王剛 王程飛 王英洋

長(zhǎng)江大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院

蒸發(fā)器作為空調(diào)系統(tǒng)中的重要元件，其性能的好壞直接決定空調(diào)性能。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)蒸發(fā)器的性能做過深入研究。周慶輝[1]通過數(shù)值模擬分析了翅片間距、翅片高度、水管間距對(duì)暖風(fēng)機(jī)換熱器換熱效率影響，優(yōu)化了暖風(fēng)機(jī)換熱器的結(jié)構(gòu)并通過實(shí)驗(yàn)證明結(jié)構(gòu)的合理性。趙夫峰[2]通過數(shù)值模擬分析翅片厚度對(duì)不同結(jié)構(gòu)的翅片管換熱器性能的影響。朱娟娟[3]基于數(shù)值模擬分析了空調(diào)內(nèi)部的流場(chǎng)分布，得到不合理區(qū)。黃東[4]等通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬方法研究了風(fēng)速非均勻分布會(huì)使蒸發(fā)器換熱量降低。綜上所述，前人在風(fēng)道對(duì)蒸發(fā)器性能影響的研究較少，筆者應(yīng)用實(shí)驗(yàn)與仿真方法研究風(fēng)道對(duì)蒸發(fā)器性能影響，為空調(diào)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)研究

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置及測(cè)試方法

蒸發(fā)器單體性能實(shí)驗(yàn)是在汽車空調(diào)總成性能實(shí)驗(yàn)臺(tái)上完成，其實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示，由實(shí)驗(yàn)機(jī)、蒸發(fā)器、測(cè)試系統(tǒng)、制冷系統(tǒng)等部分組成。實(shí)驗(yàn)機(jī)產(chǎn)生具有一定速度的均勻熱風(fēng)，進(jìn)入風(fēng)道結(jié)構(gòu)，在蒸發(fā)器處實(shí)現(xiàn)熱空氣與制冷劑換熱，最后將冷空氣排出。

圖1 蒸發(fā)器實(shí)驗(yàn)裝置簡(jiǎn)圖

在實(shí)驗(yàn)過程中，為了避免熱量散發(fā)影響實(shí)驗(yàn)結(jié)果，采用了隔熱措施。同時(shí)，為了準(zhǔn)確地測(cè)量蒸發(fā)器出口溫度，在蒸發(fā)器出口截面布置27個(gè)熱電偶，如圖2所示。對(duì)測(cè)量值求取平均值，以保證溫度的準(zhǔn)確性。

圖2 蒸發(fā)器出口截面熱電偶布點(diǎn)圖

1.2 實(shí)驗(yàn)方案

改變質(zhì)量流量分別為250 kg/h、400 kg/h、500 kg/h、600 kg/h，測(cè)試不同質(zhì)量流量時(shí)蒸發(fā)器進(jìn)出口壓力和蒸發(fā)器出口平均溫度。

1.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降隨入口質(zhì)量流量的增大而增大，如圖3所示。這是由于質(zhì)量流量增大，空氣流動(dòng)阻力增大，蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降增大。蒸發(fā)器出口平均溫度隨著質(zhì)量流量的增大而增大，如圖4所示，當(dāng)入口質(zhì)量流量從250 kg/h增加到400 kg/h時(shí)，蒸發(fā)器出口平均溫度從5.43 ℃增加到6.15 ℃，但入口質(zhì)量流量從400 kg/h增加到600 kg/h時(shí)，蒸發(fā)器出口平均溫度從6.15 ℃增加到9.36 ℃。說明當(dāng)質(zhì)量流量小于400 kg/h時(shí)，質(zhì)量流量對(duì)換熱的影響較小。當(dāng)質(zhì)量流量大于400 kg/h時(shí)，質(zhì)量流量對(duì)換熱的影響顯著。

圖3 蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降隨質(zhì)量流量變化圖

圖4 蒸發(fā)器出口溫度隨質(zhì)量流量變化圖

2 數(shù)值模擬

2.1 基本假設(shè)

基于相同實(shí)驗(yàn)條件下，在數(shù)值模擬時(shí)，做出如下假設(shè)：1）空氣為不可壓縮氣體。2）將蒸發(fā)器簡(jiǎn)化為多孔介質(zhì)模型[5]。3）只考慮空氣與蒸發(fā)器的對(duì)流換熱。4）蒸發(fā)器溫度保持不變。

