電動汽車空調室外換熱器空氣側流動換熱模擬研究

劉妮,賀劍鋒,崔強,張華,單小豐,靳曉堂

1.上海理工大學 能源與動力工程學院 上海 200093;

2.上海北特科技股份有限公司 上海 201807

1 引 言

近年來,電動汽車由于不需要排放二氧化碳,不依賴化石燃料,逐漸成為汽車行業未來的發展方向.電動汽車在冬季制熱時多采用PTC電加熱器,嚴重影響汽車的續航里程.在低溫-10℃時,采用PTC電加熱器采暖能使電動汽車的續航里程下降50%以上,而利用熱泵空調系統采暖可以使續航里程提升35%以上[1],因此車用熱泵空調系統便應運而生.而車外換熱器作為熱泵空調系統的重要部分,不同于傳統汽車空調室外換熱器只做冷凝器,在熱泵系統中,室外換熱器兼顧冷凝器與蒸發器兩種功能,因此提高室外微通道換熱器性能的研究具有實際意義.

目前對于室外換熱器研究主要集中在換熱器的結霜特性[2～5]與百葉窗結構對室外換熱器傳熱與流動特性的影響上.谷波等[6]研究了百葉窗結構變化對微通道換熱器傳熱和流動性能的影響,發現采用較大的百葉窗間距和翅片間距會使傳熱性能下降.趙松田[7]分析了換熱器進口空氣濕度、風速和布置傾角對整體性能的影響,實驗表明,迎面風速對換熱器空氣側壓降影響很大.張克鵬[8]研究發現翅片開窗角度為45°且開窗數為14個時,微通道換熱器空氣側換熱量最大,壓降相對較小.劉欣欣等[9]提出一種新型變截面百葉窗翅片,與傳統的矩形翅片相比,綜合性能因子JF提高了7.65%.楊鳳葉等[10]提出一種換熱性能更佳的雙梯形百葉窗結構,得出當雙梯形百葉窗間距L P=1.3 mm、翅片間距F P=1.4 mm時,綜合性能最佳.徐博等[11]采用ε-NTU法建立了微通道換熱器數值模型,計算翅片參數對傳熱性能的影響,結果表明換熱系數與翅片間距呈負相關,與開窗角度呈正相關.Arslan Saleem等[12]研究了不同翅片結構微通道換熱器的空氣側熱工性能研究,結果表明百葉窗間距為1.0 mm的翅片在換熱和壓降特性方面具有最佳效果.張劍飛等[13]研究發現微通道換熱器空氣阻力與換熱量和迎風面積相同的平翅片圓管換熱器空氣阻力相當,認為獨特的扁管結構和較小的換熱器厚度是其減小空氣阻力的有效手段.薛慶峰等[14]研究了流道布局對微通道平行流車外換熱器換熱和壓降性能的影響,結果表明,制冷工況下車外換熱器采用1∶3的流道布局時,換熱量優于其他兩種布局,但其壓降更大.丁鎏俊等[15]研究了流程數、各流程扁管布置方式、扁管寬度和內孔高對室外換熱器換熱及壓降的影響,在傳熱和壓降的限制下應采用低流程數,適當增加扁管寬度和孔高.Jun Yu等[16]采用實驗和數值模擬相結合的方法對換熱器外平行流動微通道進行了研究,實驗結果表明,隨著進氣壓力和進氣流量的增加,傳熱速率增加.Amirnordin等[17]模擬分析,得出增加翅片間距時,傳熱系數增加的同時壓降減小;而增加百葉窗間距時,傳熱系數和壓降均減小.Kim和Bullard[18]對比了開窗角度、翅間距對空氣側換熱的影響,發現當開窗角大于23°時增大翅間距換熱系數會增大,且翅片間距對換熱的影響會伴隨雷諾數的差異而減弱.目前對于百葉窗結構對微通道換熱器傳熱和流動性能的影響已有一定的研究,但依然不夠完善.

