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嘉峪檢測網(wǎng) 2024-08-29 12:07
［摘要］ 為了降低電芯膨脹對電池模組結(jié)構(gòu)的危害，針對傳統(tǒng)方形電池模組抑制膨脹效果的不足性，本文提出了一種方形電芯呈H 形排布的新型電池模組優(yōu)化結(jié)構(gòu)。首先進行了方形電芯熱膨脹實驗，獲得了電芯溫度場和膨脹位移數(shù)據(jù)，結(jié)果表明電芯頂部發(fā)熱最多，產(chǎn)生的膨脹變形相對于初始厚度增加了0.63 mm。然后基于實驗數(shù)據(jù)依次建立了電芯熱膨脹模型、傳統(tǒng)方形電池模組和新型電池模組的熱膨脹模型，并分析了不同充電倍率下的膨脹。最后通過仿真分析發(fā)現(xiàn)新型電池模組端板膨脹力最大降低了36.2%，模組膨脹變形最大減少了21%，端板與側(cè)板應(yīng)力最大分別減少了61.5%和37.4%。本文的研究能夠提高電池模組的可靠性，為電池模組設(shè)計提供了新思路和參考依據(jù)。
關(guān)鍵詞：電池；熱膨脹；結(jié)構(gòu)優(yōu)化；仿真
前言
鋰離子電池作為一種高能量密度的電化學(xué)儲能載體，被廣泛運用在新能源汽車領(lǐng)域。然而，鋰離子電池長期充放電工作過程中的膨脹現(xiàn)象是一個不可忽視的問題［1］，會導(dǎo)致電池單體間明顯的壓力變化、電池組容量衰減、阻抗陡增等［2］。同時，電池高倍率充電會產(chǎn)生大量熱量［3-4］，所引起的熱膨脹也不可忽視。若有一定性能損失的電池，此時再進行高倍率充電，膨脹現(xiàn)象將進一步加劇［5］，引發(fā)熱失控［6］ 危害人員和車輛安全。因此，研究鋰離子電池的膨脹現(xiàn)象，分析引起膨脹變形的原因，對于提高鋰離子電池安全性以及開發(fā)鋰離子電池?zé)崾Э仡A(yù)警系統(tǒng)、故障診斷［7］ 具有重要意義。
近年來，各專家學(xué)者從實驗表征、機理分析、仿真建模等方面對鋰離子電池膨脹現(xiàn)象進行了深入探索。Oh 等［8-10］利用千分尺對自由狀態(tài)下的電池進行了膨脹測量，并建立了能準確預(yù)測電池在充放電情況下的熱膨脹模型。曲杰等［11］ 開發(fā)了電池膨脹力及位移測量平臺，提出了一種表征充放電過程中鋰電池?zé)?機-電耦合作用的等效方法。李威［12］ 從微觀層面提出一種代表體積元（RVE）模型，用于模擬電池內(nèi)部微觀顆粒膨脹情況。Mei 等［13］通過提出三維熱-機械模型來識別方形電池的熱膨脹行為，結(jié)果表明，在電池沿著厚度方向且溫度較高的集流片部分膨脹最大。
此外，電池荷電狀態(tài)SOC也與膨脹密切相關(guān)，在充電過程中隨著SOC不斷增加，膨脹也越大；在放電過程中呈現(xiàn)相反趨勢。有學(xué)者通過測量電池膨脹來估算SOC［14-16］，取得了較好的效果。同時，外部壓力對膨脹有一定的抑制作用［17-20］，合適的外部壓力可以減緩電池容量衰減并保持良好的性能。
除了對電芯膨脹的研究，一些學(xué)者也探討了對電池成組后的模組膨脹問題。Li 等［21］ 研究了模組在充放電循環(huán)過程中的膨脹力，得出了高厚度的電極片會增加模組膨脹力的結(jié)論。Deich 等［22］研究了模組剛度和初始壓力對電池老化的影響，建立了基于膨脹疲勞的老化模型，優(yōu)化了模組壽命設(shè)計。Zhong 等［23］通過原位實驗和仿真模擬定量分析了電池模組膨脹引發(fā)其內(nèi)部力學(xué)不均勻現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)模組中間電池應(yīng)力最高，逐漸減小至兩端，靠近模組端板的電池應(yīng)力再次升高，充電完成后電池模組膨脹變形達到了3-4 mm。
