冷側(cè)進(jìn)氣方向及速度對空冷中冷器性能影響研究

李 勝，張靖龍，黃德惠，陳存福，費(fèi)洪慶，豐 偉，胡興軍

(1.一汽解放青島汽車有限公司, 山東 青島 266043; 2.吉林大學(xué) 汽車仿真與控制國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 長春 130032)

緊湊式熱交換器因其高緊湊性及傳熱效率，被廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、化工和制冷等行業(yè)。擴(kuò)展表面是緊湊式熱交換器的重要組成部分，其可以有效提升熱交換器的面積-體積比，在當(dāng)前眾多擴(kuò)展表面類型中，百葉窗翅片因便于規(guī)模制造、成本低，被廣泛應(yīng)用于汽車工業(yè)中。

Kays等[1]通過實(shí)驗(yàn)方法全面研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對百葉窗翅片的熱工水力性能的影響。Chang等[2-3]在總結(jié)文獻(xiàn)[4-7]中大量數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，提出了當(dāng)前仍被廣泛使用的百葉窗翅片通用傳熱和摩擦因子關(guān)聯(lián)式，為消除原摩擦因子關(guān)聯(lián)式的不連續(xù)性， 隨后進(jìn)一步對該關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了修正[8]。Lee等[9]使用Kriging方法和基因算法對百葉窗翅片的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化，使其綜合性能提升了14%～32%。Kim等[10]分析了百葉窗翅片在低流速區(qū)域時(shí)的熱工水力性能，并提出適用于低Re的流動(dòng)和傳熱關(guān)聯(lián)式。Bhaiyat等[11]通過實(shí)驗(yàn)研究了汽車氣候控制系統(tǒng)中百葉窗翅片-管加熱器，指出其芯部的流動(dòng)特征對其性能有重要影響。Wan等[12]在實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上采用數(shù)值模擬方法研究了百葉窗翅片-管式熱交換器在低壓條件下的熱工水力性能，并提出了相應(yīng)的流動(dòng)和傳熱關(guān)聯(lián)式。Ali等[13]使用數(shù)值模擬方法研究了對百葉窗翅片結(jié)構(gòu)參數(shù)對其熱工水力性能的影響，并提出了相應(yīng)的流動(dòng)和傳熱關(guān)聯(lián)式。

上述實(shí)驗(yàn)及仿真研究均建立在緊湊式熱交換器的芯部與來流方向完全垂直的假設(shè)之上，但在實(shí)際使用過程中，考慮到安裝、檢修及節(jié)省空間等問題，熱交換器芯部并非與來流方向完全垂直，此時(shí)熱交換器的熱工水力性能也將發(fā)生改變。Zhang等[14]采用數(shù)值方法分析了不同來流方向和波距-翅長比對鋸齒式翅片熱工水力性能的影響，并指出不同來流方向和波距-翅長比可改善鋸齒式翅片的性能。Wang等[15]通過實(shí)驗(yàn)方法研究了橢圓管-翅片式熱交換器的熱工水力性能受來流方向的影響，結(jié)果表明隨傾角的減小，傳熱系數(shù)不斷減小而阻力不斷增加。Guo等[16]研究了鋼質(zhì)鋸齒式翅片在不同來流方向時(shí)的熱工水力性能，并提出來流方向?yàn)?5°時(shí)鋸齒式翅片的熱工水力性能最佳。

然而對于不同的冷側(cè)進(jìn)氣方向和速度對百葉窗翅片-管式熱交換器熱工水力性能影響的研究卻不多。針對這一問題，本文在實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上研究了冷側(cè)進(jìn)氣速度v分別為4.5、5、6、7、7.5 m/s以及相對應(yīng)的方向β分別為15°、30°、45°、60°、75°、90°時(shí)，百葉窗翅片-管式熱交換器的熱工水力性能。

