全 睿 李 濤 樂有生 常雨芳 譚保華

1.湖北工業(yè)大學太陽能高效利用及儲能運行控制湖北省重點實驗室，武漢，4300682.湖北工業(yè)大學太陽能高效利用湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心，武漢，4300683.湖北工業(yè)大學理學院，武漢，430068

0 引言

隨著社會的發(fā)展，汽車的保有量急劇增加，依舊占據(jù)汽車發(fā)動機主流的內燃機效率普遍較低，大約30%～40%的燃油能量以尾氣的形式直接排入大氣[1]，造成了極大的能源浪費與環(huán)境污染。溫差發(fā)電技術作為最有前途的綠色環(huán)保技術之一，可以利用熱電材料和器件將熱能直接轉換為電能。溫差發(fā)電技術具有模塊小、無運動部件、壽命長等一系列優(yōu)點[2-3]，可以有效回收汽車尾氣廢熱進行發(fā)電并用于車載系統(tǒng)，從而提高傳統(tǒng)燃油發(fā)動機的燃料利用率，降低其排放污染[4-5]。然而，汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)在整車集成時除了謀求其最大發(fā)電功率，還需要考慮其車載兼容性問題。

熱交換器作為汽車溫差發(fā)電系統(tǒng)的重要部件，其流場結構和尺寸參數(shù)直接影響著系統(tǒng)的發(fā)電功率以及發(fā)動機的排氣背壓，而排氣背壓的增加會導致發(fā)動機燃燒不充分，其動力性、燃油經(jīng)濟性和排放性能可能會惡化，這種此消彼長的現(xiàn)象很有可能抵消甚至超過溫差發(fā)電所帶來的節(jié)能效益。因此，在盡可能降低對發(fā)動機原有性能影響的基礎上，優(yōu)化熱交換器結構參數(shù)，增大溫差發(fā)電系統(tǒng)的發(fā)電功率，提高汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)的車載兼容性是十分必要的。WANG等[6]利用多島遺傳算法對平板式熱交換器內部翅片的結構參數(shù)進行了優(yōu)化，在提高其溫度分布均勻性的同時降低了其壓力損失。HE等[7]利用Fortron程序進行數(shù)值模擬，研究了熱交換器的尺寸、傳熱、流動阻力特性以及對溫差發(fā)電性能的影響，并在合理壓降下確定其最高凈輸出功率時熱交換器最佳橫截面積為0.0056 m2，最佳高度為5 mm，最佳長度為0.56 m。何嘉華等[8]綜合利用神經(jīng)網(wǎng)絡和遺傳算法，以熱交換器的排氣背壓和質量為約束條件對平板式熱交換器的熱通道結構參數(shù)進行了優(yōu)化設計，在排氣背壓和質量可控的情況下提高了熱電器件的兩端溫差。上述平板型熱交換器雖然便于安放熱電器件，但熱源利用率低，尾氣流動背壓相對較高，而圓筒式熱交換器的表面利用率高，表面溫度分布較平板式更為均勻，背壓也比平板式更低。舒歌群等[9]利用GT-Power排氣背壓模型對一款適用于柴油發(fā)動機的圓筒式溫差發(fā)電裝置提出了加裝不同尺寸導流裝置的優(yōu)化方案，當采用60 mm的導流裝置時，在背壓合理的情況下取得最大系統(tǒng)凈輸出功率為651.1 W，比原系統(tǒng)提高了49.2%。劉越等[10]基于CFD模型對不同肋片數(shù)目、肋片高度、肋片前后端高度和裝置端口長度等進行仿真計算，以熱端表面平均溫度和流場均勻性為評價指標，確定了優(yōu)化方案，相比原始方案其冷熱端平均溫差提高了8.8%, 系統(tǒng)輸出功率提高了5.8%。上述研究均是追求溫差發(fā)電系統(tǒng)發(fā)電功率最大化的優(yōu)化設計，未考慮排氣背壓對其發(fā)電功率和發(fā)動機性能的影響(或假定熱交換器的壓力損失對發(fā)動機影響忽略不計)，實際情況是增大的背壓會急劇惡化發(fā)動機的原有動力性、燃油經(jīng)濟性和排放性能。因此，上述設計的汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)盡管發(fā)電量可觀，但其車載兼容性不高，制約了汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)的節(jié)能與減排功效。

