王迎慧,宋春光

(江蘇大學 能源與動力工程學院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

翅片管式換熱器作為一種高效的換熱裝置廣泛應(yīng)用于能源動力、航空航天、汽車、微電子等各個領(lǐng)域.一般而言，翅片管結(jié)構(gòu)由圓管和平直翅片組成.隨著強化傳熱技術(shù)的發(fā)展，翅片管結(jié)構(gòu)持續(xù)優(yōu)化，先后發(fā)展出圓管和波紋翅片組合[1-2]、異型管和間斷式翅片組合等組合形式[3-5].近年來，人們提出復合翅片管的結(jié)構(gòu)，試圖整合不同強化傳熱方式的優(yōu)點，在異型管的基礎(chǔ)上將簡單翅片升級為復合翅片.其中，一種百葉窗疊加渦流發(fā)生器的復合翅片逐步引起國內(nèi)外研究者的關(guān)注[6-8].A.JOARDAR等[6]對百葉窗翅片管與帶渦流發(fā)生器的復合翅片管的流動傳熱特性開展試驗對比研究，結(jié)果表明復合翅片管的傳熱系數(shù)至少提高了20%，流動阻力的增幅則不到6%.此后，D.J.DEZAN等[7]研究百葉窗開設(shè)渦流發(fā)生器的復合翅片管，同樣發(fā)現(xiàn)，管外局部對流換熱系數(shù)明顯提高，流動阻力的增幅較小.閆凱等[8]對開設(shè)不同形狀渦流發(fā)生器的百葉窗翅片管進行數(shù)值模擬，結(jié)果表明帶矩形翼、帶三角翼的復合翅片管的熱力性能均好于百葉窗翅片管，且矩形翼的效果更佳.

文中研究的翅片管式油冷器主要應(yīng)用于車載轉(zhuǎn)向助力系統(tǒng)的液壓油冷卻，由圓管和波紋翅片組合而成(以下簡稱“原翅片管”).考慮油冷器的緊湊性與換熱的高效性要求，需要結(jié)合油冷器的原有結(jié)構(gòu)與工藝，針對換熱面結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，實現(xiàn)其熱力性能的提升.文中從改進油冷器換熱單元的結(jié)構(gòu)入手，提出如下設(shè)計：① 使用橢圓管代替圓管，減少管外流體的流動阻力，削弱邊界層分離對管束換熱的影響；② 在換熱管尾端的百葉窗翅片部分開設(shè)矩形小翼渦流發(fā)生器(復合翅片)，減弱或減小換熱管尾渦區(qū)域的流體弱循環(huán)(流動滯留區(qū))，達到強化傳熱的目的.為驗證油冷器熱力性能提升的效果，運用數(shù)值模擬方法，比較原翅片管與復合翅片管管外的溫度、速度、壓力分布等的差異，分析復合翅片結(jié)構(gòu)對復合翅片管熱力性能的具體作用，得出熱力性能較優(yōu)的復合翅片結(jié)構(gòu)，以滿足實際工程設(shè)計之需.

1 物理及數(shù)學模型

1.1 物理模型

油冷器原有的結(jié)構(gòu)示意圖見圖1.該油冷器的換熱面由圓管和波紋翅片組成，其翅片管單元結(jié)構(gòu)見圖2.主要尺寸參見表1.

圖1 油冷器示意圖

圖2 油冷器原翅片結(jié)構(gòu)示意圖

表1 原翅片管的尺寸數(shù)據(jù)

基于油冷器的翅片管結(jié)構(gòu)與管外流動傳熱的特點，改進的復合翅片管的幾何結(jié)構(gòu)見圖3.橢圓管當量直徑與圓管相同(橢圓管長半軸a=6 mm，短半軸b=3.8 mm)，原翅片管的波紋翅片結(jié)構(gòu)升級為百葉窗翅片開設(shè)矩形小翼渦流發(fā)生器的復合翅片，矩形小翼渦流發(fā)生器位于換熱管的尾端.

圖3 復合翅片管結(jié)構(gòu)示意圖

渦流發(fā)生器的安裝位置、開孔方位、高度h、攻角α大小與流動阻力、渦流擾動密切相關(guān)[9-10].這里取α=30o；h=0.7(Fp-tf)，其中Fp為翅片間距，取值1.8 mm；ΔX=a；ΔZ=0.6b(如圖3所示，ΔX為距離換熱管中心O點的距離；ΔZ為距離換熱管中心軸的距離).復合翅片管的相關(guān)參數(shù)見表2.

