李智強　趙 丹　丁國良　胡海濤　苗松濤　姚家前　野田俊典

(1 上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所　上?！?00240；2 松下電器研究開發(fā)(蘇州)有限公司電冰箱研究開發(fā)中心　蘇州　215123)

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間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計

李智強1趙 丹1丁國良1胡海濤1苗松濤2姚家前2野田俊典2

(1 上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所上海200240；2 松下電器研究開發(fā)(蘇州)有限公司電冰箱研究開發(fā)中心蘇州215123)

間冷冰箱蒸發(fā)器霜層分布對除霜加熱器除霜熱量分布的不一致性會導(dǎo)致除霜時間增加和除霜效率的降低，因此，本文提出一種間冷式冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計方法。首先通過實驗測量除霜加熱器表面溫度分布，確定除霜加熱器除霜熱量分布，進而確定與除霜熱量相匹配的蒸發(fā)器結(jié)霜分布；然后基于蒸發(fā)器結(jié)霜分布確定回風(fēng)道出口的最優(yōu)風(fēng)量分布；最后基于最優(yōu)的風(fēng)量分布設(shè)計回風(fēng)道，使蒸發(fā)器上霜層分布與除霜加熱器除霜熱量分布相一致，達到優(yōu)化除霜的目的。通過某間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化設(shè)計案例表明，優(yōu)化后的回風(fēng)道可實現(xiàn)出口風(fēng)量分布與除霜加熱器除霜熱量分布相匹配，除霜時間縮短了38.9%，同時使冰箱的制冷量增加了3.43%。

間冷冰箱；除霜；回風(fēng)道；優(yōu)化設(shè)計

間冷冰箱又稱無霜冰箱，因箱室內(nèi)壁上不會結(jié)霜而廣受歡迎。然而無霜冰箱并非箱內(nèi)所有位置都沒有霜的形成，只是結(jié)霜部位從箱室內(nèi)壁轉(zhuǎn)移到冰箱內(nèi)部的蒸發(fā)器表面上[1]。蒸發(fā)器表面結(jié)霜，一方面增大了空氣在風(fēng)道內(nèi)的流動阻力[2]，另一方面增大了蒸發(fā)器與空氣的換熱熱阻，降低蒸發(fā)器的換熱效率[3-7]。為了解決上述由蒸發(fā)器結(jié)霜產(chǎn)生的問題，需對蒸發(fā)器進行定期除霜。間冷冰箱中大都采用電加熱方式進行除霜[8]，加熱器通過導(dǎo)熱和熱輻射使霜融化。然而有文獻研究得出，加熱器所發(fā)出的熱量只有15%～20%被有效用于除霜[9]，剩余的能量使箱室內(nèi)的溫度升高。除霜效率的低下，不僅使除霜能耗增大，也使箱室內(nèi)溫度升高，再次開機后的運行能耗增加，最終冰箱系統(tǒng)的能耗增加[10-11]。因此，降低冰箱能耗，提高冰箱系統(tǒng)的整體性能，需要研究高效的除霜方法。

目前間冷冰箱高效除霜方法的研究主要集中在不同的除霜方式和除霜的控制方法[12-13]。除霜方式可根據(jù)除霜裝置的不同，分為電加熱除霜、熱氣除霜、超聲波除霜和吸附除霜[8]，其中電加熱除霜應(yīng)用最為廣泛[9]。對于電加熱除霜，Melo C等[14]通過實驗，對比了分布式鋁管、玻璃管和金屬管除霜加熱器的除霜性能，得出玻璃管除霜加熱器的除霜效率最高(高達48%)。在除霜控制方法方面，Knabben F T等[15]通過理論和實驗研究，提出除霜加熱器采用功率遞減的除霜模式時，除霜效率可提高118%；Melo C等[14]通過實驗對比了定功率除霜模式、遞減功率除霜模式和脈沖功率除霜模式的除霜效率，驗證了Knabben F T等[15]的研究結(jié)論。