為了提升室外換熱器的流動換熱性能,本文建立了百葉窗翅片換熱器三維模型,采用數值模擬研究了翅片間距和開窗角度對空氣側傳熱和流動特性的影響,得到了兩者對傳熱流動的影響規律,并選取最佳間距和開窗角度.

2 數值模擬方法

2.1 物理模型

微通道換熱器翅片由鋁制成,根據翅片幾何結構,將所研究翅片外側空氣域進行建模.將翅片邊緣處溫度視為與扁管外壁面相同溫度.如圖1,設置計算域上下兩表面為周期面,水平方向兩表面為對稱面,高度為一個管間距;左側為空氣速度進口,為保證來流均勻,將計算區域向上游延伸2倍翅片間距;右側為空氣壓力出口,相對壓力為0 Pa,將計算區域向下游延伸以防出口區域回流產生[19];翅片表面溫度分布由翅片內部熱傳導與空氣對流換熱耦合求解.將室外換熱器翅片結構尺寸,列于表1中.

表1 百葉窗結構參數

圖1 計算區域示意圖

2.2 網格劃分及獨立性驗證

計算域網格由ICEM生成,由于百葉窗翅片結構較為復雜,整體劃分精度較低,所以對計算區域進行分塊處理.計算區域網格劃分如圖2～3,固體域翅片及倒流邊界部分采用結構網格,對流體域中與翅片接觸部分采用四面體非結構網格,其它區域應用六面體非結構網格,最后對接觸區域流固耦合處理.由于翅片表面附近流體溫度速度變化比較劇烈,因此對翅片接觸面進行邊界層處理.邊界層網格分三層,設置增長率為1.2,最大厚度0.05 mm,進口區域網格尺寸設置為1 mm,出口區域網格尺寸為2 mm,翅片與空氣接觸區域最大網格尺寸為0.1 mm.

圖2 固體域翅片網格劃分示意圖

圖3 流體域空氣網格劃分示意圖

在進行數值模擬之前,需對網格進行獨立性分析,確定模擬結果與網格數量無關.網格獨立性分析方法為比較相同模型在不同網格數量下所求得的Colburnj因子與阻力因子f的相對差值.本文對三套不同數量網格(110萬、230萬、560萬)進行獨立性分析,計算結果如圖4所示.

圖4 網格獨立性驗證

網格數量110萬與230萬之間Colburnj因子的最大偏差為4.86%,平均偏差為3.95%;阻力因子f最大偏差為12.23%,平均偏差為10.99%.網格數量230萬與560萬模型之間Colburnj因子的最大偏差1.56%,平均偏差為0.91%;阻力因子f最大偏差為1.23%,平均偏差為0.8%.230萬網格數值結果可認為獨立,本文對空氣側流動傳熱模擬采用網格數為230萬.

2.3 模型可靠性驗證

對比本文模擬結果與采用Chang& Wang[20]實驗關聯式計算結果,得出圖5,由圖可知,50≤Re≤950范圍內,數值模擬結果得出的Colburnj因子與Chang & Wang實驗關聯式最大偏差為9.1%,平均偏差為7.8%;阻力因子f數值與實驗關聯式最大偏差為11.52,%,平均偏差為7.35%.數值計算結果與實驗關聯式計算結果之間的偏差符合一般工程應用要求,且變化規律相同,因而本文使用模型的正確性得到驗證.

圖5 模擬結果與實驗關聯式的Colburn j因子與阻力f因子對比圖

3 結果及分析

通過以下幾個參數對空氣側流動傳熱進行研究:空氣側換熱系數h、壓降ΔP、Colburnj因子、阻力因子f以及綜合能效因子JF[21],其中JF是一個無量綱數,用以衡量相同輸入功率下所能達到的換熱性能,可用來評價空氣側流動換熱的綜合性能,其參數定義如下:

3.1 翅片間距對流動傳熱的影響

對翅片深度16 mm,翅片高度5 mm,開窗角度27°,翅片間距1.0 mm,1.4 mm,1.8 mm進行數值計算,分析翅片間距對微通道室外換熱器空氣側傳熱和流動的影響.空氣側換熱系數隨進風風速Vin變化規律如圖6所示,進風風速Vin一定時,空氣側換熱系數隨翅片間距的減小而相應增大;翅片間距一定時,空氣側換熱系數隨進風風速的增大而增加.