然而，上述研究主要集中在電池單體和模組的膨脹力學(xué)現(xiàn)象，而關(guān)于通過模組結(jié)構(gòu)設(shè)計來優(yōu)化電池組受熱膨脹影響的研究仍然相對缺乏。另外，隨著動力電池設(shè)計中采用越來越多的單體電池成組以提高能量密度來增加車輛續(xù)航，如何減小電池膨脹對結(jié)構(gòu)的影響就變得愈發(fā)重要。本文以鋰電池?zé)崤蛎泴嶒灋榛A(chǔ)，分析了傳統(tǒng)方形電池模組結(jié)構(gòu)抑制熱膨脹的不足性，提出了一種新型電池排布結(jié)構(gòu)，可以有效減小電池膨脹對模組結(jié)構(gòu)的影響。
1、 方形電芯熱膨脹實驗
本文中采用NCM811 方形電芯，石墨和NCM 分別作為負極和正極的活性材料，內(nèi)部為疊片式結(jié)構(gòu)，隔膜為帶有單面陶瓷涂層的聚丙烯（PP）薄膜。充電截止電壓4.35 V，放電截止電壓2.8 V，SOC 使用范圍為10%～90%，電池工作溫度-20～55 ℃。廠家為蜂巢新能源，詳細參數(shù)見表1。
表1 電芯參數(shù)
1.1 電芯熱膨脹實驗
電芯熱膨脹實驗采用設(shè)備有：日本三量公司的卡規(guī)323-152，量程25～50 mm，精度0.01 mm，如圖1所示；鄭州青藍電子科技有限公司的5 V 三元鐵鋰電池測試儀FDY0550，電壓精度0.1%，電流精度10 mA；蘇州特安斯電子有限公司的k型熱電偶溫度計TA612C，量程-200～1 372 ℃，采樣頻率1 s-1，分辨率0.1 ℃。
圖1 膨脹測量卡規(guī)
熱電偶布置在電芯中部、正極、負極以及底部（如圖2所示），共4個，用于監(jiān)測電芯充電時的溫度、電流與電壓變化；在電芯上布置如圖3 所示的23 個膨脹點，便于測量電芯充電前后的電芯膨脹。
圖2 熱電偶布置面
圖3 膨脹測試點布置面
將充放電儀正負極通過鱷魚夾和電池正負極連接，然后在電池表面按照圖2 布置溫度傳感器；搭建完成后的實驗平臺實物如圖4所示。
圖4 現(xiàn)場實驗圖
實驗方法如下：將電池置于環(huán)境溫度19 ℃中，檢查電池是否放電至截止電壓2.8 V，若未達到截止電壓則進行先放電。冷卻至室溫，依次測量電芯大面23 個不同位置的初始厚度，并記錄。打開溫度監(jiān)測，并以0.4C 充電電流將電池電壓充至4.35 V，停止充電，再次測量23個膨脹點的厚度，并記錄。
1.2 熱膨脹實驗結(jié)果分析
圖5為0.4C 充電時各測溫點溫度歷史曲線，可以看到在充電過程溫度上升最快的是測溫點2（負極），這是因為鋰離子從正極通過電解液迅速向負極遷移，導(dǎo)致負極熱量增多；充電進行約1 600 s 后，電芯測溫點1（電芯中心）溫度迅速上升，并在充電末期溫度達到最高，這表明隨著充電的進行，電芯中心的熱量在不斷累積。
圖5 0.4C充電時各測溫點溫度歷史曲線
將23 個膨脹測試點數(shù)據(jù)進行三次插值得到如圖6 所示的電芯初始厚度和圖7 所示的充電完成后的電芯厚度?？梢钥闯鲭娦境跏己穸却嬖诓痪鶆蛐?，主要表現(xiàn)為底部較厚、頂部較薄，平均厚度32.62 mm。導(dǎo)致這種厚度不均勻性的因素有多種，包括制造誤差、裝配過程及出廠測試過程中引起的殘余變形。在圖7 中，可以清晰看到充電完成后電池中部厚度明顯增加，平均厚度達到33.28 mm，總厚度增加了0.63 mm，單側(cè)增加了0.32 mm。
圖6 電芯初始厚度
圖7 0.4C充電完成后電芯厚度
2、 電芯熱膨脹模型
2.1 電芯熱物性參數(shù)
熱物性主要包含密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)等參數(shù)。文獻［23］中對該款電池進行了拆解，并獲得了電池內(nèi)部結(jié)構(gòu)的熱物性參數(shù)，如表2 所示，但是電池的整體結(jié)構(gòu)的熱物性參數(shù)還需要進一步計算。
表2 熱物性參數(shù)
電池整體的密度和比熱容采用體積平均法，通過實測電池質(zhì)量和體積，計算得到電池平均密度為2 280 kg∕m³；電池等效比熱容按照式（1）計算：
