鋸齒形渦發(fā)生器在車用散熱器中的應(yīng)用研究

劉亞東，劉佳鑫,，王寶中，蔣炎坤

(1.華北理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，河北 唐山 063009；2.華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北 武漢 430074)

隨著國(guó)家的迅速發(fā)展，工程車輛的應(yīng)用越來(lái)越廣泛。工程車輛通常工作環(huán)境惡劣，負(fù)載較大，在作業(yè)過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生大量的熱量，而散熱器能否將這些熱量及時(shí)散出，保證車輛各系統(tǒng)在一個(gè)適當(dāng)?shù)臏囟葏^(qū)間內(nèi)，直接影響到整車的動(dòng)力性和可靠性。因此，一個(gè)好的散熱器對(duì)工程車輛來(lái)說(shuō)十分重要。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)渦發(fā)生器(Vortex Generator，簡(jiǎn)稱VG)在提高散熱性能以及對(duì)渦流的影響方面進(jìn)行了很多研究。M. K-Aliabadi等試驗(yàn)研究了配有渦發(fā)生器插件的管式熱交換器中的傳熱增強(qiáng)，發(fā)現(xiàn)VG插入件在較高的雷諾數(shù)時(shí)性能更優(yōu)異[1]。M.Brüderlin等研究發(fā)現(xiàn)改善小翼控制面可以提高渦發(fā)生器活躍度，延遲流涕與尾緣的分離時(shí)間[2]；Asiful等通過(guò)試驗(yàn)揭示了渦旋發(fā)生器的幾何參數(shù)之間的關(guān)系，以及邊界層厚度對(duì)誘導(dǎo)渦旋的空間軌跡的影響[3]。Markus Rütten等運(yùn)用DLR URANS CFD求解器THETA對(duì)具有集成渦發(fā)生器的矩形通道內(nèi)的層流進(jìn)行數(shù)值模擬,評(píng)估相反排列的渦發(fā)生器對(duì)增強(qiáng)渦流誘導(dǎo)的熱傳遞的適用性[4]。華中科技大學(xué)王文進(jìn)等對(duì)矩形機(jī)翼和輔助梯形機(jī)翼構(gòu)成的新型縱向渦發(fā)生器進(jìn)行了數(shù)值模擬并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)該新型渦發(fā)生器具有中等的壓降損失，且顯著提高了翅片管換熱器的換熱性能[5]。西安交通大學(xué)劉小民等采用數(shù)值方法，驗(yàn)證了采用渦發(fā)生器實(shí)現(xiàn)離心壓氣機(jī)葉輪內(nèi)部流動(dòng)控制的有效性[6]。中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所張磊等采用數(shù)值仿真的方法對(duì)安裝渦發(fā)生器的葉片進(jìn)行了模擬，發(fā)現(xiàn)大攻角下渦發(fā)生器能推遲流動(dòng)分離，并分析了渦發(fā)生器控制流動(dòng)分離的機(jī)理[7]。天津大學(xué)張金鳳等對(duì)布置了不同高度的小尺度渦發(fā)生器的矩形槽進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了渦發(fā)生器強(qiáng)化換熱的特點(diǎn)和機(jī)理[8]。渦發(fā)生器對(duì)增強(qiáng)換熱和影響氣體流動(dòng)有很大作用，一個(gè)好的渦發(fā)生器對(duì)散熱器將起到至關(guān)重要的作用。

基于以上研究，本研究對(duì)某工程車輛安裝有鋸齒形渦發(fā)生器的散熱器(新散熱器)單元體模型進(jìn)行仿真，并將新散熱器的仿真結(jié)果與原散熱器進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證新散熱器的有效性，最后分析渦發(fā)生器各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)散熱器的影響。

1 控制方程及散熱器物理模型

1.1 控制方程

控制方程分別為動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程和質(zhì)量守恒方程[9]。

動(dòng)量守恒方程為

u，v和ω分別為U在x,y和z方向上的分量。

能量守恒方程為

質(zhì)量守恒方程為

式中：ρ為密度；U為速度矢量；η為流體動(dòng)力黏度；p為壓力；t為時(shí)間；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；T為流體溫度；h為傳熱系數(shù)；Cp為流體比定壓熱容；ST為黏性耗散項(xiàng)。

