汽車發(fā)動機尾氣余熱溫差發(fā)電裝置結構研究

涂小亮 倪計民 石秀勇

（同濟大學汽車學院上海201804）

汽車發(fā)動機尾氣余熱溫差發(fā)電裝置結構研究

涂小亮 倪計民 石秀勇

（同濟大學汽車學院上海201804）

半導體溫差發(fā)電技術在低品位余熱回收技術領域具有重要的應用價值。汽車尾氣溫度高，帶走的熱量約占發(fā)動機總量的40%，溫差發(fā)電技術能直接將廢熱能量轉(zhuǎn)化為電能回收利用。介紹溫差發(fā)電裝置的設計原理，結構參數(shù)對性能影響以及裝置輸出性能參數(shù)，并結合試驗對溫差發(fā)電裝置的傳熱性能和電功率輸出性能進行分析以及提出有效的改進方案。

溫差發(fā)電結構設計傳熱輸出性能

引言

車載溫差發(fā)電系統(tǒng)針對汽車尾氣的能量特點，將尾氣熱能轉(zhuǎn)換為電能[1]，通過儲能設備為其他車載用電設備供電，實現(xiàn)廢氣熱能的梯度利用。廢熱通道和熱電模塊是溫差發(fā)電裝置的重要組成部分，廢熱通道的內(nèi)部結構以及熱電模塊的連接方式直接影響溫差發(fā)電系統(tǒng)的輸出功率。將兩種半導體的一端結合在一起并使之處于高溫狀態(tài)（熱端），另一端開路處于低溫狀態(tài)（冷端），則在冷熱兩端存在開路電壓，這個效應稱為塞貝克效應，溫差發(fā)電是利用熱電材料的塞貝克效應，將熱能直接轉(zhuǎn)換為電能的一種方法。

1 溫差發(fā)電系統(tǒng)

溫差發(fā)電系統(tǒng)由熱電模塊、廢氣通道以及冷卻系統(tǒng)組成。在溫差發(fā)電系統(tǒng)中，廢氣通道是一個很重要的載體，廢氣通道內(nèi)部為空腔結構，高溫廢氣從空腔通道內(nèi)流過，將熱量傳遞給熱電模塊，常見的溫差發(fā)電器形式如圖1和圖2所示[2]。

為增強高溫廢氣流動時與通道的換熱，在廢氣通道內(nèi)部通常增加擾流肋片，增強氣體流動時擾流，從而使更多的熱量傳遞給熱電模塊。

2 溫差發(fā)電裝置結構

廢氣溫差發(fā)電裝置主要用于布置熱電模塊，其結構取決于熱源和冷源的種類、熱電模塊的性能即系統(tǒng)的散熱方式，通常為圓桶式、平板式、網(wǎng)狀式等。本文結合汽車排氣系統(tǒng)結構特點和系統(tǒng)冷卻散熱方式，設計一種截面為正八邊形圓桶式溫差換熱裝置，其基本結構如圖3所示。

圖1 平板式溫差發(fā)電器

圖2 網(wǎng)狀溫差發(fā)電器

圖3 TEG裝置結構示意圖

溫差發(fā)電器為圓桶式正八邊形截面，高溫排氣在通過管道內(nèi)部時在翅片擾流增強換熱作用下將熱量傳遞給管道外表面即熱端表面。與此同時，冷卻管道在內(nèi)部冷卻水降溫作用下作為熱電模塊的冷端，依次平行布置在管道外表面的熱電模塊在冷熱端的溫差作用下產(chǎn)生電壓對外輸出電能。

3 溫差發(fā)電裝置傳熱模型

根據(jù)塞貝克效應原理，熱電模塊兩端溫差的大小是產(chǎn)生電壓大小的主要因素，并進而影響整個系統(tǒng)的電功率的輸出性能。所以提高熱電模塊兩端的溫差是提高溫差發(fā)電裝置（TEG）輸出性能的最有效途徑。為分析TEG裝置輸出性能的影響因素，建立一維穩(wěn)態(tài)熱傳遞模型，并建立相應的系統(tǒng)性能計算流程。為簡化裝置傳熱計算的模型，本文做出如下假設：

1）忽略高溫排氣流動過程中重力的影響；

2）熱電模塊與熱端冷端表面無接觸熱阻；

3）熱電模塊間無熱量傳遞；

4）因冷卻水管導熱系數(shù)相對較大，冷端管道厚度可看作足夠小。

因為傳熱計算不考慮重力作用影響，由對稱性考慮對傳熱系統(tǒng)1/8部分進行模型計算，裝置結構參數(shù)如圖4所示。

圖4 1/8裝置截面結構參數(shù)

