分流器內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)對(duì)抗干擾能力及液流聲的影響

于博，趙萬(wàn)東

（珠海格力電器股份有限公司，空調(diào)設(shè)備與系統(tǒng)運(yùn)行節(jié)能?chē)?guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東珠海 519000）

0 引言

隨著小管徑換熱器技術(shù)的發(fā)展，家用空調(diào)器制冷劑充注量逐漸減少，但是管徑的減小導(dǎo)致?lián)Q熱器內(nèi)制冷劑壓降急劇增大，造成換熱器性能下降，不利于空調(diào)整機(jī)能力的發(fā)揮[1]。因此，行業(yè)內(nèi)通常采用增加分流器分路數(shù)的方式來(lái)減小換熱器壓降，然而分路數(shù)的增加帶來(lái)了分流均勻性問(wèn)題，影響了整機(jī)能力的發(fā)揮[2]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)分流均勻性問(wèn)題已開(kāi)展大量研究。JIAO等[3]建立了板式蒸發(fā)器兩相分配數(shù)學(xué)模型，該模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，研究結(jié)果表明分路數(shù)越多，分液不均度越高。CHOI等[4]實(shí)驗(yàn)研究了一分三流路管路內(nèi)部R22的分布不均和外部空氣流動(dòng)不均對(duì)蒸發(fā)器換熱性能的影響，得到分流不均導(dǎo)致蒸發(fā)器換熱效果降低的結(jié)論。WEN等[5]實(shí)驗(yàn)研究了文丘里管前接光管、文丘里管前接內(nèi)翅片管及內(nèi)部帶輥的分流器3種分流器的分流性能，結(jié)果表明文丘里接光管分流器分流性能最好。SAAD等[6]應(yīng)用VOF模型對(duì)氣液兩相流在分流器的分配和流動(dòng)機(jī)制進(jìn)行 CFD仿真，并采用可視化實(shí)驗(yàn)及壓降測(cè)試進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，仿真結(jié)果較好地預(yù)測(cè)了氣液分配不均現(xiàn)象。

高晶丹等[7]實(shí)驗(yàn)研究了插孔式分流器在不同空氣/水流量、不同安裝角度時(shí)的分流不均勻性，結(jié)果表明當(dāng)兩相流體流量增加時(shí)，插孔式分流器的性能變好，且隨著傾斜角度的增加，不均勻度增大的速率變大。翁曉敏等[8]利用CFD模擬，分析了3種結(jié)構(gòu)影響因素下的分流均勻性，通過(guò)整機(jī)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明，進(jìn)出口各插入5 mm的深度和出口傾斜30°的分流器性能最佳。高揚(yáng)等[9]采用 CFD仿真研究了4種制冷劑下，不同分配器在不同安裝角度工況下的分流性能的變化，提出了適用于4種制冷劑的分配器結(jié)構(gòu)的通用優(yōu)化設(shè)計(jì)方案。同年，該課題組對(duì)插孔式、圓錐式、反射式這3種分配器在不同安裝傾角的流量分配規(guī)律進(jìn)行了 CFD仿真，并提出實(shí)際安裝條件下適用于 APF能效測(cè)試條件的分配器結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)方案[10]。董續(xù)君等[11]對(duì)空調(diào)中蒸發(fā)器入口的制冷劑分流器的分配均勻性及噪音特性進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)研究，從分流器結(jié)構(gòu)、流量、安裝角度、進(jìn)液管等方面分析了分流器的性能，提出了減小進(jìn)液管的折彎角度，增加進(jìn)液管至分流器處的直管段長(zhǎng)度，以及減小進(jìn)液管內(nèi)徑等改進(jìn)方案。

綜上所述，大多數(shù)研究集中在分流均勻性研究及分流器對(duì)空調(diào)整機(jī)系統(tǒng)性能的影響，對(duì)液流聲的研究較少，且基本局限于大批量實(shí)驗(yàn)及主觀聽(tīng)覺(jué)測(cè)試，沒(méi)有行之有效的仿真分析手段指導(dǎo)分流器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。本文針對(duì)分流均勻性及液流聲問(wèn)題對(duì)文丘里型分流器進(jìn)行仿真分析，揭示了分流器內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)對(duì)抗干擾能力及液流聲的影響，通過(guò)結(jié)構(gòu)優(yōu)化，得到一種高抗干擾能力低噪聲的新型分流器結(jié)構(gòu)。

