首页 > 新闻 > 汽车 > 正文

天天头条:电池热管理系统散/加热特性研究及保温安全设计

2022-08-12 15:43:38来源:易贸AUTO行家  

目的

研究电动汽车高/低温工况下锂离子(Li–ion)电池散/加热所需时间,完善电池热管理系


(资料图片)

统(BTMS)的保温与安全设计。方法 通过瞬态仿真分析微通道耦合微热管(MC 耦合 UMHP)式

BTMS 作用 Li–ion 电池组散热过程的动态特性,并在该 BTMS 结构上增加电加热辅助设计,考虑到

Li–ion 电池组在超低/高温工况运行时的各种不利条件,对 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 增加保温与安全设

计。结果 在流速为 3 m/s 时,MC 耦合 UMHP 式 BTMS 作用 Li–ion 电池组从初始温度 314 K 降温至目

标温度 303 K 所需的时间仅为 135 s,在 Li–ion 电池组初始温度为 258 K 时,加热时间近 258 s,在各种

工况下进行散/加热仿真实验中 Li–ion 电池组的最大温差始终小于 5 K。结论 MC 耦合 UMHP 式 BTMS

对 Li–ion 电池散/加热所需时间少,换热效果好,温度均衡性好。


关键词:锂离子电池;BTMS;微通道;微热管;安全

作者:

王振,李保国 上海理工大学,上海


作为电车动力源,锂离子(Li–ion)电池能够实

现平衡其最佳性能与使用寿命的工作温区为 288~

308 K[1]。Li–ion 电池性能易受温度影响,在温度为

303~313 K 时,Li–ion 电池温度每升高 1 K,其使用

寿命将缩短 2 个月[2]。在低温时 Li–ion 电池活性迅速

降低并失去部分电量,在高温时 Li–ion 电池生热加

剧,易引发安全隐患[3]。电池热管理系统(BTMS)