間冷冰箱霜的高效去除不僅與除霜方式及除霜控制方法有關(guān)，還與霜的分布密切相關(guān)。間冷冰箱在實際除霜過程中，蒸發(fā)器上的結(jié)霜分布往往是不均勻的，當霜層較薄的地方除霜結(jié)束時，霜層較厚的地方除霜仍在進行，為了除去蒸發(fā)器上所有的霜，必須延長除霜時間，蒸發(fā)器上已經(jīng)沒有霜的區(qū)域還在繼續(xù)加熱，導(dǎo)致能量的浪費和箱體內(nèi)溫度的升高，使除霜能耗增加，除霜效率降低?？梢娬舭l(fā)器上霜層分布的不均勻性是影響除霜效率的重要因素。為了使霜層盡量在同一時刻融化結(jié)束，必須對蒸發(fā)器上結(jié)霜分布進行優(yōu)化。

為了控制蒸發(fā)器上的結(jié)霜分布，提高除霜效率，需要對回風(fēng)道的布置和結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化。在間冷式冰箱中，空氣在風(fēng)扇的作用下，氣流流經(jīng)食物使其降溫的同時，也帶走食物中的熱量和濕氣，溫度和濕度都有所升高。經(jīng)過食物升溫和加濕的空氣通過回風(fēng)道再次回到蒸發(fā)器時，空氣中的水蒸氣在蒸發(fā)器表面放熱，凝結(jié)成霜，干燥低溫的空氣再次送入箱室內(nèi)循環(huán)冷卻[7]?？梢姳湔舭l(fā)器上的結(jié)霜分布直接依賴于回風(fēng)道出口風(fēng)量的分布，而回風(fēng)道出口風(fēng)量的分布取決于回風(fēng)道的布置和結(jié)構(gòu)。

冰箱回風(fēng)道的布置和結(jié)構(gòu)設(shè)計需要滿足以下要求：1)回風(fēng)道風(fēng)量分布應(yīng)該與除霜加熱器放熱分布相匹配，使蒸發(fā)器上的霜均勻融化；2)回風(fēng)道的布置應(yīng)該盡量不影響箱室的有效容積；3)回風(fēng)道流動阻力應(yīng)該盡量小，使其對蒸發(fā)器制冷性能影響最?。?)成本不增加或增加很少[16]。顯然，以上要求是相互矛盾的，為此需要權(quán)衡利弊，提出間冷式冰箱回風(fēng)道綜合優(yōu)化方法。

本文的目的是提出一種間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計方法，在保證對間冷冰箱成本、有效容積、制冷量影響最小的前提下，對回風(fēng)道結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，使蒸發(fā)器的結(jié)霜分布與除霜加熱器除霜熱量分布互相匹配，達到高效除霜的目的。

1　間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計思路

間冷冰箱除霜優(yōu)化的指標是使除霜的時間最短，即融化蒸發(fā)器上所有霜的時間最短。除霜的時間由蒸發(fā)器上化霜最慢處的化霜消耗時間決定，如式(1)所示。各處的除霜時間由各處化霜所需要的能量與所在處的加熱功率相除獲得，如式(2)所示。各處化霜需要的能量與結(jié)霜質(zhì)量成正比，如式(3)所示。而結(jié)霜質(zhì)量與回風(fēng)量成正比，如式(4)所示。由式(1)～式(4)可以得出，蒸發(fā)器各處的化霜時間與回風(fēng)量和加熱功率的比值成正比例關(guān)系，如式(5)所示。為了使除霜的時間最短，則理想情況是蒸發(fā)器上各處的霜在同一時刻融化完畢，這就需要蒸發(fā)器上各處的回風(fēng)量與加熱功率的比例近似一致。因此，冰箱回風(fēng)道的設(shè)計目標是設(shè)計的風(fēng)量分布能夠形成最優(yōu)的結(jié)霜分布，蒸發(fā)器上的結(jié)霜量的分布能夠與加熱器的熱量分布相匹配，使蒸發(fā)器上霜層均勻融化，同時化霜完畢，除霜時間最短，化霜效率最高。

tdefrost=max(ti,defrost)

