微通道換熱器非對稱式百葉窗翅片性能研究

緱偉隆 劉雨聲 馮嘉旺 李嘉偉 李萬勇 陳江平,

(1 江蘇中關村科技產業(yè)園節(jié)能環(huán)保研究有限公司 常州 213300；2 上海交通大學 制冷與低溫工程研究所 上海 200240)

散熱器在汽車冷卻系統(tǒng)中具有極其重要的作用，平行流換熱器因結構輕便、換熱性能高效，是汽車熱泵空調中最常用的室外換熱器，主要由集流管、扁管、翅片等結構組成。換熱器翅片種類很多，生產中常用的翅片形式主要有平直翅片、鋸齒形翅片及多孔翅片等，目前在車用空調中最常采用的是對稱式百葉窗翅片換熱器。百葉窗翅片有增大傳熱表面積、擾動流體邊界層的作用，以此來達到強化換熱的目的。因此對百葉窗翅片的研究具有重要意義。

目前，國內外學者對百葉窗式換熱器傳熱性能開展了大量的研究工作。仿真計算方面，J.Y.Jang等[1-2]對不同角度的百葉窗翅片換熱器進行研究，結果表明，變角度的百葉窗翅片換熱器綜合性能優(yōu)于均勻角度的百葉窗翅片換熱器。郭健忠等[3]提出8種變角度翅片結構，分析了5種入口風速下8種變角度翅片結構的傳熱因子與阻力因子，研究8種變角度翅片結構的優(yōu)劣。P.Karthik等[4-5]對翅片間距、橫管間距、縱管間距和百葉窗間距幾何參數進行模擬計算，結果表明，橫管間距及縱管間距對傳熱系數的影響可忽略不計，百葉窗間距過小會導致空氣阻力過大，翅片間距的減小會導致阻力增大及傳熱系數提高。H.Huisseune等[6]對帶有和不帶有渦流發(fā)生器的換熱器進行了三維仿真計算，M.E.Nakhchi等[7]分析了不同傾斜角度的多孔百葉窗換熱器內流體流動的湍流特性和熱性能，均認為強化傳熱的主要物理原因是管壁和區(qū)域間流體的良好混合。楊林等[8]提出一種新型斜針形百葉窗翅片，得到其窗翅的最佳布置方式，為新型百葉窗式散熱器的設計優(yōu)化提供理論依據。

實驗研究方面，董軍啟等[9]提出了關于傳熱因子j和摩擦因子f的關聯(lián)式，關聯(lián)式的最大誤差小于12%。A.Okbaz等[10-11]對百葉窗翅片及波紋翅片換熱器行了傳熱和阻力特性實驗，研究了空氣流速、翅片間距以及管排數的影響。H.Huisseune等[12]用染料注入技術對不同開窗角度的百葉窗翅片圓管換熱器進行了6種放大模型的可視化實驗，結果表明，低雷諾數下，流線沿著管壁外緣；高雷諾數下，管前發(fā)展出一個馬蹄形漩渦，這種漩渦會削弱傳熱效果。A.Nuntaphan等[13]研究了空氣自然對流下百葉窗翅片換熱器的整體傾角對換熱性能的影響，結果表明，在35°～40° 的傾角下，換熱器的傳熱性能提高顯著。B.Dogan等[14]對雙排和三排翅片的百葉窗翅片扁管換熱器進行了實驗研究，利用水和空氣的單相對流換熱實驗研究了不同翅片排數的換熱器空氣側的性能差距。

綜上可知，國內外學者對對稱式百葉窗翅片研究較多，但在非對稱式百葉窗領域的研究很少，因此本文在傳統(tǒng)的對稱式百葉窗翅片的基礎上，設計出6種非對稱式百葉窗翅片。通過分析各個翅片的換熱特性和阻力特性，來改進傳統(tǒng)翅片結構，降低換熱器所受風阻，充分利用整個換熱器流道，最大程度實現冷、熱流體熱量交換。

1 換熱器三維模型

1.1 非對稱式翅片結構

百葉窗換熱器整體結構復雜，對其進行完整的仿真計算較為困難，但翅片結構呈周期性變化，因此取其中一個單元結構進行仿真計算，如圖1所示。百葉窗翅片的熱量交換主要集中在前半段靠近進口方向，在后半段區(qū)域熱量交換較少，由于翅片結構的對稱性，所受風阻大小基本與前半段相同，因此換熱器整體所受風阻較高。針對以上問題，在對稱式百葉窗翅片的結構基礎上(幾何模型如圖2所示，該模型的尺寸如表1所示)，提出幾種非對稱式百葉窗翅片結構，尺寸參數如表2所示，建立的模型如圖3所示。