是一种为动力 Li–ion 电池提供及时热量交换与保护

而设计的系统,通常采用包裹/贴覆于动力电池表面

的结构对其进行换热[4]。可靠的 BTMS 是保证 Li–ion

电池在多工况环境下正常工作与安全运行的关键[5]。

受限于电车的小空间尺寸,更加简洁与微型的 BTMS

备受市场青睐与需求,要求动力电池的有效散热间隙

降低至 2~3 mm[1,3],而基于常规的空气、液冷、相

变材料(PCM)以及热管式的 BTMS 已不再适用[6]。

要解决 BTMS 中的高换热量与高占用空间等问题,

须采用换热性能更好、水力直径更小的微通道与微热

管等相关换热技术[3]。

Zhao 等[7]通过改变微通道体积、质量流量、流动

方向和进气道尺寸等,对冷却圆柱锂离子电池的散热

性能进行了数值模拟研究,结果表明,当微通道数量

大于 4,入口质量流量为 10−3 kg/s 时,锂离子电池的

最高温度低于 313 K。Liu 等[8]采用数值模拟研究了在

微通道中添加纳米颗粒对 5 层方形锂离子电池的控

温效果,结果显示,纳米颗粒的换热效果优于同等条

件下的水和乙二醇的混合溶液。Bai 等[9]提出了一种

基于相变浆液(PCS)和微型通道冷却板结合的

BTMS。模拟结果表明,当质量流量小于 3×10−4 kg/s

时,体积分数为 20%正十八烷微胶囊和体积分数为

80%水组成的 PCS 的冷却性能优于纯水、乙二醇溶液

和矿物油。An 等[10]采用仿真研究发现,在放电速率

为 2 C 的情况下,对电池单侧的一半表面进行冷却足

以使电池组的最大温差小于 3 K。微通道液冷式

BTMS 可以有效地保障 Li–ion 电池组在较为合适的

温区内工作,并随着微通道和平板数量的增加以及进

口流量的增加,微通道换热器的换热性能越好,但随

着管道长度与流速的增加,Li–ion 电池组温差随之增

大[11-13]。Ye 等[14]采用微热用热管冷却板对锂离子电池

组在快速充电状态下的热性能进行研究,得到在 8 C

充电倍率和不同的冷却控制策略下其设计的 BTMS

均具有良好的散热性能。Liu 等[3]提出了采用扁平超

薄微热管(Ultra-Thin Micro Heat Pipe,UMHP,厚度

为 1 mm)用于 BTMS,对其在极端情况下的散/加热

性能做了实验研究,得到在单体电池生热率小于

10 W 时,其表面温度小于 313 K,在产热率为 20~

40 W 时,其表面温度小于 328 K,最大温差不超过

5 K,但其采用翅片式设计用于微热管散热仍然存在

体积较大、效率较低的问题,作为整体的 BTMS 换

热结构其体积已超出了小空间占比的设计要求[3,14]。

此外,微通道热管和微通道的区别在于:前者是封闭

恒温系统,内部流通的相变制冷剂可自成循环,需要

辅助额外的散热设施将热量转移至车载换热设备中;

而后者是开放变温系统,内部流通的载冷剂可在泵的

驱动下与车载换热设备直接换热,并完成整个换热循

环[6]。因此,文中在对微通道(MC)与扁平微热管

结构与特性研究的基础上,通过在 UMHP 冷凝端耦

合 MC 组对其进行换热,构建 MC 耦合 UMHP 式

BTMS。该耦合结构集合了 MC 与 UMHP 的传热优势

于一体,从根本上解决 UMHP 式 BTMS 所需换热设

备大,以及长尺寸 MC 式 BTMS 中 Li–ion 电池组温

差大等问题。文中将通过瞬态仿真分析的方法研究

MC 耦合 UMHP 式 BTMS 对 Li–ion 电池散/加热过程

的动态特性的影响,并在此基础上完善其对 Li–ion

电池的保温与安全设计。


01、模型描述


Li–ion 电池组模型

考虑到方形 Li–ion 电池单体/组是当前国内厂商

生产与使用最多的 Li–ion 电池类型,因此,在对

Li–ion 电池单体/组的选型时,选择 BTMS 设计还不

完善、在国内使用最多的方形 Li–ion 电池单体/组,

并以 5组方形 Li–ion电池单体构成的电池组为研究对

象,可以完整地用于代替各种不同工况下的电池包的

性能测试[15]。5 个型号 GSP09102165F 方形聚合物

Li–ion 电池构成的热源系统模型见图 1,该模型主要

包含 4 类结构:5 组 Li–ion 电池体模型、5 组阴极极

耳、5 组阳极极耳和 5 组电池壳体模型,其详细规格

与物性参数见表 1[3]。




MC 耦合 UMHP 式 BTMS 模型构建

MC 耦合 UMHP 式 BTMS,见图 2,其中 MC 耦

合 UMHP(MC–UMHP)换热结构竖直地贴敷于垂直

放置的 Li–ion 电池组的侧立面,构成夹层结构。图

2b 为放大后的 MC–UMHP 换热结构图,其中 5 组

MC 与 5 组 UMHP 通过热融合的方式形成一体结构,

并竖直地贴敷于 Li–ion 电池组两侧。该模型的几何参

数:MC 的结构特征尺寸为 50.2 mm×6.2 mm×1.4 mm;

UMHP 的结构特征尺寸为 161.7 mm×10 mm×1 mm;