式中：Cp為電池的比熱容，J∕（kg·K）；M 為電池質(zhì)量，kg；Cj為內(nèi)芯和電池外殼的比熱容， J∕（kg·K）；mj為內(nèi)芯和電池外殼的質(zhì)量，kg。根據(jù)表2 中數(shù)據(jù)，求得電池的比熱容Cp=1073.8 J∕（kg·K）。
本文研究的鋰離子電池為方形結(jié)構(gòu)，其內(nèi)部為多層疊片結(jié)構(gòu)，所以電池的導(dǎo)熱系數(shù)可以視為串聯(lián)熱阻與并聯(lián)熱阻，并對電池內(nèi)部各層材料導(dǎo)熱系數(shù)求加權(quán)平均值，其計算式如式（2）～式（4）所示。
式中：λx、λy、λz 為電池長度方向、厚度方向、高度方向的導(dǎo)熱系數(shù)， W∕（m·K）；dzi、dyi、dzi為電池內(nèi)部結(jié)構(gòu)厚度的一半，mm；λxi、 λyi、 λzi為電池各內(nèi)部的導(dǎo)熱系數(shù)，W∕（m·K）。將表中數(shù)據(jù)代入表達式中，可以計算出電池整體的導(dǎo)熱系數(shù)λx = 31.4 W∕（m·K）， λy =6.6 W∕（m·K）， λz=34.9 W∕（m·K）。
2.2 電芯熱膨脹模型仿真與驗證
本文采用comsol軟件中的集總電池模型獲得建立電芯熱膨脹模型的所需參數(shù)。集總電池模型是基于擴散的理想化粒子模型方程，不僅能夠考慮濃度過電勢效應(yīng)，還具備粒子擴散分析的能力，相較于RC 等效電路模型，其精度有所提高［24］。只要確定電池容量、初始充電狀態(tài)（SOC）、開路電壓與SOC 相關(guān)的曲線這3 個參數(shù)，同時將負載實驗數(shù)據(jù)作為輸入，就能夠?qū)W姆過電位、無量綱電荷交換電流和擴散時間常數(shù)這3 個參數(shù)利用最小二乘法進行識別［25］，識別后的結(jié)果如表3 所示。進一步利用這些參數(shù)仿真計算得到了方形電池在0.4C 充電工況下的發(fā)熱功率。
表3 識別后的參數(shù)
將上述模擬數(shù)據(jù)和電池三維模型導(dǎo)入到starccm+熱仿真軟件中，對網(wǎng)格無關(guān)性進行了驗證，如表4 所示。網(wǎng)格尺寸從10 減小到2 mm，網(wǎng)格數(shù)量從1 217個增加至43 615個，當(dāng)網(wǎng)格尺寸為4 mm 時，電池最高溫度值基本趨于穩(wěn)定。因此，本文仿真分析中電池網(wǎng)格尺寸采用4 mm。
表4 電池網(wǎng)格無關(guān)性
圖8 為不同充電倍率下的電池溫度變化曲線?？梢钥吹?.4C 倍率充電下仿真數(shù)據(jù)和實驗數(shù)據(jù)最大誤差3.2%，這驗證了電池?zé)岱抡婺Ｐ偷臏蚀_性。
圖8 不同充電倍率電芯溫度
電池在充電時發(fā)生的體積膨脹表現(xiàn)為內(nèi)芯的等效膨脹系數(shù)，類似于熱膨脹系數(shù)［10］。根據(jù)其研究，充電時電池在厚度方向的溫度分布呈拋物線，用T（y）表示，電池內(nèi)部溫度用TC表示，電池表面溫度用TS表示，這種溫度分布主要是由于焦耳熱和熵?zé)嵋鸬?。其二次拋物線方程為
式中A、B、C是未知參數(shù)。
因此，計算熱膨脹時可把電池當(dāng)作一個整體，其厚度方向的熱膨脹可表示為
式中：htem為電池?zé)崤蛎涀冃危?alpha; 為熱膨脹系數(shù)；h 為鋰離子電池初始厚度；Tenv為環(huán)境溫度。
沿厚度方向溫度分布的邊界條件：
代入溫度分布邊界條件，并對式（6）溫度分布方程進行積分，最終得到熱膨脹系數(shù)：
由上式計算出該電池模型的熱膨脹系數(shù)為5.5×10-4。然后將0.4C下電池的溫度升高情況導(dǎo)入到Abaqus 進行求解。電池內(nèi)部芯部膨脹引起的外殼變形云圖見圖9，最大變形為0.32 mm。
圖9 0.4C電芯膨脹變形云圖