圖1 百葉窗換熱器整體結構Fig.1 Overall structure of louver heat exchanger

表1 對稱式百葉窗結構參數Tab.1 Structural parameters of symmetrical shutters

圖2 對稱式百葉窗結構Fig.2 Structure of symmetrical shutter

表2 新型非對稱式百葉窗翅片結構參數Tab.2 Structure parameters of new asymmetric shutter fins

圖3 新型非對稱式百葉窗翅片結構Fig.3 Structure of the new asymmetric shutter fin

1.2 網格劃分

取單個百葉窗翅片進行數值計算，采用Starccm+軟件進行網格劃分。對換熱器的扁管進行簡化，在翅片的上下方建立0.1 mm×3 mm×15 mm的矩形薄板代替扁管結構。流體域設置為5.4 mm×3 mm×21 mm的長方體，建立百葉窗翅片計算域模型，如圖4所示。

圖4 百葉窗翅片計算域模型Fig.4 Calculation domain model of louver fin

對上述百葉窗翅片模型的翅片和空氣的傳熱問題進行整體數值求解，因流動結構較為復雜，對不同區(qū)域進行不同的網格劃分，對流體域和固體結構均進行非結構化網格計算和多面體網格劃分。為了保證計算的準確度，在與固體壁面相鄰的流體區(qū)域均劃分了網格較密的附面層網格；因翅片厚度較薄，對翅片和上下扁管部分進行薄體網格劃分。截面網格示意圖如圖5所示。

圖5 截面網格Fig.5 Sectional mesh

1.3 網格無關性驗證

采用合理的網格參數設置對計算精度及模擬結果的影響顯著。本文選取A1模型進行網格無關性驗證，對不同網格數量的模型進行數值計算，如圖6所示，當網格數大于300萬時，網格數量對換熱量的影響基本不變。綜合考慮實際計算能力和結果精度，選用劃分數量約為350萬的計算模型。

圖6 網格數對換熱量的影響Fig.6 Influence of mesh number on heat transfer

2 仿真計算及實驗驗證

2.1 仿真計算

2.1.1 邊界條件設置

圖4所示為百葉窗翅片計算域模型，具體邊界條件設置如下：1)進口設置為速度進口條件，根據不同的工況設置相應的入口的速度幅值和進口溫度；2)出口設置為壓力出口；3)流體域的左右兩側面設置為周期性邊界；4)固體部分包括翅片和上下扁管，扁管的壁面設置為恒定溫度，固體域材料為鋁，流體區(qū)域與固體區(qū)域之間相互耦合；5)其余未說明的壁面均設置為絕熱面。

2.1.2 數據處理

對百葉窗翅片換熱器在不同進口氣流速度和不同的扁管溫度下進行空氣側傳熱和阻力性能的分析，采用的數據處理公式如下：

(1)

(2)

式中：de為特征長度，m；ua為流體速度，m/s；ρa為流體密度，kg/m3；λa為空氣導熱系數，W/(m·K)；ha為空氣側的表面?zhèn)鳠嵯禂担琖/(m2·K)；μ為動力黏度，Pa·s。

傳熱因子j的表達式[15-16]為：

(3)

式中：cpa為質量定壓熱容，J/(kg·K)；Pr為普朗特數，取0.7。

百葉窗翅片對流換熱時空氣側的對數平均溫差：

(4)

式中：TW為上下扁管溫度，℃；T0為出口溫度，℃；Ti為進口溫度，℃。

百葉窗翅片對流換熱時空氣側的表面?zhèn)鳠嵯禂担?/p>

(5)

式中：ma為流體流過百葉窗翅片時空氣的質量流量，kg/s；A為百葉窗翅片對流換熱時總的傳熱面積，m2。

阻力因子f的計算式[15-16]為：

(6)

式中：Δp為空氣側壓降，Pa；Ac為最窄截面面積，m2。

2.2 計算結果

本文首先對對稱式百葉窗翅片進行了仿真計算，將其作為對照組(A1)，分析冷卻空氣進口速度分別為1.5、2.5、3.5、4.5 m/s時4種工況下的百葉窗換熱模型，可得到空氣流經翅片區(qū)域時的速度、壓力、溫度分布情況，以及換熱量與風阻大小，為非對稱百葉窗翅片性能機理研究提供更直接的方法。然后按照相同的分析方法，對6種非對稱式百葉窗翅片進行仿真計算，分析其換熱性能和阻力性能的優(yōu)劣。

