冷侧进气方向及速度对空冷中冷器性能影响研究

李 胜，张靖龙，黄德惠，陈存福，费洪庆，丰 伟，胡兴军

(1.一汽解放青岛汽车有限公司, 山东 青岛 266043; 2.吉林大学 汽车仿真与控制国家重点实验室， 长春 130032)

紧凑式热交换器因其高紧凑性及传热效率，被广泛应用于航空航天、汽车、化工和制冷等行业。扩展表面是紧凑式热交换器的重要组成部分，其可以有效提升热交换器的面积-体积比，在当前众多扩展表面类型中，百叶窗翅片因便于规模制造、成本低，被广泛应用于汽车工业中。

Kays等[1]通过实验方法全面研究了不同结构参数对百叶窗翅片的热工水力性能的影响。Chang等[2-3]在总结文献[4-7]中大量数据的基础上，提出了当前仍被广泛使用的百叶窗翅片通用传热和摩擦因子关联式，为消除原摩擦因子关联式的不连续性， 随后进一步对该关联式进行了修正[8]。Lee等[9]使用Kriging方法和基因算法对百叶窗翅片的结构进行了优化，使其综合性能提升了14%～32%。Kim等[10]分析了百叶窗翅片在低流速区域时的热工水力性能，并提出适用于低Re的流动和传热关联式。Bhaiyat等[11]通过实验研究了汽车气候控制系统中百叶窗翅片-管加热器，指出其芯部的流动特征对其性能有重要影响。Wan等[12]在实验基础上采用数值模拟方法研究了百叶窗翅片-管式热交换器在低压条件下的热工水力性能，并提出了相应的流动和传热关联式。Ali等[13]使用数值模拟方法研究了对百叶窗翅片结构参数对其热工水力性能的影响，并提出了相应的流动和传热关联式。

上述实验及仿真研究均建立在紧凑式热交换器的芯部与来流方向完全垂直的假设之上，但在实际使用过程中，考虑到安装、检修及节省空间等问题，热交换器芯部并非与来流方向完全垂直，此时热交换器的热工水力性能也将发生改变。Zhang等[14]采用数值方法分析了不同来流方向和波距-翅长比对锯齿式翅片热工水力性能的影响，并指出不同来流方向和波距-翅长比可改善锯齿式翅片的性能。Wang等[15]通过实验方法研究了椭圆管-翅片式热交换器的热工水力性能受来流方向的影响，结果表明随倾角的减小，传热系数不断减小而阻力不断增加。Guo等[16]研究了钢质锯齿式翅片在不同来流方向时的热工水力性能，并提出来流方向为45°时锯齿式翅片的热工水力性能最佳。

然而对于不同的冷侧进气方向和速度对百叶窗翅片-管式热交换器热工水力性能影响的研究却不多。针对这一问题，本文在实验基础上研究了冷侧进气速度v分别为4.5、5、6、7、7.5 m/s以及相对应的方向β分别为15°、30°、45°、60°、75°、90°时，百叶窗翅片-管式热交换器的热工水力性能。

1 研究对象及实验设备

1.1 研究对象

本文的研究对象为一铝质翅片-扁管式空冷中冷器，其由进气室、排气室、管栅、冷却管、百叶窗翅片及锯齿式翅片等部件组成，在经高质量钎焊后最终形成图1(a)所示的总体结构。为达到强化传热的目的，在热侧冷却管内部焊有锯齿式翅片，而如图1(b)所示冷侧相邻冷却管间焊有图1(c)所示的百叶窗式翅片，最终形成732 mm×590 mm的冷侧芯部。本文所涉及的冷却管和百叶窗翅片的具体结构参数如表1所示。当此中冷器处于工作状态时，增压空气先由热侧入口流入，在经进气室分流后流向不同冷却管，并最终在排气室的汇集后流出，而冷侧空气则由冷侧入口流入流经百叶窗翅片之后由冷侧出口流出。

图1 空冷中冷器

表1 冷却管结构参数

1.2 实验设备

文中所涉及的实验均在图2所示抽吸式风洞中进行，其由流体循环系统、控制及数据采集系统等构成。热交换器冷侧空气入口条件通过风室温度和湿度控制，同时在热交换器冷侧后方安装混流器以实现冷侧出口空气的混合，热侧空气入口条件则通过调节置于风室之外的加热器及流量装置进行控制。冷热侧空气温度均由预先校准的精度为 ±0.1 ℃热电阻(Pt-100 Ω)获取，冷侧空气流速由风洞中的喷嘴控制，热侧空气质量流量由误差为 ±0.1%的气体质量流量计测量，通过热交换器的冷热测空气压降均由精度为 ±1 Pa的差压变送器测得。

