基于電池箱體開孔的儲(chǔ)能電池系統(tǒng)精細(xì)化熱設(shè)計(jì)優(yōu)化研究

徐鑫甜，張碧霄，朱信龍，楊凱杰

（1南京航空航天大學(xué)航空學(xué)院，江蘇 南京 210016；2江蘇科技大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江 212003）

儲(chǔ)能技術(shù)是推動(dòng)世界能源清潔化、電氣化和高效化，破解能源資源和環(huán)境約束，實(shí)現(xiàn)全球能源轉(zhuǎn)型升級(jí)和“雙碳”目標(biāo)的核心技術(shù)之一。然而儲(chǔ)能電池堆在工作的時(shí)候由于排列緊密導(dǎo)致熱流密度大，產(chǎn)生大量的熱能，若散熱不及時(shí)，會(huì)造成電池堆內(nèi)溫度分布不均勻，電池堆內(nèi)催化劑達(dá)不到最佳活性點(diǎn)，進(jìn)而導(dǎo)致電池的壽命顯著下降。因此，儲(chǔ)能電池的熱設(shè)計(jì)和熱分析技術(shù)得到了普遍的重視和發(fā)展。風(fēng)冷以其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、安全性高、經(jīng)濟(jì)性好等優(yōu)點(diǎn)[1]成為電池散熱的一個(gè)重要的研究方向。然而，由于空氣導(dǎo)熱系數(shù)低，風(fēng)冷式BTMS存在溫度均勻性差、散熱能力有限等不足之處[2]。因此，為了提高風(fēng)冷式BTMS的冷卻性能，人們進(jìn)行了大量的研究，主要集中在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化和流動(dòng)配置改進(jìn)上。

Xun 等[3]研究了電池放電過(guò)程中的熱行為，發(fā)現(xiàn)冷卻通道的逆流布置或周期性的改變共流布置的流動(dòng)方向有助于熱管理。Na等[4]研究了一種新型的電池結(jié)構(gòu)，并對(duì)其內(nèi)部隔板結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，比較了不同氣流配置(即單向氣流和反向分層氣流)對(duì)電池組的影響。他們發(fā)現(xiàn)，反向分層的氣流顯著改善了溫度均勻性。結(jié)果還表明，相鄰電池之間的距離對(duì)最高溫度和溫度均勻性有顯著影響。Chen 等[5]對(duì)U 型流并聯(lián)風(fēng)冷BTMS 的冷卻效率進(jìn)行了研究，并通過(guò)優(yōu)化氣腔寬度和進(jìn)、出口寬度對(duì)其進(jìn)行了優(yōu)化。Liu 等[6]研究了一種新型的J 型電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)，并在J 型、U 型和Z 型結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上進(jìn)行了結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化，顯著降低了電池包的最高溫升。Zhang 等[7]在傳統(tǒng)U 型和Z 型電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了風(fēng)冷T 型電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)(T-BTMS)。與Z-BTMS 和U-BTMS 相比，T-BTMS 在提高冷卻性能方面更有效，且功耗更低。并探討了電池布局、頂部?jī)A角、進(jìn)出口結(jié)構(gòu)參數(shù)、冷卻管道和控制變量對(duì)T-BTMS冷卻性能的影響。在冷卻管道中增加擋板和調(diào)整電池間距，大大提高了BTMS的冷卻性能。與原始模型相比，最大溫度和最大溫差分別降低了2.2%和90.8%。