圖6 翅片間距對空氣側翅片換熱系數的影響規律

隨著進風風速的增大,翅片間距1.4 mm與翅片間距1.0 mm對應的換熱系數之間的差值逐漸減小,結合圖7不同翅片間距下溫度云圖可以看出,百葉窗翅片在進風風速4 m/s時,翅片間距的增大導致整個空氣域的溫度有所下降,并且在中心過渡區和出口段溫度變化較為明顯,其原因是百葉窗翅片間距較小時,空氣主要從百葉窗通道流過,流動過程中流道長度增加,空氣與翅片換熱更加充分,換熱效率高,因而中心平面與出口處溫度較高.當翅片間距較大時,空氣與百葉窗的擾動減弱,百葉窗通道流作用性減弱,管導向流的作用性增強,更多的空氣流經管導流通道,因此換熱效果減弱.由于百葉窗翅片與空氣擾動減弱,所以F p增大后流動阻力也應呈現下降趨勢,從圖8也可佐證這一觀點.另外從圖8還可以看出,隨著翅片間距的增加,空氣側壓降逐漸減小.

圖7 不同翅片間距下的空氣側溫度場示意圖

圖8 翅片間距對空氣側壓降的影響規律

如圖9所示,雷諾數較低時Colburnj因子隨F p的增大而減小,然而這種趨勢隨著雷諾數的增加而減弱,并且高雷諾數下F p=1.0 mm時的Colburnj因子基本與另兩組重合.這表明在低雷諾數下,較小的翅片間距更有助于強化空氣與百葉窗間的換熱,而當雷諾數增大后這種促進效果有所降低,此時應從其他指標因素去衡量.在空氣側阻力方面,從圖9中的阻力因子f曲線可以看出,增大翅片間距有助于降低空氣側的流動阻力,但當雷諾數升高后,想要降低流動阻力,單單提升F p效果并不明顯.

圖9 不同翅片間距下的Colburn j因子與阻力因子f變化情況

不同翅片間距下JF因子變化如圖10所示,在Re＜300時增大F p會導致JF因子小幅下降;當Re＞300時JF因子隨F p的增大而升高.鄧敏鋒[22]通過數值模擬,在不同迎面風速下研究得出空氣側的換熱系數和壓降均與翅片間距呈負相關.董軍啟[23]給出了不同翅片間距F P時,j因子和f因子隨Re的變化曲線,發現隨著翅片間距F P的增加,傳熱j因子和摩擦f因子而降低,兩者與本文研究發現相契合.綜合JF因子與上述各參量變化趨勢后,本文室外換熱器翅片參數中的翅片間距取1.4 mm更為適合.

圖10 不同翅片間距下的JF因子變化情況

3.2 翅片開窗角度對流動傳熱的影響

百葉窗翅片通過對空氣的擾動形成邊界層,來引導空氣流向,開窗角度θ作為百葉窗翅片關鍵結構參數,對空氣側流動換熱有著重要影響.對翅片寬度16 mm,翅片間距1.4 mm的百葉窗翅片,空氣進風風速Vin=1.0～6.0 m/s,開窗角度23°、27°、30°進行數值計算,分析了翅片開窗角度對微通道室外換熱器傳熱和流動的影響.不同開窗角度θ下空氣側的換熱系數和壓降的變化趨勢如圖11所示,當開窗角度一定時,換熱系數與壓降均隨進風風速的增大而升高.對比相同進風風速下不同開窗角度曲線,發現增加開窗角度后換熱系數h會呈現先增加后減小的趨勢,可以判斷出存在一個最佳開窗角度值,在該值下百葉窗翅片空氣側換熱最優.