图2 实验设备

2 数值仿真

2.1 计算域

空冷中冷器结构复杂，若对其直接进行仿真，将消耗大量的时间及计算资源，鉴于其冷侧芯部具有结构上的周期性，参照文献[12-14],当前仅对其中一个周期进行相应的热工水力研究，所形成的计算域如图3所示，其入口为速度入口，出口为压力出口，为使来流充分发展及避免回流出现，对入口段做5Dh延伸，出口段做20Dh延伸，并将计算域上下、左右侧均设为周期性边界，百叶窗翅片及冷却管表面则均为无滑移壁面。

图3 计算域

文中冷侧进气方向β是指速度v与Y轴正方向的夹角，其值分别取为15°、30°、45°、60°、75°、90°，并认为β取15～30°时的角度为小倾角，30～60°时为中等倾角，60～90°时为大倾角，而v的大小分别取值为4.5、5、6、7、7.5 m/s。其中当β为90°时，进气与计算域入口垂直，认为此时仿真同实验的冷侧空气流动方向一致，可用于后续同实验的验证。

2.2 控制方程

在控制方程求解过程中，做如下假设：

1) 工质是三维定常不可压的空气且流动处于稳定状态；

2) 重力、自然对流和辐射可以忽略；

3) 百叶窗翅片模型开窗良好，切口处不存在毛边、撕裂等缺陷，焊缝绝对光滑。

计算域中的流动和传热由下面所示通用控制方程表达[17]：

(1)

经前期计算发现，当β=90°、冷侧风速为4.5 m/s时，以Lp为特征长度求得的雷诺数值为 1 452，可认为此时的流动已处于湍流状态，在权衡求解精度和难度之后，文中使用标准k-ε模型描述湍流运动，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。

在仿真过程中，使用有限体积法将控制方程转化为代数方程，压力速度耦合方式为SIMPLEC，动量、湍动能、湍流耗散率及能量采用二阶迎风格式进行空间离散以获取更高计算精度；质量、动量和湍流方程收敛残差阈值为10-3，能量方程则为10-7；在网格独立性验证中发现，不同工况下，网格数量保持在1 690万左右时，各指标参数的变化已不再明显；环境压力98 330 Pa，冷侧进气为空气，其温度为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)，并且流动处于稳定状态，冷却管和百叶窗翅片材料分别为ZL104和3003-H16，冷却管壁面温度Tw为160.5 ℃，冷侧空气、冷却管和百叶窗翅片之间进行共轭传热。

2.3 数据简化

总传热量Q为：

(5)

计算过程中，温差采用对数平均温度[19]：

ΔT=(To-Ti)/ln((Tw-Ti)/(Tw-To))

(6)

总传热系数为：

h=Q/(ΔT·As)

(7)

计算域水力直径Dh为：

(8)

式中：Amin为计算域最小自由流面积，As为总传热面积。

雷诺数ReLp为：

(9)

(10)

式中：Af和G分别表示计算域投影面积及冷侧进气质量流量。

努赛尔数Nu为，其表征工质对流传热和纯热传导之比：

Nu=h·Dh/λ

(11)

Fanning摩擦因子f，其表征工质流动过程中的无量纲压降：

(12)

式中：ΔP为静压降。

为综合评价中冷器冷侧热工水力性能，引入性能评价标准PEC[20]：

(13)

式中：以来流方向为90°、速度为4.5 m/s时的努赛尔数Nu90和摩擦因子f90为参考值，而Nun及fn则分别表示其余各速度下来流方向为15°、30°、45°、60°、75°、90°时的努赛尔数和摩擦因子。

2.4 实验与仿真验证

图4为β=90°，冷侧进气速度分别为4.5、5、6、7和7.5 m/s时基准中冷器冷侧静压降及传热系数试验值和仿真值的验证。对于静压降，受实验设备及百叶窗翅片、冷却管自身及其与冷却管等形成的焊缝并不完全光滑的影响，造成试验值与仿真值的差异，但二者绝对误差不超过7%[21]。