提取電芯中線位置的膨脹數(shù)據(jù)，即膨脹實驗測量點10、11、12、13、14 號點的膨脹數(shù)據(jù)，減去初始厚度并除以2獲得外殼單側(cè)膨脹變形；在圖7中也按電芯膨脹實驗測量點位置提取5 個變形數(shù)據(jù)，將這兩組數(shù)據(jù)繪制在圖10 中?？梢钥吹皆陔娦緦挾确较?，膨脹呈現(xiàn)端部變形小中間變形大的現(xiàn)象，與實際相符合，且仿真與實驗結(jié)果的0.33 mm 相比，誤差僅為3.1%。
圖10 0.4C充電工況膨脹實驗和仿真
3、電池模組結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計
本文選擇了12 個方形電池單體成組，參照傳統(tǒng)方形模組結(jié)構(gòu)形式進行結(jié)構(gòu)建模和分析。
3.1 傳統(tǒng)方形電池模組熱膨脹分析
傳統(tǒng)的方形電池模組結(jié)構(gòu)主要由電芯、隔片、側(cè)板、端板、絕緣板等組成［26］，電芯在厚度方向上進行堆疊組裝。隔片的作用是將電池互相隔離，吸收部分膨脹變形，并提供隔離和減振功能。絕緣板的存在可以有效防止正極和負極之間的短路。側(cè)板用于緊固絕緣板、電池和隔片，并通過焊接與端板連接，以抑制整個模組的膨脹，還能提高車輛發(fā)生碰撞后的電池結(jié)構(gòu)安全性［27］。蓋板和底板通常采用ABS材料，用于保護電池模組，防止與金屬機箱接觸并防止漏電。根據(jù)上述建立本文仿真所需的傳統(tǒng)方形電池模組結(jié)構(gòu)，如圖11所示。
圖11 傳統(tǒng)方形電池模組結(jié)構(gòu)
3.1.1 傳統(tǒng)方形模組熱模型
在starccm+軟件中對仿真結(jié)果影響不大的部件進行簡化，來提高模組的網(wǎng)格質(zhì)量。電池之間的隔片和絕緣板裝配后的厚度僅為0.5 mm，同時由于充電工況時間較長，隔片對模組的溫度分布影響較小。因此在建立網(wǎng)格模型時，去掉隔片和絕緣板，電池之間直接接觸［28］。模組的網(wǎng)格尺寸采用2.2 節(jié)中的電池模型的網(wǎng)格尺寸和網(wǎng)格類型，總網(wǎng)格數(shù)907 012，模組網(wǎng)格模型如圖12所示。
圖12 傳統(tǒng)方形模組熱模型
考慮到模組是安裝在電池包內(nèi)部，散熱能力有限，而且電池被蓋板、側(cè)板、底板等部件包裹住，因此認為模組為絕熱，僅有端板和電池包內(nèi)部空氣之間存在熱對流，將端板與空氣的對流換熱系數(shù)設(shè)置為2 W∕（m²·K） ［29］。在starccm+軟件中，通過表格形式導(dǎo)入電池發(fā)熱功率，并加載在模組各電池上。此外求解器設(shè)置為隱式非定常模式，求解時間和電池充電時間一致。模組的材料參數(shù)如密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等參照了文獻［23］。
圖13 展示了在0.4C 充電情況下的模組溫度分布，并且將模組各個電池從左至右依次編號為1～12。可以看到，整個模組的中心溫度最高為36.8 ℃，從中心向外逐漸降低，端板處的溫度最低為30.7 ℃。在0.1C、1C 和2C 充電下，模組的溫度分布規(guī)律與0.4C 充電時的情況相似，因此不再逐一說明。為確保安全設(shè)計，留有一定的設(shè)計余量，將每個電池的最高溫度數(shù)據(jù)總結(jié)在圖14 中?？梢钥闯?，在0.1C 充電時，整個模組的溫度相對均衡，約在25 ℃左右。隨著充電倍率的增加，模組的溫度逐漸升高，中心溫度向端部擴散，且模組中心溫度與端部溫度之間的溫差逐漸增大。在2C 充電時，模組中心溫度與端部溫度之間的溫差達到了8.8 ℃。
圖13 傳統(tǒng)方形模組0.4C充電溫度云圖
圖14 傳統(tǒng)方形模組電芯最高溫度
3.1.2 傳統(tǒng)方形模組膨脹模型
在Hypermesh 前處理軟件中，將求解器設(shè)置為Abaqus，并導(dǎo)入模組結(jié)構(gòu)。由于電池殼體為薄壁結(jié)構(gòu)，因此對其進行中面抽取并劃分2D 網(wǎng)格；端板和電池則使用六面體網(wǎng)格進行劃分。