(1)

(2)

Ei,frost=mi,frostcp(T0-Tfrost)+mi,frostγ

(3)

mi,frost=qv,iρtfrost(X1-X2)

(4)

(5)

式中：tdefrost為總除霜時間，s；ti,defrost為蒸發(fā)器各個單元上的霜全部融化所需時間，s；φi,heater為除霜加熱器各個單元的除霜熱量，W；Ei,frost為蒸發(fā)器各個單元上的霜全部融化所需的能量，J，包括顯熱和潛熱兩部分；cp為霜層的比熱容，kJ/(kg)；T0為霜層融化后的溫度，K；Tfrost為開始除霜時霜層的溫度，K；γ為霜層的相變潛熱，kJ/kg；mi,frost為蒸發(fā)器各個單元上霜層的質(zhì)量，kg；ρ為回風(fēng)空氣的密度，kg/m3；qv,i為回風(fēng)道出口各單元的風(fēng)量，m3/h；tfrost為結(jié)霜所經(jīng)歷的時間，即冰箱制冷運行時間，s；X1、X2為回風(fēng)道出口和蒸發(fā)器空氣側(cè)出口的空氣絕對濕度。

通過以上分析，間冷冰箱回風(fēng)道優(yōu)化除霜設(shè)計的基本思路是：1)實驗測量除霜加熱器表面溫度分布，確定除霜加熱器除霜熱量分布，得出最優(yōu)的霜層分布，使除霜加熱器除霜熱量分布與霜層分布相匹配；2)基于最優(yōu)的霜層分布，得出最優(yōu)的風(fēng)量分布，使霜層分布與風(fēng)量分布相匹配；3)基于最優(yōu)的風(fēng)量分布設(shè)計回風(fēng)道結(jié)構(gòu)，使回風(fēng)道在保證對間冷冰箱成本、有效容積、制冷量影響最小的前提下，實現(xiàn)最優(yōu)的風(fēng)量分布?；舅悸啡鐖D1所示。

圖1　回風(fēng)道優(yōu)化基本思路Fig.1 The basic idea of the return air duct optimization

根據(jù)以上回風(fēng)道優(yōu)化思路，間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計只需要完成以下兩項工作：1)基于除霜加熱器除霜熱量分布確定最優(yōu)風(fēng)量分布；2)基于最優(yōu)風(fēng)量進行回風(fēng)道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計。

2　回風(fēng)道最優(yōu)風(fēng)量分布

確定最優(yōu)風(fēng)量分布首先需要確定除霜加熱器除霜熱量分布。本文采用實驗測量蒸發(fā)器室內(nèi)除霜加熱器不同位置溫度的方法，確定除霜加熱器除霜熱量分布。通過在加熱器不同位置布置熱電偶對加熱器不同位置溫度進行測量，如圖2所示。

圖2 在加熱器表面布置熱電偶測量溫度分布Fig.2 Place thermocouples on the surface of defrosting heater to measure the temperature distribution

除霜加熱器的除霜熱量通過輻射和對流傳播出去。在確定除霜加熱器除霜熱量分布時，假設(shè)與除霜加熱器進行對流換熱的空氣溫度為定值，除霜加熱器各處的對流換熱系數(shù)相等，則可根據(jù)加熱器上溫度分布計算出加熱器發(fā)射的輻射熱量和與蒸發(fā)器的對流換熱熱量，進而得到除霜加熱器的除霜熱量分布。除霜熱量的計算如式(6)～式(9)所示[17]。

φi=φi,radiation+φi,convection

(6)

(7)

φi,convection=hiAi(Ti,heater-Tair)

(8)

(9)