1 研究對象及實(shí)驗(yàn)設(shè)備

1.1 研究對象

本文的研究對象為一鋁質(zhì)翅片-扁管式空冷中冷器，其由進(jìn)氣室、排氣室、管柵、冷卻管、百葉窗翅片及鋸齒式翅片等部件組成，在經(jīng)高質(zhì)量釬焊后最終形成圖1(a)所示的總體結(jié)構(gòu)。為達(dá)到強(qiáng)化傳熱的目的，在熱側(cè)冷卻管內(nèi)部焊有鋸齒式翅片，而如圖1(b)所示冷側(cè)相鄰冷卻管間焊有圖1(c)所示的百葉窗式翅片，最終形成732 mm×590 mm的冷側(cè)芯部。本文所涉及的冷卻管和百葉窗翅片的具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。當(dāng)此中冷器處于工作狀態(tài)時(shí)，增壓空氣先由熱側(cè)入口流入，在經(jīng)進(jìn)氣室分流后流向不同冷卻管，并最終在排氣室的匯集后流出，而冷側(cè)空氣則由冷側(cè)入口流入流經(jīng)百葉窗翅片之后由冷側(cè)出口流出。

圖1 空冷中冷器

表1 冷卻管結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

文中所涉及的實(shí)驗(yàn)均在圖2所示抽吸式風(fēng)洞中進(jìn)行，其由流體循環(huán)系統(tǒng)、控制及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等構(gòu)成。熱交換器冷側(cè)空氣入口條件通過風(fēng)室溫度和濕度控制，同時(shí)在熱交換器冷側(cè)后方安裝混流器以實(shí)現(xiàn)冷側(cè)出口空氣的混合，熱側(cè)空氣入口條件則通過調(diào)節(jié)置于風(fēng)室之外的加熱器及流量裝置進(jìn)行控制。冷熱側(cè)空氣溫度均由預(yù)先校準(zhǔn)的精度為 ±0.1 ℃熱電阻(Pt-100 Ω)獲取，冷側(cè)空氣流速由風(fēng)洞中的噴嘴控制，熱側(cè)空氣質(zhì)量流量由誤差為 ±0.1%的氣體質(zhì)量流量計(jì)測量，通過熱交換器的冷熱測空氣壓降均由精度為 ±1 Pa的差壓變送器測得。

圖2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

2 數(shù)值仿真

2.1 計(jì)算域

空冷中冷器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，若對其直接進(jìn)行仿真，將消耗大量的時(shí)間及計(jì)算資源，鑒于其冷側(cè)芯部具有結(jié)構(gòu)上的周期性，參照文獻(xiàn)[12-14],當(dāng)前僅對其中一個(gè)周期進(jìn)行相應(yīng)的熱工水力研究，所形成的計(jì)算域如圖3所示，其入口為速度入口，出口為壓力出口，為使來流充分發(fā)展及避免回流出現(xiàn)，對入口段做5Dh延伸，出口段做20Dh延伸，并將計(jì)算域上下、左右側(cè)均設(shè)為周期性邊界，百葉窗翅片及冷卻管表面則均為無滑移壁面。

圖3 計(jì)算域

文中冷側(cè)進(jìn)氣方向β是指速度v與Y軸正方向的夾角，其值分別取為15°、30°、45°、60°、75°、90°，并認(rèn)為β取15～30°時(shí)的角度為小傾角，30～60°時(shí)為中等傾角，60～90°時(shí)為大傾角，而v的大小分別取值為4.5、5、6、7、7.5 m/s。其中當(dāng)β為90°時(shí)，進(jìn)氣與計(jì)算域入口垂直，認(rèn)為此時(shí)仿真同實(shí)驗(yàn)的冷側(cè)空氣流動(dòng)方向一致，可用于后續(xù)同實(shí)驗(yàn)的驗(yàn)證。

2.2 控制方程

在控制方程求解過程中，做如下假設(shè)：

1) 工質(zhì)是三維定常不可壓的空氣且流動(dòng)處于穩(wěn)定狀態(tài)；

2) 重力、自然對流和輻射可以忽略；

3) 百葉窗翅片模型開窗良好，切口處不存在毛邊、撕裂等缺陷，焊縫絕對光滑。

計(jì)算域中的流動(dòng)和傳熱由下面所示通用控制方程表達(dá)[17]：

(1)