UMHP 组中相邻 UMHP 单体的间距为 0.5 mm;相邻

电池单体的间距为 0.5 mm;相邻 MC–UMHP 结构的

间距为 102 mm。



02、数值求解方法及过程


数值求解方法

使用基于有限体积法 19.2 版本的 Fluent 对具有

一定初始温度的 Li–ion 电池组热源模型进行瞬态仿

真研究,黏性模型选择 k–e,以上选择主要用于计算

高雷诺数(Re)条件下微通道中的流体流动。动量与

能量方程选择 Quick 方式进行离散,采用 Coupled

Algorithm 算法求解热传导与对流的共压速度耦合,

其主要目的是加速微通道中的仿真计算[16-18]。计算域

的网格划分采用六面体与四面体单元,研究中的液体

是水,固体分别是铝、阳极、阴极和 Li–ion 电池。由

于 Re 已超过 2 000,故该流体被认为是三维不可压缩

湍流。


边界条件设置

考虑到此次仿真计算的模型结构与传热方式,选

择高速流动的液体水作为载冷剂物质用于传热,因此

入口边界条件设置为均匀流速入口,出口边界条件设

置为充分发展出口,背压为 0;考虑到 MC 与 UMHP

耦合面处的传热、流体与壁面间的耦合传热以及

UMHP 与 Li–ion 电池组间的耦合传热,耦合面设置

为无渗透滑移面边界条件。然而在进行不同工况的仿

真计算时边界条件仍有变化,如:入口边界条件 Uin

为 0.5、2、3、4 m/s;Tin 为 289、291、293、295 K;