上述研究極大地改善了空氣冷卻的效率，但是現(xiàn)有的集裝箱儲(chǔ)能電池系統(tǒng)的熱管理方案卻存在著送風(fēng)不均且阻力特性較大等問題。王曉松[8]通過(guò)在風(fēng)道內(nèi)部布置擋板的方式來(lái)對(duì)集裝箱儲(chǔ)能系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化，使得流場(chǎng)與溫度場(chǎng)分布更加均勻。張子峰等[9]對(duì)某型集裝箱儲(chǔ)能系統(tǒng)進(jìn)行了散熱仿真，通過(guò)在風(fēng)墻入口位置設(shè)置合理的導(dǎo)流板，保證了儲(chǔ)能系統(tǒng)內(nèi)部電池溫度的均勻性。王麗娜等[10]通過(guò)改變導(dǎo)流板的漸縮和漸擴(kuò)情況，保證了流場(chǎng)的均勻性同時(shí)減少了渦流的產(chǎn)生。梁昌杰等[11]在電池組間隙中加入導(dǎo)流板，通過(guò)改變導(dǎo)流板形狀、位置等結(jié)構(gòu)參數(shù)，研究電池系統(tǒng)內(nèi)部的溫度分布情況，得到導(dǎo)流板相對(duì)較優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)，進(jìn)一步提高電池的輸出功率、安全性以及壽命。Lin 等[12]提出了一種改善電池儲(chǔ)能系統(tǒng)(BESS)氣流分布的解決方案，對(duì)冷卻性能進(jìn)行了定量分析，并研究了給定操作配置下的流動(dòng)模式。改造后的電池單體最大溫差由31.2 ℃降至3.5 ℃，平均溫度由30.5 ℃降至24.7 ℃，性能系數(shù)(COP)提高4 倍。Khaboshan 等[13]研究了矩形、三角形、梯形、工字型和波浪型等不同翅片形狀對(duì)最佳BTMS 的影響，結(jié)果表明，PCM、金屬泡沫和翅片組合的最佳BTMS可使電池表面溫度降低3 K。Kwon等[14]提出了一種新型的帶有導(dǎo)風(fēng)器和流動(dòng)循環(huán)器的ESS 結(jié)構(gòu)，對(duì)熱泵排風(fēng)角和導(dǎo)風(fēng)角對(duì)熱泵冷卻性能的影響進(jìn)行了數(shù)值研究，電池架的最高溫度和平均溫度可分別降低11.9%和11.17%。Zhu 等[15]提出了一種新型的集裝箱儲(chǔ)能電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)，將主風(fēng)道送風(fēng)口采取漸縮的形式，在主風(fēng)道出口上方設(shè)置導(dǎo)流板使得主風(fēng)道出口風(fēng)速的均勻性得到極大地改善。在子風(fēng)道上端六個(gè)出口處加設(shè)角度為45°的導(dǎo)流板有效地提高了出風(fēng)的均勻性。

以上學(xué)者的研究主要集中在風(fēng)道通風(fēng)系統(tǒng)風(fēng)力輸配和電池箱內(nèi)部熱特性的獨(dú)立研究上。雖然也有一些學(xué)者對(duì)集裝箱內(nèi)的風(fēng)道和電池箱進(jìn)行了耦合性能研究，但由于計(jì)算模型的復(fù)雜性，導(dǎo)致了龐大的計(jì)算網(wǎng)格量，進(jìn)而極少關(guān)注電池箱內(nèi)部芯體的熱性能。因此，為了解決上述問題，本文在考慮集裝箱送風(fēng)管路風(fēng)力輸配的基礎(chǔ)上，采用數(shù)值模擬技術(shù)，研究了風(fēng)道系統(tǒng)通風(fēng)后電池內(nèi)部單個(gè)芯體的溫度分布情況。同時(shí)，本研究提出了通過(guò)在電池盒中開設(shè)適當(dāng)開孔的措施，優(yōu)化電池之間的溫差，從而最終實(shí)現(xiàn)舒適性的目標(biāo)效果。本文的研究結(jié)果旨在為優(yōu)化電池集裝箱設(shè)計(jì)提供新的思路，并為電池芯溫度管理策略的制定提供有益的見解。

1 計(jì)算模型與理論基礎(chǔ)

1.1 幾何模型

本文所描述的儲(chǔ)能電池系統(tǒng)及設(shè)計(jì)的冷卻系統(tǒng)的幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示。電池架由7個(gè)電池柜組成，從左到右依次為1～7號(hào)電池柜，每個(gè)電池柜疊放有10個(gè)電池箱。每個(gè)電池箱內(nèi)放置4×4個(gè)電池，電池之間緊密均勻排布，電池箱采取由兩側(cè)送風(fēng)的冷卻方案，在電池箱的兩個(gè)側(cè)壁設(shè)置送風(fēng)入口，在電池箱的前后箱壁設(shè)置出風(fēng)口，如圖2所示。冷卻風(fēng)道由一個(gè)主風(fēng)道和13 個(gè)子風(fēng)道組成，從左到右依次為1～14號(hào)子風(fēng)道，其中2～5號(hào)、8～13號(hào)子風(fēng)道為兩兩共用一個(gè)壁面的雙側(cè)子風(fēng)道，1號(hào)、6號(hào)、7號(hào)及14 號(hào)子風(fēng)道為不具有共用壁面的單側(cè)子風(fēng)道，在各子風(fēng)道上面開設(shè)有出口，從上到下依次為1～10 號(hào)送風(fēng)出口。主風(fēng)道出口上方和子風(fēng)道上端六個(gè)出口處設(shè)置導(dǎo)流板，使得冷卻空氣相對(duì)均勻；在冷卻風(fēng)道出口與電池箱進(jìn)口之間采用管道連接。設(shè)計(jì)的冷卻方案為冷卻空氣從送風(fēng)口進(jìn)入后，由主風(fēng)道分配給子風(fēng)道，再由子風(fēng)道分配給電池箱，冷卻空氣完成對(duì)電池的冷卻后通過(guò)電池箱上的出風(fēng)口流出，至此整個(gè)冷卻過(guò)程結(jié)束。