1.2 散熱器物理模型

在UG8.0中建立某工程車輛用管片式散熱器模型，具體參數(shù)如表1[9-11]。結(jié)構(gòu)參數(shù)示意見圖1。

2 模型仿真與試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格劃分與設(shè)置

對(duì)整個(gè)計(jì)算區(qū)域采用結(jié)構(gòu)性和非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格混合劃分網(wǎng)格，為提高仿真計(jì)算的準(zhǔn)確度，在各壁面設(shè)置邊界層，邊界層劃分5層，初始值0.005，增長(zhǎng)率1.1，部分網(wǎng)格見圖2。

延長(zhǎng)單元體入口與出口區(qū)域，以保證流動(dòng)的平穩(wěn)性[9]。具體邊界設(shè)定見圖3。

2.2 相關(guān)仿真邊界設(shè)定

根據(jù)工程車輛的實(shí)際作業(yè)狀況，確定散熱器模型的仿真參數(shù)。參照文獻(xiàn)[9]，在入口速度2，4，6，8，10，12 m/s下進(jìn)行仿真，選用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型，流體為空氣，忽略升浮力。仿真參數(shù)見表2。

表2 仿真參數(shù)表

2.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

對(duì)同一模型2 125 389，3 092 011，3 975 682，5 373 145，6 215 844五種網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)，空氣入口速度選定為6 m/s，讀取相應(yīng)壓力損失(Δp)和傳熱系數(shù)(H)，結(jié)果對(duì)比見圖4。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到5 373 145時(shí)，傳熱系數(shù)和壓力損失趨于穩(wěn)定，最終確定網(wǎng)格數(shù)量為537萬(wàn)左右。

圖4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

2.4 仿真結(jié)果分析

在Fluent1 5.0中對(duì)整個(gè)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行仿真，當(dāng)殘差曲線收斂后提取仿真結(jié)果(見圖5)。由壓力云圖可以看出：從模型入口處到出口，壓力呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì)；而在氣流接觸與離開換熱管前后壓力變化明顯，這是由于這個(gè)區(qū)域流體與換熱管接觸時(shí)，受到換熱管阻礙，產(chǎn)生壓力損失。由溫度云圖可以看出：隨著空氣流動(dòng)，空氣溫度逐漸升高，換熱管外壁周圍的空氣溫度較流道中部的流體高，原因是該區(qū)域冷空氣與換熱管壁溫差較大，短時(shí)間內(nèi)交換了大量的熱量，導(dǎo)致此處冷空氣升溫較快；換熱管后側(cè)出現(xiàn)一小塊高溫區(qū)，造成該現(xiàn)象的原因是空氣流動(dòng)過(guò)程中由于流道截面的變化，邊界層分離，形成馬蹄渦。馬蹄渦造成空氣流動(dòng)性下降，不能很好地和周圍冷空氣混合傳熱；同時(shí)，該馬蹄渦的產(chǎn)生與破滅是散熱器噪聲的來(lái)源。

圖5 原始散熱器單元體仿真結(jié)果

2.5 試驗(yàn)驗(yàn)證

參考文獻(xiàn)[9]，具體的試驗(yàn)在散熱器生產(chǎn)廠商處進(jìn)行，參考JB/T 8577—2015等行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，并根據(jù)文獻(xiàn)[12-14]對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行轉(zhuǎn)換，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的數(shù)據(jù)對(duì)比見表3。通過(guò)表3的數(shù)據(jù)可以知道：冷流體側(cè)的傳熱系數(shù)和壓力損失的仿真結(jié)果在總體上和試驗(yàn)結(jié)果比較吻合，但仍然存在差異，造成該差異的因素有很多，比如翅片表面加工精度、釬焊工藝、測(cè)試誤差和環(huán)境等。

表3 仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

3 散熱器改進(jìn)及仿真分析

3.1 散熱器改進(jìn)模型

通常情況下，散熱器散熱面積越大，壓力損失也越大；氣流流過(guò)換熱管后形成了馬蹄渦，滯留了部分熱量。因此，在換熱管上安裝鋸齒形渦發(fā)生器(翼片)以改善散熱。

鋸齒形渦發(fā)生器參數(shù)：翼片寬度(wv)1.45 mm，翼片高度(hv)3.24 mm，翼片厚度(dv)0.12 mm，鋸齒高度(hs)0.55 mm。安裝渦發(fā)生器后散熱器新模型見圖6。

