基于液态金属的超强电流协同冷却与充电技术

刘传科 ,  李茂林 ,  胡代伟 ,  郑熠 ,  曹凌霄 ,  何志祝

Engineering ›› 2025, Vol. 47 ›› Issue (4) : 125 -138.

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Engineering ›› 2025, Vol. 47 ›› Issue (4) : 125 -138. DOI: 10.1016/j.eng.2024.11.035
研究论文

基于液态金属的超强电流协同冷却与充电技术

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Liquid Metal-Enabled Synergetic Cooling and Charging of Superhigh Current

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摘要

大功率直流快充（DC-HPC）技术，特别是在千安级充电电流（≥ 1000 A）工况下，可显著缩短充电时间并提升电动汽车耐久性，但同时面临瞬间热冲击引发的热失控风险。传统冷却方法试图将电流与热量传输过程分离，难以同时实现柔韧可操作性及高效传热。本研究提出了一种基于液态金属柔性充电连接器（LMFCC）的协同冷却传输策略。通过载流传导和载热耗散协同作用，液态金属（LM）在承载超高电流的同时可有效输运瞬间大热量。得益于LM优异的流动性与导电性，LMFCC在应对各种复杂形变时表现出良好的柔韧可操作性（弯曲半径仅为2 cm）与传输稳定性，其性能明显优于传统固态金属连接器。通过优化紧凑型感应电磁驱动方法，有效提升了液态金属流速和LMFCC主动冷却能力，在1000 A充电电流工况下系统温升仅为16 ℃。该协同冷却充电策略有望实现超高热流密度管理，加速电动汽车产业发展。

Abstract

High-power direct current fast charging (DC-HPC), particularly for megawatt-level charging currents (≥ 1000 A), is expected to significantly reduce charging time and improve electric vehicle durability, despite the risk of instantaneous thermal shocks. Conventional cooling methods, which separately transmit current and heat, struggle to achieve both flexible maneuverability and high-efficiency cooling. In this study, we present a synergetic cooling and transmission strategy using a gallium-based liquid metal flexible charging connector (LMFCC), which efficiently dissipates ultra-high heat flux while simultaneously carrying superhigh current. The LMFCC exhibits exceptional flexible operability (bending radius of 2 cm) and transmission stability even under significant deformation owing to the excellent liquidity and conductivity of liquid metal (LM). These properties are markedly better than those of solid metal connector. A compact induction electromagnet-driven method is optimized to significantly increase the LM flow rate and the active cooling capacity, resulting in sudden low temperature (< 16 °C at 1000 A). This synergetic cooling and charging strategy are expected to enable ultrahigh-heat-flux thermal management and accelerate development of the electric vehicle industry.

关键词

电动汽车 / 超高电流充电 / 液态金属 / 协同冷却策略 / 柔性电力线

Key words

Electric vehicle / Superhigh current charging / Liquid metal / Synergetic-cooling strategy / Flexible charging cable

引用本文

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刘传科,李茂林,胡代伟,郑熠,曹凌霄,何志祝. 基于液态金属的超强电流协同冷却与充电技术[J]. 工程（英文）, 2025, 47(4): 125-138 DOI:10.1016/j.eng.2024.11.035

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1 引言

随着全球能源结构演变和环保意识提升，先进电动汽车（electric vehicle, EV）技术已成为减少碳排放、应对资源挑战的关键途径[1‒8]。国际能源署在《2023年世界能源展望》报告中指出，到2030年全球电动汽车数量将增长近十倍[9]。然而，与传统燃油车相比，里程焦虑、充电时间长等问题已成为现阶段制约全球电动汽车发展的关键因素[10‒14]。大功率直流快充（DC-HPC）技术凭借其显著的效率优势，在提升充电速度（接近燃油车加油时间）和缓解续航焦虑问题方面展现出巨大潜力[15‒20]。近年来，DC-HPC系统的峰值充电功率已从43.5 kW提升至450 kW，新标准的目标是600 kW甚至1 MW[21‒25]。这些进展有望促进EV在20 min内完成快速补能需求，如图1所示。然而，随着充电功率和电流持续攀升，特别是在面向电动卡车、电动飞机及电动轮船等未来大容量电池（>1000 kW·h）超大功率（>3 MW@3000 A）快速充电的场景下，由此产生的瞬间大热量及高热流密度热冲击是发展下一代DC-HPC的主要难题之一[26‒29]。