經(jīng)前期計(jì)算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)β=90°、冷側(cè)風(fēng)速為4.5 m/s時(shí)，以Lp為特征長度求得的雷諾數(shù)值為 1 452，可認(rèn)為此時(shí)的流動(dòng)已處于湍流狀態(tài)，在權(quán)衡求解精度和難度之后，文中使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型描述湍流運(yùn)動(dòng)，其控制方程如下[18]：

(2)

(3)

(4)

式中：Cμ=0.09；σk=1.00；σε=1.30；C1ε=1.44；C2ε=1.92。

在仿真過程中，使用有限體積法將控制方程轉(zhuǎn)化為代數(shù)方程，壓力速度耦合方式為SIMPLEC，動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍流耗散率及能量采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行空間離散以獲取更高計(jì)算精度；質(zhì)量、動(dòng)量和湍流方程收斂殘差閾值為10-3，能量方程則為10-7；在網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證中發(fā)現(xiàn)，不同工況下，網(wǎng)格數(shù)量保持在1 690萬左右時(shí)，各指標(biāo)參數(shù)的變化已不再明顯；環(huán)境壓力98 330 Pa，冷側(cè)進(jìn)氣為空氣，其溫度為25 ℃，ρ=1.149 kg/m3，Cp=1 006.5 J/(kg·K)，μ=1.848 95×10-5kg/(m·s)，λ=0.025 9 W/(m·s)，并且流動(dòng)處于穩(wěn)定狀態(tài)，冷卻管和百葉窗翅片材料分別為ZL104和3003-H16，冷卻管壁面溫度Tw為160.5 ℃，冷側(cè)空氣、冷卻管和百葉窗翅片之間進(jìn)行共軛傳熱。

2.3 數(shù)據(jù)簡化

總傳熱量Q為：

(5)

計(jì)算過程中，溫差采用對數(shù)平均溫度[19]：

ΔT=(To-Ti)/ln((Tw-Ti)/(Tw-To))

(6)

總傳熱系數(shù)為：

h=Q/(ΔT·As)

(7)

計(jì)算域水力直徑Dh為：

(8)

式中：Amin為計(jì)算域最小自由流面積，As為總傳熱面積。

雷諾數(shù)ReLp為：

(9)

(10)

式中：Af和G分別表示計(jì)算域投影面積及冷側(cè)進(jìn)氣質(zhì)量流量。

努賽爾數(shù)Nu為，其表征工質(zhì)對流傳熱和純熱傳導(dǎo)之比：

Nu=h·Dh/λ

(11)

Fanning摩擦因子f，其表征工質(zhì)流動(dòng)過程中的無量綱壓降：

(12)

式中：ΔP為靜壓降。

為綜合評價(jià)中冷器冷側(cè)熱工水力性能，引入性能評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)PEC[20]：

(13)

式中：以來流方向?yàn)?0°、速度為4.5 m/s時(shí)的努賽爾數(shù)Nu90和摩擦因子f90為參考值，而Nun及fn則分別表示其余各速度下來流方向?yàn)?5°、30°、45°、60°、75°、90°時(shí)的努賽爾數(shù)和摩擦因子。

2.4 實(shí)驗(yàn)與仿真驗(yàn)證

圖4為β=90°，冷側(cè)進(jìn)氣速度分別為4.5、5、6、7和7.5 m/s時(shí)基準(zhǔn)中冷器冷側(cè)靜壓降及傳熱系數(shù)試驗(yàn)值和仿真值的驗(yàn)證。對于靜壓降，受實(shí)驗(yàn)設(shè)備及百葉窗翅片、冷卻管自身及其與冷卻管等形成的焊縫并不完全光滑的影響，造成試驗(yàn)值與仿真值的差異，但二者絕對誤差不超過7%[21]。