圖1 儲(chǔ)能電池系統(tǒng)及冷卻系統(tǒng)幾何結(jié)構(gòu)Fig.1 Geometric structure of energy storage battery system and cooling system

圖2 電池箱幾何結(jié)構(gòu)Fig.2 Battery box geometry

1.2 邊界條件

本文中，分別采用恒定速度和恒定壓力作為入口和出口邊界條件，入口速度設(shè)置為2.91 m/s(進(jìn)風(fēng)量為3200 m3/h)，絕熱條件施加于除了電池表面之外的所有壁面。電池和冷卻空氣的熱物性參數(shù)如表1所示。

表1 電池和冷卻空氣的熱物性參數(shù)[16-17]Table 1 Thermophysical parameters of batteries and cooling air

1.3 控制方程

基于上述假設(shè)，在確定控制方程之前，需判斷冷卻風(fēng)道內(nèi)流體的流動(dòng)狀態(tài)，由公式(1)[18]計(jì)算得到冷卻風(fēng)道入口處的雷諾數(shù)為1.6×105，遠(yuǎn)大于2300的臨界值，因此本研究中冷卻空氣在系統(tǒng)內(nèi)部的流動(dòng)狀態(tài)為湍流流動(dòng)。

式中，V為空氣的速度，ρ為密度，μ0為空氣的運(yùn)動(dòng)黏度，d為特征長(zhǎng)度。

利用控制方程、初始條件和邊界條件模擬物理模型中的流體流動(dòng)和溫度分布。不可壓縮流體的控制方程如式(2)～(4)所示，分別表示連續(xù)性、動(dòng)量和能量守恒方程[19]。

由于k-ε湍流模型在內(nèi)部流動(dòng)中簡(jiǎn)單有效，因此選擇它作為黏性湍流模型，即[20]

湍流黏度系數(shù)μt由k和ε聯(lián)合計(jì)算如下:

式中，Gk為平均速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能。C1ε、C2ε和Cμ為常數(shù)(C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09)。σk和σε是k和ε的湍流普朗特?cái)?shù)(σk=1.0，σε=1.3)。

本文使用Fluent對(duì)以上邊界條件的控制方程進(jìn)行求解。數(shù)值計(jì)算中，采用SIMPLE 算法解決壓力-速度耦合問題，并選擇增強(qiáng)壁面函數(shù)。

1.4 熱流密度試驗(yàn)驗(yàn)證

本節(jié)對(duì)電池進(jìn)行放電試驗(yàn)來(lái)獲取準(zhǔn)確的電池?zé)崃髅芏戎担_保后續(xù)仿真計(jì)算的真實(shí)準(zhǔn)確性。

試驗(yàn)裝置示意圖如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.3 Experimental set-up

將電池置于MCGS 恒溫箱中，通過(guò)恒溫箱的控制面板調(diào)節(jié)環(huán)境溫度為25 ℃，待溫度穩(wěn)定后，調(diào)整電腦中的藍(lán)電監(jiān)控軟件，實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的恒流放電，在電池生熱的過(guò)程中CTR-380 多路溫度記錄儀以及K型熱電偶將電池表面的熱信號(hào)轉(zhuǎn)換為電信號(hào)傳輸給溫度巡檢儀，從而獲得電池表面的溫度，最終取平均值，獲得電池終溫。

溫度記錄儀實(shí)時(shí)采集了電池放電試驗(yàn)過(guò)程中的溫度變化，試驗(yàn)結(jié)果如圖4 所示，電池以1 C 恒流放電，經(jīng)過(guò)3600 s 放電完成，溫度變化為297.86～305.31 K。熱成像儀拍攝的放電完成時(shí)的溫度圖如圖5所示。

