張博峰，索建秦，王芳蘭

(1.陜西職業(yè)技術學院，陜西 西安 710038；2.西北工業(yè)大學動力與能源學院，陜西 西安 710072；3.西安真鐸科技有限公司，陜西 西安 710077)

目前，中冷器性能的評價指標主要有中冷器傳熱系數(shù)和熱空氣流過中冷器的阻力，一般性能優(yōu)良的車用空-空中冷器同時滿足傳熱系數(shù)大和壓力降小兩個特點[1-2]。

張博峰[3-6]的研究表明，中冷器內氣流流動均勻性對中冷器的換熱性能以及可靠性都有著重要的影響，并提出了帶有導流裝置的中冷器和帶有整流裝置的中冷器，仿真分析結果表明，改善中冷器內部流動均勻性將帶來更加均勻的內部氣流速度分布，從而提高中冷器的可靠性和散熱性能。P. Stephenson[7]的研究表明,中冷器的進出口位置和中冷器進出氣室的形狀通常都對氣流的均勻性起著決定性的作用，對系統(tǒng)的冷卻性能同樣起著重要的作用。

前期的研究表明，空-空中冷器內部熱空氣的氣體流動均勻性直接影響著中冷器的換熱性能以及可靠性。較好的中冷器進氣氣室設計使中冷器內部氣體流動均勻性得到較大提升，從而提高中冷器的性能。但是對于目前的車輛而言，由于受車輛前艙結構以及布局的約束，車用空-空中冷器內部氣流分配不均的問題十分突出。中冷器內部氣體流動分配均勻性差一般會產(chǎn)生以下影響：1)容易導致中冷器芯體出現(xiàn)較大的速度以及溫度分布差異，中冷器芯體部分區(qū)域的散熱能力難以有效發(fā)揮，從而使中冷器整體的散熱性能下降；2)不同中冷器散熱管內部氣體流速的較大差異容易產(chǎn)生較大的溫度梯度，從而產(chǎn)生較大的溫度分布差異，增加中冷器芯體的熱應力，進而影響中冷器的使用壽命。對于車用空-空中冷器，完成氣體分配功能的結構主要是中冷器的進氣氣室，所以進氣氣室的結構對于中冷器氣體流動分配均勻性的影響至關重要。同時也有研究表明，在空-空中冷器的進氣氣室內部設計整流裝置或者導流裝置，可以有效提高空-空中冷器的內部氣流流動均勻性[6]。

基于對空-空中冷器內部氣流的分配均勻性的研究，本研究提出了復合混流式中冷器結構，采用計算流體力學(CFD)方法和試驗方法對復合混流式中冷器的性能進行了研究。

1 中冷器結構

圖1示出車用空-空中冷器的結構示意，這是一種典型的商用車空-空中冷器，具有以下特點：中冷器的進出氣口左右對稱，進出氣口的上下相對位置偏離中心，中冷器散熱芯體縱向尺寸較大，中冷器氣室擴口的橫向距離較小。由于受車輛機艙空間布置的影響，類似的車用空-空中冷器結構形式十分常見，所以本研究就以這種典型的中冷器結構作為研究對象進行中冷器內部氣流分布均勻性的研究工作。傳統(tǒng)的空-空管帶式中冷器主要組成部分包括中冷器散熱芯體、中冷器進氣氣室、中冷器出氣氣室。氣室與芯體可以焊接為一體，或者是機械壓裝為一體。中冷器散熱芯體主要組成部分包括主片、散熱管、散熱帶、紊流片、側板，芯體裝配完成后釬焊為一體。中冷器芯體的參數(shù)見表1。

圖1 中冷器結構示意

表1 中冷器結構參數(shù)

基于前期對帶導流裝置的中冷器和帶混流裝置的中冷器的研究工作，本研究提出了具有復合式混流裝置的中冷器。圖2示出復合混流式中冷器的結構示意。

圖2 復合混流式中冷器結構示意

由圖2可見，中冷器進氣氣室中設計有復合混流裝置，進氣室的其他結構未作改變，中冷器出氣氣室保持不變。

為了研究復合混流式中冷器的內部氣流分布均勻性，在進氣氣室內部安裝了不同的復合式混流裝置，設計了10種中冷器結構模型。氣室的外部結構與原中冷器相同(見圖3a)，僅在中冷器氣室內部增加復合混流裝置(見圖3b)。圖3c示出復合混流裝置的結構。該裝置的主體結構是根據(jù)氣室的形狀設計而成的導流板，導流板上開有孔，這些孔可對通過的氣體進行整流。通過調整復合式混流裝置上的開孔形狀和開孔率設計出了不同的復合混流裝置，共設計了10種復合混流式中冷器。根據(jù)這些中冷器的結構模型得到每個中冷器的流體域模型，用于后期的計算，分析復合式混流裝置對中冷器流動均勻性的影響，并確定出優(yōu)化中冷器模型進行試驗驗證。