該現象符合Kajino[24]提出的邊界層沖擊理論,該理論表示百葉窗類翅片強化換熱機理在于每一個百葉窗翅片前端形成的薄邊界層,而這類邊界層通常在氣流的影響下是不平衡的,具體表現在百葉窗上下表面的換熱能力上,百葉窗總換熱能力是上下表面換熱能力之和,在某個環境條件下存在閾值.結合圖12溫度場進行分析,發現開窗角度θ的升高整個空氣域溫度略微下降.設定來流方向為正方向,在進口迎風面位置(圖示A區域),隨著開窗角度θ的升高,百葉窗正面溫度有所下降,百葉窗背面溫度呈現上升趨勢,這是由于翅片角度增大后,空氣中百葉窗導向流所占比例隨之增大,隨后達到臨界值,到達臨界值之后,空氣側流動方式管導向流所占比例增加,增強了百葉窗翅片背面換熱,因而導致了百葉窗翅片正背面溫度差異.

由圖11與圖13可以看出,空氣側壓降Δp會隨開窗角度θ的增大而有所升高.開窗角度θ由23°增大到27°時,空氣側壓降變化相較于27°到30°比較明顯,這主要是由于27°開窗角更接近百葉窗導向流與管導向流的臨界平衡值,壓降變化比較明顯.在開窗角度達到30°后,空氣的流動方式主要為管導向流,θ對Δp的影響有所下降.如圖13所示,在較低雷諾數時,隨著開窗角度的增加,Colburnj因子變化不是很明顯,在較高雷諾數時,隨著開窗角度的增加,Colburnj因子有明顯的上升,并且23°到27°的增幅明顯高于27°到30°范圍,這與開窗角度對換熱系數影響趨勢相同.由圖12與圖13分析開窗角對空氣側流動的影響,可以看出開窗角度的增加,阻力因子f呈現上升趨勢,即增加開窗角度不利于空氣側的流動換熱,隨后根據Colburnj因子和阻力因子f數值計算出JF因子,結果如圖14所示.

圖11 不同開窗角度下空氣側壓降及換熱系數變化情況

圖12 不同開窗角度下空氣溫度場分布圖

圖13 不同開窗角度下Colburn j因子與阻力因子f變化情況

圖14 不同開窗角度下JF因子變化情況

從圖14可以看出,隨著雷諾數的增加,綜合評價JF因子呈現下降趨勢;對于相同雷諾數情況,開窗角度θ為23°與27°時的綜合評價因子高于30°.然而對于較小開窗角下的JF因子評價,則要根據具體雷諾數進行討論,當Re＜300時,JF因子隨著開窗角度的升高有所下降,說明增大開窗角度對不利于百葉窗翅片空氣側綜合性能的提高,即車輛日常車速較低,室外換熱器迎面風速較低時,百葉窗翅片開窗建議選取較低開窗角度.當Re＞300時,θ=27°較優,并且30°下JF因子降幅減緩,說明較高雷諾數時,增大開窗角度有利于提升空氣側流動換熱的綜合性能,較大的翅片開窗角更適合迎面風速更大的情形.

4 結 論

(1)當進風風速一定時,空氣側換熱系數與隨翅片間距的減小而相應增加;翅片間距一定時,空氣側換熱系數隨進風風速的增大而增加.隨著進風風速的增大,翅片間距1.4 mm與翅片間距1.0 mm對應的換熱系數之間的差值逐漸減小.

(2)在Re＜300時增大F p會導致JF因子小幅下降;當Re＞300時JF因子隨F p的增大而升高,進風風速越高時,增大翅片間距對綜合性能更有利,因此百葉窗翅片間距取1.4 mm.

(3)當Re＜300時,JF因子隨著開窗角度的升高有所下降,說明增大開窗角度對不利于百葉窗翅片空氣側綜合性能的提高;當Re＞300時,θ=27°較優,并且30°下JF因子降幅減緩,說明較高雷諾數時,增大開窗角度有利于提升空氣側流動換熱的綜合性能,因此翅片開窗角度取27°更優.