圖6 改進(jìn)散熱器模型

3.2 改進(jìn)模型仿真結(jié)果分析

改進(jìn)模型單元體的網(wǎng)格劃分、邊界條件設(shè)置及各參數(shù)設(shè)置均與原始模型相同。渦流發(fā)生裝置除與熱管接觸部分外均設(shè)置為無(wú)滑移壁面(wall)。入口處空氣速度為6 m/s時(shí)，新散熱器模型仿真結(jié)果見圖7。新散熱器模型入口處空氣壓力為101.28～108.80 Pa，在首次流經(jīng)換熱管后，壓力下降了7.52～15.05 Pa，流體邊界層在脫離換熱管壁面后順延到了渦發(fā)生器，從而使得邊界層的分離得到了延遲，增大了沿程阻力。圖7b為新散熱器模型的溫度云圖，此時(shí)氣體區(qū)域平均溫度達(dá)到66.5 ℃。從圖中可以看到換熱管后面高溫區(qū)域增大，這是由于渦發(fā)生器與換熱管相連，相應(yīng)地增加了散熱面積，導(dǎo)致?lián)Q熱量增加，由場(chǎng)的協(xié)同性原理可知，渦發(fā)生器改善了速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)的矢量夾角，增強(qiáng)了換熱；并且從速度矢量局部放大圖(圖7c)中可以看到，換熱管后渦流面積不大，且強(qiáng)度不高，這是由于鋸齒形渦發(fā)生器阻礙了馬蹄渦的形成，同時(shí)尾緣鋸齒產(chǎn)生額外的小馬蹄渦加快了大渦的破碎，降低了總體渦流的強(qiáng)度[15]。

圖7 改進(jìn)散熱器仿真結(jié)果

4 綜合性能對(duì)比

使用JF綜合評(píng)價(jià)因子(αjf)作為性能評(píng)價(jià)指標(biāo)[16]，αjf值越大散熱器性能越好，αjf表達(dá)式為

j和f為具有翅片的換熱表面?zhèn)鳠嵋蜃?、摩擦因子，量綱為1。

傳熱因子j表達(dá)式為

式中：u為空氣體平均速度；Cp為空氣比定壓熱容；Pr為普朗特?cái)?shù)。

摩擦因子f表達(dá)式為

由圖8可以看出，總體趨勢(shì)上，隨著速度入口平均速度的增加，JF因子呈下降趨勢(shì)，其變化幅度越來(lái)越小。加裝渦發(fā)生器后散熱器的JF因子始終高于原始散熱器。當(dāng)入口處流體平均速度為12 m/s時(shí)，新散熱器的JF因子高出原始散熱器約30%。

圖8 散熱器改進(jìn)前后綜合性能對(duì)比

5 渦發(fā)生器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)性能的影響分析

分別選擇渦發(fā)生器氣流攻角、高度、寬度和鋸齒高度4個(gè)水平參數(shù)：氣流攻角α為0°，15°和30°；渦發(fā)生器高度hv為1.44 mm，2.34 mm和3.24 mm；渦發(fā)生器寬度wv為1 mm，1.5 mm，2 mm；鋸齒高度為hs=0.25 mm，0.4 mm，0.55 mm。

5.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)換熱特性的影響

5.1.1氣流攻角的影響

如圖9所示，空氣流速為12 m/s時(shí)，α=15°的傳熱系數(shù)相對(duì)于α=0°的傳熱系數(shù)增加了0.13%，α=30°相對(duì)于α=15°時(shí)的傳熱系數(shù)增加了2.21%。由此可見，隨著氣流攻角的增大，傳熱系數(shù)增大。這是因?yàn)?，隨著氣流攻角的增大，空氣在流過(guò)散熱器時(shí)，冷熱空氣進(jìn)行了更好地混合，導(dǎo)致傳熱系數(shù)增大。

圖9 氣流攻角對(duì)傳熱系數(shù)的影響

5.1.2渦發(fā)生器高度的影響

如圖10所示，空氣流速為12 m/s時(shí)，與hv=2.34 mm的傳熱系數(shù)相比，hv=1.44 mm時(shí)的傳熱系數(shù)增加了0.45%；而hv=2.34 mm與hv=3.24 mm時(shí)相比，傳熱系數(shù)下降了3.06%?？梢缘贸觯簜鳠嵯禂?shù)最高時(shí)渦發(fā)生器的高度不會(huì)正好與翅片間距相等，即不是換熱面積越大，傳熱系數(shù)越大。