圖3 復合混流式中冷器氣室結構示意

2 仿真分析

2.1 模型定義

本研究采用計算流體力學軟件對空-空中冷器內部氣體的流動狀態(tài)進行模擬仿真。仿真過程中進行了如下假設：空氣設定為不可壓縮；湍流模型設定為RANS算法中的realizable κ-ε模型；固壁面設定為無滑移邊界。差分格式中，采用標準格式的壓力項，速度項、湍動能項和湍流黏性系數(shù)項都采用二階迎風格式，定義壓力與速度之間的耦合算法為SIMPIE[2]。本次仿真中的數(shù)學模型均基于以下的簡化和假設：1)工作流體定義為牛頓流體；2)流體為穩(wěn)定流動狀態(tài)；3)密度差異引起的浮升力以及流動時黏性耗散所產(chǎn)生的熱效應均忽略；4)流動過程中均不發(fā)生相變變化[8]。

2.2 邊界條件定義

此次模擬計算中的邊界條件見表2。

表2 邊界條件設置

2.3 評價參數(shù)

為了定量地研究空-空中冷器內部氣體流動的分布情況，將單個散熱管作為基本的研究單元，對每個中冷器散熱管的質量流量統(tǒng)計計算。通過對中冷器內所有散熱管的質量流量計算分析，從而評價中冷器整體的內部氣流分布均勻性。為了有效評價中冷器內部氣流的流動均勻性，定義了以下參數(shù)。

(1)

式中：N代表散熱管的總數(shù)量；Gk表示第k個散熱管內的質量流量。對于完全均勻分配的中冷器，每個散熱管內的質量流量相同。

2) 質量流量偏差Dk。中冷器中第k根散熱管內的氣體實際質量流量與平均質量流量之間的相對偏差值。

(2)

(3)

4) 均勻性系數(shù)γ。為了表示中冷器芯體內氣體流動分布均勻的程度，引入流量均勻性系數(shù)，其表達式為

(4)

由式(4)定義可知，均勻性系數(shù)γ=1時，中冷器芯體中所有散熱管的氣體質量流量完全相同，沒有差異，此時中冷器內部分布均勻性最好，屬于理想狀態(tài)，現(xiàn)實中并不存在。在一般情況下，均勻性系數(shù)1>γ>0，γ的值越接近1，氣流在中冷器散熱管中的分布越均勻，各個散熱管內氣流的質量流量差值越?。痪鶆蛐韵禂?shù)的γ值越是接近0，則表示各個散熱管內氣流的質量流量差值越大，氣體在中冷器散熱管內部的分布越不均勻[10]。

2.4 中冷器流場分析

本研究對基準模型中冷器和10種復合混流式中冷器模型進行了仿真計算，10種復合混流式中冷器內部流場的速度分布云圖見圖4。

圖4 復合混流式中冷器速度分布云圖

2.5 數(shù)據(jù)分析結果

圖5示出不同復合混流式中冷器的壓降分布情況。從圖5可以看出，模型1中冷器具有最高的壓力降，基準模型中冷器具有最低的壓力降，而模型4至模型10中冷器的壓力降數(shù)值比較接近。

圖5 復合混流式中冷器壓降對比

圖6示出均勻性系數(shù)對比情況。由圖6可見，模型7具有最高的均勻性系數(shù)，基準模型的均勻性系數(shù)最低。

圖6 復合混流式中冷器均勻性系數(shù)對比

根據(jù)對圖5和圖6的分析可知，模型7中冷器用較少的阻力值增加換來了較多的均勻性系數(shù)增加。相比基準模型中冷器，采用了復合式混流技術的模型7中冷器的平均質量流量偏差從36.35%降低到了9.87%，均勻性指數(shù)從81.82%提高到了95.06%，中冷器內部的流動均勻性得到了極大的提高。但是同時壓降從3.849 kPa提高到了5.667 kPa，中冷器阻力增加了1.818 kPa。根據(jù)目前的分析，模型7具有最好的流動均勻性，所以選擇模型7作為優(yōu)化模型中冷器進行驗證試驗。