本文考慮到圓筒式熱交換器的背壓較低且其表面溫度分布較平板式更為均勻，針對汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)用六邊形結構熱交換器搭建CFD模型，研究三種熱交換器翅片結構在不同入口流速和溫度下對熱交換器進出口壓力損失以及換熱溫度的影響，采用多目標灰狼算法對熱交換器內部翅片的長度、寬度、角度及分布間距進行優(yōu)化設計，以提高熱交換器表面溫度和汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)的發(fā)電功率，同時降低發(fā)動機的進出口壓力損失。

1 汽車溫差發(fā)電系統(tǒng)結構

本文設計的汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)其結構如圖1所示，熱電器件夾緊在熱交換器和冷卻水箱之間，熱交換器接入排氣管吸收尾氣余熱為熱電器件提供熱端溫度，冷卻水箱為熱電器件冷端散熱，從而實現(xiàn)溫差發(fā)電，熱電器件產(chǎn)生的直流電能經(jīng)過DC/DC變換后給車載電器供電[11]。其中，六邊形熱交換器采用黃銅制造，其具體尺寸如圖2所示[12]。全長為440 mm，壁厚為2 mm，外徑為53 mm，中間換熱段的總長為260 mm。

圖1 汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)結構示意圖Fig.1 The structure of the automobile exhaust thermoelectric generator system

圖2 六邊形熱交換器尺寸圖Fig.2 Hexagonal heat exchanger size

2 熱交換器數(shù)值模擬與仿真分析

2.1 設計變量的選取

為了提高熱交換器的吸熱和儲熱能力，其內部安置了大量翅片以加強熱交換器內表面與尾氣之間的對流。針對圖2所示的熱交換器，保持其外部長度尺寸不變，選取翅片的長度、角度、寬度以及分布間距作為設計變量對其進行車載兼容性優(yōu)化。圖3是熱交換器的1/2截面圖，翅片厚度固定為2 mm，首列翅片與換熱段始端的距離始終為20 mm，翅片皆居中放置。變量A是翅片與換熱端內表面之間的角度，翅片的一端面向熱交換器的入口；變量W是翅片的寬度；變量L是翅片的長度；變量S是翅片間的間距，翅片默認填滿整個換熱段。

圖3 熱交換器的截面圖Fig.3 A cross-section of the heat exchanger

2.2 熱交換器數(shù)值模擬

根據(jù)流體動力學基本理論，汽車尾氣在流動過程中始終遵循質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律。為了減少不必要的計算量，假設尾氣具有常物性且不可壓縮，為穩(wěn)態(tài)流動狀態(tài)，在熱交換器入口處流速均勻。采用的三大方程具體形式如下。

質量守恒方程：

(1)

動量守恒方程：

(2)

(3)

(4)

能量守恒方程：

(5)

式中，ux、uy、uz分別為流速在x、y、z方向上的速度分量；ρ為流體密度；μ為動力黏度；cp為流體質量定壓熱容；T為溫度；k為熱導率。

在SolidWorks中建立上述六邊形熱交換器模型并導入DesignModeler中填充流體?？紤]到計算量以及模型的對稱性，將其對稱為原模型的1/4，采用四面體劃分網(wǎng)格，網(wǎng)格單元質量最低為0.17。將劃分好的網(wǎng)格導入FLUENT中設置邊界條件，仿真類型為穩(wěn)態(tài)并開啟能量方程，選擇可實現(xiàn)的k-ε模型，壁面函數(shù)選擇增強型壁面函數(shù)。由于固體外表面和空氣的對流傳熱系數(shù)一般為5～25 W/(m2·K)，仿真時設置熱交換器外表面與空氣的對流傳熱系數(shù)為20 W/(m2·K)，外部環(huán)境溫度采用默認的300 K，熱交換器入口設置流速為20～40 m/s，溫度為400～600 K，設置出口相對壓力為0。流體域和固體域相臨的網(wǎng)格面設置為耦合面?？紤]到收斂的速度，壓力速度耦合算法采用Coupled算法，壓力、動量、湍流動能、湍流耗散率和能量皆設置為Second Order Upwind，采用面積加權平均法計算換熱段表面的平均溫度和熱交換器入口與出口之間的壓力損失。