2.2 參數(shù)確定

空氣在蒸發(fā)器總成中的流動(dòng)為湍流流動(dòng)，計(jì)算時(shí)選用k-ε 模型[6]。在數(shù)值模擬過程中，為了得到多孔介質(zhì)的真實(shí)性能，需要在動(dòng)量守恒方程中引入一個(gè)源項(xiàng)[6]?；趯?shí)驗(yàn)測(cè)得的流動(dòng)參數(shù)，求解空氣流過多孔介質(zhì)時(shí)的粘性阻力和慣性阻力。動(dòng)量源項(xiàng)表達(dá)式為：

式中：Si是i（x,y,z）動(dòng)量方程的源項(xiàng)；D和C為矩陣。

達(dá)西定律將多孔介質(zhì)中的流速與壓力梯度相關(guān)聯(lián)，隨著流速的增加，速度和壓力梯度之間的關(guān)系變?yōu)榉蔷€性。Dupuit和Forchheimer[7-8]將多孔介質(zhì)中的流動(dòng)用半理論性推理，在達(dá)西公式中加入一個(gè)速度的二次項(xiàng)，即：

式中：Δp為壓力，Pa；v為速度，m/s；a1為常數(shù)，kg/(m3·s)；a2為常數(shù)，kg/m4。

則有

式中：1/α 為黏性阻力系數(shù)，1/m2；C2為慣性阻力系數(shù)，1/m；μ 為空氣動(dòng)力黏度，Pa·s；ρ 為空氣密度，kg/m3。

將圖3中入口質(zhì)量流量轉(zhuǎn)化為相應(yīng)入口速度，使用最小二乘法對(duì)速度-壓降進(jìn)行擬合，其擬合方程為：

有：a1=μ/α=25.18866，a2=ρC2/2=11.73743。其 中，μ=1.85508×10-5Pa·s，ρ=1.18 kg/m3。所以粘性阻力系數(shù)1/α=3.57×107m-2，慣性阻力系數(shù)C2=523.524978 1/m。

2.3 物理建模

1）基于蒸發(fā)器實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ徒?shù)值模擬模型（模型一），如圖6所示，模型包括進(jìn)口段、蒸發(fā)器、出口段，其中進(jìn)口段和出口段尺寸為244 mm×204 mm×150 mm，蒸發(fā)器尺寸為244 mm×204 mm×38 mm。

圖6 模型一

2）基于某汽車空調(diào)建立數(shù)值模擬模型（模型二）如圖7所示，模型包括進(jìn)口段、風(fēng)道、蒸發(fā)器、出口段等。其中，蒸發(fā)器尺寸為244 mm×204 mm×38 mm，風(fēng)道尺寸為359 mm×203 mm×55 mm，出口段尺寸為150 mm×244 mm×204 mm，進(jìn)口段尺寸為150 mm×91 mm×67 mm。

圖7 模型二

2.4 網(wǎng)格劃分

蒸發(fā)器總成先進(jìn)行表面修復(fù)后再進(jìn)行面網(wǎng)格劃分，最后進(jìn)行體網(wǎng)格劃分。當(dāng)網(wǎng)格基本單元小于5 mm時(shí)，計(jì)算蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降和蒸發(fā)器出口平均溫度結(jié)果基于穩(wěn)定。故將蒸發(fā)器總成網(wǎng)格基本尺寸設(shè)置為5 mm，棱柱層設(shè)置為3層，薄體網(wǎng)格層數(shù)設(shè)置為4層，其網(wǎng)格模型如圖8所示。

圖8 網(wǎng)格模型

2.5 邊界條件

空氣入口為質(zhì)量流量入口，入口溫度為30 ℃。空氣出口為壓力出口，出口壓力為大氣壓。壁面無(wú)滑移，近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法。進(jìn)口段、風(fēng)道結(jié)構(gòu)、出口段均采用絕熱壁面。蒸發(fā)器溫度不變，設(shè)蒸發(fā)器壁面溫度為5 ℃。