1 數(shù)值方法

1.1 網(wǎng)格劃分

圖1所示為一分四文丘里型分流器的結(jié)構(gòu)。制冷劑由入口流入分流器，流經(jīng)射流環(huán)后撞擊分流錐，從而分流至不同支路中，支路出口按逆時(shí)針順序編號(hào)。

圖1 分流器結(jié)構(gòu)

抽取分流器內(nèi)部流道，并將入口和出口均延長(zhǎng)2倍，如圖2(a)所示，采用四面體網(wǎng)格對(duì)流道進(jìn)行空間離散，并在近壁面區(qū)域拉伸出3層棱柱體網(wǎng)格，如圖2(b)所示，網(wǎng)格總數(shù)量達(dá)319萬(wàn)，總節(jié)點(diǎn)數(shù)達(dá)65.4萬(wàn)。

圖2 模型建立

1.2 計(jì)算方程選取

對(duì)于流動(dòng)的計(jì)算，采用大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）方法[12-13]，其基本思想是“大渦計(jì)算、小渦模擬”，即通過(guò)濾波函數(shù)把流場(chǎng)的所有變量分成大尺度量和小尺度量，大尺度量可以通過(guò)數(shù)值計(jì)算得到，而小尺度量則通過(guò)模型建立與大尺度量的關(guān)系。

不可壓縮常黏性系數(shù)的紊流運(yùn)動(dòng)控制方程為N-S方程：

S為拉伸率張量：

式中，γ為分子黏性系數(shù)，Pa?s；ρ為流體密度，kg/m3。

根據(jù)LES基本思想，必須采用一種平均方法以區(qū)分可求解的大尺度渦和待?；男〕叨葴u，即將方程(1)中變量u變成大尺度可求解變量。與雷諾時(shí)間平均不同的是LES采用空間平均方法。設(shè)將變量ui分解為方程(1)中和次網(wǎng)格變量（?；兞浚?，即可以采用算式表示為：

式中，G(x-x’)為過(guò)濾函數(shù)。

G(x)滿(mǎn)足：

常用的過(guò)濾函數(shù)有帽型函數(shù)（top-hat）、高斯函數(shù)等。帽型函數(shù)因?yàn)樾问胶?jiǎn)單而被廣泛使用。

將過(guò)濾函數(shù)作用于N-S方程的各項(xiàng)，得到過(guò)濾后的紊流控制方程組：

該式右端第一項(xiàng)稱(chēng)為L(zhǎng)eonard應(yīng)力，第二項(xiàng)為交叉應(yīng)力，第三項(xiàng)為雷諾應(yīng)力。若采用時(shí)間平均，則前兩項(xiàng)將趨于零。由此可以得出空間平均過(guò)程的一項(xiàng)重要特性，即。由此動(dòng)量方程又可寫(xiě)成：

式中，τij表征了小渦對(duì)大渦的影響。LES方法的計(jì)算量介于直接數(shù)值模擬方法與雷諾平均方程法之間，是數(shù)值模擬湍流運(yùn)動(dòng)最成功的方法之一。

對(duì)于多相流的計(jì)算，采用的是流體體積函數(shù)（Volume of Fluid，VOF）模型，具體公式參見(jiàn)文獻(xiàn)[14-15]，對(duì)于噪聲信號(hào)的模擬，采用FW &H聲比擬方程進(jìn)行計(jì)算，具體公式參見(jiàn)文獻(xiàn)[16-18]，此處不再贅述。

1.3 邊界條件

仿真計(jì)算基于以下 3條前提假設(shè)及簡(jiǎn)化：1）流動(dòng)不可壓；2）分流器流道壁面為絕熱壁面，制冷劑不發(fā)生相變；3）制冷劑的液相與氣相物性參數(shù)為常數(shù)。制冷劑為R410A，物性參數(shù)如表1所示。

表1 R410A物性參數(shù)

制冷劑入口質(zhì)量流量為21.978 g/s，入口干度為0.1，氣相質(zhì)量流量為2.1978 g/s，液相質(zhì)量流量為19.78 g/s，出口壓力為1 MPa。

2 計(jì)算結(jié)果分析與結(jié)構(gòu)改進(jìn)