可以看出，熱量在TEG裝置內(nèi)部的傳熱方向如圖5所示。

依據(jù)一維傳熱理論，管道內(nèi)部高溫排氣對熱端內(nèi)部的傳熱量包括兩部分：

Qexfi、Qexbo分別是高溫排氣對翅片部分、非翅片部分傳熱量

高溫廢氣對非翅片部分的傳熱由對流傳熱公式計算：

其中，h為高溫排氣與非翅片端表面的換熱系數(shù)，Aexba表示非翅片端面積。

高溫廢氣對翅片部分傳熱量由肋片傳熱計算公式求得：

圖5 TEG裝置內(nèi)部熱量傳遞方向

由傅里葉導熱定律，裝置內(nèi)部表面對熱端表面的傳熱量：

其中：c1表示熱端管道的厚度，A1為熱端表面的橫截面積，計算公式如式（6）所示，Th為熱端表面平均溫度。

熱端表面面積：

由于熱電模塊的布置并非緊密連接，在熱電模塊之間還存在較大的間隙，導致熱端對冷端直接傳熱。而間隙屬于密閉空間，對流換熱極小，可忽略不計，空氣熱傳導系數(shù)很小，故空間內(nèi)熱傳導也可忽略不計，主要為熱端對冷端的輻射散熱。依據(jù)輻射散熱公式間隙部分熱端表面對冷端表面輻射傳熱量為：

其中：A1表示輻射面面積，T1、ε1分別表示熱端溫度和發(fā)射率，T2、ε2表示冷端溫度和發(fā)射率。

所以熱端表面散失的總熱量：

冷卻水吸收冷端的熱量:

考慮冷卻水管的厚度小以及熱傳導率大，可以忽略冷卻水管的傳導熱阻，即冷端表面溫度Tc與冷卻水管內(nèi)部表面溫度相等，h3為冷卻水與水管的換熱系數(shù)，Twa為冷卻水的平均溫度，A3表示冷卻水與水管的換熱面積，計算公式如（10）所示。

冷卻水與冷端表面的換熱面積：

考慮在室溫環(huán)境中冷卻水管與周圍冷卻空氣的換熱，換熱量計算式為：

h4是冷卻水管與空氣的換熱系數(shù)，Ttub、Tair分別為冷卻管表面平均溫度與環(huán)境溫度。

由能量守恒易知：

由對流傳熱理論知識，對流換熱系數(shù)計算式：

Nu為努塞爾數(shù)，表征壁面上流體的無量綱溫度梯度，λ為流體的導熱系數(shù)，lch為管道的特征長度，計算式如（13）所示。

其中Ach、Pch分別為流體的截面面積與周長。

熱端廢氣流速：

Wh、Ah為分別為流體的體積流量和流體的橫截面積。

高溫排氣與肋片端對流換熱時為流體外掠平板傳熱分析，由對流傳熱理論，可得翅片端Nusselt數(shù)計算式：

其中Reh、Prh雷諾數(shù)與普朗克數(shù)均為以肋高H為特征長度進行計算。

μh為流體的平均速度，lchex為對流換熱特征長度即肋高H，vh為流體的熱傳導率，μh流體動力粘度系數(shù)，Cp為流體的定壓比熱容，Kh為流體熱傳導系數(shù)。

綜上，由式（12）～式（18）可計算出高溫排氣與熱端內(nèi)表面的對流換熱系數(shù)h1。

對管槽內(nèi)湍流強制對流傳熱，由Gnielinski公式得冷卻水管道Nusselt數(shù)計算式[3]：

式中：lfc為管長，lchfc為冷卻水管的特征長度，f為管內(nèi)的湍流流動的Darcy阻力系數(shù)，按弗羅年柯公式：

Cl為公式的溫度修正系數(shù)，式（20）中Prf、Prw分別表示以流體平均溫度及壁面溫度來計算流體的普朗克數(shù)。

冷卻水管道特征長度及雷諾數(shù)計算式如下：

綜上式（12）、式（19）～式（24）可計算冷卻水與管道的對流換熱系數(shù)hc。

對于環(huán)境空氣與冷卻水管的換熱，可依據(jù)大空間自然對流傳熱實驗關聯(lián)式進行計算。

對于水平熱面向上（冷面向下）的情形：

對于熱面向下（冷面向上）的情形：

上式中，Gr為格拉曉夫（Grashof）數(shù)，它在自然對流現(xiàn)象中的作用與雷諾數(shù)在強制對流現(xiàn)象中的作用相當。物理上，Gr數(shù)是浮升力/粘滯力比值的一種度量，計算式如（28）所示，式中的定性溫度為（tw+t∞），特征長度為L=Ap/p。

因此，由式（12）、式（25）～式（28）可計算出冷卻水管與周圍環(huán)境對流換熱系數(shù)h4。

對冷卻水管和TEG裝置兩端對環(huán)境輻射散熱量可使用計算公式：

其中ε1、A1、T1分別為冷卻管和裝置兩端發(fā)射率、面積和溫度，T2環(huán)境溫度。

4 試驗結果與分析

為了解TEG系統(tǒng)工作熱量傳遞，本文結合試驗對TEG系統(tǒng)進行能量傳遞與溫度分布的傳熱計算，試驗原理如圖6所示。

圖6 試驗原理圖

燃燒器Burner用于產(chǎn)生可變溫度與流量高溫氣體，冷卻水流經(jīng)冷卻管帶走熱量維持冷端溫度。由對稱性選擇一列熱電模塊組作為輸出試驗電源，選擇接近試驗電源內(nèi)阻阻值的電阻作為負載電阻，因此試驗測得的電功率可作為熱電模塊組輸出的最大輸出功率。同時監(jiān)測各熱電模塊冷熱端溫度，并測量冷卻水的進出口溫度。