式中：φi為單位時間內(nèi)除霜加熱器的除霜熱量，包括輻射和對流兩部分，W；φi,radiation為單位時間內(nèi)以熱輻射向外傳遞的熱量，W；φi,convection為單位時間內(nèi)以對流向外傳遞的熱量，W；Ai為輻射表面積，m2；σ為Stefan-Boltzmann常量，即黑體輻射常數(shù)，其值為5.67×10-8W/(m2·K4)；Ti,heater為除霜加熱器表面各測點的熱力學(xué)溫度，K；hi為大空間自然對流的對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Tair為與除霜加熱器進行對流換熱的空氣溫度，K；Num為由平均表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)組成的努賽爾數(shù)，下標m表示定性溫度采用邊界層的算術(shù)平均溫度；常數(shù)C與系數(shù)n可通過查表確定。

3　回風(fēng)道優(yōu)化設(shè)計

回風(fēng)道優(yōu)化設(shè)計方法是將回風(fēng)道布置于蒸發(fā)器的背部，在風(fēng)道中布置合適的導(dǎo)流板，通過不斷的調(diào)整導(dǎo)流板的位置和角度，調(diào)整回風(fēng)道出口的風(fēng)量分布，最終達到最優(yōu)風(fēng)量分布。

回風(fēng)道結(jié)構(gòu)沿流動方向可分為進口段、中間段和出口段，如圖3所示。進口段入口的形狀應(yīng)該與上游風(fēng)道出口保持一致，起連接上游風(fēng)道的作用；中間段設(shè)計成寬度漸擴，風(fēng)道間隙由寬到窄；出口段寬度應(yīng)與蒸發(fā)器寬度相當，風(fēng)道間隙應(yīng)較窄，這樣可保證回風(fēng)道的風(fēng)可以分布于整個蒸發(fā)器上，同時風(fēng)道所占容積較小?；仫L(fēng)道具體尺寸以及導(dǎo)流板位置的優(yōu)化可借助于計算流體力學(xué)進行模擬。

以上回風(fēng)道設(shè)計思路具有以下優(yōu)點：1)確保了蒸發(fā)器室的結(jié)構(gòu)和各箱室的有效容積不受影響；2)便于控制優(yōu)化過程對整體風(fēng)道阻力的影響；3)導(dǎo)流板在制作工藝上較為簡單，材料成本不高。

圖3 基于最優(yōu)風(fēng)量分布的回風(fēng)道設(shè)計示意圖Fig.3 Schematic diagram of return air duct optimization based on defrosting optimization

4　間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計案例

以松下NR-F520TX多門間冷冰箱為例，采用上述回風(fēng)道優(yōu)化除霜設(shè)計方法，優(yōu)化回風(fēng)道結(jié)構(gòu)，模擬回風(fēng)道優(yōu)化后的風(fēng)量分布，驗證風(fēng)道優(yōu)化效果。

4.1 回風(fēng)道最優(yōu)風(fēng)量分布確定

對松下NR-F520TX多門間冷冰箱中的玻璃管除霜加熱器在實際運行工況下進行溫度測量，在除霜加熱器上分布13個熱電偶進行溫度測量，得到加熱器的溫度分布如圖4所示。

圖4 除霜加熱器上熱電偶布點及溫度分布Fig.4 Arrangement of thermocouples on the surface of defrosting heater and the temperature distribution

將除霜加熱器沿管長方向分為四等分，如圖5所示。由式(6)～式(9)計算得出各單元所發(fā)射的輻射熱量和與蒸發(fā)器的對流換熱熱量，進而得出除霜加熱器各單元的除霜熱量占整個除霜加熱器除霜熱量的百分比，如圖6所示。由圖6可以看出，除霜加熱器在實際除霜時對蒸發(fā)器的除霜熱量分布呈中間多，兩邊少的形式。因此在風(fēng)道的匹配設(shè)計中，最優(yōu)的回風(fēng)道風(fēng)量分布形式是中間多，兩邊少。