2.6 計(jì)算結(jié)果

為了驗(yàn)證計(jì)算模型的正確性和可行性，以空氣質(zhì)量流量為變量（250 kg/h、400 kg/h、500 kg/h、600 kg/h），將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模型一的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。如表1所示，蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果之間的最大誤差為1.6%，蒸發(fā)器出口平均溫度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果之間的最大誤差為10.28%，說明了數(shù)值模擬方法的可行性和正確性。

表1 模型一數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3 風(fēng)道結(jié)構(gòu)對(duì)蒸發(fā)器總成性能的影響

蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降隨著蒸發(fā)器入口質(zhì)量流量的增大而增大，并且模型二中蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降大于模型一的壓降，如圖9所示。蒸發(fā)器出口平均溫度也隨著質(zhì)量流量的增大而增大，但模型二蒸發(fā)器出口溫度大于模型一的蒸發(fā)器出口溫度，如圖10所示。由模擬結(jié)果可以判斷蒸發(fā)器前的風(fēng)道結(jié)構(gòu)對(duì)蒸發(fā)器的換熱性能有影響。

圖9 蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降隨質(zhì)量流量變化圖

圖10 蒸發(fā)器出口溫度隨質(zhì)量流量變化圖

以空氣入口質(zhì)量流量500 kg/h，入口溫度30 ℃為例，計(jì)算得到模型二蒸發(fā)器總成的流場(chǎng)分布及其溫度場(chǎng)。如圖11（a）所示，空氣在入口段和風(fēng)道中溫度保持不變，通過蒸發(fā)器時(shí)，由于空氣與蒸發(fā)器換熱，空氣溫度降低，并且進(jìn)入蒸發(fā)器前半部分溫度降低比后半部分快，說明空氣與蒸發(fā)器的換熱主要發(fā)生在蒸發(fā)器的前半部分。如圖11（b）所示，風(fēng)道結(jié)構(gòu)截面發(fā)生變化，使得風(fēng)道結(jié)構(gòu)高壓區(qū)主要集中在風(fēng)道結(jié)構(gòu)尾部，由于蒸發(fā)器會(huì)對(duì)空氣流動(dòng)產(chǎn)生阻礙，使得空氣在蒸發(fā)器處產(chǎn)生壓降。如圖11（c）所示，空氣在風(fēng)道尾部和截面變化區(qū)域產(chǎn)生渦流（如圖黑色區(qū)域所示），這是由于空氣進(jìn)口段與蒸發(fā)器幾乎垂直，氣流在直角處進(jìn)行擴(kuò)張，出現(xiàn)渦流，使得蒸發(fā)器換熱不充分，導(dǎo)致蒸發(fā)器的換熱效率下降，蒸發(fā)器出口平均溫度升高。

圖11 模型二蒸發(fā)器總成模擬結(jié)果

4 結(jié)論與建議

1）通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，蒸發(fā)器進(jìn)出口壓降隨質(zhì)量流量的增大而增大。蒸發(fā)器出口平均溫度隨著質(zhì)量流量的增大而增大，并且，當(dāng)入口質(zhì)量流量小于400 kg/h時(shí)，質(zhì)量流量對(duì)蒸發(fā)器換熱性能影響較小，當(dāng)入口質(zhì)量流量大于400 kg/h時(shí)，質(zhì)量流量對(duì)蒸發(fā)器的換熱性能影響較大。

2）通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法是可行的，將與蒸發(fā)器單體實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)相同模型（模型一）、某汽車空調(diào)模型（模型二）的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)模型二蒸發(fā)器出口溫度高于模型一蒸發(fā)器出口溫度，說明蒸發(fā)器前風(fēng)道會(huì)對(duì)蒸發(fā)器的流動(dòng)與換熱性能有影響。

3）通過模型二的流場(chǎng)分析發(fā)現(xiàn)，空氣在蒸發(fā)器處的換熱主要集中在蒸發(fā)器的前半部分，在風(fēng)道結(jié)構(gòu)尾部和截面變化區(qū)域產(chǎn)生渦流（如圖黑色區(qū)域所示），使得蒸發(fā)器的換熱不充分，導(dǎo)致?lián)Q熱效率降低，蒸發(fā)器出口平均溫度升高。在風(fēng)道設(shè)計(jì)過程中要要考慮蒸發(fā)器進(jìn)口平面與風(fēng)道尾部的角度，為其設(shè)計(jì)提供參考。