随着充电电流的不断增加，电力线因大量焦耳热的瞬时聚集而急剧升温，从而加速其老化和绝缘失效，甚至引发火灾安全问题[30‒33]。尽管增大电力线直径可明显降低焦耳热，但由于传统铜导体刚性较大，导致电力线笨重、柔韧性不足等问题，严重影响用户的操作体验。近年来，世界多家新能源汽车龙头企业大力推动液冷电力线研发与应用[34‒36]，如图1（b）和（c）所示。然而，传统水/油基液冷技术试图将载流传导与载热耗散过程分离，受工质传热能力有限、流道布置复杂、散热路径耦合性差等约束，导致系统结构臃肿、柔韧可操作性不足、运行可靠性降低、长期运维成本攀升等工程问题。新兴的过冷液相沸腾冷却方法[37‒38]可承载超过2400 A电流，有望将EV充电时间缩短至5 min以内。尽管液气两相沸腾冷却法具有显著的相变吸热能力，但其可靠性仍面临巨大挑战，特别是存在易形成局部热点而导致控温失效风险。因此，为满足未来超高充电电流需求，设计开发兼具柔韧可操作性和高效冷却性能的DC-HPC系统至关重要。

近年来，液态金属（liquid metal, LM）冷却技术[39‒47]凭借其卓越的热物理性质，在高热通量管理领域展现出广阔的应用前景，包括核能冷却、太阳能发电、高温热能储存以及废热回收等。相较于传统高温液态金属工质，如具有强腐蚀性的钠钾合金、熔点较高的铅铋合金，镓基液态金属因其常温下稳定液态、高导热率（约30 W·mK‒1）、低动力黏度（约2×10-3 Pa·s）和极高沸点（约2200  K）等优异特性[48‒50]，成为新一代高性能冷却工质的研究热点，引起了学术界和工业界的极大关注[51‒54]。相关研究表明[55‒57]，液态金属的对流热传递性能明显优于传统冷却工质（如水或油），在高热流管理场景展现出诸多优势，特别是在压力降低和冷却能力提升方面。此外，液态金属冷却技术的另一优势在于其独特的电磁驱动方法[58‒59]，其流体运动由感应电流与磁通密度相互作用产生的电磁力所控制，完全不同于机械式泵送方式（通过机械界面接触推动流体运动）[60]。该方法提升了系统运行的可靠性，并消除了由于液态金属高密度和高表面张力导致的叶片磨损和冷却剂泄漏等问题。新兴的液态金属冷却技术在兆瓦级DC-HPC系统（>1000 A）中展现出广阔前景，尤其是在满足柔韧可操作性和高效冷却需求方面[61]。

在本研究中，我们报道了一种由镓基液态金属柔性充电连接器（LMFCC）实现的协同冷却充电策略。该策略在应对瞬间大热冲击管理的同时确保超高充电电流高效传输方面实现了重大突破。首先，我们系统研究了LMFCC相较于传统固态金属连接器在极端形变条件下的柔韧可操作性与传输稳定性。此外，我们还开发了一种紧凑型感应电磁驱动方法，揭示了磁流体动力学（magnetohydrodynamics, MHD）产生过程，研究了影响驱动性能的关键因素，提升了LMFCC系统的主动冷却能力。最后，我们通过构建三维多物理场耦合模型及协同冷却传输实验测试平台，全面评估了LMFCC在不同水动力、几何参数及极限电流下的综合适应性。

2 实验与方法

2.1 LMFCC工作原理

图2描述了面向超高电流传输的LMFCC协同冷却充电系统，其组成包括DC +/DC -液态金属柔性电缆（LMFCs）、感应电磁驱动单元、转换接头单元、散热器单元及液态金属基充电枪。DC +（DC -）LMFC由两根填充液态金属的高弹性硅胶管组成，并通过转换接头单元内部通道形成独立冷却液循环回路。LMFC实现了电动汽车与充电站的连接，促进了电能从电网到车辆电池的有效传输。旋转永磁体感应电磁驱动单元（PM-EMP）产生电磁力，有效推动液态金属流入转换接头单元，随后进入DC +和DC -冷却液循环回路。值得注意的是，LMFCC在实现电能定向传输的同时伴随热量的产生、聚集与耗散。这可能导致LMFC温度显著升高，加速老化并引发火灾安全隐患，尤其是在超高电流工况下。在PM-EMP驱动下，液态金属可快速削弱瞬时大热冲击，将热量传输至充电站散热器单元，继而依靠冷却液与空气之间的高效对流换热实现迅速耗散。因此，得益于液态金属载流传导和载热耗散耦合作用，我们提出的LMFCC协同冷却充电策略为构建结构简单、可靠轻便、维护成本低且具有卓越散热能力的充电系统提供了新机遇，并可满足未来1 MW以上超大功率充电需求。此外，由于液态金属具有良好的室温流动性，LMFCC相比传统刚性铜电缆表现出优异的柔韧可操作性与传输稳定性。

