王剛 王程飛 王英洋

長江大學機械工程學院

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，國內(nèi)外學者對蒸發(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、水管間距對暖風機換熱器換熱效率影響，優(yōu)化了暖風機換熱器的結構并通過實驗證明結構的合理性。趙夫峰[2]通過數(shù)值模擬分析翅片厚度對不同結構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)部的流場分布，得到不合理區(qū)。黃東[4]等通過實驗和數(shù)值模擬方法研究了風速非均勻分布會使蒸發(fā)器換熱量降低。綜上所述，前人在風道對蒸發(fā)器性能影響的研究較少，筆者應用實驗與仿真方法研究風道對蒸發(fā)器性能影響，為空調(diào)結構設計提供參考。

1 實驗研究

1.1 實驗裝置及測試方法

蒸發(fā)器單體性能實驗是在汽車空調(diào)總成性能實驗臺上完成，其實驗裝置如圖1所示，由實驗機、蒸發(fā)器、測試系統(tǒng)、制冷系統(tǒng)等部分組成。實驗機產(chǎn)生具有一定速度的均勻熱風，進入風道結構，在蒸發(fā)器處實現(xiàn)熱空氣與制冷劑換熱，最后將冷空氣排出。

圖1 蒸發(fā)器實驗裝置簡圖

在實驗過程中，為了避免熱量散發(fā)影響實驗結果，采用了隔熱措施。同時，為了準確地測量蒸發(fā)器出口溫度，在蒸發(fā)器出口截面布置27個熱電偶，如圖2所示。對測量值求取平均值，以保證溫度的準確性。

圖2 蒸發(fā)器出口截面熱電偶布點圖

1.2 實驗方案

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

1.3 實驗結果

蒸發(fā)器進出口壓降隨入口質(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，空氣流動阻力增大，蒸發(fā)器進出口壓降增大。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，當入口質(zhì)量流量從250 kg/h增加到400 kg/h時，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，蒸發(fā)器出口平均溫度從6.15 ℃增加到9.36 ℃。說明當質(zhì)量流量小于400 kg/h時，質(zhì)量流量對換熱的影響較小。當質(zhì)量流量大于400 kg/h時，質(zhì)量流量對換熱的影響顯著。

圖3 蒸發(fā)器進出口壓降隨質(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

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

2.2 參數(shù)確定

空氣在蒸發(fā)器總成中的流動為湍流流動，計算時選用k-ε 模型[6]。在數(shù)值模擬過程中，為了得到多孔介質(zhì)的真實性能，需要在動量守恒方程中引入一個源項[6]。基于實驗測得的流動參數(shù)，求解空氣流過多孔介質(zhì)時的粘性阻力和慣性阻力。動量源項表達式為：

式中：Si是i（x,y,z）動量方程的源項；D和C為矩陣。

達西定律將多孔介質(zhì)中的流速與壓力梯度相關聯(lián)，隨著流速的增加，速度和壓力梯度之間的關系變?yōu)榉蔷€性。Dupuit和Forchheimer[7-8]將多孔介質(zhì)中的流動用半理論性推理，在達西公式中加入一個速度的二次項，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)量流量轉化為相應入口速度，使用最小二乘法對速度-壓降進行擬合，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)器實驗模型建立數(shù)值模擬模型（模型一），如圖6所示，模型包括進口段、蒸發(fā)器、出口段，其中進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，模型包括進口段、風道、蒸發(fā)器、出口段等。其中，蒸發(fā)器尺寸為244 mm×204 mm×38 mm，風道尺寸為359 mm×203 mm×55 mm，出口段尺寸為150 mm×244 mm×204 mm，進口段尺寸為150 mm×91 mm×67 mm。

圖7 模型二

2.4 網(wǎng)格劃分

蒸發(fā)器總成先進行表面修復后再進行面網(wǎng)格劃分，最后進行體網(wǎng)格劃分。當網(wǎng)格基本單元小于5 mm時，計算蒸發(fā)器進出口壓降和蒸發(fā)器出口平均溫度結果基于穩(wěn)定。故將蒸發(fā)器總成網(wǎng)格基本尺寸設置為5 mm，棱柱層設置為3層，薄體網(wǎng)格層數(shù)設置為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。壁面無滑移，近壁面采用標準壁面函數(shù)法。進口段、風道結構、出口段均采用絕熱壁面。蒸發(fā)器溫度不變，設蒸發(fā)器壁面溫度為5 ℃。

2.6 計算結果

為了驗證計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），將實驗結果與模型一的仿真結果進行對比。如表1所示，蒸發(fā)器進出口壓降實驗結果與仿真結果之間的最大誤差為1.6%，蒸發(fā)器出口平均溫度的實驗結果與仿真結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)值仿真結果與實驗結果對比

3 風道結構對蒸發(fā)器總成性能的影響

蒸發(fā)器進出口壓降隨著蒸發(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。由模擬結果可以判斷蒸發(fā)器前的風道結構對蒸發(fā)器的換熱性能有影響。

圖9 蒸發(fā)器進出口壓降隨質(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，計算得到模型二蒸發(fā)器總成的流場分布及其溫度場。如圖11（a）所示，空氣在入口段和風道中溫度保持不變，通過蒸發(fā)器時，由于空氣與蒸發(fā)器換熱，空氣溫度降低，并且進入蒸發(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，風道結構截面發(fā)生變化，使得風道結構高壓區(qū)主要集中在風道結構尾部，由于蒸發(fā)器會對空氣流動產(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），這是由于空氣進口段與蒸發(fā)器幾乎垂直，氣流在直角處進行擴張，出現(xiàn)渦流，使得蒸發(fā)器換熱不充分，導致蒸發(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)器總成模擬結果

4 結論與建議

1）通過實驗研究發(fā)現(xiàn)，蒸發(fā)器進出口壓降隨質(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，當入口質(zhì)量流量小于400 kg/h時，質(zhì)量流量對蒸發(fā)器換熱性能影響較小，當入口質(zhì)量流量大于400 kg/h時，質(zhì)量流量對蒸發(fā)器的換熱性能影響較大。

2）通過實驗結果與數(shù)值模擬結果對比，驗證了數(shù)值模擬方法是可行的，將與蒸發(fā)器單體實驗結構相同模型（模型一）、某汽車空調(diào)模型（模型二）的結果進行對比，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)器前風道會對蒸發(fā)器的流動與換熱性能有影響。

3）通過模型二的流場分析發(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，在風道結構尾部和截面變化區(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，導致?lián)Q熱效率降低，蒸發(fā)器出口平均溫度升高。在風道設計過程中要要考慮蒸發(fā)器進口平面與風道尾部的角度，為其設計提供參考。