Li–ion 电池组的初始温度高温为 298、300、312、314、

316 K,低温为 258、263、268、273、278 K;Li–ion

电池组的降温目标温度为 303 K,升温目标温度为

293 K;电辅热的加热功率为 180 W[3]。


网格独立性验证

Workbench Mesh 软件用于网格划分。为了确保

Li–ion 电池与 UMHP 间、UMHP 与 MC 间、MC 壁

面与流体间的耦合换热,通过 Mesh 软件在 MC 的内

壁面、UMHP 的外壁面以及流体的外表面构建耦合

面。为了减少仿真中的计算量并保证计算精度,对

Li–ion 电池、UMHP、阴极、阳极体模型采用大尺寸

的六面体网格进行划分,但是,由于流体的水力直径

远小于 MC 的长度,对 MC 以及 MC 内的流体域只能

采用小尺寸的六面体网格进行划分,以确保对流体近

壁面区域仿真计算时的精度。此时,BTMS 的网格模

型共计分为 6 个区域,即:流体域、MC 域、UMHP

域、Li–ion 电池域、阴极域和阳极域,其中各区域中

对应的最大网格尺寸设置依次为 0.08、0.1、1.0、1.5、

0.5、0.5 mm。参照型 BTMS(Ref 型 BTMS)的网格

示意图见图 3,该模型的关键结构网格和传热耦合方

式均与 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 相同。

不同网格参数配置条件下划分得到的 Ref 型

BTMS 的网格数范围为 2 382 684~6 961 415,以及

其对应仿真计算得到的努塞尔数(Nu)见表 2。对表

2 中数据分析可知,在流体域的网格划分尺寸范围为

0.06~0.1 mm,对应 Nu 的最小相对偏差仅为 0.03%,

对应 Nu 的平均相对偏为 0.05%,因此,选用网格数

和尺寸分别为 3 443 986 和 0.08 mm,可作为后续

BTMS 模型网格划分参数的基准,该网格划分参数设

置将有助于在保证仿真计算精度的同时降低仿真计

算时间。使用该网格划分参数配置时,连续性方程与

动量方程的收敛准则设置为 10–3,能量方程的收敛标

准设置为 10–6。


时间步长独立性验证

使用网格数为 3 443 986 的 BTMS 仿真计算模型

对 4 个不同的时间步长(0.025~2 s)进行时间步长

独立性验证研究,见表 3。当时间步长从 0.25 s 更改

为 0.5 s 时,以及从 0.5 s 更改为 1 s 时,Li–ion 电池

组温度变化率仅为 0.002%和 0.003%。当它从 1 s 更

改为 2 s 时,变化率为 0.007%,远大于前面 2 种时间

步长对应的 Li–ion 电池组温度变化率,因此,选择 1 s

的时间步长作为后续瞬态仿真研究的基准。






03、结果与讨论


仿真模型验证

参考文献[19-20]中实验数据与验证方法,文中得

到的结果见图 4。从图 4 中变化曲线可以看出,3 组

数据中的阻力系数(

f)均随 Re 增加而缓慢变小,且

变化趋势相同。在 Re 相同时,3 种 f 间的相对偏差均

小于 5%,平均偏差为 2.4%,可认为当前模型仿真计

算结果的精度符合要求。此外,参考文献中相同结构

的 BTMS 在 3 C放电实验结束时其对应的电池包最大

温差为 7.2 K,对应的电池组最大温差为 4.6 K[3],而

该研究中参照型 BTMS 在 3 C放电仿真计算结束时其

对应的电池包最大温差为 7.3 K,对应的电池组最大

温差为 4.7 K,二者相对偏差小于 2%,即参照型 BTMS

仿真计算过程可靠,仿真计算结果准确。由此可推断

出 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 的仿真结果准确。



流体入口温度对 Li–ion 电池散热所需

时间的影响

不同入口温度(Tin)条件下,Li–ion 电池组温度

从 308 K 降温至 303 K 时所需的时间变化见图 5。在

Tin为 289 K 时,其降温时间仅需 53 s,在 Tin 为 293 K

时,其降温时间为 72 s,是前者的 1.36 倍,而在Tin

大于 293 K 之后,其所需的降温时间更长,因此降

低入口流体温度可有效缩短 Li–ion 电池组的降温时

间。此外,由图 5 中的折线图的变化趋势可知,在

流体入口温度小于 291 K 之前,曲线的变化趋缓,

由此可以推断 BTMS 的降温效果会随着入口温度的

降低而降低。



流体入口流速对 Li–ion 电池散热所需

时间的影响

入口流速对 Li–ion 电池组温度从 308 K 和 314 K

降温至 303 K 时所需的时间曲线影响见图 6。由图 6

对比分析可知,在 Li–ion 电池组初始温度为 308 K 与

314 K 时,随着入口流速 Uin 的增加,降至目标温度

所需时间缩短,即 Uin 值越大,BTMS 对 Li–ion 电池

组的换热越强。通过分析不同 Uin 条件下 2 种初始温

度工况对应的 Li–ion 电池组的降温时间差(∆t)可知,

Uin 值越大 2 种初始温度工况对应降温时间差越小,