電池在成組時，使用工裝將所有電池壓緊放置于由端板和側(cè)板組成的 “口” 字結(jié)構(gòu)內(nèi)，然后將端板和側(cè)板焊接在一起，以固定并形成模組結(jié)構(gòu)。模組在安裝后通過螺栓將端板與電池包箱體固定，形成完全約束。根據(jù)這些實際情況，在建立約束時，使用ACM 單元模擬側(cè)板與端板之間的焊縫；使用柔性梁單元模擬端板與機箱的螺栓固定。此外，還須建立各個電池與隔片、電池與絕緣板、絕緣板與端板之間的接觸。由于外部端板將電池、隔片和絕緣板緊密壓合在一起，因此采用綁定約束進行模擬。模組膨脹的有限元模型如圖15 所示，各部件的材料參數(shù)參照了文獻［23］和文獻［30］。
圖15 傳統(tǒng)方形模組膨脹模型
3.1.3 傳統(tǒng)方形模組膨脹分析結(jié)果
在Abaqus有限元軟件中，將圖14中每個電池的最高溫度數(shù)據(jù)加載到電池內(nèi)部的網(wǎng)格節(jié)點上，分析模組結(jié)構(gòu)的承載能力，然后在 "Predefine" 模塊中設(shè)置初始溫度和終止溫度，以進行不同倍率下的充電熱膨脹分析。
表5 提供了傳統(tǒng)方形模組在不同充電倍率下的膨脹分析結(jié)果，提取了端板與絕緣板接觸面的壓力作為模組膨脹力。從表中數(shù)據(jù)可以看出，隨著充電倍率的增加，模組長度、端板應(yīng)力、側(cè)板應(yīng)力以及膨脹力都在增加。在2C 充電情況下，模組膨脹問題最為嚴重，整個模組的膨脹變形相較于0.1C 充電情況增加了4 倍，同時端板和側(cè)板的最大應(yīng)力超過了其材料的抗拉強度279 MPa［31］，會發(fā)生失效。這表明高倍率充電對模組膨脹造成了顯著影響，可能導(dǎo)致模組結(jié)構(gòu)失效。因此，有必要對模組結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，以減小充電工況下膨脹對模組結(jié)構(gòu)的影響。
表5 不同充電倍率下模組膨脹情況
3.2 新型方形電池模組設(shè)計分析
通過對傳統(tǒng)方形電池模組的膨脹分析，可以得知其膨脹方向主要集中在模組的縱向，會導(dǎo)致端部結(jié)構(gòu)承受較大的應(yīng)力和整個模組長度發(fā)生顯著變化。因此，本文提出了一種全新的方形電池模組結(jié)構(gòu)，它主要由電芯、隔片、側(cè)板、端板、絕緣板等組成，如圖16 所示。與傳統(tǒng)方形電池模組不同的是，新型方形電池模組的電池排列呈現(xiàn)垂直的H 形布局，其中兩端電池與中間電池垂直排列。這種布局有利于將膨脹力分散到四周，從而減小對模組端部結(jié)構(gòu)的影響。側(cè)板中間也隨電池排布做了凹陷成型，考慮后期研究熱管理時對該新型模組做側(cè)面液冷預(yù)留空間，同時液冷板能對模組進一步加強，抑制膨脹變形。
圖16 新型方形模組結(jié)構(gòu)
圖17 為新型方形電池模組在0.4C 充電下的溫度云圖?？梢钥吹骄幪?～3 和10～12 電芯位于模組端部，溫度較低，編號4～9 電芯處于模組中部，溫度較高，溫差為6.7 ℃，相比傳統(tǒng)方形電池模組溫差低了2.1 ℃，而中心最高溫度高了0.6 ℃。
圖17 新型方形電池模組0.4C充電溫度云圖
圖18 匯總了新型方形電池模組在不同充電倍率下各個單體電池的最高溫度。整個模組電池溫度分布同傳統(tǒng)方形電池模組溫度分布一致，呈中間高、端部低的現(xiàn)象。0.1C 充電整個模組溫度分布較為均勻，溫差最大僅有1 ℃，隨著充電倍率的增加，模組溫差在2C 充電達到最大9.4 ℃；與傳統(tǒng)方形模組最高溫度相比，僅僅相差0.6 ℃，表明新型方形電池模組雖然改變了電池排布方式，在相同工況下，仍然具有同等散熱效果，在2C 充電工況沒有出現(xiàn)較大的溫差。
圖18 新型方形電池模組充電最高溫度