2.1 抗干擾能力

通過(guò)分析分流器在三種不同安裝方式下的質(zhì)量流量標(biāo)準(zhǔn)差（Standard Deviation，STD），評(píng)價(jià)分流器的抗干擾能力[19]，STD計(jì)算方法如式(9)及(10)中所示。

3種安裝方式分別為垂直安裝、傾斜45°安裝及水平安裝，如圖3所示。為了方便處理，在建模過(guò)程中，保證編號(hào)1的支路出口沿重力反方向放置。

圖3 安裝方式

圖4所示為計(jì)算完成后分流器在不同安裝方式下的氣液兩相分布。當(dāng)安裝角度由垂直變?yōu)樗降倪^(guò)程中，受重力的影響，下方流道內(nèi)液相分布更多，導(dǎo)致分流器分液不均。

圖4 不同安裝方式下氣液兩相分布

不同安裝方式下，各支路出口處的質(zhì)量流量如圖5中所示，當(dāng)安裝角度逐漸增大時(shí)，支路3處的質(zhì)量流率逐漸升高，支路1中質(zhì)量流量逐漸降低，支路2與支路4在不同安裝方式下質(zhì)量流量基本相等，并隨著安裝角度的增大略有降低。

圖6中所示為不同安裝方式下的STD變化情況，隨著安裝角度的增加，受重力作用的影響，液相制冷劑向3號(hào)支路積聚，使得水平安裝時(shí)STD最大達(dá)28.1%。

圖5 質(zhì)量流量隨安裝角度的變化

圖6 STD隨安裝角度的變化

隨著安裝方式的變化，該分流器結(jié)構(gòu)STD最大變化率約為27%，抗干擾能力較弱。

2.2 液流聲

為了方便分析液流聲的產(chǎn)生機(jī)理，僅考慮垂直安裝時(shí)的情況，并在分流錐及支路出口處建立兩個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，以便檢測(cè)流道內(nèi)不同位置處的聲壓變化，如圖7中所示。

圖7 噪聲信號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)

仿真計(jì)算完成后，獲得監(jiān)測(cè)點(diǎn)1及監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處的頻譜分別如圖8所示。圖8(a)為分流錐處（監(jiān)測(cè)點(diǎn) 1）頻譜，可以看到兩個(gè)明顯的峰值，分別對(duì)應(yīng)頻率為f1=1.73 kHz、f2=3.46 kHz及f3=5.19 kHz，呈倍頻關(guān)系，由此可知，分流錐處聲源產(chǎn)生的噪聲信號(hào)具備周期性特征。

圖8(b)為分液支路出口處（監(jiān)測(cè)點(diǎn) 2）檢測(cè)到的頻譜，從頻譜中可知，相比于分流錐處，出口處聲壓級(jí)大幅降低，主要原因?yàn)橹评鋭┝髁克p至原來(lái)的四分之一，另一方面，分液支路出口處的噪聲峰值更多，且在頻率為1.73、3.46和5.19 kHz處仍然存在兩個(gè)明顯的峰值，說(shuō)明分流錐處的噪聲信號(hào)隨著制冷劑的流動(dòng)傳遞至出口處，并產(chǎn)生了衰減，然而出口處其它噪聲峰值對(duì)應(yīng)的頻率雜亂，不具備周期性特性。

圖8 分流錐及支路出口處頻譜

圖9所示為t=0.2 s時(shí)分流器內(nèi)部渦量分布云圖。由圖9可知，制冷劑撞擊分流錐后，在分液支路中產(chǎn)生了大量的渦街，導(dǎo)致氣液分離，使出口處的噪聲信號(hào)雜亂無(wú)規(guī)律，而分流錐處的周期性噪聲信號(hào)主要由制冷劑的周期性沖擊激發(fā)。

2.3 流道結(jié)構(gòu)改進(jìn)

文丘里分流器主要依靠制冷劑對(duì)分流錐的沖擊作用進(jìn)行分流[20-21]，沖擊速度對(duì)分流均勻性的影響較大。圖10所示為現(xiàn)有分流器流道內(nèi)部速度云圖。由圖10可知，流道內(nèi)最高流速為15.4 m/s，并未發(fā)生在分流錐附近，分流錐前方的射流沖擊速度僅為9.6 m/s，因此，需進(jìn)一步提高射流沖擊速度，從而降低重力的影響，提升分流器的抗干擾能力。