图2（c）与（d）详细展示了用于高效泵送液态金属的一体化紧凑型感应电磁驱动单元。PM-EMP主要包括主动旋转磁系统与液态金属泵体。在主动旋转磁系统中，若干内永磁体均匀分布在三相线圈的外圆柱面上，从而形成主动旋转元件。同时，多个外永磁体均匀布置在环形内轭铁（yoke iron, YI）的外圆柱面上，并通过高磁阻材料层与主动驱动元件实现磁路隔离。“C”型泵体内部开设矩形截面液态金属流道，并通过基座与支撑结构固定，以确保PM-EMP可靠运行。采用瓦片式结构的外轭铁布置于泵体外表面，为液态金属流道内的磁力线提供低磁阻路径。在交流电作用下，三相线圈产生旋转磁场，驱动内永磁体旋转；同时，外永磁体也随之转动，从而在液态金属流道内产生行波磁场；由于液态金属具有优异的电导率，这一变化的磁场将在流道内部感生电流；最终，在磁场和电场的相互耦合作用下产生电磁力，有效驱动液态金属流动。电磁驱动技术通过电磁场耦合直接对流体施加电磁力（区别于机械泵依靠界面接触推动流体），有效避免了叶片磨损、密封失效及泄漏等工程问题，为液态金属高效驱动提供了新的技术路线。

2.2 LMFCC实验装置

为全面评估LMFCC在超高充电电流工况下的适应性，我们搭建了基于旋转感应电磁驱动液态金属柔性电力线的多场协同传输系统实验平台，如图3所示。该平台主要包括LMFCC、直流大功率电源以及多传感信号采集系统。LMFC由两根填充液态金属的高弹性硅胶管组成，其内径（D）范围为6~10 mm，长度（L）为0.5~2.0 m。为了确保系统在超高电流下的电气连接稳定性，转换接头单元采用了T2铜材料，并经过电镀处理。电镀处理有效改善了铜与液态金属之间的润湿性，增强了接触面的导电性，并减少了可能发生的电接触不良现象。泵体采用高耐温、高韧性的树脂材料，并通过先进的3D打印技术制造，以最大限度抑制分流效应并提升驱动能力。永磁体采用N54钕铁硼材料，剩余磁通密度为1.4 T，轭铁（YI）则选用50W470材料，可有效束缚磁力线并减少能量损失。协同冷却导电工质选择室温Ga68In20Sn12合金，在200 ℃条件下将质量分数分别为68%的Ga、20%的In和12%的Sn混合2 h制备而成。直流大功率电源（由中国Bufan公司制造，型号为SSA-151000）正负极与LMFCC转换接头直接电连接，以模拟超高电流传输。四个压力传感器（由中国星仪传感器制造有限公司制造，型号为CYYZ11A，量程为0~500 kPa，精度为±0.10%）被分别安装于LMFC入口（Pin，P表示压力）和出口（Pout）处，用于测量压降（ΔP = Pin-Pout）。多个温度传感器（由中国科派仪表有限公司制造，型号为PT-100，量程为10~150 ℃，精度为±0.15%）被分别布置于LMFC入口（Tin，T表示温度）、出口（Tout）以及散热器出口（Tr-out），用于监测LMFCC热量的产生、聚集与耗散特性。此外，在PM-EMP出口布置了两个流量传感器（测试范围为0.3~5.0 L·min‒1，精度为±3.00%），用于测量LMFCC系统流量（G）。LMFCC系统的不确定性分析[62]见附录A中的注释S1和表S1，系统各组件热物理参数[54,59,63]见附录A中的表S2。

2.3 数值方法

2.3.1 PM-EMP的三维多物理场耦合数值模型

为提升液态金属驱动效率从而改善LMFCC热控性能，我们构建了关于PM-EMP的三维多物理场耦合数值模型，全面分析了磁流体动力学（MHD）产生过程（涵盖电磁学、流体力学、不稳定性以及端部效应），并系统探讨了影响驱动性能的关键因素。首先，我们对PM-EMP内液态金属的雷诺数（Re）进行了详细计算，具体细节见附录A中的注释S2。由此，PM-EMP复杂且高度非线性的本构方程被定义如下：