2.3 仿真結果及邊界條件的確定

根據(jù)圖2所示的熱交換器外部尺寸，選取三組不同翅片結構的熱交換器研究不同入口流速和入口溫度對換熱溫度的影響以及不同流速對進出口壓力損失的影響，其中，結構1：L=40 mm，W=6 mm，A=60°，S=20 mm；結構2：L=37 mm，W=8 mm，A=80°，S=30 mm；結構3：L=42 mm，W=7 mm，A=70°，S=25 mm。

圖4所示為入口最高溫度為600 K時不同入口尾氣流速下熱交換器的進出口壓力損失。可見，入口流速與熱交換器的進出口壓力損失成正比，尾氣流速較低時，不同翅片結構熱交換器的壓力損失差距很小，而隨著尾氣流速的增加，不同翅片結構熱交換器的壓力損失差距愈發(fā)明顯。入口最高溫度為600 K時不同入口尾氣流速下熱交換器換熱段的溫度如圖5所示。入口流速的增加會提高熱交換器的換熱段的溫度，但提升幅度會隨著流速增加而越來越小。圖6所示為入口最大流速為40 m/s時不同入口溫度下熱交換器換熱段的溫度，可見入口溫度與換熱段表面溫度近似成線性正比，換熱能力越高的結構曲線斜率越高，隨著入口溫度的增加，不同結構熱交換器換熱段的儲熱吸熱性能差距也愈發(fā)明顯。

圖4 不同入口流速下進出口壓力損失Fig.4 Pressure loss between inlet and outlet with different inlet flow speeds

圖5 不同入口流速下熱交換器換熱段表面平均溫度Fig.5 Average surface temperature of heat exchanger with different inlet flow speeds

圖6 不同入口溫度下熱交換器換熱段表面平均溫度Fig.6 Average surface temperature of the heat exchanger with different inlet temperatures

考慮到入口流速為40 m/s、入口溫度為600 K時，不同結構的熱交換器其換熱溫度與壓力損失差距最為明顯，為了方便優(yōu)化設計，具體邊界參數(shù)設置見表1。

表1 熱交換器邊界條件參數(shù)

3 高斯代理模型

3.1 正交法設計試驗

正交設計法是研究多因素多水平系統(tǒng)的主要試驗設計方法之一，在不影響最終試驗結果的基礎上，根據(jù)正交性從試驗中挑選代表性強的部分點進行試驗，在極大減少工作量的同時，使得試驗結果盡量符合實際情況。

圖7a～圖7c分別為結構1、2和3在入口流速為40 m/s時的速度云圖，可見，結構1、2、3的翅片對氣體流動有著明顯的阻擋作用，熱交換器中心區(qū)域的流速要遠高于翅片間隔之間的流速，尾氣大多都是從中心區(qū)域通過，這使熱交換器對尾氣的壓力損失較小。同時可以看到若翅片的角度和長度過小，將導致翅片對氣體流動幾乎不起擾動作用。

(a)結構1

(b)結構2

(c)結構3圖7 入口流速為40 m/s時三種結構的速度云圖Fig.7 Velocity cloud map of three kinds of structure when the inlet speed is 40 m/s

考慮到優(yōu)化的精確度，選擇四因素四水平的正交表L(16)進行試驗，見表2。根據(jù)表1設置的邊界條件分別對16組結構參數(shù)進行數(shù)值模擬。

3.2 高斯過程擬合

當設計變量和優(yōu)化目標之間的關系很難用精確數(shù)學表達式表示時，需要擬合試驗點數(shù)據(jù)，建立設計變量和響應值的關系。由于上述正交設計所

表2 因素水平表

得的樣本空間中只有16個試驗點，為了保證擬合的精確度，采用高斯過程回歸算法建立代理模型，對輸入和輸出的關系進行擬合，確定目標輸出的條件分布。高斯過程對處理高維度、非線性、低樣本的問題有很好的適應性。利用MATLAB的fitrgp函數(shù)分別對進出口壓力損失和換熱段表面平均溫度建立回歸模型。壓力損失回歸模型的協(xié)方差函數(shù)選擇Matern52，溫度回歸模型的協(xié)方差函數(shù)選擇Matern32，擬合方式和預測方式均選擇高斯過程回歸。