在 Uin 值为 3 m/s,Li–ion 电池组初始温度为 314 K 时,

Li–ion 电池组在 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 的作用下

降温至 303 K 所需的时间仅需 135 s,该降温时间可

完全满足夏季高温工况时的使用要求。



Li–ion 电池初始温度对其散热所需时

间和温度分布的影响

上述研究表明,流体入口 Uin 值为 3 m/s 时,MC

耦合 UMHP 式 BTMS 作用 Li–ion 电池组的降温时间

较为理想,因此,控制 Uin 值为 3 m/s,通过改变 Li–ion

电池组初始温度研究其散热所需时间。不同 Li–ion

电池组初始温度对应的降温时间变化曲线见图 7,从

图 7 可看出,随着 Li–ion 电池初始温度的增加,降温

所需的时间也在增加。Li–ion 电池组降温所需时间与

初始温度的变化量呈现线性关系,即 Li–ion 电池组初

始温度越高,其降温所需的时间越长,其函数关系式

为:y=10x−3 006。



Uin 值为 3 m/s 时,Li–ion 电池组从初始温度分别

为 308 K 和 310 K 降温至 303 K 时的温度云图见图 8,

通过对比发现,2 幅云图的温度分布相同。低温区域

主要集中在 MC 与 UMHP 的耦合交接处,以及 Li–ion

电池组的上部两端,而高温区域主要集中在的 Li–ion

电池组的中间区域,尤其是底部区域温度值最高,但

Li–ion 电池组的最大温差小于 5 K,即通过 MC 耦合

UMHP 式 BTMS 对该工况下的 Li–ion 电池组进行散

热,可以满足温度均衡性的设计要求。



Li–ion 电池初始温度对其加热所需时

间及温度分布的影响

在环境温度小于 283 K 以下时,此时 BTMS 作用

Li–ion 电池组加热升温的过程需要辅助电加热系统。

对于 MC 耦合 UMHP 式 BTMS,该研究采用 UMHP

与电池体侧立面接触的部位作为加热装置的加热面,

并通过导线对其施加恒定的加热功率(180 W)。当环

境温度小于 268 K以下时,此时的 BTMS将停止工作,

对 Li–ion 电池组的加热工作只能采用电加热系统来

完成,因此文中对此展开如下研究:控制 Li–ion 电池

组初始温度分别为 258、263、268 K,研究电加热作

用使其升温至 293 K 时所需时间;控制 Li–ion 电池组

初始温度分别为 273 K 和 278 K,研究 BTMS 与电加

热联合作用使其升温至 293 K 时所需时间。

不同初始温度的 Li–ion电池组加热至 293 K时所

需时间变化图,见图 9。在 Li–ion 电池组初始温度为

258 K 时,此时需要的加热时间为 258 s,可完全满足

BTMS 加热系统设计要求[21]。在 Li–ion 电池组初始

温度为 258~268 K,随着在 Li–ion 电池组初始温度

的升高,升温所需的时间减少,二者为线性负相关关

系,此时电池的加热过程主要由电加热完成;图 8 中

的升温时间曲线在 268 K 和 273 K 处的曲线斜率显著

增大,说明 Li–ion 电池组的升温速度加快,其原因是

当 Li–ion 电池组初始温度为 273 K 时,此时 BTMS

与电加热系统同时对其进行加热,对应的升温所需时

间远小于 268 K 时对应的升温时间。

此外通过分析具有一定初始温度(高/低)静态

的 Li–ion 电池在 BTMS 的作用下进行散/加热过程中

热量的传递方式和传热系数可知,二者的传热方向相

反,一个是从低温到高温的加热过程,一个是从高温

到低温的散热过程。在一定温区范围内,由于流体的

物性参数变化微小,且 UMHP 的蒸发段与冷凝段在

仿真建模时被看成一体结构,并使用同一传热系数,

因此,静态的 Li–ion 电池通过 BTMS 进行散热或者

加热过程中的传热方式,以及该散热或者加热过程中

的换热系数都是相同的。单独研究 BTMS 散热动态

特性即可代表 Li–ion 电池在 BTMS 作用下的整个散/

加热过程的动态特性研究。



MC 耦合 UMHP 式 BTMS 保温与安全设计

由表 1 与表 2 中的几何参数可知,MC 耦合 UMHP

式 BTMS 已在相邻 Li–ion 电池单体间预留了 155 mm×

102 mm×0.5 mm 的空间,并在相邻 UMHP 间预留了

10 mm×102 mm×0.5 mm 的空间,该预留空间刚好布

置气凝胶层,由此设计了图 10a 所示的具有良好保温

性能与安全性能的 BTMS,该 BTMS 由前期设计的

MC 耦合 UMHP 式 BTMS 和多组气凝胶层构成。无

Li–ion 电池组时的气凝胶层与 MC–UMHP 结构见图

10b,从图 10b 可以发现气凝胶层与 UMHP 组一起构

成了多层矩形箱式结构,每个箱体结构恰好为 Li–ion

电池单体提供布置空间。气凝胶作为极轻的固体材

料,其密度为 3.55 kg/m3,熔点为 1 473 K,导热系数

为 0.013 W/(m·K),可以承受相当于自身质量几千倍

的压力,绝缘性能是玻璃纤维的 39 倍。具有气凝胶