圖5 除霜加熱器除霜熱量分布單元劃分Fig.5 Unit division for defrosting heat distribution

圖6 除霜加熱器除霜熱量分布Fig.6 Defrost heat distribution of defrosting heater

4.2 回風(fēng)道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

確定最優(yōu)回風(fēng)道的風(fēng)量分布后，按照第三節(jié)的優(yōu)化設(shè)計方法對風(fēng)道進行優(yōu)化設(shè)計。通過多次嘗試，本文最終得到的回風(fēng)道優(yōu)化設(shè)計方案如圖7所示?；仫L(fēng)道上端為回風(fēng)入口，厚度較大，寬度較窄；回風(fēng)道下端為回風(fēng)出口，厚度較小，寬度與蒸發(fā)器的寬度相當，呈扁平狀。所設(shè)計添加的兩塊導(dǎo)流板位于回風(fēng)道的中間段，且關(guān)于回風(fēng)道中心面對稱；兩導(dǎo)流板上端相距1/4截面寬度，距回風(fēng)道兩邊的寬度為3/8截面寬度；兩導(dǎo)流板相對回風(fēng)道中心面的傾斜角都是10°。回風(fēng)道厚度沿回風(fēng)流動方向遞減，通過厚度方向上的壓縮，使流體向兩邊擴散，配合導(dǎo)流板的分流作用，使回風(fēng)道出口流量分布達到最優(yōu)分布。

本文通過模擬，優(yōu)化回風(fēng)道內(nèi)穩(wěn)態(tài)工況下的速度場，驗證回風(fēng)道優(yōu)化對改善回風(fēng)道出口風(fēng)量分布的效果。根據(jù)圖7中建立好的物理模型，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對流動計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分。為了驗證計算結(jié)果符合網(wǎng)格無關(guān)性要求，在網(wǎng)格數(shù)為20萬、40萬、80萬和160萬時分別進行計算?；仫L(fēng)道出口風(fēng)量分布與回風(fēng)道進出口壓降密切相關(guān)，因此，以回風(fēng)道進出口壓降為縱坐標，計算網(wǎng)格數(shù)為橫坐標，將四種網(wǎng)格下的壓降計算結(jié)果在圖8中進行比較。結(jié)果顯示，當網(wǎng)格數(shù)量從80萬變化到160萬時，回風(fēng)道進出口壓降變化很小。對四種網(wǎng)格數(shù)下的計算結(jié)果進行處理，結(jié)果顯示當網(wǎng)格數(shù)從80萬變化到160萬時，回風(fēng)道出口風(fēng)量分布的變化也很小，可認為80萬網(wǎng)格的計算結(jié)果已經(jīng)符合網(wǎng)格無關(guān)性要求，因此本文取80萬的網(wǎng)格作為計算網(wǎng)格。

圖7 回風(fēng)道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計方案Fig.7 Structure of the optimized return air duct

圖8 回風(fēng)道模擬的網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.8 Grid independent verification for return air duct simulation

測得該冰箱實際工作時回風(fēng)道進口風(fēng)量為0.452 m3/min，折算成模型進風(fēng)風(fēng)速為1.367 m/s，作為進口邊界條件；回風(fēng)道出口為Outflow類型。通過建立以上計算模型、劃分網(wǎng)格及設(shè)置邊界條件，采用SIMPLE算法進行求解，計算得到回風(fēng)道優(yōu)化方案的速度矢量分布如圖9所示。

將回風(fēng)道出口與除霜加熱器對應(yīng)等分為四個單元，優(yōu)化后回風(fēng)道出口風(fēng)量分布與除霜加熱器除霜熱量分布對比如圖10所示。對以上模擬結(jié)果進行分析可知，基于最優(yōu)風(fēng)量分布對回風(fēng)道結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，通過設(shè)計回風(fēng)道結(jié)構(gòu)并在回風(fēng)道中添加導(dǎo)流板，可使回風(fēng)道出口風(fēng)量分布與除霜加熱器除霜熱量分布匹配。

圖9 回風(fēng)道優(yōu)化后的速度矢量分布Fig.9 Velocity distribution of optimized return air duct

圖10 回風(fēng)道出口各單元風(fēng)量分布與除霜加熱器各單元除霜熱量分布對比Fig.10 Comparison between air flow rate distribution of return air duct and heat distribution of defrosting heater