∇×Hm=JB=∇×AE=-∂A∂t∇⋅B=0J=σ(E+ULM×B)
∂ULM∂t+(ULM⋅∇)ULM=-1ρ∇P+1ρJ×B+μ∇2ULM∇⋅ULM=0

式中，B、A和Hm分别为磁通密度、磁矢量势、磁场强度；E和J分别为电场强度和电流密度；μ为动力黏度；σ为电导率；ULM为液态金属流速；ρ为液态金属密度；∇为梯度算子；t为时间。通过将磁通密度与电流密度矢量积作为体积力项引入纳维-斯托克斯方程，同时考虑流场产生的速度项对电磁场反馈作用，实现了电磁场与流场之间的双向耦合。液态金属（Ga68In20Sn12）被视为不可压缩流体，并在壁面处施加无滑移边界条件。旋转感应电磁泵的入口和出口分别设置为流量边界（Q）和压力边界（P0 = 0 kPa，表示为相对压力）。为确保数值模拟结果的准确性与稳定性，本文对旋转感应电磁泵模型进行了网格无关性验证，其结果见附录A中的表S3。结果表明，网格4划分方法被统一应用于PM-EMP的所有仿真工况。

2.3.2 LMFC的电-热-流多物理场耦合数值模型

为解决兆瓦级（>1000 A）DC-HPC所面临的重大工程挑战，我们建立了关于LMFC的三维多物理场耦合数值模型，深入探讨了影响其性能的关键因素。首先，对于圆柱形横截面液态金属电力线，雷诺数（Re）范围为12 171~101 430，因此采用k0-ε湍流模型来模拟其流体动力学特性。此外，LMFC运行涉及复杂的多物理场过程，包括电流传导、电磁加热、流体力学、传热以及非等温流动，它们可由以下方程描述：

∇⋅JLMFC=0∇⋅ELMFC=0JLMFC=σELMFCρCp∂T∂t+ULM⋅∇T=∇⋅(k∇T)+JLMFC⋅ELMFCρ∂ULM∂t+ULM⋅∇ULM=-∇P+∇⋅μ+μt∇ULM+∇ULMT∂ρk0∂t+∇⋅(ρk0ULM)=∇⋅μ+μtσk0∇k0+μt∇ULM:∇ULM-23∇⋅ULM2-ρε∂ρε∂t+∇⋅(ρεULM)=∇⋅μ+μtσε∇ε+Cε1εk0μt∇ULM:∇ULM-23∇⋅ULM2-Cε2ε2k0∇⋅ULM=0

式中，JLMFC和ELMFC分别为LMFC的电流密度和电场强度；μt、k0和ε分别为湍流黏度、动能和耗散率；Cε1和Cε2为模型常数；Cp为比热容；k为导热系数；∇T和∇ULM分别为温度梯度和液态金属速度梯度；σk0和σε分别为湍流动能和湍流耗散率的普朗特数。在LMFC入口设置恒定温度（T0 = 30 ℃）、流量（G，其范围为2~10 L·min‒1）以及接地边界。在LMFC出口施加开放、接地及压力边界（P0 = 0 kPa）。此外，在LMFC中段设置电流边界条件（I，其范围为100~1500 A）。由于硅胶管导热系数较低，因此LMFC其他外表面均采用绝热边界条件。进一步对LMFC进行了网格无关性验证，结果列于附录A中的表S4。结果表明，网格4划分方法适用于LMFC的所有仿真工况。

2.4 方法有效性

为验证所提方法的有效性，我们通过数值模拟与实验相结合的方式，对PM-EMP的驱动性能及LMFCC的传热特性进行了对比分析，结果列于附录A中的注释S3和图S1。如图S1（a）所示，实验结果与仿真数据之间呈现出高度相关性，验证了PM-EMP数值模拟的有效性与准确性。例如，在流量Q = 0.2 L·min-1、转速n = 150 r⸱min-1时，实验测得的压头值为47.8 kPa，而仿真结果为44.9 kPa，偏差为6.5%。此外，图S1（b）证明了LMFC模型的准确性。例如，在I = 1000 A时，LMFC的最大温度偏差分别为5.2%（L = 1.0 m）和3.3%（L = 2.0 m）。