层与 Ve 型 BTMS 结构的 Li–ion 电池组布置平面图见

图 10c。图 10c 的上部分图为等比例绘制的俯视图,

从整体上展示了 MC 耦合 UMHP 式 BTMS、Li–ion

电池组和气凝胶层的相对位置、相对大小和布置方

式。图 10c 的下部图为局部放大示意图,更加直观地

介绍气凝胶层与 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 结构,以

及 Li–ion 电池组的布置方式与相对位置。气凝胶层布

置于相邻 Li–ion 电池单体与相邻 UMHP 的间隙中,

并在 Li–ion 电池组的最外层两侧布置了气凝胶层,由

此气凝胶层与 UMHP 组一起对 Li–ion 电池组中的单

体电池构建了独立的包覆结构,即每个 Li–ion 电池单

体均具有单独的包覆结构。



通过在 MC 耦合 UMHP 式 BTMS 中增加气凝胶

填充层的设计可以实现如下设计功能:隔绝 Li–ion

电池组内相邻电池的直接接触,防止部分因质量缺陷

而失控的 Li–ion 电池对其他正常 Li–ion 电池的破坏,

以及引发的一系列连锁反应;Li–ion 电池单体厚度方

向两侧的气凝胶填充层与其侧立面两侧的 UMHP 一

起形成独立的保温系统,可有效控制单体 Li–ion 电池

的温度,以及防止其与外界/相邻物体传递/吸收热量;

气凝胶填充层可将 Li–ion 电池组最大温度差转变成

Li–ion 电池单体的最大温度差,因此 MC 耦合 UMHP

式 BTMS 的温度均衡性能可得到进一步提升。


04、结论


MC 耦合 UMHP 式 BTMS 对 Li–ion 电池散/加热

所需时间少,换热效果好。流体入口温度越低,Li–ion

电池组所需的降温时间越少,Li–ion 电池组初始温度

越低,加热至目标温度所需时间越长;流体入口流速

越大,Li–ion 电池组所需的降温时间越少,在流速为

3 m/s 时,Li–ion 电池组从初始温度 314 K 降温至目

标温度 303 K 所需的时间仅为 135 s;在 Li–ion 电池

组初始温度为 258 K 时,此时需要的加热时间为

258 s。在各种工况下进行散/加热仿真实验中 Li–ion

电池组的最大温差始终小于 5 K,满足 BTMS 设计的

温度均衡性要求。通过在 MC 耦合 UMHP 式 BTMS

中增加气凝胶填充层的设计,使得 MC 耦合 UMHP

式 BTMS 的保温性能、安全性能和温度均衡性能可

以更好。


【参考文献

[1] PESARAN A A. Battery Thermal Models for HybridVehicle Simulations[J]. Journal of Power Sources, 2002,110(2): 377-382.

[2] TARASCON J M, ARMAND M. Issues and ChallengesFacing Rechargeable Lithium Batteries[J]. Nature, 2001,414(6861): 359-367.

[3] 刘霏霏. 微热管在电动汽车电池热管理系统中应用关键技术研究[D]. 广州: 华南理工大学, 2017: 1-221.LIU Fei-fei. Research on Key Technology of ApplyingMicro Heat Pipes in Battery Thermal Management System for Electric Vehicles[D]. Guangzhou: South ChinaUniversity of Technology, 2017: 1-221.

[4] 王振, 李保国, 罗权权, 等. 电动汽车锂离子电池热管理系统研究进展 [J]. 包装工程 , 2020, 41(15):232-238.WANG Zhen, LI Bao-guo, LUO Quan-quan, et al. Research Progress in Thermal Management Systems forLi–ion Batteries in Electric Vehicles[J]. Packaging Engineering, 2020, 41(15): 232-238.

[5] SMITH J, HINTERBERGER M, HABLE P, et al. Simulative Method for Determining the Optimal Operating Conditions for a Cooling Plate for Lithium-Ion Battery Cell Modules[J]. Journal of Power Sources, 2014,267: 784-792.

[6] KUNDU P K, MonDAL S, CHAKRABORTY S, et al.Experimental and Theoretical evaluation of On-ChipMicro Heat Pipe[J]. Nanoscale and Microscale Thermophysical Engineering, 2015, 19(1): 75-93.