選取0.4C 充電工況下，將各單體電池最高溫度數(shù)據(jù)導(dǎo)入Abaqus 進行新型方形電池模組膨脹仿真，兩種結(jié)構(gòu)形式下膨脹數(shù)據(jù)如表6 所示。優(yōu)化率計算如式（11）所示：
表6 0.4C充電倍率下兩種模組對比
式中：T 為優(yōu)化率；b 為新型電池模組在充電膨脹后各部件參數(shù)；r為傳統(tǒng)方形電池模組充電膨脹后各部件參數(shù)。
從表6 可以清楚地看出，新型方形電池模組的膨脹明顯低于傳統(tǒng)方形電池模組。傳統(tǒng)方形電池模組在0.4C 充電時的端板應(yīng)力最大達到了186.4 MPa，而新型方形電池模組的端板應(yīng)力僅為71.7 MPa，降低了61.5%。盡管側(cè)板是薄壁結(jié)構(gòu)，但其仍然會承受部分模組膨脹力，因此新型方形電池模組側(cè)板應(yīng)力也有明顯的改善。此外，新型方形電池模組的膨脹力也得到了顯著降低，相較于傳統(tǒng)方形電池模組，降低了36.2%。模組膨脹變形減少了20.9%。
由表5 可知，傳統(tǒng)方形電池模組在2C 充電模組結(jié)構(gòu)發(fā)生失效。因此進一步提取了新型方形電池模組在2C 充電倍率下的膨脹情況，如表7 所示。端板應(yīng)力、側(cè)板應(yīng)力、膨脹力和模組膨脹變形分別為133.6 MPa、 307.9 MPa、 4 925.1 N 和4.2 mm，相比傳統(tǒng)方形電池模組優(yōu)化率分別為60%、7.9%、33.1%和23%，明顯降低了模組膨脹引起失效的風(fēng)險。
表7 2C充電倍率下兩種模組對比
綜上所述，新型方形電池模組有效減小了充電引起的膨脹，同時降低了模組各組件的應(yīng)力。
4、結(jié)論
針對新能源汽車的電池模組，本文設(shè)計了一種新型電池模組結(jié)構(gòu)，進行了單體電池?zé)?膨脹測試，并通過熱分析和膨脹分析對比了傳統(tǒng)方形電池模組在不同充電倍率下的膨脹情況，得到如下結(jié)論。
（1）實驗發(fā)現(xiàn)電池充電發(fā)熱并不是均勻的，電池中上位置發(fā)熱最多，電池底部發(fā)熱較少。電池初始厚度存在不均勻性；電池在充電完成后中間厚度膨脹最大，單側(cè)增加了0.32 mm。
（2）充電倍率對模組膨脹影響較大，大倍率充放電下模組發(fā)熱明顯，使得膨脹增加，應(yīng)注重膨脹對電池模組結(jié)構(gòu)的影響。
（3）新型方形電池模組膨脹明顯小于傳統(tǒng)方形電池模組，新型模組對端板應(yīng)力，在各個倍率的充放電電流下均有很好的優(yōu)化效果；側(cè)板應(yīng)力的優(yōu)化效果在低充放電倍率下效果較好，高充放電倍率下有一定的優(yōu)化效果。
參考文獻
［1］ 梁浩斌， 杜建華， 郝鑫，等. 鋰電池膨脹形成機制研究現(xiàn)狀［J］. 儲能科學(xué)與技術(shù)， 2021， 10（2）：647-657.LIANG Haobin， DU Jianhua， HAO Xin，et al. A review of current research on the formation mechanism of lithium batteries［J］.Energy Storage Science and Technology， 2021， 10（2）：647-657.
［2］ 吳曉剛，齊明山，杜玖玉，等.不同充電倍率下鋰離子電池組冷卻系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計［J］.汽車工程， 2022， 44（4）：482-494.WU Xiaogang， QI Mingshan， DU Jiuyu，et al. Structure design of lithium-ion battery cooling system at different charging rates［J］.Automotive Engineering， 2022， 44（4）：482-494.
