rotedace共節(jié)點(diǎn)，進(jìn)行無差的能量傳遞，保證換熱精度，但是interface處的網(wǎng)格數(shù)會(huì)增長。最終箱內(nèi)鋰電池液體換熱系統(tǒng)網(wǎng)格模型如圖3.11所示，總網(wǎng)格數(shù)1325萬。

邊界條件設(shè)定

(1)湍流模型的確定

液體在管道中流動(dòng)時(shí)存在兩種狀態(tài):層流和湍流。層流是指流體是分層或者分片流動(dòng)的，流體的質(zhì)點(diǎn)只沿著管道的軸向方向移動(dòng)，在切向方向上沒有運(yùn)動(dòng)。湍流則相反，其速度是各個(gè)方向上的速度分量是無規(guī)律的疊加。定義液體流動(dòng)屬于層流還是湍流需要判斷其雷諾數(shù)是否超過臨界值。

經(jīng)轉(zhuǎn)子流量計(jì)測試，液體換熱系統(tǒng)在冷卻工況下入口流量為2.4L/min，電池箱體進(jìn)出口模塊液體入口直徑為10 mm, Re=1383<2300，流動(dòng)狀態(tài)為層流，使用層流模型;加熱工況下系統(tǒng)流量為9L/min,  Re>4000，流動(dòng)狀態(tài)屬于湍流，使用標(biāo)準(zhǔn)k-s湍流模型。

(2)物性參數(shù)

鋰離子動(dòng)力電池的物性參數(shù)在2.4節(jié)己經(jīng)獲取。乙二醇水溶液的熱物性參數(shù)如表3.2所示，可通過分段線性函數(shù)(piecewise linear)定義其物性參數(shù)。溫控板為6061鋁制多孔扁管，密度為2700kg/m3，比熱容為892J/(kg "K)，導(dǎo)熱系數(shù)為170(W/(m "K))。

(3)進(jìn)出口邊界及換熱邊界。

溫控板入口邊界條件為流量入口，湍流度默認(rèn)，入口溫度與工況相關(guān)。出口邊界為壓力出口，出口溫度等于入口溫度，湍流度默認(rèn)。采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。液體工質(zhì)和溫控板之間、溫控板和動(dòng)力電池之間采用節(jié)點(diǎn)重合的rotedace配對(duì)進(jìn)行熱量交換。溫控板的wall邊界設(shè)置為絕熱。電池wall的輻射和對(duì)流換熱系數(shù)分別為0.2_5和4.7W/(m2 " K)，電池與溫控板設(shè)置0._5 mm的接觸熱阻，熱阻材料的導(dǎo)熱系數(shù)為1.5 }W/gym·K}}。

試驗(yàn)工況的仿真及實(shí)驗(yàn)

首先進(jìn)行的是散熱實(shí)驗(yàn)工況的仿真，入口流量為2.4L/min，入口溫度為16.4 ℃ ,環(huán)境溫度15 ℃，電池lc放電。

散熱實(shí)驗(yàn)工況電池組及溫控板的溫度場如圖3.12一圖3.15所示。在圖3.12中，單個(gè)電池右側(cè)溫度較低，左側(cè)溫度較高，因?yàn)闇乜匕宓娜肟谠陔姵刈髠?cè)，出口在電池右側(cè)，液體工質(zhì)從在溫控板內(nèi)流動(dòng)，通過溫控板與電池進(jìn)行熱量交換，液體工質(zhì)的溫度逐漸升高，所以在溫控板出口附近液體工質(zhì)的溫度最高，冷卻能力最差，而電池的綜合導(dǎo)熱系數(shù)在Z軸方向最小，所以單個(gè)電池的溫度呈現(xiàn)沿Z軸正方向逐漸遞增的趨勢。在每一塊電池近似中間的區(qū)域均其高溫區(qū)，因?yàn)閱螇K溫控板為2個(gè)100*5規(guī)格的鋁制擠壓扁管組成，兩個(gè)扁管之間在z軸方向留有60mm的間隙，而電池在z軸方向?qū)嵯禂?shù)最小，所以在電池中間形成了一個(gè)類似帶有自發(fā)熱的半絕熱帶，電池產(chǎn)生的熱量也在此聚集。

從圖3.13可明顯觀察到，第二層左列的電池高溫區(qū)帶略大于右列，因?yàn)樵跍乜匕宓呐挪贾?，右列溫控板的進(jìn)出口均離分流排較近，管件排布比較短，液體在管件的沿程阻力比較小，所以左列流量略小于右列，在仿真數(shù)據(jù)中也有所體現(xiàn)。

圖3.14是左列電池xy截面的溫度圖，可以看出，第二層電池的溫度明顯低于其他兩層電池，因?yàn)樵诶鋮s工況下，第二層電池可以受到雙面冷卻，而另兩層電池只有一面受到冷卻，所以第一層和第三層電池的溫差較大。

從圖3.15可以明顯觀察到溫控板的沿程溫度分布，最高和最低溫差為7.5度;因?yàn)闇乜匕暹M(jìn)出口不是在單個(gè)扁管中間，所以溫度分布會(huì)有向進(jìn)出口偏斜;靠近進(jìn)出口的扁管通道壁面溫度相對(duì)較低，遠(yuǎn)離進(jìn)出口的扁管通道壁面溫度較高，形成凸起的等溫線。

溫控板不同測點(diǎn)溫度的實(shí)驗(yàn)和仿真的對(duì)比情況如表3.3所示。

通過對(duì)比不同測點(diǎn)的實(shí)驗(yàn)值和仿真值，發(fā)現(xiàn)兩者吻合較好，誤差小于5 %，這可能因?yàn)槟Ｐ秃喕袑?dǎo)熱系數(shù)的設(shè)置和實(shí)驗(yàn)的接觸熱阻有關(guān)。讀取軟件數(shù)據(jù)從上到下四塊溫控板的入口流量分別為:0.597 L/min(板一)，0._598L/min(板二)，0.602 L/min(板三)和0.603L/min(板四)，仿真結(jié)果驗(yàn)證了并聯(lián)系統(tǒng)流量的均勻性。

總之，仿真與實(shí)驗(yàn)的對(duì)比驗(yàn)證了本文所采用的液體換熱系統(tǒng)模型的有效性，通過這套模型可有效分析電池組液體換熱系統(tǒng)的流動(dòng)和傳熱問題。