3 試驗驗證

3.1 中冷器風洞試驗

利用散熱器風洞試驗裝置對基準模型中冷器和優(yōu)化中冷器進行風洞試驗，測試中冷器的性能，從而得到優(yōu)化后中冷器的性能提升效果。

表3示出試驗用中冷器的結構尺寸參數(shù)。表4示出基準模型與優(yōu)化中冷器的壓降對比，在熱側流量0.2 kg/s，0.35 kg/s，0.56 kg/s時，優(yōu)化結構中冷器壓降分別增加了0.03 kPa，0.04 kPa，0.12 kPa。

表3 中冷器結構參數(shù)

表4 中冷器壓降對比

表5示出基準模型與優(yōu)化模型中冷器的溫升(中冷器出口溫度與環(huán)境溫度的差值，用于間接評價中冷器的散熱能力)對比。在熱側流量0.2 kg/s，0.35 kg/s，0.56 kg/s時，優(yōu)化結構中冷器進氣溫升分別降低了0.81 ℃，0.69 ℃，2.67 ℃。

表5 中冷器溫升對比

3.2 發(fā)動機臺架試驗

利用發(fā)動機臺架試驗測試中冷器壓降、中冷器進氣溫升對發(fā)動機油耗的影響。通過對發(fā)動機臺架試驗數(shù)據(jù)進行擬合，得到參數(shù)之間的關聯(lián)關系，將風洞試驗得到的中冷器阻力和溫度數(shù)據(jù)代入關聯(lián)關系式，得到中冷器性能對發(fā)動機功率的最終影響，從而可以對優(yōu)化中冷器做出綜合性能評價。

發(fā)動機型式為直列6缸、高壓共軌、增壓中冷。表6示出發(fā)動機臺架中發(fā)動機的基本技術參數(shù)。圖7示出發(fā)動機功率與中冷器進氣溫升之間的變化關系。由圖可知，中冷器溫升與發(fā)動機功率的變化基本呈線性關系。

表6 發(fā)動機基本技術參數(shù)

圖7 中冷器進氣溫升對發(fā)動機功率的影響

圖8示出發(fā)動機功率與中冷器壓降之間的變化關系。由圖可知，中冷器壓降與發(fā)動機功率的變化基本呈線性關系。

圖8 中冷器進氣壓降對發(fā)動機功率的影響

對發(fā)動機臺架測試的試驗數(shù)據(jù)進行數(shù)據(jù)擬合，并找到最合適的函數(shù)關系。由于各設備可調范圍有限，導致試驗過程中所采集的數(shù)據(jù)也很有限，對試驗數(shù)據(jù)處理所形成的函數(shù)關系式均顯示為線性關系。

得到的試驗測試數(shù)據(jù)的線性擬合函數(shù)關系式見表7，發(fā)動機功率用y表示，中冷器溫升用x1表示，中冷器壓降用x2表示。

表7 擬合函數(shù)

表8示出在不同工況下，將基準模型中冷器換為優(yōu)化模型的中冷器以后，發(fā)動機功率的變化情況。由表8可見，對于不同的發(fā)動機工況，將基準模型中冷器換為優(yōu)化模型的中冷器以后，發(fā)動機功率均增加，增加0.4%～0.46%，有利于發(fā)動機降低油耗，提高整車的燃油經(jīng)濟性。

表8 功率對比

4 結束語

a) 根據(jù)CFD分析可知，復合混流式中冷器相比基準模型中冷器，流量均勻性系數(shù)提高了13.24%，阻力增加了1.718 kPa；

b) 根據(jù)中冷器風洞試驗可知，優(yōu)化模型中冷器與基準模型中冷器相比，阻力增加0.12 kPa，中冷器溫升降低了2.67 ℃，中冷器冷卻效率提升了1.41%;

c) 根據(jù)發(fā)動機臺架試驗可知，在相同的工況條件下，將基準模型中冷器更換為優(yōu)化結構中冷器，發(fā)動機的功率增加0.4%～0.46%。