［3］ 王怡，陳學(xué)兵，王愿習(xí)，等.儲能鋰離子電池多層級失效機理及分析技術(shù)綜述［J］.儲能科學(xué)與技術(shù)， 2023， 12（7）：2079-2094.WANG Yi， CHEN Xuebing， WANG Yuanxi， et al. Overview of multilevel failure mechanism and analysis technology of energy storage lithium-ion batteries［J］. Energy Storage Science and Technology， 2023， 12（7）：2079-2094.
［4］ 胡林， 田慶韜， 黃晶， 等. 電動汽車鋰離子電池-超級電容混合儲能系統(tǒng)能量分配與參數(shù)匹配研究綜述［J］. 機械工程學(xué)報， 2022， 58（16）：224-237.HU Lin， TIAN Qingtao， HUANG Jing，et al. Review on energy distribution and parameter matching of lithium-ion battery-super capacitor hybrid energy storage system for electric vehicles［J］.Journal of Mechanical Engineering， 2022， 58（16）：224-237.
［5］ 林春景，李丹華，溫浩然，等.動力電池在充電過程中的膨脹力特性［J］.儲能科學(xué)與技術(shù)，2022，11（5）：1627-1633.LIN Chunjing， LI Danhua， WEN Haoran，et al. Research on swelling force characteristics of power battery during charging［J］.Energy Storage Science and Technology， 2022， 11（5）：1627-1633.
［6］ SUN T， WANG L， REN D， et al.Thermal runaway characteristics and modeling of LiFePO4 power battery for electric vehicles［J］.Automot. Innov.，2023，6：414-424.
［7］ YANG S， CHENG H， WANG M， et al. Multi-scale battery modeling method for fault diagnosis［J］. Automot. Innov. ，2022，5（4）：400-414 .
［8］ OH K Y ， EPUREANU B I ， SIEGEL J B ， et al. Phenomenological force and swelling models for rechargeable lithium-ion battery cells［J］. Journal of Power Sources， 2016， 310（Apr. 1）：118-129.
［9］ OH K Y， EPUREANU B I. A novel thermal swelling model for a rechargeable lithium-ion battery cell［J］. Journal of Power Sources，2016， 303：86-96.
［10］OH K Y ， EPUREANU B I. Characterization and modeling of the thermal mechanics of lithium-ion battery cells［J］. Applied Energy， 2016， 178（sep.15）：633-646.
［11］曲杰，李治均，王超.鋰電池膨脹力及位移測試試驗臺的開發(fā)［J］.科學(xué)技術(shù)與工程，2020，20（22）：9210-9216.QU Jie， LI Zhijun， WANG Chao. Development of lithium battery bulk force and displacement test bench［J］. Science Technology and Engineering，2020，20（22）：9210- 9216.
［12］李威. 基于精細模型的鋰離子電池變形失效研究［D］.北京：清華大學(xué)，2019.LI Wei.Research on deformation and failure of lithium ion batteries based on fine model ［D］. Beijing：Tsinghua University， 2019.
［13］MEI W， DUAN Q， LU W， et al. An investigation on expansion behavior of lithium ion battery based on the thermal-mechanical coupling model［J］. Journal of Cleaner Production， 2020， 274.
［14］STEFANOPOULOU Anna G， et al. A phenomenological model of bulk force in a Li-ion battery pack and its application to state of charge estimation［J］. Journal of the Electrochemical Society，2014.
［15］HU Lin， YE Yao， BO Y， et al. Performance evaluation strategy for battery pack of electric vehicles：online estimation and offline evaluation［J］. Energy Reports， 2022， 8：774-784.
［16］XU Peipei， LI Junqiu， XUE Qiao， et al.A syncretic state-ofcharge estimator for LiFePO4 batteries leveraging expansion force［J］.Journal of Energy Storage， 2022，50 ：104559.
［17］魯懷敏，方海峰，何向明，等.壓力對三元鋰電池膨脹及充放電性能的影響［J］.電源技術(shù)，2017，41（5）：686-688.LU Huaimin， FANG Haifeng， HE Xiangming，et al. The effect of pressure on the expansion and charge discharge performance of ternary lithium batteries ［J］. Power Technology， 2017，41（5）：686-688.