B1、B2組為開窗數量不對稱的百葉窗翅片，B5、B6組為開窗高度逐漸變化的非對稱式百葉窗翅片，通過分析可知：對于B1、B2組，將開窗數量少的一側作為進口方向其綜合性能優(yōu)于將開窗數量多的一側作為進口方向；對于B5、B6組，氣流沿翅片高度逐漸降低方向通入的綜合性能優(yōu)于氣流沿翅片高度逐漸增高方向通入。因此，在后文的敘述中，默認B1、B2組開窗數量少的一側作為進口方向，B5、B6組百葉窗高度高的一側作為進口方向。

1)為了直觀顯示新型翅片相比于傳統(tǒng)對稱式百葉窗翅片的性能優(yōu)劣，如圖7所示，將6種非對稱式百葉窗翅片傳熱因子曲線與A1對稱式百葉窗翅片傳熱因子曲線進行對比，可以明顯看出7條曲線的趨勢基本一致，傳熱因子j均隨氣流速度的增大而減小。B1、B2組傳熱性能相比A1組有所提升，在進口速度為4.5 m/s時，B1、B2傳熱因子j比A1翅片分別提高1.2%和1.0%。說明在結構相同的條件下，適當的調整布置方式，有助于提高百葉窗翅片換熱性能。B組其余翅片相比A1組換熱性能均有所降低，但對于B3、B4組開窗角度可變的翅片，隨著氣流速度的增加，減弱效果會顯著降低。在空氣進口速度分別為1.5、2.5、3.5、4.5 m/s時，B3翅片傳熱因子分別降低28.5%、24.7%、21.6%、19.5%。因為隨著進口氣流速度的增大，百葉窗表面邊界層遭到破壞，導致邊界層厚度變薄，增強換熱效果，說明開窗角度可變的設計在氣流速度較大的條件下優(yōu)勢更顯著。

圖7 傳熱因子曲線Fig.7 Curve of heat transfer factor

2)分析各種非對稱式百葉窗翅片流動性能，以相同的方法對各組翅片的阻力因子進行處理，結果如圖8所示。由圖8可知，7條曲線的趨勢基本一致，阻力因子f均隨氣流速度的增大而減小。B1、B2組非對稱式百葉窗翅片的阻力因子相比傳統(tǒng)對稱式百葉窗翅片A1有所增加，但增幅很小；B3～B6組的阻力因子相比A1組均顯著降低，在進口速度為4.5 m/s時，阻力因子f分別降低31.9%、20.4%、30.4%、16.0%。尤其是百葉窗角度可變的新型翅片可顯著降低風阻。

圖8 阻力因子曲線Fig.8 Curve of resistance factor

2.3 分析討論

2.3.1 傳熱分析

研究新型翅片結構設計對流道內流體流動的溫度分布影響，各翅片截面的溫度分布云圖如圖9所示。由圖9可知，換熱翅片上百葉窗的存在會改變流體流動的方向，增大了流體的湍流效應，破壞流體熱邊界層，提升不同流道內在相同截面下流體溫度的均勻性，強化換熱器內冷熱流體熱量交換效果。A1、B1、B2翅片的整體溫度分布基本一致，流體與換熱器翅片壁面的熱量交換主要發(fā)生在進口段，換熱流體溫升較為顯著。B5、B6翅片的熱量交換也集中在氣流進口段，但由于后半段翅片結構的設計，熱量交換不顯著，后半段翅片維持較高的溫度。B3、B4翅片在進出口處沒有明顯的溫度梯度變化，而且整個翅片沿流動方向相比其他翅片換熱更加均勻，符合對新型翅片換熱器的要求。

圖9 翅片溫度分布云圖Fig.9 Temperature contours of fin

為了更好的說明非對稱式翅片結構設計對換熱均勻性的影響，本文分析了不同翅片結構設計對流道內溫度場變化的影響。沿著翅片氣流方向從進口到出口設置5個監(jiān)測面，分別為0 mm面(進口面)、3.75 mm面、7.5 mm面、11.25 mm面和15 mm面(出口面)，如圖10所示。測量不同截面的平均溫度，如圖11所示。對比三種新型翅片與傳統(tǒng)對稱式百葉窗翅片的溫度變化曲線可知，百葉窗開窗角度可變的B3翅片溫度曲線更加平直，說明溫度變化更均勻，在整個翅片上熱量交換不存在明顯集中部位；B5非對稱式百葉窗翅片前半段溫度增長較快，后半段溫度增長較慢，說明B5翅片換熱不均勻，熱量交換主要集中在進口段。