決定系數(shù)R2又稱為擬合優(yōu)度，可以用來評判回歸模型的擬合精度，其取值范圍為0～1，越靠近1，說明回歸模型的擬合精度越高，默認情況下若R2>0.9，則就可以表示回歸模型的擬合較為精確。決定系數(shù)的數(shù)學表達式為

(6)

Sres=∑(y-f)2

經(jīng)過計算，壓力損失的決定系數(shù)為97.21%，表面平均溫度的決定系數(shù)為97.95%，兩者皆大于90%，表明高斯過程回歸的擬合精度較高。高斯過程回歸模型擬合精度散點圖見圖8，縱橫坐標分別對應16個試驗點的仿真值和預測值，散點大多靠近y=x的對角線上，說明仿真值與預測值近乎相等。從設計空間中選取不同于16個正交試驗點的另外三組翅片結構參數(shù)(依次命名為結構4、5、6)，分別進行回歸模型預測與數(shù)值模擬，驗證回歸模型的可信度，對比結果見表3。可見，結構4、5、6三組樣本的仿真值與預測值的相對誤差均小于3%，可認為高斯過程回歸的擬合精度較高，可信度高，能滿足多目標尋優(yōu)的精度要求。

(a)壓力損失代理模型

(b)表面平均溫度代理模型圖8 高斯過程回歸模型擬合精度散點圖Fig.8 Gauss process regression model fitting precision scatterplot

表3 仿真值與模型預測值比較

4 車載兼容性多目標優(yōu)化

4.1 熱交換器車載兼容性優(yōu)化模型的構建

在熱交換器車載兼容性優(yōu)化問題中，需要考慮熱交換器換熱段表面平均溫度和進出口壓力損失之間的相互耦合關系，即換熱段表面溫度最高的同時進出口壓力損失最低是其車載兼容性的優(yōu)化目標，具體優(yōu)化模型如下：

maxT(L，W，A，S)

(10)

min Δp(L，W，A，S)

(11)

s.t.L∈X1，W∈X2，A∈X3，S∈X4

(12)

式中，T為熱交換器換熱段表面平均溫度函數(shù)；Δp為進出口壓力損失函數(shù)；X1、X2、X3、X4分別為設計變量翅片長度L、翅片寬度W、翅片角度A、翅片間間距S的設計空間，X1、X2、X3、X4的范圍分別設為[33，42]、[5，8]、[70，85]、[20，35]，其中，翅片長度L、翅片寬度W和翅片間間距S的單位為mm，翅片角度A的單位為°。

4.2 基于灰狼算法的多目標優(yōu)化實現(xiàn)

灰狼算法(grey wolf optimizer,GWO)是一種新型的群體智能優(yōu)化算法，具有收斂快、調參少和實現(xiàn)簡單的優(yōu)點，它主要分為社會等級制度、包圍獵物、搜尋獵物以及攻擊獵物四部分，以迭代的方式不斷接近直至找到獵物(最優(yōu)解)。灰狼的社會等級分為四層[13]，α狼又稱頭狼，負責狼群的管理以及各種事宜的決策；β狼輔助頭狼進行決策與安排，是頭狼的候選人；δ狼聽從前兩等級的指示，負責偵察、看護等，年老的α狼與β狼也會降為δ狼；ω狼是社會的最底層，聽從其他等級的指揮，主要負責平衡種群內部關系。在捕食過程中，α狼、β狼與δ狼分別對應著當前行動的最優(yōu)解、優(yōu)解與次優(yōu)解，狼群會根據(jù)距離獵物位置的優(yōu)劣程度重新選出α狼、β狼與δ狼，ω狼始終向著α狼、β狼與δ狼的位置移動。

多目標灰狼優(yōu)化算法(multi-target grey wolf optimizer,MOGWO)需要在傳統(tǒng)灰狼算法的基礎上引用多目標處理機制[14-15]：一是引入外部種群archive存放每次迭代中的最優(yōu)個體，并根據(jù)支配關系不斷更新種群內部個體。如果新個體被archive中的個體所支配，則不加入archive中；如果新個體支配archive中一個或多個個體，則加入archive中替換掉被其支配的個體；如果新個體與archive中個體互不支配，則不加入archive中。但archive的上限是固定的，為防止超出archive種群上限以及維持種群的多樣性，計算archive內所有個體的目標函數(shù)值，并以極值為上下限平均劃分區(qū)間，每個區(qū)間內所有值的集合即為個體目標函數(shù)所在組，若在迭代過程中，archive內部空間已滿，則在最擁擠的組中隨機剔除某些個體，并將新加入的個體插入不擁擠的組中。二是優(yōu)化頭狼選擇機制。archive空間內存有迭代過程中產(chǎn)生的所有非支配最優(yōu)解，采用輪盤賭的方式從中選取頭狼(此處α狼、β狼與δ狼皆稱為頭狼)。