試驗TEG系統(tǒng)輸出電功率隨進氣溫度和流量變化如圖7所示，單列熱電模塊在進氣溫度700℃、流量325 kg/h時最大輸出大于20 W，并且明顯看出TEG系統(tǒng)輸出性能對進氣溫度的敏感性明顯大于進氣流量。

圖7 單列熱電模塊輸出功率隨進氣溫度、流量變化

本文選取進氣溫度500℃，187 kg/h時試驗數(shù)據(jù)進行TEG系統(tǒng)的傳熱計算，試驗原始數(shù)據(jù)為高溫氣體進氣溫度500℃，進氣流量187 kg/h，冷卻水流量130 mL/s，冷卻水進口溫度21.1℃，出口溫度34.8℃，環(huán)境溫度7℃。計算參數(shù)包括廢氣損失能量Qg（W）、冷卻水熱負荷Qw（W）、TEG裝置兩端和冷卻水管外表面與環(huán)境對流換熱量Qh2（W）、Qw（W）和輻射散熱量Qra2（W）、Qra（W）、熱電模塊導熱Qm（W）以及熱端對冷端表面輻射散熱量Qhra（W）等。溫度分布計算包括廢氣平均溫度Tg（℃）、肋基溫度Tr（℃）、熱端表面溫度Th（℃）、冷端表面溫度Tc（℃）以及冷卻水平均溫度Tco（℃）。

依據(jù)傳熱模型和試驗所得數(shù)據(jù)，結合試驗實際情況計算TEG裝置熱量傳遞與各點溫度值如圖8所示。分析傳熱計算圖可知，大部分廢氣損失的能量通過熱電模塊的導熱被冷卻水帶走，這是TEG系統(tǒng)內(nèi)熱量流動的最主要路線，而TEG裝置端口處于環(huán)境的對流換熱與輻射換熱量，冷卻水管與環(huán)境對流換熱與輻射換熱量等能量損失所占廢氣能量損失比例約為10%。

圖8 TEG裝置傳熱參數(shù)示意圖

因此，一方面通過增強肋片端的廢氣擾流，提高肋片端熱交換能力，并且采取保溫措施減少熱量在TEG裝置端口以及冷卻水管出的損失，使盡可能多的熱量經(jīng)過熱電模塊導熱，是提高熱電模塊冷熱兩端溫差和TEG系統(tǒng)電功率輸出性能的重要措施；另一方面，由傅里葉導熱定律可知，熱電模塊兩端導熱量一定時，導熱系數(shù)越低，兩端溫差越大，所以采用發(fā)電效率高、導熱系數(shù)小的高性能熱電模塊也將大大提高TEG系統(tǒng)的輸出性能。

5 結論

本文介紹了一種利用汽車尾氣的正八邊形截面圓桶式溫差發(fā)電裝置結構和工作原理，同時建立了溫差發(fā)電裝置工作時傳熱計算模型，結合試驗計算了TEG系統(tǒng)在某一進氣溫度、流量下系統(tǒng)內(nèi)熱量傳遞與溫度分布；最后針對此溫差發(fā)電裝置提出了可行的優(yōu)化改進方法。

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4倪計民.汽車內(nèi)燃機原理[M].上海：同濟大學出版社，1999

5倪計民．汽車內(nèi)燃機試驗技術[M].上海：同濟大學出版社，1998

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7袁曉紅．汽車發(fā)動機尾氣余熱溫差發(fā)電裝置熱電轉(zhuǎn)換技術研究[D]．武漢：武漢理工大學，2012

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9ESARTE J，MIN G，ROWE D M．Modelling heat exchangers for thermoelectric generators.Journal of Power Sources，2001，93:72～76

A Study on the Structure of Thermoelectric Power Generation Device for Vehicle Exhaust Gas Waste Heat

Tu Xiaoliang，Ni Jimin，Shi Xiuyong
School of Automotive Studies，Tongji University(Shanghai，201804，China)

Thermoelectric power generation technology has huge potentiality in the field of low-grade waste heat recovery technology，while vehicle exhaust gas takes away 40%of total engine heat，and thermoelectric power generation technology converts waste energy directly into electrical energy recycling.This article introduces design principle of a thermoelectric power generation unit，as well as the impact of structural parameters on the performance of the device output performance.Besides，we analyze heat transfer and output performance of the power generation unit through experiment and propose appropriate improvement scheme.

Thermoelectric power generation，Structural design，Heat transfer，Output performance

U463

A

2095-8234（2014）04-0034-06

2014-05-20）

涂小亮（1990-），男，碩士研究生，主要研究方向為汽車發(fā)動機廢氣余熱溫差發(fā)電技術。