圖4 實(shí)驗(yàn)與仿真靜壓降比對

3 結(jié)果分析

3.1 冷側(cè)進(jìn)氣方向及風(fēng)速對摩擦因子f的影響

圖5為冷側(cè)進(jìn)氣方向β及風(fēng)速v同摩擦因子f的關(guān)系曲線，由圖可知：在同一進(jìn)氣方向β時(shí)，速度v在X軸上的分量隨v的增加而增加，從而出現(xiàn)摩擦因子f隨v增加而減小的情況，其中相較于各進(jìn)氣方向β下冷側(cè)風(fēng)速為4.5 m/s時(shí)的摩擦因子f，當(dāng)冷側(cè)風(fēng)速為7.5 m/s時(shí)分別降低13.84%、9.02%、12.67%、12.71%、14.38%、14.64%，其中原因可以從圖6所示進(jìn)氣方向?yàn)?0°時(shí)不同速度下XY中間面上的湍流強(qiáng)度云圖看出，在冷側(cè)風(fēng)速增加的過程中，X軸方向上的分速度也在不斷增加，從而導(dǎo)致湍流強(qiáng)度不斷增加，對流動(dòng)的阻礙作用也越來越大，最終表現(xiàn)形式則為f因子隨v的增加而不斷減小；而在同一進(jìn)氣速度v時(shí)，同樣受速度v在X軸上的分量隨β增加而增加的影響，也出現(xiàn)摩擦因子f同β增加而減小的情況，如圖7所示，其中相較于各風(fēng)速下進(jìn)氣角度β為15°時(shí)的摩擦因子f，β為90°時(shí)分別降低51.43%、50.90%、51.33%、51.51%、51.86%，這一現(xiàn)象同樣受湍流強(qiáng)度增加的影響。在對圖5所示相關(guān)數(shù)據(jù)做進(jìn)一步分析之后發(fā)現(xiàn)，同一進(jìn)氣速度下，當(dāng)進(jìn)氣角度β>60°時(shí)，不同方向下的摩擦因子f的變化已不再明顯，將其分別與同速度下90°時(shí)的摩擦因子f比較后發(fā)現(xiàn)，變化范圍均小于6.5%，從中可知，同一進(jìn)氣速度時(shí)，β對摩擦因子f大的影響主要集中于中小傾角工況下，而在大傾角時(shí)的影響并不明顯。

圖5 β與f的關(guān)系曲線

圖6 90°時(shí)各速度下XY中間面湍流強(qiáng)度

圖7 4.5 m/s時(shí)各角度下XY中間面處湍流強(qiáng)度

3.2 冷側(cè)進(jìn)氣方向及風(fēng)速對Nu因子的影響

圖8為冷側(cè)進(jìn)氣方向β及風(fēng)速v同Nu因子的關(guān)系曲線，由圖可知：在同一進(jìn)氣方向β時(shí)，速度v在X軸上的分量隨v的增加而增加，從而出現(xiàn)Nu隨v增加而增加的情況，其中相較于各進(jìn)氣方向β下冷側(cè)風(fēng)速為4.5 m/s時(shí)的Nu因子，冷側(cè)風(fēng)速為7.5 m/s時(shí)分別增加34.24%、33.41%、29.65%、28.29%、27.75%、27.23%。其中原因在于2個(gè)方面，其一如圖6所示，在進(jìn)氣方向不變的情況下，進(jìn)氣速度的增加將使湍流強(qiáng)度增加，而高湍流強(qiáng)度則有利于傳熱，其二是隨進(jìn)氣速度的增加，冷側(cè)氣流的質(zhì)量流量不斷增加，從而可以帶走更多熱量，最終在二者的共同作用下出現(xiàn)Nu不斷增加的情況；而在同一進(jìn)氣速度v時(shí)，同樣因速度v在X軸上的分量隨β增加而增加的影響，也出現(xiàn)Nu因子同β增加而增加的情況，其中相較于各風(fēng)速下進(jìn)氣角度β為15°時(shí)的Nu因子，β為90°時(shí)分別增加64.87%、63.05%、59.36%、57.10%、56.27%，這一現(xiàn)象同樣受湍流強(qiáng)度和質(zhì)量流量增加的影響。在對圖8所示相關(guān)數(shù)據(jù)做進(jìn)一步分析之后發(fā)現(xiàn)，同一進(jìn)氣速度下，當(dāng)進(jìn)氣角度β大于60°時(shí)，不同方向下的Nu因子的變化已不再明顯，將其分別與同速度下90°時(shí)的Nu因子比較后發(fā)現(xiàn)，變化范圍均小于5%，從中可知，同一進(jìn)氣速度時(shí)，β對Nu因子大的影響主要集中于中小傾角工況下，而在大傾角時(shí)的影響并不明顯。