圖10 溫度監(jiān)測截面的選取Fig.10 Selection of temperature monitoring section

圖11 監(jiān)測面平均溫度Fig.11 Average temperature of monitoring surface

2.3.2 流動分析

分析氣流在流道內的流動情況，進口速度為4.5 m/s時各翅片的壓力分布云圖如圖12所示。左側為進口，右側為出口。由圖12可知，對于風阻較大的A1、B1、B2翅片，阻力在進口處較為集中，在翅片出口處也有顯著的壓力梯度變化。原因是在進出口處，氣流遇到較大的轉折角，由于翅片破壞氣流邊界層的作用受翅片開窗角度θ的影響，θ越大，即轉折角越大，破壞氣流邊界層的作用越強，所受風阻也相應增大。對于開窗角度變化的B3、B4翅片，進出口處的阻力分布較為均勻，沒有明顯的風阻集中現象，說明百葉窗角度可變的換熱器翅片設計對局部阻力的控制具有顯著優(yōu)勢。對于B5、B6翅片開窗高度逐漸降低的非對稱式百葉窗，風阻主要集中在前半段，在后半段壓力降低不顯著，尤其是B5翅片，在后半段所受風阻很小。因為對于B5、B6開窗高度可變的翅片設計，在后半段百葉窗高度逐漸降低，空氣與翅片的接觸面積減小，氣流流動更平順，風阻也相應降低。

圖12 翅片壓力分布云圖Fig.12 Pressure contours of fin

綜上可得，B組非對稱式百葉窗翅片B3～B6雖然降低了一定的傳熱能力，但可顯著降低風阻，尤其是B3、B5翅片風阻降低更顯著。在換熱均勻性方面，B3翅片相比于傳統(tǒng)翅片和其他新型翅片，換熱更均勻，不存在換熱集中在特定位置的問題。因此對于流阻要求較為苛刻且對換熱要求均勻的場景，B3翅片的設計具有顯著優(yōu)勢。

2.4 仿真模型驗證

為驗證數值模擬的可靠性進行實驗研究。通過3D打印建立百葉窗整體換熱器模型，如圖13所示，在風量臺架上進行風阻測試。

圖13 整體換熱器實驗模型Fig.13 Experimental model of integral heat exchanger

為驗證本文CFD仿真結果的可靠性，將所得的實驗結果進行處理，計算得到單個換熱器翅片的阻力因子，以同樣的方式繪制各個非對稱式百葉窗翅片的阻力因子曲線，并分析其流動性能。圖14所示為百葉窗翅片阻力因子實驗數據和模擬結果的對比。由圖14可知，百葉窗翅片阻力因子曲線的實驗結果和仿真結果的變化趨勢一致，模擬值與實驗值的最大誤差為16%，除個別點誤差稍大外，其余計算點誤差均小于10%，在工程允許范圍內。

圖14 阻力因子實驗數據和模擬結果對比Fig.14 Comparison of experimental data and simulation results of resistance factor

3 結論

為研究微通道平行流室外換熱器的翅片結構優(yōu)化問題，基于換熱器換熱機理，本文提出6種非對稱式百葉窗翅片結構，對該新型翅片進行傳熱特性和流動特性分析，得到如下結論：

1)提出的6種非對稱式百葉窗翅片結構，合理設置了百葉窗的高度、開窗角度以及開窗數量，對傳統(tǒng)對稱式百葉窗翅片換熱不均，翅片局部風阻集中明顯的問題進行了優(yōu)化。

2)采用三維建模對百葉窗翅片進行數值模擬，得到百葉窗翅片截面處的溫度分布云圖和壓力分布云圖，研究其傳熱特性和流動特性，并對該新型翅片進行實驗驗證，實驗結果和仿真結果的誤差集中在10%以下，誤差在工程允許范圍內。

3)通過MATLAB進行數據計算，得到翅片傳熱因子和阻力因子曲線，與傳統(tǒng)對稱式百葉窗翅片性能曲線進行對比分析，結果表明，在進口速度為4.5 m/s時，本文設計的B3翅片的阻力因子f相比傳統(tǒng)百葉窗翅片減小31.9%，且整個翅片換熱更加均勻，不存在換熱集中在特定位置的問題，適用于對流阻要求較為苛刻且對換熱要求均勻的場景。