圖9 流道內(nèi)部渦量分布

圖10 速度云圖

圖11所示為分流器內(nèi)部壓力分布。由圖11可知，分流器入口與射流環(huán)之間截面積突變，導(dǎo)致壓力陡降，且在分液支管中氣液分離產(chǎn)生了壓力脈動(dòng)，從而引發(fā)異常噪聲。因此，為了削弱液流聲的影響，需要減少流道內(nèi)的壓力突變及壓力脈動(dòng)。

圖11 壓力云圖

基于以上分析，將現(xiàn)有分流器射流環(huán)由圓柱結(jié)構(gòu)改為圓錐結(jié)構(gòu)，錐度θ=6°，提高分流錐前方射流沖擊速度的同時(shí)，防止壓力突變，與此同時(shí)，將支管直徑由3.6 mm減小至2.7 mm，以抑制壓力脈動(dòng)，改進(jìn)前后的流道結(jié)構(gòu)如圖12中所示。

對(duì)改進(jìn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模并仿真，水平安裝工況下，改進(jìn)前后流道內(nèi)氣液兩相分布如圖13所示，由圖13可知，改進(jìn)結(jié)構(gòu)大幅改善了液相沉積現(xiàn)象。

圖12 流道結(jié)構(gòu)改進(jìn)

圖13 氣液兩相分布對(duì)比

圖14所示為改進(jìn)前后流道內(nèi)速度、壓力及渦量對(duì)比，最高射流沖擊速度位置由射流環(huán)起始段下移至射流環(huán)末端，使射流沖擊速度由9.6 m/s提升至16 m/s，錐形射流環(huán)結(jié)構(gòu)使得壓力沿流動(dòng)方向逐漸變化，消除了壓力突變，且分液支路的直徑減小，使管內(nèi)壓力脈動(dòng)減弱，渦量分布減少。

圖14 內(nèi)部流動(dòng)狀態(tài)變化

通過(guò)結(jié)構(gòu)改進(jìn)，分流器STD變化如圖15所示，STD最大差值由27%降低至14.4%，抗干擾能力提升46.7%。

圖15 改進(jìn)前后的STD對(duì)比

圖16所示為改進(jìn)前后監(jiān)測(cè)點(diǎn)1及監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處的頻譜對(duì)比。由圖16可知，改進(jìn)后，監(jiān)測(cè)點(diǎn)1及監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處頻譜在整體上均低于改進(jìn)前，射流沖擊速度的增加使分流錐處噪聲峰值對(duì)應(yīng)頻率增大，經(jīng)積分處理后可知，改進(jìn)后，監(jiān)測(cè)點(diǎn)1處的聲壓級(jí)總值由 144.3 dB降至 141.4 dB，總聲壓級(jí)下降了2.9 dB，監(jiān)測(cè)點(diǎn)2處的聲壓級(jí)總值由136.9 dB降至126.9 dB，總聲壓級(jí)下降了1 dB。

圖16 改進(jìn)前后頻譜對(duì)比

綜上所述，改進(jìn)后的分流器抗干擾能力大幅提升，且能在一定程度上降低液流聲的影響。

3 結(jié)論

本文采用流體體積函數(shù) VOF方法對(duì)文丘里型分流器內(nèi)部氣液兩相流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行了模擬，并分析了不同安裝方式下分流器的STD大小，以此評(píng)判分流器的抗干擾能力。采用LES與FW &H方程模擬分流器內(nèi)部流動(dòng)及聲學(xué)信號(hào)，并提出了改進(jìn)方案，得到如下結(jié)論：

1）結(jié)構(gòu)改進(jìn)前，水平安裝工況下，分流器的STD值達(dá)28.1%，抗干擾能力較弱；

2）從提升射流沖擊速度、降低壓力變化兩方面出發(fā)，通過(guò)將分流錐結(jié)構(gòu)由圓柱形改為圓錐形，并縮小分液支管直徑，使得改進(jìn)后的分流器抗干擾能力提升46.7%，分流錐處總聲壓級(jí)降低了2.9 dB，出口處總聲壓級(jí)降低了1 dB；

3）錐形射流環(huán)結(jié)構(gòu)在大幅提升分流器抗干擾能力的同時(shí)，能夠在一定程度上降低液流聲的影響，但目前的結(jié)構(gòu)并不一定是最優(yōu)結(jié)構(gòu)，后續(xù)研究方向可聚焦于利用全局尋優(yōu)算法獲得最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)。