圖10 渦發(fā)生器高度對(duì)傳熱系數(shù)的影響

5.1.3渦發(fā)生器寬度的影響

如圖11所示，空氣流速為12 m/s時(shí)，與wv=1 mm的傳熱系數(shù)相比，wv=1.5 mm時(shí)的傳熱系數(shù)增加了0.48%；與wv=1.5 mm相比，wv=2 mm時(shí)的傳熱系數(shù)增加了0.95%。因此可知，渦發(fā)生器寬度對(duì)傳熱系數(shù)的影響不大，其原因是渦發(fā)生器寬度的變化空間是有限的，其數(shù)值較小，對(duì)散熱器的整體散熱面積影響不大。

圖11 渦發(fā)生器寬度對(duì)傳熱系數(shù)的影響

5.1.4鋸齒高度的影響

如圖12所示，空氣流速為12 m/s時(shí)，和hs=0.25 mm時(shí)相比，hs=0.4 mm時(shí)的傳熱系數(shù)增加了0.85%；和hs=0.25 mm時(shí)相比，hs=0.55 mm時(shí)的傳熱系數(shù)增加了0.41%。因此可知，鋸齒高度對(duì)傳熱系數(shù)的影響不大，其原因是該渦發(fā)生器對(duì)渦流的影響主要是鋸齒尾緣產(chǎn)生的對(duì)稱渦流對(duì)原大渦的破碎，鋸齒高度的變化對(duì)此并沒有明顯的影響。

圖12 鋸齒高度對(duì)傳熱系數(shù)的影響

5.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壓力損失的影響

5.2.1氣流攻角的影響

如圖13所示，空氣流速為12 m/s時(shí)，與α=0°相比，α=15°時(shí)和α=30°時(shí)的壓力損失增幅分別為11.47%和43.56%。其原因是大的氣流攻角增大了迎風(fēng)面積，導(dǎo)致壓力損失增大。

圖13 氣流攻角對(duì)壓力損失的影響

5.2.2渦發(fā)生器高度的影響

如圖14所示，空氣流速為12 m/s時(shí)，與hv=2.34 mm時(shí)相比，hv=3.24 mm時(shí)的壓力損失減小了6.61%，hv=1.44 mm時(shí)較之減小了1.51%。這是因?yàn)殡S著渦發(fā)生器高度的增加，氣流與渦發(fā)生器的接觸面積增加，增大了局部的壓力損失；但當(dāng)渦發(fā)生器的高度增大到一定值后，更多的氣流總體流向與壓力場(chǎng)協(xié)同性更高，導(dǎo)致壓力損失降低。

圖14 渦發(fā)生器高度對(duì)壓力損失的影響

5.2.3渦發(fā)生器寬度的影響

如圖15所示，空氣流速為12 m/s時(shí)，和wv=1 mm時(shí)相比，wv=1.5 mm時(shí)的壓力損失增加了0.19%；和wv=1.5 mm相比，wv=2 mm時(shí)的壓力損失增加了0.22%，增加幅度很小。由此可以看出，渦發(fā)生器不同寬度對(duì)壓力損失造成的影響在同一空氣流速下處于比較穩(wěn)定的狀態(tài)，這是由于其他參數(shù)一定時(shí)，渦發(fā)生器寬度變化范圍較小，散熱器整體的面積變化不明顯，所以壓力損失變化較小。

圖15 渦發(fā)生器寬度對(duì)壓力損失的影響

5.2.4鋸齒高度的影響

如圖16所示，空氣流速為12 m/s時(shí)，和hs=0.25 mm相比，hs=0.4 mm時(shí)的壓力損失減小了3.50%；和hs=0.25 mm相比，hs=0.55 mm時(shí)的壓力損失減小了1.95%。由此可以看出，壓力損失差距隨著鋸齒高度增加而變小，這是由于鋸齒高度的變化，鋸齒尾端產(chǎn)生的對(duì)稱渦流總體增大，導(dǎo)致壓力損失增大。

圖16 渦發(fā)生器寬度對(duì)壓力損失的影響

6 結(jié)論

a) 新散熱器相比于原始散熱器有著更高的綜合評(píng)價(jià)因子，當(dāng)空氣速度為12 m/s時(shí)，新散熱器的綜合評(píng)價(jià)因子高出約30%，同時(shí)換熱管后的渦流強(qiáng)度得到了削弱；

b) 渦發(fā)生器4種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)水平下，氣流攻角α=30°和渦發(fā)生器高度hv=2.34 mm時(shí)，對(duì)散熱器傳熱系數(shù)和壓強(qiáng)損失影響較大，鋸齒高度對(duì)傳熱系數(shù)影響很小，但對(duì)壓力損失影響較大，渦發(fā)生器寬度變化對(duì)散熱器傳熱系數(shù)和壓強(qiáng)損失影響很小。