3 结果与讨论

3.1 PM-EMP驱动性能优化

3.1.1 磁场

我们系统研究了PM-EMP的磁流体动力学（MHD）产生过程及其驱动性能优化。YI与SBS分别表示轭铁与短路条结构。根据先前研究[64]，用于估算PM-EMP最大压力（ΔPmax）的方程如下：

ΔPmax=σB2sU¯BlchKl2s=1-U¯LMU¯B
Kl=Rα2λ21-thλW2λW2λ2=α21+iε0ε0=σμ0U¯BsτHπHngα=πτ

式中，s、U¯B、lch和Kl分别为滑移率、行波磁场平均速度、有效长度与横向端部效应衰减系数；ε0、Hng和τ分别为磁作用参数、非磁间隙与磁极间距；B为磁通密度；W为PM-EMP流道宽度；H为PM-EMP流道高度；U¯LM为液态金属平均流速；R为复数的实部；α为在2π范围内的极对数；λ为新的复数参数；th为双曲正切函数（tanh）；i为虚数单位。因此，B2与PM-EMP驱动性能成正比。首先，我们对PM-EMP磁场变化规律及强化机制进行了分析，如图4所示。图4（a）~（c）中，沿液态金属流动方向的径向磁通密度（Br）呈现非正弦分布，特别是在缺少轭铁结构时。这是因为相邻磁体之间的磁回路（第一磁路）被削弱，而磁体自身N极到S极的磁路（第二磁路）得到加强。引入轭铁后，非正弦分布显著改善，Br的幅值提升约65%。这一改善表明，YI提供了低磁阻路径，从而增强了第一磁路并削弱了第二磁路。Br在宽度方向（Z）从14 mm至0 mm或42 mm至55 mm范围内出现衰减，表明液态金属流道壁附近存在磁场边缘效应[图4（d）]。因此，在结构设计中，永磁体的宽度应至少比通道宽度大10%。

3.1.2 电场

图5展示了PM-EMP的电流密度分布、优化机制及横向端部效应。如图5（a）所示，感应电流密度的垂向分量（IZ）主要集中在液态金属流道中心区域，表现出良好的均匀性，有利于产生有效的电磁力。相比之下，切向分量（IT）出现在流道壁附近，并逐渐增强，将导致横向端部效应，降低MHD过程的稳定性。如图5（b）所示，通过引入短路条与轭铁结构，电流密度得到了显著优化。靠近流道壁面的箭头被完全限制于SBS内部，为感应电流提供了低电阻路径，有效抑制了横向端部效应。这意味着液态金属流道内电流密度分布更加均匀，改善了有效电磁力幅值与波形。此外，提高转速（n）可显著增强IZ幅值，该现象在图5（b）与（c）对比中尤为明显。如图5（d）所示，IZ呈现非正弦分布并伴随四个子峰，表明液态金属流道内存在电流的二次闭合现象。这是由于第二磁路的增强削弱了相邻磁极之间的径向磁通密度（Br），从而促进了短闭合路径的形成。IZ的波形得到优化，特别是在n = 350 r⸱min-1时，SBS显著抑制了电流的二次闭合效应。与无YI和SBS的基准情况（1.13 × 106 A·m‒2, n = 150 r⸱min-1）相比，IZ的幅值在引入YI与SBS后分别增加了123.9%（2.53 × 106 A·m‒2, n = 150 r⸱min-1）与441.6%（6.12 × 106 A·m‒2, n = 350 r⸱min-1），这表明通过采用SBS结构并提高转速n，可以优化PM-EMP的MHD效应。