表2 復合翅片管的尺寸數(shù)據(jù)

1.2 數(shù)學模型

考慮翅片管的對稱結(jié)構(gòu)，選取最小重復單元為數(shù)值模擬的計算模型.計算模型、邊界條件的設(shè)定如圖4所示.

圖4 計算模型和邊界條件

假定空氣為不可壓縮流體，翅片管外為充分發(fā)展的三維流動，選擇k-ε湍流模型作為數(shù)值模擬的數(shù)學模型，其控制方程組如下：

連續(xù)性方程為

(1)

動量守恒方程為

(2)

能量守恒方程為

(3)

k方程為

(4)

ε方程為

(5)

式中：ρ為密度，kg·m-3；u為時均流速，m·s-1；下標i，w=1，2，3，分別表示沿X，Y，Z軸的分量；p為時均壓力，Pa；μ為動力黏度，Pa·s；t為時間，s；λ為空氣導熱系數(shù)，W·m-1·K-1；T為時均溫度，K；cp為定壓比熱容，J·kg-1·K-1；k為湍動能，J；μt為湍流黏性系數(shù)；G為湍動產(chǎn)生項；ε為湍動耗散率；σk，σε，C1，C2為常數(shù).

不考慮空氣黏性的影響，近壁區(qū)的空氣流速分布符合標準壁面函數(shù).數(shù)值計算時，速度壓力耦合選擇SIMPLEC算法，離散格式為二階迎風格式，設(shè)定迭代收斂殘差為10-6.

1.3 網(wǎng)格處理

計算模型采用分塊劃分網(wǎng)格的方法，如圖5所示.鑒于翅片管近壁區(qū)與主流區(qū)流動傳熱的實際情況，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對翅片管近壁區(qū)進行局部加密.流體進、出口延長區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分.經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性檢測，網(wǎng)格數(shù)量確定為200萬個.

圖5 網(wǎng)格劃分示意圖

2 結(jié)果分析

2.1 模擬結(jié)果驗證

將文中數(shù)值模擬結(jié)果(原翅片管)與其已有的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果比較[11-12]，如圖6所示，圖中j為傳熱因子、f為摩擦因子.

圖6 模擬值與經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果比較

經(jīng)計算得出，文中模擬值與經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果吻合較好.在雷諾數(shù)為550～2 100時，j和f的模擬值均不超過經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式的15%.其誤差可能是由于模型的簡化以及試驗中實際的空氣流動不均勻所導致.

2.2 流動傳熱分析

圖7給出了原翅片管、復合翅片管翅片部分的空氣流動軌跡及溫度分布云圖.

由圖7可見，空氣流經(jīng)百葉窗翅片，間斷的百葉窗可以強制流體邊界層的脫離，窗間流動的氣流不斷偏轉(zhuǎn)流向，進一步增加流體的擾動，從而強化流體與翅片之間的對流換熱.對比翅片表面溫度與空氣的出口溫度可以發(fā)現(xiàn)，在整個流動過程中，百葉窗翅片表面溫度低于波紋翅片，且出口空氣溫度高于波紋翅片(對應(yīng)圖中的溫度色標變化不同).這表明，空氣流經(jīng)百葉窗翅片的換熱效果優(yōu)于波紋翅片，即百葉窗翅片的冷卻作用更好.

圖7 兩種翅片管沿X-Y方向?qū)ΨQ面的運動軌跡及溫度云圖(Re=570)

鑒于翅片管尾渦區(qū)的存在，換熱管前半部分換熱效果優(yōu)于后半部分，因此，需強化換熱管后半部分的傳熱.圖8為原翅片管、復合翅片管管外的速度分布云圖.

圖8 兩種翅片管沿X-Z方向?qū)ΨQ面的速度分布云圖(Re=570)

由圖8可見，原翅片管的尾渦區(qū)范圍較大，空氣流速較低(圖8a中A區(qū)域).而復合翅片管的尾渦區(qū)范圍(圖8b中B區(qū)域)則大幅減小，空氣流速也明顯增加(矩形小翼后部區(qū)域除外)，翅片管后半部分的對流換熱得到明顯改善.分析認為，相對于圓管，橢圓管外流體的邊界層分離點延后，尾渦區(qū)明顯減小.換熱管尾端的矩形小翼迫使氣流改變方向，增加氣流擾動，提高尾渦區(qū)氣流的流速，同時，氣流沖刷矩形小翼，在其下游形成一定強度的縱向渦(如圖9所示)，該渦旋的旋轉(zhuǎn)中心軸水平于氣流流動方向，渦旋迫使相鄰翅片通道內(nèi)的上下氣流混合，帶動尾渦區(qū)低流速氣流的流動，增強氣流與翅片間的傳熱.圖10為原翅片管、復合翅片管管外的溫度分布云圖.