［18］曾云路.壓力對軟包鋰離子電池性能及壽命的影響研究［D］.長沙：湖南大學(xué)，2019.ZENG Yunlu. Research on the effect of pressure on the performance and life of soft pack lithium ion batteries［D］. Changsha：Hunan University， 2019.
［19］康博文.外部壓力對鋰離子電池壽命和特性影響機理探究［D］.長沙：湖南大學(xué)，2021.KANG Bowen. Exploring the mechanism of the influence of external pressure on the life and characteristics of lithium ion batteries［D］. Changsha：Hunan University， 2021.
［20］LI Ruihe， LI Wei， et al. Effect of external pressure and internal stress on battery performance and lifespan ［J］.Energy Storage Materials，2022，52：395-429.
［21］LI Y， WEI C， SHENG Y， et al. Swelling force in lithium-ion power batteries［J］. Ind. Eng. Chem. Res. ，2020，59：12313-12318.
［22］DEICH T ， STORCH M ， KAI S ， et al. Effects of module stiffness and initial compression on lithium-ion cell aging［J］. Journal of Power Sources， 2021， 506：230163.
［23］ZHONG X， YANG L， LI N， et al. In-situ characterizations and mechanism analysis of mechanical inhomogeneity in a prismatic battery module［J］. Journal of Power Sources， 2022， 548：232053.
［24］EKSTROM H ， FRIDHOLM B ， LINDBERGH G .Comparison of lumped diffusion models for voltage prediction of a lithium-ion battery cell during dynamic loads［J］.Journal of Power Sources，2018， 402（OCT.31）：296-300.
［25］孫濤，鄭俠，鄭岳久，等.基于電化學(xué)熱耦合模型的鋰離子電池快充控制［J］.汽車工程，2022，44（4）：495-504.SUN Tao， ZHENG Xia， ZHENG Yuejiu， et al. Fast charging control of lithium-ion batteries based on electrochemical-thermal coupling model［J］. Automotive Engineering， 2022， 44（4）：495-504.
［26］徐峰祥，田浩東，段利斌，等.擠壓工況下方形鋰電池模組等效建模及參數(shù)反求［J］.重慶理工大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)），2021，35（12）：38-46.XU Fengxiang， TAN Haodong， DUAN Libin， et al. Equivalent modeling and parameter reverse calculation of square lithiubattery modules under extrusion conditions ［J］. Joural of Chongqing Universitly of Technology（Natural Science），2021，35（12）：38-46.
［27］陳光，魏晨陽，李曉宇，等.基于梁單元簡化模型的鋰電池組碰撞安全臨界條件的判定［J］.汽車工程，2022，44（5）：722-729.CHEN Guang， WEI Chenyang， LI Xiaoyu，et al. Judgment of critical condition for crash safety of lithium battery pack based on simplified beam element model［J］. Automotive Engineering，2022， 44（5）：722-729.
［28］奚冬. 鋰離子電池動態(tài)產(chǎn)熱模型及電池模組溫度不均勻性演化機理研究［D］.重慶：重慶大學(xué)，2020.XI Dong.Research on the dynamic heat generation model of lithium ion batteries and the evolution mechanism of temperature heterogeneity in battery modules ［D］. Chongqing：Chongqing University， 2020.
［29］孫長樂. 純電動汽車鋰離子動力電池包熱分析及優(yōu)化［D］.長沙：湖南大學(xué)，2020.SUN Changle. Thermal analysis and optimization of lithium-ion power battery packs for electric vehicles ［D］. Changsha：Hunan University， 2020.
［30］LI Qiqi， WU Lijia， CHEN Tao，et al. Multi-objective optimization design of B-pillar and rocker sub-systems of battery electric vehicle［J］. Structural and Multidisciplinary Optimization， 2021，64：3999-4023.
［31］尹亮，倪照鵬，范峰，等.6061-T6鋁合金力學(xué)性能試驗研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2023，44（8）：196-206.YIN Liang， NI Zhaopeng， FAN Feng， et al. Experimental study on mechanical properties of 6061-T6 aluminum alloy［J］. Journal of Building Structures， 2023， 44（8）：196-206.
來源：期刊：《汽車工程》 作者：鄧樺坤1，劉 爽1，2，胡 林1，張 耿2，Maitane Berecibar3，Md Sazzad Hosen3
（1. 長沙理工大學(xué)汽車與機械工程學(xué)院，長沙 410000；2. 湖南根軌跡智能科技有限公司，長沙 410000；3. 布魯塞爾自由大學(xué)， 布魯塞爾）
來源：Internet
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