圖4 電池放電試驗(yàn)溫度變化Fig.4 Temperature variation diagram of battery discharge test

圖5 電池放電結(jié)束溫度圖Fig.5 Temperature diagram of battery discharge end

將測(cè)得的鋰離子電池?zé)嵛镄詤?shù)輸入到Fluent仿真軟件中，得到電池放電結(jié)束后的表面溫度分布。電池表面的溫度分布如圖6所示。

圖6 電池表面溫度分布Fig.6 Battery surface temperature distribution map

由圖6 可知，電池放電過(guò)程中溫度為298 K 變化至305.57 K，與圖5電池放電3600 s時(shí)溫度分布較為一致。

通過(guò)試湊法獲得電池HGR，電池放電溫度變化的仿真值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比如表2所示。

表2 仿真值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Table 2 Comparison between simulated and experimental values

由表2 可知，當(dāng)仿真的HGR 為12500 W/m3時(shí)，實(shí)驗(yàn)值與仿真值變化趨勢(shì)接近，且誤差在1%以內(nèi)。故HGR=12500 W/m3將作為下文的CFD 計(jì)算條件輸入。

1.5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

網(wǎng)格無(wú)關(guān)性是指網(wǎng)格量到達(dá)一定數(shù)量程度時(shí)，隨著網(wǎng)格量的再增加，數(shù)值計(jì)算的結(jié)果不會(huì)再有較大的變化。網(wǎng)格數(shù)量越多，數(shù)值計(jì)算結(jié)果更準(zhǔn)確，但也會(huì)導(dǎo)致計(jì)算量大計(jì)算時(shí)間長(zhǎng)。因此，為了獲得更精確的數(shù)值計(jì)算結(jié)果，同時(shí)減少計(jì)算量，節(jié)約計(jì)算時(shí)間，需進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性分析。本文中采用某個(gè)電池箱中的電池平均溫度和某個(gè)子風(fēng)道出口的平均風(fēng)速來(lái)分析不同網(wǎng)格數(shù)量之間的差異。不同網(wǎng)格數(shù)量下的電池平均溫度和出口平均風(fēng)速如圖7 所示，從仿真結(jié)果中可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)一步增加到2000 萬(wàn)以上時(shí)，溫度和風(fēng)速?zèng)]有明顯變化，因此本文研究選取2000 萬(wàn)數(shù)量的網(wǎng)格來(lái)進(jìn)行后續(xù)的仿真計(jì)算。

圖7 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.7 Grid independence verification

2 初始方案仿真分析

我國(guó)儲(chǔ)能技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)化處于起步階段，為了保證儲(chǔ)能系統(tǒng)安全運(yùn)行，國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì)對(duì)國(guó)標(biāo)、能標(biāo)和企業(yè)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了相關(guān)規(guī)定。規(guī)定了儲(chǔ)能工作環(huán)境為258.15～318.15 K，其中電池最佳運(yùn)行溫度在283.15～308.15 K[21-22]，電池單體之間平均溫差小于5 K[23]。

由于各列電池架的結(jié)構(gòu)均保持一致，并且在整體風(fēng)量分配過(guò)程中已經(jīng)確保了各列風(fēng)管的風(fēng)量相等。鑒于整個(gè)電池架的計(jì)算量相對(duì)較大，并且基于計(jì)算資源的考慮，本文選取單獨(dú)一列電池架作為研究對(duì)象。在經(jīng)過(guò)計(jì)算后，獲得了該列電池架的電池溫度分布和流場(chǎng)分布，具體結(jié)果如圖8、圖9所示。

圖8 初始電池架溫度分布Fig.8 Initial battery rack temperature distribution

圖9 初始電池架流場(chǎng)分布Fig.9 Initial battery rack flow field distribution

由圖9可知，由于垂直風(fēng)道的流量分配存在不均勻性，頂部三層電池箱流量較少，導(dǎo)致電池堆內(nèi)部的上下芯體溫度差異較為顯著。這一現(xiàn)象進(jìn)一步驗(yàn)證了進(jìn)行本研究工作的必要性。同時(shí)，由圖8可知，也注意到電池的溫度分布范圍在300.48 K 至308.14 K之間，雖然總體上滿足了儲(chǔ)能工作環(huán)境的要求。然而，需要指出的是，每個(gè)電池箱內(nèi)仍存在部分高溫區(qū)域，且個(gè)別單體電池箱的最大溫差甚至高達(dá)5 K以上。這不符合電池散熱要求，即單體電池箱之間的平均溫差應(yīng)小于5 K 的基本要求。因此，在接下來(lái)的章節(jié)中，將對(duì)電池箱的結(jié)構(gòu)進(jìn)行具體優(yōu)化探討。