[7] ZHAO J, RAO Z, LI Y. Thermal Performance ofMini-Channel Liquid Cooled Cylinder based BatteryThermal Management for Cylindrical Lithium-Ion Power Battery[J]. Energy Conversion & Management, 2015,103: 157-165.

[8] LIU H, EZE C, ZHAO J. Investigation into the Effectiveness of Nanofluids on the Mini-Channel ThermalManagement for High Power Lithium-Ion Battery[J].Applied Thermal Engineering, 2018, 37(7): 511-523.

[9] BAI Fan-fei, CHEN Ming-biao, SONG Wen-ji, et al.Investigation of Thermal Management for Lithium-IonPouch Battery Module based on Phase Change Slurryand Mini Channel Cooling Plate[J]. Energy, 2019, 167:561-574.

[10] AN Z, SHAH K. A Parametric Study for Optimization ofMini-Channel based Battery Thermal ManagementSystem. Applied Thermal Engineering[J]. 2019, 154:593-601.

[11] ZHEN Q, YI M. Thermal Performance of Lithium-IonBattery Thermal Management System by UsingMini-Channel Cooling[J]. Energy Conversion andManagement, 2016, 126: 622-631.

[12] LAN C, XU J. Thermal Management for High PowerLithium-Ion Battery by Mini-channel AluminumTubes[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 25:284-292.

[13] WANG Cong, ZHANG Guo-qing, MENG Li-ke, et al.Liquid Cooling based on Thermal Silica Plate forBattery Thermal Management System[J]. International Journal of Energy Research, 2017, 41(15):2468-2479.

[14] YE Y, SHI Y, SAW L H, et al. Performance Assessmentand Optimization of a Heat Pipe Thermal ManagementSystem for Fast Charging Lithium ion Battery Packs[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2016,92: 893-903.

[15] LIU H, WEI Z, HE W, et al. Thermal Issues about Lithium Batteries and Recent Progress in Battery ThermalManagement Systems: A Review[J]. Energy Conversionand Management, 2017, 150: 304-330.

[16] DHARAIYA V V, KANDLIKAR S G. A NumericalStudy on the Effects of 2D Structured Sinusoidal Elements on Flow and Heat Transfer at Micro-Scale[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 57:190-201.

[17] LEE P S, GARIMELLA S V. Thermally DevelopingFlow and Heat Transfer in Rectangular Microchannelsof Different Aspect Ratios[J]. International Journal ofHeat and Mass Transfer, 2006, 49(17): 3060-3067.

[18] 史周浩, 谢占山, 施卫东, 等. 基于正交试验的微通道翼形流场特征分析[J]. 流体机械, 2021, 49(12):42-48.SHI Zhou-hao, XIE Zhan-shan, SHI Wei-dong, et al.Analysis of Microchannel Airfoil Flow Field Characteristics based on Orthogonal Experiments[J]. Fluid Machinery, 2021, 49(12): 42-48.

[19] MENTER F. Zonal Two Equation K-W TurbulenceModels for Aerodynamic Flows[C]// 23rd Fluid Dynamics, Plasmadynamics, and Lasers Conference, Orlando, FL Reston, Virginia: AIAA, 1993: 2906.

[20] WANG Zhen, LI Bao-guo, LUO Quan-quan, et al. Effectof Wall Roughness by the Bionic Structure of DragonflyWing on Micro-Fluid Flow and Heat Transfer Characteristics[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2021, 173: 121-201.

[21] 黄文华, 韩晓东, 陈全世, 等. 电动汽车 SOC 估计算法与电池管理系统的研究[J]. 汽车工程, 2007, 29(3):198-202.HUANG Wen-hua, HAN Xiao-dong, CHEN Quan-shi,et al. A Study on SOC Estimation Algorithm and BatteryManagement System for Electric Vehicle[J]. AutomotiveEngineering, 2007, 29(3): 198-202.

标签: 所需时间 锂离子电池 边界条件

责任编辑:hnmd003

相关阅读

资讯播报

推荐阅读