图4 实验与仿真静压降比对

3 结果分析

3.1 冷侧进气方向及风速对摩擦因子f的影响

图5为冷侧进气方向β及风速v同摩擦因子f的关系曲线，由图可知：在同一进气方向β时，速度v在X轴上的分量随v的增加而增加，从而出现摩擦因子f随v增加而减小的情况，其中相较于各进气方向β下冷侧风速为4.5 m/s时的摩擦因子f，当冷侧风速为7.5 m/s时分别降低13.84%、9.02%、12.67%、12.71%、14.38%、14.64%，其中原因可以从图6所示进气方向为90°时不同速度下XY中间面上的湍流强度云图看出，在冷侧风速增加的过程中，X轴方向上的分速度也在不断增加，从而导致湍流强度不断增加，对流动的阻碍作用也越来越大，最终表现形式则为f因子随v的增加而不断减小；而在同一进气速度v时，同样受速度v在X轴上的分量随β增加而增加的影响，也出现摩擦因子f同β增加而减小的情况，如图7所示，其中相较于各风速下进气角度β为15°时的摩擦因子f，β为90°时分别降低51.43%、50.90%、51.33%、51.51%、51.86%，这一现象同样受湍流强度增加的影响。在对图5所示相关数据做进一步分析之后发现，同一进气速度下，当进气角度β>60°时，不同方向下的摩擦因子f的变化已不再明显，将其分别与同速度下90°时的摩擦因子f比较后发现，变化范围均小于6.5%，从中可知，同一进气速度时，β对摩擦因子f大的影响主要集中于中小倾角工况下，而在大倾角时的影响并不明显。

图5 β与f的关系曲线

图6 90°时各速度下XY中间面湍流强度

图7 4.5 m/s时各角度下XY中间面处湍流强度

3.2 冷侧进气方向及风速对Nu因子的影响

图8为冷侧进气方向β及风速v同Nu因子的关系曲线，由图可知：在同一进气方向β时，速度v在X轴上的分量随v的增加而增加，从而出现Nu随v增加而增加的情况，其中相较于各进气方向β下冷侧风速为4.5 m/s时的Nu因子，冷侧风速为7.5 m/s时分别增加34.24%、33.41%、29.65%、28.29%、27.75%、27.23%。其中原因在于2个方面，其一如图6所示，在进气方向不变的情况下，进气速度的增加将使湍流强度增加，而高湍流强度则有利于传热，其二是随进气速度的增加，冷侧气流的质量流量不断增加，从而可以带走更多热量，最终在二者的共同作用下出现Nu不断增加的情况；而在同一进气速度v时，同样因速度v在X轴上的分量随β增加而增加的影响，也出现Nu因子同β增加而增加的情况，其中相较于各风速下进气角度β为15°时的Nu因子，β为90°时分别增加64.87%、63.05%、59.36%、57.10%、56.27%，这一现象同样受湍流强度和质量流量增加的影响。在对图8所示相关数据做进一步分析之后发现，同一进气速度下，当进气角度β大于60°时，不同方向下的Nu因子的变化已不再明显，将其分别与同速度下90°时的Nu因子比较后发现，变化范围均小于5%，从中可知，同一进气速度时，β对Nu因子大的影响主要集中于中小倾角工况下，而在大倾角时的影响并不明显。

图8 β与Nu的关系曲线

3.3 冷侧进气方向及风速对PEC的影响

图9为冷侧进气方向β及风速v同PEC的关系曲线，由图可知：在同一进气方向β时，速度v在X轴上的分量随v的增加而增加，从而出现PEC随v增加而增加的情况，其中相较于各进气方向β下冷侧风速为4.5 m/s时的PEC，冷侧风速为7.5 m/s时分别增加55.80%、46.64%、48.49%、46.99%、49.20%、49.06%，其中原因同样是受随β增加而增加的湍流强度和质量流量的影响；而在同一进气速度v时，同样因速度v在X轴上的分量随β增加而增加的影响，也出现PEC同β增加而增加的情况，其中相较于各风速下进气角度β为15°时的PEC因子，β为90°时分别增加239.25%、232.13%、227.42%、223.99%、224.57%，这一现象同样受湍流强度和质量流量增加的影响。在对图9所示相关数据做进一步分析之后发现，同一进气速度下，当进气角度β大于60°时，不同方向下的PEC因子的变化已不再明显，将其分别与同速度下90°时的Nu因子比较后发现，变化范围均小于7%，从中可知，同一进气速度时，β对PEC大的影响主要集中于中小倾角工况下，而在大倾角时的影响并不明显。

图9 β与PEC的关系曲线

4 结论

通过对百叶窗翅片-管式热交换器在冷侧进气速度v分别为4.5、5、6、7、7.5 m/s，各速度相对应的进气方向β分别为15°、30°、45°、60°、75°、90°时的工水力性能研究后发现：

1) 同一进气方向β时，冷侧风速为7.5 m/s时的摩擦因子f最大降低14.64%；同一冷侧风速时，β为90°时的摩擦因子f最大降低51.86%，但当β超过60°之后，变化已不再明显；

2) 同一进气方向β时，冷侧风速为7.5 m/s时的Nu因子最大增加34.24%；同一冷侧风速时，β为90°时的Nu因子最大增加64.87%，但当β超过60°之后，变化已不再明显；

3) 同一进气方向β时，冷侧风速为7.5 m/s时的PEC最大降低55.80%；同一冷侧风速时，β为90°时的PEC最大增加239.25%，但当β超过60°之后，变化已不再明显。