3 電池箱優(yōu)化

在對(duì)圖8所示的電池堆進(jìn)行優(yōu)化前，本文采取先對(duì)單個(gè)電池箱芯體進(jìn)行優(yōu)化再對(duì)整個(gè)電池堆進(jìn)行優(yōu)化的思路。監(jiān)測(cè)圖8 所示的電池堆第3 排電池箱(最不利工況)入口的流量，以此作為單個(gè)電池箱優(yōu)化的邊界流量(21.3 m3/h)。截取電池電芯中心截面，初始電池箱溫度分布如圖10所示。

圖10 初始電池箱溫度分布Fig.10 Initial battery box temperature distribution

由圖10 可知，電池箱最大溫差達(dá)到6.01 K，超過(guò)5 K，不滿足電池散熱的基本要求，且電池兩側(cè)溫度分布較高，故采取開孔的措施進(jìn)行優(yōu)化。需要說(shuō)明的是，最大溫差相較于對(duì)整個(gè)電池堆進(jìn)行計(jì)算時(shí)的情況已經(jīng)有所減小。這種誤差產(chǎn)生的主要原因在于，在對(duì)單個(gè)電池箱進(jìn)行優(yōu)化時(shí)，雖然流量的設(shè)置與電池堆整體研究時(shí)保持一致，但電池箱入口處速度矢量的分布卻存在差異。這種不一致分布導(dǎo)致了最終結(jié)果的一些差異。

各個(gè)工況的具體溫差如表3所示。

表3 頂部開孔各工況下具體溫差Table 3 Specific temperature difference under different working conditions of top opening

3.1 頂部開孔

在電池箱內(nèi)兩側(cè)電池對(duì)應(yīng)的每個(gè)電池芯正上方分別對(duì)應(yīng)開設(shè)1 孔、2 孔和4 孔，探究不同數(shù)量及不同孔徑的散熱效果。

電池箱頂部開孔示意圖如圖11所示。

圖11 電池箱頂部開孔示意Fig.11 Schematic diagram of opening on the top of the battery box

分別對(duì)比10 mm、20 mm、30 mm 和40 mm孔徑的散熱優(yōu)化效果，其溫度分布圖如圖12所示。

圖12 頂部開孔各工況溫度分布圖Fig.12 Temperature distribution diagram of top opening under various working conditions

如圖12和表3可知，在電池箱頂部開孔對(duì)改善電池箱散熱有一定的效果，從開孔數(shù)量來(lái)看，10 mm 孔徑情況下，4 孔效果最佳；20 mm 情況下，1孔效果最佳；30 mm情況下，1孔效果最佳；40 mm 情況下，1 孔效果最佳；從開孔孔徑來(lái)看，1 孔情況下，30 mm 的孔徑效果最佳；2 孔情況下和4 孔情況下，10 mm 孔徑效果最佳。綜合比較，開1孔且孔徑為30 mm時(shí)，電池散熱效果最佳，溫差降低了2.18 K。

3.2 側(cè)壁開孔

在電池箱內(nèi)兩側(cè)電池側(cè)壁分別對(duì)應(yīng)開設(shè)1 孔，2孔和4孔，探究不同數(shù)量及不同孔徑的散熱效果。電池箱側(cè)壁開孔示意圖如圖13所示。

圖13 電池箱側(cè)壁開孔示意Fig.13 Schematic diagram of opening on the side wall of the battery box

分別對(duì)比10 mm、20 mm、30 mm 和40 mm孔徑的散熱優(yōu)化效果，其溫度分布圖如圖14所示。各種工況的具體溫差如表4所示。

表4 側(cè)壁開孔各工況下具體溫差Table 4 Temperature difference under different working conditions of side wall opening

圖14 側(cè)壁開孔各工況溫度分布圖Fig.14 Temperature distribution diagram of side wall openings under various working conditions