3.1.3 流场

作用于液态金属上的电磁力（F）会在PM-EMP流道内部产生压力梯度，其分布情况、变化规律与优化机制如图6所示。如图6（a）所示，电磁力密度的切向分量（FT）主要集中在液态金属流道中部区域，直接影响驱动性能与流动稳定性。与此同时，电磁力密度的垂向分量（FZ）从流道中心向壁面方向逐渐增强，对局部压降和横向端部效应起显著作用。这主要归因于电磁参量的非正弦分布以及电流密度切向分量（IT，尤其在壁面附近）比例的增加。引入SBS后，靠近壁面附近F的分布及负效应得到显著改善，如图6（b）与（c）所示。与无SBS的情况相比，使用SBS后FT得到显著增强和优化，且沿通道宽度呈现出更均匀的分布。这一改善源于壁面附近IT分布被优化，SBS提供了低电阻路径。此外，由于电流的二次闭合效应，沿流动方向产生了负FT。例如，在n = 150 r⸱min-1且无YI和SBS时，弧长l = 19.5 mm处的FT = -1.28 × 103 N·m‒3，如图6（d）所示。与无YI和SBS的情况相比，引入YI和SBS后，负FT分别减少了87.4%（降至-1.61 × 102 N·m‒3，n = 150 r⸱min-1）和97.6%（降至-3.01 × 101 N·m‒3，n = 350 r⸱min-1）。FT的最大值则从1.68 × 105 N·m‒3（n = 150 r⸱min-1，无YI与SBS）提升至6.38 × 105 N·m‒3（n = 150 r⸱min-1，引入YI与SBS）和1.51 × 106 N·m‒3（n = 350 r⸱min-1，引入YI与SBS），分别增加了279.8%和798.8%。此外，箭头的大小与密度直观展示了这些变化。

图7描述了液态金属运动状态及压力分布对PM-EMP流动稳定性的影响。如图7（a）~（c）所示，流道壁附近形成了多个大尺度涡流，被定义为横向端部效应。这是由于沿流道宽度方向上感应电流密度不均匀分布，将在流道壁面附近产生电磁力垂向分量（FZ），从而加剧流动不稳定性与压降。值得注意的是，在数值计算中，PM-EMP的出口边界条件设为P0 = 0 kPa。沿流动方向压力的振荡式增长现象表明在PM-EMP运行过程中存在压力脉动（ΔP1、ΔP2和ΔP3），如图7（d）所示。随着转速（n）的提高或引入YI与SBS，不稳定流动现象被进一步放大。例如，压力脉动从无YI和SBS时的2.7 kPa（ΔP1，n = 150 r⸱min-1）增加至23.3 kPa（ΔP2，n = 150 r⸱min-1，引入YI与SBS）和27.7 kPa（ΔP3，n = 350 r⸱min-1，引入YI与SBS），分别提升了763.0%和925.9%。然而，与无YI和SBS的情况（n = 150 r⸱min-1时ΔPh = 16.7 kPa）相比，引入YI与SBS后，PM-EMP的压头（ΔPh）显著提升了412.6%（n = 150 r⸱min-1时ΔPh = 85.6 kPa）与1087%（n = 350 r⸱min-1时ΔPh = 198.2 kPa）。这表明在脉动抑制与性能提升之间存在权衡关系，后续可通过增加磁极数以调整FT变化周期开展进一步优化。

3.1.4 性能优化

图8系统分析了影响PM-EMP驱动性能的关键因素。如图8（a）所示，压头ΔPh随流量Q平稳变化。此外，通过引入SBS可显著增强PM-EMP驱动性能。这一提升主要归因于SBS对切向电流密度（IT）的约束，有效削弱了横向端部效应和负电磁力，从而提升了垂向电流密度（IZ）和切向电磁力（FT）的幅值。PM-EMP的泵送能力可通过引入YI得到进一步改善，YI为磁力线提供了低磁阻路径，从而增强了Br、IZ和FT，如图8（b）所示。较小的流道高度（H）适用于对驱动特性敏感度要求较高的应用，而较大的流道高度则更适合于恒压头输出和大流量的场景。PM-EMP流道宽度（W）对横向端部效应系数（Kl）的影响比H更显著，如图8（c）和（d）所示。表1给出了在Q = 0.2 L·min‒1、n = 150 r⸱min-1和H = 2 mm条件下，W对Kl的影响。随着W的增大，Kl逐步改善，表明横向端部效应被抑制，尤其是在较大宽度下更为明显。值得注意的是，纵向端部效应对PM-EMP的泵送能力与流动特性也存在重要影响，其结果见附录A中的注释S4与图S2。

3.2 LMFC柔韧可操作性与传输稳定性分析

为评估LMFC在实际应用中的适应性，我们对比了传统铜电缆与多场协同LM电力线在柔韧可操作性与传输稳定性方面的性能，如图9所示。与密度为8.9 g·cm‒3的铜相比，LM具有优异的流动导电性和更低的密度[6.4 g·cm‒3，提升28.1%，见图9（a）]，因此有望成为下一代轻量化且具备高效协同传输性能的理想载流导热材料。图9（b）~（e）表明，LMFC在拉伸与扭转工况下表现出良好的柔韧性，尤其在弯曲场景下（弯曲直径d = 4 cm）展现出优异的动态适应性和可操作性。即便在极端折叠工况下，LMFC仍保持良好的电导率，并在变形后可完全恢复原始形态。相比之下，传统铜电缆在形变工况下适应性较差，限制了其在实际场景中广泛应用。