4.3 回風(fēng)道優(yōu)化前后冰箱除霜性能和制冷性能對比

通過對間冷冰箱的回風(fēng)道進行優(yōu)化，實現(xiàn)了回風(fēng)道出口風(fēng)量分布與除霜加熱器除霜熱量分布的互相匹配。下面模擬回風(fēng)道優(yōu)化前后蒸發(fā)器室的速度場和溫度場，分析回風(fēng)道優(yōu)化對蒸發(fā)器除霜性能的改善，并對比優(yōu)化前后冰箱的制冷性能。優(yōu)化前回風(fēng)道為長直通道，寬度較蒸發(fā)器寬度小；優(yōu)化后回風(fēng)道為漸擴通道，出口寬度與蒸發(fā)器寬度相等，如圖11所示。

根據(jù)圖11中建立的蒸發(fā)器室物理模型，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分。為了驗證計算結(jié)果符合網(wǎng)格無關(guān)性要求，在網(wǎng)格數(shù)為40萬、80萬、160萬和240萬時分別進行計算。以蒸發(fā)器空氣側(cè)出口溫度為縱坐標，計算網(wǎng)格數(shù)為橫坐標，將四種網(wǎng)格下的溫度計算結(jié)果在圖12中進行比較。結(jié)果顯示，當網(wǎng)格數(shù)量從160萬變化到240萬時，蒸發(fā)器空氣側(cè)出口溫度變化很小，可認為160萬網(wǎng)格的計算結(jié)果已經(jīng)符合網(wǎng)格無關(guān)性要求，因此本文取160萬的網(wǎng)格作為計算網(wǎng)格。

圖11 回風(fēng)道優(yōu)化前后蒸發(fā)器制冷性能分析模型Fig.11 Analysis model for evaporator performance before and after return air duct optimization

圖12 蒸發(fā)器性能模擬的網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.12 Grid independent verification for evaporator performance simulation

蒸發(fā)器制冷性能模擬時蒸發(fā)器室回風(fēng)進口風(fēng)速由風(fēng)道模擬得出，作為蒸發(fā)器室入口邊界條件；蒸發(fā)器室出口為Outflow邊界類型；蒸發(fā)器換熱管表面溫度為定值。通過以上計算模型的建立、網(wǎng)格的劃分及邊界條件的設(shè)置，采用SIMPLE算法進行求解。模擬得到回風(fēng)道優(yōu)化前后蒸發(fā)器室的速度矢量分布和溫度分布，如圖13所示。

根據(jù)式(1)～式(4)，對回風(fēng)道優(yōu)化前后的除霜時間進行計算。霜層的比熱容為2.1 kJ/(kg·K)；除霜開始時蒸發(fā)器上霜層溫度為-29.5 ℃；除霜結(jié)束時霜層全都融化，溫度為0 ℃；霜層的相變潛熱為335 kJ/kg；回風(fēng)空氣的密度為1.29 kg/m3；除霜前冰箱在制冷工作模式下累積運行了120 min；回風(fēng)道出口的空氣絕對濕度為5.40 g/kg；蒸發(fā)器空氣側(cè)出口的空氣絕對濕度為0.30 g/kg；除霜加熱器各個單元的除霜熱量由4.1節(jié)計算得出；回風(fēng)道出口各單元風(fēng)量由4.2節(jié)計算得出。計算得到回風(fēng)道優(yōu)化前的除霜時間為54 min，回風(fēng)道優(yōu)化后的除霜時間為33 min，回風(fēng)道優(yōu)化后除霜時間縮短了38.9%，除霜效率提高。

圖13 回風(fēng)道優(yōu)化前后蒸發(fā)器的速度矢量分布和溫度分布(B-B截面)Fig.13 Velocity vector distribution and temperature distribution of evaporator before and after return air duct optimization (section B-B)

通過讀取蒸發(fā)器空氣側(cè)出口平均溫度的模擬值，查表得到空氣的平均比熱容，由式(10)計算得出優(yōu)化前后蒸發(fā)器的換熱量分別為129.01 W和133.44 W。對比可知，對回風(fēng)道結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化后，蒸發(fā)器的制冷量增加了3.43%。