圖9 多目標灰狼算法流程圖Fig.9 Multi-target grey wolf algorithm flowchart

圖10 基于NSGA-Ⅱ和MOGWO的優(yōu)化解集Fig.10 Optimized solution based on a multi-target grey wolf algorithm and non dominated sorting genetic algorithm-Ⅱ

圖9為熱交換器車載兼容性多目標灰狼優(yōu)化算法流程圖，為了方便計算和搜索，將表面平均溫度的目標函數(shù)值取負，優(yōu)化的目標即為表面平均溫度和進出口壓力損失皆最小。設置多目標灰狼算法中灰狼的種群為100，最大迭代次數(shù)為300，外部種群archive為30。同時與經(jīng)典的非支配排序遺傳算法(NSGA-Ⅱ算法)進行對比，NSGA-Ⅱ算法初始種群規(guī)模設置為30，最大迭代次數(shù)為300，遺傳交叉概率為0.9，變異概率為0.25，運行后所得非劣解結果如圖10所示?？梢?，基于多目標灰狼算法所得的Pareto解集與基于NSGA-Ⅱ算法所得的Pareto解集在中間段幾乎重合，前者解集相對集中，而后者相對分散。

定義車載兼容性評價指標σ來確定最終優(yōu)化結果：σ=Tj/T0/(Δpj/Δp0)，其中，Tj為第j個非劣解的表面平均溫度函數(shù)值，Δpj為第j個非劣解的壓力損失函數(shù)值，T0為空腔熱交換器(即內部無任何翅片)的表面平均溫度，Δp0為空腔熱交換器的進出口壓力損失。通過對同尺寸的空腔熱交換器數(shù)值計算后，得到T0=545.10 K，Δp0=853.81 Pa，將所有非劣解轉換為評價指標σ值。

圖11所示為所有非劣解對應的評價指標?？梢?，基于多目標灰狼算法所得的Pareto解集相比基于NSGA-Ⅱ算法所得的Pareto解集整體質量更高，最高評價指標總體上也更大，使用多目標灰狼算法優(yōu)化熱交換器的結構是可行的。其中，基于多目標灰狼算法所得Pareto解集的第4個解的評價指標最高，所對應的設計變量組合為L=34.19 mm，W=7.04 mm，A=76.9°，S=20.24 mm，優(yōu)化結果是壓力損失為951.54 Pa，表面溫度為552.78 K，以同樣的參數(shù)構建熱交換器模型并進行數(shù)值模擬，仿真結果為壓力損失為936.82 Pa，表面溫度為554.61 K，相比優(yōu)化結果分別相差1.57%、0.33%，誤差皆小于2%，再次證明了上述高斯過程回歸模型的有效性。

圖11 評價指標點線圖Fig.11 Evaluation index dot-line chart

圖12所示為空腔及上述優(yōu)化前后熱交換器的性能對比?？梢姡啾韧韧獠砍叽缈涨坏臒峤粨Q器，優(yōu)化后的熱交換器其壓力損失從853.81 Pa提高到936.82 Pa(提高了9.72%)，而表面溫度從545.10 K提高到554.61 K(提高了1.74%)，雖然壓力損失也提升較多，但對發(fā)動機的性能影響并不大，在可接受范圍內。

圖12 空腔及優(yōu)化前后熱交換器的性能對比Fig.12 Performance comparison of cavity and heat exchanger before and after optimization

此外，上述優(yōu)化的結構相比結構1，其表面平均溫度提高了0.22%，而壓力損失提高了0.73%，壓力損失的變化也較小，表面平均溫度有所提高。同時與結構2和3相比，上述優(yōu)化結構的熱交換器其表面平均溫度分別降低了1.01%和1.53%，壓力損失分別降低了15.49%和18.50%，熱交換器表面平均溫度雖然有所降低，但壓力損失降低更為顯著,對發(fā)動機排氣的影響更小。