圖9 在渦流發(fā)生器末端Y-Z方向的縱向渦示意圖(Re=570)

圖10 兩種翅片管沿X-Z方向?qū)ΨQ面的溫度分布云圖(Re=570)

由圖10可見，原翅片管的尾渦區(qū)存在較大的高溫區(qū)域(圖10a中D區(qū)域)，而復合翅片管的尾渦區(qū)高溫區(qū)域則顯著減小(圖10b中E區(qū)域).結(jié)合圖8的分析可知，原翅片管的尾渦區(qū)域較大，且尾渦區(qū)氣流速度較低，尾渦區(qū)的換熱效果不佳，表現(xiàn)為換熱管尾端的熱量不能及時轉(zhuǎn)移，局部管壁溫度較高.對于復合翅片管，由于換熱管尾渦區(qū)明顯減小，且氣流擾動增加，流速較高，換熱管尾端的換熱效果得到改善，復合翅片管的換熱能力增強.

圖11給出了原翅片管、復合翅片管的壓力分布云圖.

圖11 兩種翅片管的壓力分布云圖(Re=570)

由圖11a可見，沿氣流方向，管外的壓力呈下降趨勢.比較圖中的負壓區(qū)，復合翅片管的邊界層分離向后推移(對應(yīng)圖11a中F點偏移至G點).而在矩形小翼渦流發(fā)生器附近，由于受來流的沖擊，矩形小翼附近壓力差較大(圖11a中H區(qū)域).在圖11b中，百葉窗結(jié)構(gòu)的進、出口壓力差遠高于原翅片管結(jié)構(gòu)，表明百葉窗結(jié)構(gòu)導致更高的流動阻力.

2.3 傳熱因子與摩擦因子比較

為具體衡量原翅片管與復合翅片管的熱力性能，可以利用傳熱因子j、摩擦因子f分別對兩種翅片管的換熱特性與流動阻力進行評價.圖12為原翅片管、復合翅片管的j，f隨Re數(shù)變化的關(guān)系曲線.

圖12 兩種翅片管的j，f隨Re數(shù)的變化

由圖12可見，Re=550～2 100時復合翅片管的j均高于原翅片管，但f也高于原翅片管.計算發(fā)現(xiàn)，復合翅片管較原翅片管的j增幅為1.64～1.79倍，而f的增幅為1.69～1.71倍.

為比較相同泵功下復合翅片管與原翅片管的熱力性能，采用JF因子綜合評價原翅片管、復合翅片管的熱力性能[13]，表達式為

(6)

式中：下標0表示原翅片管.JF大于1，表明相同泵功下復合翅片管比原翅片管具有較優(yōu)的熱力性能.圖13為復合翅片管的JF因子隨Re數(shù)變化的關(guān)系曲線.

圖13 復合翅片管的JF因子隨Re數(shù)的變化

由圖13可見，Re數(shù)在550～2 100時，復合翅片管的JF值隨著Re數(shù)的增大而減小.其原因在于管外氣流處于湍流狀態(tài)，進一步提高Re數(shù)，流動阻力的增幅遠高于傳熱能力的提高，致使綜合熱力性能趨于降低.但復合翅片管的JF值始終大于1.計算得出，與原翅片管相比，在Re=570時，復合翅片管的JF因子較原翅片管結(jié)構(gòu)高出49.6%，而在Re=2 100時，JF因子提高37.8%.可以得出，改進后的復合翅片管式油冷器的熱力性能有明顯提升.

3 結(jié) 論

1) 與原翅片管相比，復合翅片能不斷偏轉(zhuǎn)氣流流向，強化氣流與壁面的對流換熱，翅片表面溫度顯著下降.橢圓管與復合翅片的組合也大幅減小尾渦區(qū)，改善換熱管尾端的換熱.但復合翅片管結(jié)構(gòu)也造成流動阻力大幅提升.

2) 與原翅片管相比，橢圓管與復合翅片組合結(jié)構(gòu)熱力性能有較大提升，綜合評價因子(JF)的計算結(jié)果表明，其JF因子較原翅片管結(jié)構(gòu)高出37.8%～49.6%，且隨Re數(shù)的增大，增幅減小.