由圖14和表4可知，在電池箱側(cè)壁開孔對(duì)改善電池箱散熱有一定的效果，從開孔數(shù)量來(lái)看，10 mm 孔徑情況下，1 孔效果最佳；20 mm 情況下，4孔效果最佳；30 mm情況下，1孔效果最佳；40 mm 情況下，2 孔效果最佳；從開孔孔徑來(lái)看，1孔情況下，30 mm的孔徑效果最佳；2孔情況下，10 mm的孔徑效果最佳；4孔情況下，10 mm孔徑效果最佳。綜合比較，開1 孔且孔徑為30 mm 時(shí)，電池散熱效果最佳，溫差降低了2.33 K。

綜上所述， 在比較電池箱側(cè)壁和上壁面開孔的效果后，發(fā)現(xiàn)電池箱側(cè)壁開孔的效果更為優(yōu)越。特別是在側(cè)壁開1 個(gè)孔且孔徑為30 mm 的情況下，電池的散熱效果達(dá)到最佳狀態(tài)。在這種情況下，溫度差從原來(lái)的6.01 K 降低至3.68 K，降幅為2.33 K，相當(dāng)于原始最大溫差的38.7%。其次，需要注意的是，并非開孔數(shù)量越多越好，開孔孔徑也不是越大越好，優(yōu)化效果與這些參數(shù)并非線性關(guān)系。最后，值得強(qiáng)調(diào)的是，各種開孔工況都成功降低了溫度差。因此，開孔設(shè)計(jì)有助于實(shí)現(xiàn)電池箱內(nèi)溫度場(chǎng)的更均勻分布，從而提升整體散熱效果。這一系列研究結(jié)果將有助于我們更好地優(yōu)化電池箱的設(shè)計(jì)，以滿足系統(tǒng)的熱管理需求。

4 整體優(yōu)化

最后將上述優(yōu)化結(jié)果應(yīng)用于整體的電池堆中進(jìn)行校核，校核后的溫度分布如圖15 所示，流場(chǎng)分布如圖16所示。

圖15 整體優(yōu)化溫度分布圖Fig.15 Overall optimized temperature distribution

圖16 整體優(yōu)化流場(chǎng)分布圖Fig.16 Overall optimized flow field distribution

由圖15 可知，整體溫度分布較為均勻，最低溫度為300.34 K，最高溫度為304.76 K，電池間溫度差為4.32 K，滿足電池?zé)峁芾淼男枨?。由圖16 可知，開孔后的流場(chǎng)分布也較為均勻，故電池箱的溫度分布均一性提高。

初始方案和優(yōu)化方案溫差對(duì)比如表5所示。

表5 初始方案與優(yōu)化方案對(duì)比Table 5 Comparison between initial plan and optimized plan

優(yōu)化方案的溫差由原來(lái)的7.66 K 降到了4.32 K，降低了3.34 K，優(yōu)化了電池間溫差，為電池芯溫度管理策略提供了技術(shù)參考。

5 結(jié) 論

為解決集裝箱儲(chǔ)能電池系統(tǒng)精細(xì)化的熱仿真研究問題，本文提出了一種基于電池箱體開孔的溫度均勻性調(diào)配方法。通過(guò)采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)仿真模擬方法，系統(tǒng)地研究了電池箱上壁面和側(cè)壁面開孔數(shù)量和大小對(duì)電池?zé)嵝阅艿挠绊?，并篩選出了優(yōu)化的設(shè)計(jì)方案。研究結(jié)論如下：

（1）在針對(duì)單個(gè)電池盒的優(yōu)化過(guò)程中，相對(duì)于在上壁面開孔，采用側(cè)壁開孔的方案能夠獲得更為優(yōu)越的性能。這種優(yōu)勢(shì)在于，在單個(gè)電池的情況下，溫度差從過(guò)去的6.01 K減少至3.68 K，降幅達(dá)到28.2%，從而充分滿足了電池的散熱需求。

（2）在整個(gè)電池堆熱優(yōu)化過(guò)程中，通過(guò)在側(cè)壁開孔的策略，成功將單列電池架內(nèi)的最大溫差從7.66 K 降低至4.32 K，實(shí)現(xiàn)了高達(dá)43.6%的顯著改善。

（3）開孔數(shù)量并非越多越好，開孔孔徑也不是越大越好，優(yōu)化效果與這些參數(shù)并非線性關(guān)系。但各種開孔工況都成功降低了溫度差。因此，開孔設(shè)計(jì)有助于實(shí)現(xiàn)電池箱內(nèi)溫度場(chǎng)的更均勻分布，從而提升整體散熱效果。