采用40 mm×40 mm×4 mm的熱電器件(型號TEHP1-1264-0.8)，在圖1所示的六邊形熱交換器每個面均勻放置5個(共放置30個)。根據(jù)塞貝克效應，在接入負載的回路中，當負載電阻和熱電器件內阻相等(即負載匹配)時，熱電器件的最大輸出功率可表示為[16-17]：

Uoc=nαΔT

(13)

(14)

式中，Uoc為熱電模塊的開路電壓；n為熱電器件中PN結的數(shù)量；α為熱電器件的塞貝克系數(shù)；ΔT為熱電器件的冷熱端溫差；Pm為熱電器件的輸出功率；Rm為熱電器件的內阻。

根據(jù)熱電器件廠商(江西納米克)提供的不同冷端溫度下熱電器件負載匹配條件下輸出功率隨熱端溫度變化的一系列標定性能曲線，利用發(fā)動機自身90 ℃左右的冷卻水并聯(lián)通入圖1所示的汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)冷卻水箱(可假設熱電器件冷端溫度分布均勻)，取熱電器件的熱導率為1 W/(m·K)，并以各個熱電器件中心點處的溫度作為其熱端溫度，當熱交換器入口溫度為600 K、入口流速為40 m/s時，假定熱電器件冷端溫度為100 ℃進行綜合考慮，對裝置優(yōu)化前后及空腔熱交換器的汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)的發(fā)電功率進行仿真，如圖13所示?？梢姡谏鲜鰞?yōu)化結構熱交換器的汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)其最大發(fā)電功率較于采用空腔熱交換器的系統(tǒng)從23.92 W提高到31.06 W，提高了29.85%。

圖13 空腔及優(yōu)化前后溫差發(fā)電系統(tǒng)發(fā)電功率對比Fig.13 Power generation comparison of cavity and thermoelectric generation system before and after optimization

基于上述優(yōu)化熱交換器結構的汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)最大發(fā)電功率相比，采用結構1熱交換器的系統(tǒng)從30.4 W提高到31.06 W(提高了2.17%)，相比采用結構2和3熱交換器的系統(tǒng)分別從35.95 W和38.52 W降低到31.06W(降幅為13.60%和19.37%)，由于其壓力損失的顯著降低，可認為該優(yōu)化結構對發(fā)動機性能的影響微乎其微。因此，汽車尾氣溫差發(fā)電中很難做到熱交換器平均溫度更高的同時其壓力損失也更小，需要在兩者之間進行折中處理，采用上述優(yōu)化結構熱交換器的汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)在兼顧最大發(fā)電功率的同時，滿足了降低氣體背壓的車載兼容性要求。

5 結語

回收汽車尾氣廢熱進行發(fā)電和車載應用可以進一步提高傳統(tǒng)發(fā)動機的燃油經(jīng)濟性，降低其排放和污染，而汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)用熱交換器的內部流場結構會影響發(fā)動機的尾氣氣流，甚至會惡化發(fā)動機的原有性能，這種此消彼長現(xiàn)象造成的車載兼容性差會制約汽車尾氣溫差發(fā)電技術的推廣應用?？紤]到圓筒式熱交換器壓力損失相對較小，其表面溫度分布更為均勻，本文針對外部形狀為六邊形而內部為圓筒式的汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)用熱交換器提出了正交設計法、高斯過程回歸以及多目標灰狼算法結合的優(yōu)化設計方案，以熱交換器表面平均溫度最高和進出口兩端壓力損失最小為優(yōu)化目標獲取了熱交換器內部翅片的最優(yōu)結構參數(shù)，優(yōu)化后的熱交換器與結構2和3相比其表面平均溫度有所降低，但壓力損失降低顯著。同時，與空腔熱交換器相比其表面平均溫度和壓力損失皆有提升，但壓力損失增幅在可接受的范圍內，可忽略不計。因此，通過對熱交換器進行優(yōu)化設計，可以在實現(xiàn)回收尾氣廢熱發(fā)電的同時降低其對發(fā)動機的影響，達到真正意義的節(jié)能減排功效。本文方法是完全有效可行的，為進一步提高汽車尾氣溫差發(fā)電系統(tǒng)的車載兼容性設計及示范應用提供了借鑒。