圖8 β與Nu的關(guān)系曲線

3.3 冷側(cè)進(jìn)氣方向及風(fēng)速對PEC的影響

圖9為冷側(cè)進(jìn)氣方向β及風(fēng)速v同PEC的關(guān)系曲線，由圖可知：在同一進(jìn)氣方向β時(shí)，速度v在X軸上的分量隨v的增加而增加，從而出現(xiàn)PEC隨v增加而增加的情況，其中相較于各進(jìn)氣方向β下冷側(cè)風(fēng)速為4.5 m/s時(shí)的PEC，冷側(cè)風(fēng)速為7.5 m/s時(shí)分別增加55.80%、46.64%、48.49%、46.99%、49.20%、49.06%，其中原因同樣是受隨β增加而增加的湍流強(qiáng)度和質(zhì)量流量的影響；而在同一進(jìn)氣速度v時(shí)，同樣因速度v在X軸上的分量隨β增加而增加的影響，也出現(xiàn)PEC同β增加而增加的情況，其中相較于各風(fēng)速下進(jìn)氣角度β為15°時(shí)的PEC因子，β為90°時(shí)分別增加239.25%、232.13%、227.42%、223.99%、224.57%，這一現(xiàn)象同樣受湍流強(qiáng)度和質(zhì)量流量增加的影響。在對圖9所示相關(guān)數(shù)據(jù)做進(jìn)一步分析之后發(fā)現(xiàn)，同一進(jìn)氣速度下，當(dāng)進(jìn)氣角度β大于60°時(shí)，不同方向下的PEC因子的變化已不再明顯，將其分別與同速度下90°時(shí)的Nu因子比較后發(fā)現(xiàn)，變化范圍均小于7%，從中可知，同一進(jìn)氣速度時(shí)，β對PEC大的影響主要集中于中小傾角工況下，而在大傾角時(shí)的影響并不明顯。

圖9 β與PEC的關(guān)系曲線

4 結(jié)論

通過對百葉窗翅片-管式熱交換器在冷側(cè)進(jìn)氣速度v分別為4.5、5、6、7、7.5 m/s，各速度相對應(yīng)的進(jìn)氣方向β分別為15°、30°、45°、60°、75°、90°時(shí)的工水力性能研究后發(fā)現(xiàn)：

1) 同一進(jìn)氣方向β時(shí)，冷側(cè)風(fēng)速為7.5 m/s時(shí)的摩擦因子f最大降低14.64%；同一冷側(cè)風(fēng)速時(shí)，β為90°時(shí)的摩擦因子f最大降低51.86%，但當(dāng)β超過60°之后，變化已不再明顯；

2) 同一進(jìn)氣方向β時(shí)，冷側(cè)風(fēng)速為7.5 m/s時(shí)的Nu因子最大增加34.24%；同一冷側(cè)風(fēng)速時(shí)，β為90°時(shí)的Nu因子最大增加64.87%，但當(dāng)β超過60°之后，變化已不再明顯；

3) 同一進(jìn)氣方向β時(shí)，冷側(cè)風(fēng)速為7.5 m/s時(shí)的PEC最大降低55.80%；同一冷側(cè)風(fēng)速時(shí)，β為90°時(shí)的PEC最大增加239.25%，但當(dāng)β超過60°之后，變化已不再明顯。