图9（f）~（i）描述了LMFC在复杂形变工况下多能场传输性能的变化规律。LMFC的初始长度（l0）为0.12 m，内径（D）从4 mm变化至10 mm。当应变率（εs）为50%时，LMFC电阻分别由2.99 × 100 mΩ、1.31 × 100 mΩ、7.69 × 10-1 mΩ和4.74 × 10-1 mΩ增加至6.98 × 100 mΩ、2.93 × 100 mΩ、1.69 × 100 mΩ和1.09 × 100 mΩ，增幅分别为133.4%（D = 4 mm）、123.7%（D = 6 mm）、119.8%（D = 8 mm）和130.0%（D = 10 mm）。LMFC在扭转与弯曲工况下表现出良好的电学稳定性。即便在720°扭转变形下，其电阻仅增加5.0%（D = 4 mm）、5.5%（D = 6 mm）、6.3%（D = 8 mm）和5.8%（D = 10 mm）。当弯曲直径d为4 cm时，电阻增加幅度分别为5.3%（D = 4 mm）、5.1%（D = 6 mm）、5.1%（D = 8 mm）和5.9%（D = 10 mm）。此外，与传统铜导体不同，LM可被直接回收再利用，无需额外加工处理。

3.3 LMFCC多场协同传输适应性分析

开发兼具柔韧可操作性与高效散热性能的液冷电力线，对于实现兆瓦级（≥ 1000 A）DC-HPC系统的商业化应用至关重要。图10展示了LMFCC在超高电流工况下的多场协同传输适应性。在开展系统适应性评估之前，我们首先确定了扩散电流（Id）与充电电流（I）之间是否存在电串扰现象，这可能会对系统的驱动性能和充电效率产生影响，相关细节见附录A中的注释S5和图S3。此外，由于DC+与DC- LMFCs之间的温度差异控制在1.5 ℃以内，因此采用DC+ LMFC数据对系统性能进行分析。图10（a）展示了不同充电电流（50~1000 A）工况下系统的热量产生、积聚与散热特性。当L = 2.0 m、D = 10 mm、G = 3.0 L·min‒1及I = 1000 A时，LMFC最高温度与环境温度差值（ΔT = Tmax-Ta，Ta为环境温度）仍维持在54.3 ℃，表明LM具有优异的热提取与耗散能力。当电流从400 A升至600 A和800 A时，ΔT分别由9.9 ℃增加至19.8 ℃与34.7 ℃。此外，随着电流升高，散热器出口温度（Tr-out）与LMFC入口温度（Tin）逐渐升高，表明系统可通过空气与LM之间优异的对流换热实现高效散热，其性能优于传统水基或油基系统。例如，当电流从600 A升至800 A和1000 A时，Tr-out仅从28.0 ℃升至30.6 ℃和34.4 ℃，对应的温升仅为2.6 ℃和6.4 ℃。

图10（b）~（d）展示了LMFC长度（L）、直径（D）和系统流量（G）对LMFCC主动冷却性能的影响。可以观察到，随着L增加，温差（ΔT）的变化愈加显著，尤其是在1000 A工况下。在L = 1.5 m条件下，当电流从600 A增加至800 A和1000 A时，ΔT由14.9 ℃上升至26.3 ℃和42.0 ℃，而L = 0.5 m时ΔT仅由7.8 ℃上升至13.5 ℃和20.1 ℃，对应增幅分别为7.1 ℃、12.8 ℃和21.9 ℃。此外，增大D显著提升了LMFCC的热控能力，尤其在高电流条件下更为明显。例如，在I = 1000 A时，ΔT由86.8 ℃（D = 6 mm）降低至67.6 ℃（D = 8 mm）和54.3 ℃（D = 10 mm），分别改善了22.1%与37.4%。同理，在600 A和800 A时，LMFCC冷却性能分别提升了17.8%和29.5%（ΔT由28.1 ℃降低至23.1 ℃和19.8 ℃），以及21.1%和33.9%（ΔT由52.5 ℃降低至41.4 ℃和34.7 ℃）。这一现象可通过LMFC焦耳热与电阻之间的关系加以解释。LMFC焦耳热（q = I2R）与L成正比，与D2成反比，其中，电阻（R）定义为R = L/σA0，流体通道截面积（A0）为πD24。增大G可显著降低ΔT，表明冷却性能强烈依赖于PM-EMP驱动能力。当I = 1000 A时，ΔT由91.7 ℃（G = 1.5 L·min‒1）降至71.2 ℃（G = 2.0 L·min‒1）、60.2 ℃（G = 2.5 L·min‒1）和54.3 ℃（G = 3.0 L·min‒1），分别降低了22.4%、34.4%和40.8%。然而，随着G的增加，冷却性能提升的幅度逐渐放缓。当电流从800 A增至1000 A时，ΔT由35.4 ℃（G = 1.5 L·min‒1）降至27.0 ℃（G = 2.0 L·min‒1）、22.3 ℃（G = 2.5 L·min‒1）和19.6 ℃（G = 3.0 L·min‒1）。