Q=maircp(Tair，in-Tair，out)

(10)

綜上所述：回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計一方面可使著霜時霜層達到最優(yōu)分布，提高除霜效率；另一方面可使冰箱在制冷運行時蒸發(fā)器空氣側(cè)的速度場和溫度場更加均勻，提高冰箱的制冷性能。

5　結(jié)論

本文提出了間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計方法，得到如下結(jié)論：

1)通過將回風(fēng)道出口的風(fēng)量分布與除霜加熱器除霜熱量分布相匹配，可使蒸發(fā)器上的結(jié)霜分布與除霜加熱器除霜熱量分布相一致，進而可實現(xiàn)蒸發(fā)器上霜層均勻融化，達到優(yōu)化除霜的目的；

2)為了實現(xiàn)回風(fēng)道的最優(yōu)風(fēng)量分布，回風(fēng)道需要布置于蒸發(fā)器的背部，風(fēng)道設(shè)計成寬度漸擴，風(fēng)道間隙應(yīng)由寬到窄，并且在風(fēng)道中布置合適的導(dǎo)流板，通過不斷調(diào)整導(dǎo)流板的位置和角度，調(diào)整回風(fēng)道出口的風(fēng)量分布，最終達到最優(yōu)風(fēng)量分布；

3)某間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化設(shè)計案例表明，本文提出的間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計方法可實現(xiàn)回風(fēng)道出口風(fēng)量分布與除霜加熱器除霜熱量分布相匹配，使除霜時間縮短了38.9%，除霜效率提高；

4)某間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化設(shè)計案例表明，本文提出的間冷冰箱回風(fēng)道的優(yōu)化除霜設(shè)計方法使蒸發(fā)器室的速度場和溫度場更加均勻，在提高冰箱除霜效率的同時，使冰箱的制冷量增加了3.43%。

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About the corresponding author

Ding Guoliang, male, professor, Ph.D. adviser, Institute of Refrigeration and Cryogenics Engineering, School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiao Tong University, +86 21-34206378, E-mail: glding@sjtu.edu.cn. Research fields: simulation and optimization research for room air conditioner, utilization of new refrigerant.

Return Air Duct Design for Indirect Cooling Refrigerator Based on Defrosting Optimization

Li Zhiqiang1Zhao Dan1Ding Guoliang1Hu Haitao1Miao Songtao2Yao Jiaqian2Noda Toshinori2

(1. Institute of Refrigeration and Cryogenics Engineering, Shanghai Jiaotong Univerisity, Shanghai, 200240, China; 2. Refrigerator R&D Center, Panasonic R&D Center Suzhou Co., Ltd., Suzhou, 215123, China)

The non-uniformity of frost distribution on evaporator of indirect cooling refrigerator will increase the defrosting time and decrease the defrosting efficiency. Therefore, based on the optimization of defrosting this paper proposes an optimization method for return air duct of indirect cooling refrigerator. Firstly, the surface temperature distribution of the defrosting heater is measured through experiments, and the heat distribution of defrosting heater is calculated accordingly, thus the frost distribution on the evaporator that matches the defrosting heat distribution is obtained. Then the optimal air flow rate distribution of return duct is determined by the frost distribution on the evaporator. Finally, the optimal air flow rate distribution is achieved by designing the return air duct of refrigerator compartment to improve the defrosting performance. An optimization case shows that the optimized return air duct can make the air flow rate distribution in accordance with the defrosting heat distribution, which decreases the defrosting time by 38.9%, and increases the cooling capacity of the refrigerator by 3.43%.

indirect cooling refrigerator; defrosting; return air duct; optimization design

0253-4339(2016) 01-0077-08

10.3969/j.issn.0253-4339.2016.01.077

2015年5月25日

TB657.4；TB61+1

A

簡介

丁國良，男，教授，博士生導(dǎo)師，上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，制冷與低溫工程研究所，(021)34206378，E-mail: glding@sjtu.edu.cn。研究方向：制冷空調(diào)裝置的仿真、優(yōu)化，新工質(zhì)應(yīng)用。