这些趋势可通过LMFC传热过程来解释，如图10（e）~（g）所示。热容热阻（Rcapacity = 1mCp，其中，m为质量流量，Cp为比热容）反映了LM的载热性能。增大直径（D）或流量（G）可显著提升LMFCC系统的传热能力。当D由6 mm增大至8 mm和10 mm时，Rcapacity分别由1.11 × 10-2 ℃·W‒1降低至1.00 × 10-2 ℃·W‒1和9.63 × 10-3 ℃·W‒1，降幅分别为9.9%和13.2%。这一趋势与Cp和T之间的负相关性一致。随着G由1.0 L·min‒1增加至3.0 L·min‒1，Rcapacity由3.15 × 10-2 ℃·W‒1依次下降至2.00 × 10-2 ℃·W‒1、1.47 × 10-2 ℃·W‒1、1.16 × 10-2 ℃·W‒1和9.63 × 10-3 ℃·W‒1，分别降低36.5%、53.3%、63.2%和69.4%。这表明LM的载热能力逐渐增强[与图10（d）结果一致]。此外，LMFCC系统压降（ΔP）会因减小D或增大L和G而显著增加，且对小直径尤为敏感。例如，当D由6 mm增大至8 mm和10 mm时，ΔP由161 kPa降至45 kPa和16 kPa，降幅分别为72.0%和90.1%。因此，在电动汽车兆瓦级快充应用中，引入LMFCC技术需在主动冷却能力、驱动性能与系统成本之间取得平衡。

图10（h）展示了在不同流量条件下直径D对LMFCC冷却性能与流体动力学特性的影响。当I = 1000 A、L = 3 m、G = 10 L·min‒1时，ΔT分别为46.9 ℃（D = 6 mm）、32.5 ℃（D = 7 mm）、25.4 ℃（D = 8 mm）、19.5 ℃（D = 9 mm）和15.9 ℃（D = 10 mm），对应的ΔP分别为1894 kPa、930 kPa、480 kPa、280 kPa和167 kPa。图10（i）在自然对流与主动液冷条件下对LMFC与传统铜电缆的冷却性能进行了对比。与自然对流铜电缆相比，LMFCC在热控制方面表现出显著优势，尤其是在高电流充电条件下。例如，当I = 1500 A时，相较于铜电缆ΔT为419.3 ℃（D = 10 mm）和191.6 ℃（D = 14.14 mm），LMFCC ΔT仅为65.6 ℃（D = 10 mm），相应的温控性能提升幅度分别达到84.4%和65.8%。此外，当I = 1500 A时，相较于主动液冷铜电缆（ΔT = 89.5 ℃），LMFCC的冷却能力提升了26.7%。这表明，传统分离式散热方法不仅结构复杂、可靠性不足，而且热控效率低下。

4 结论

本文报道了一种适用于兆瓦级DC-HPC的LMFCC协同冷却充电新策略。LMFCC在应对各种复杂形变工况时表现出优异的柔性可操作性与传输稳定性。同时，本研究开发了一种先进的紧凑型感应电磁驱动系统，通过优化电磁分布，有效抑制了横向端部效应，显著提升了LMFCC主动冷却能力。与分离式液冷方法相比，所提出的LMFCC展现出卓越的实用潜力、显著的轻量化设计以及可观的冷却性能提升（在1500 A工况下提升幅度达26%）。本研究的协同冷却策略在高热流管理的基础理论和应用研究方面取得了突破，有助于电动汽车行业的快速发展。

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