蒸發(fā)器集液管結(jié)構(gòu)對(duì)芯體表面溫度分布的影響

王 東，吳承宣，，戴 捷

（1.同濟(jì)大學(xué)汽車學(xué)院，上海 201804；2.上海馬勒熱系統(tǒng)有限公司研發(fā)部，上海 201206）

隨著汽車技術(shù)的進(jìn)步和普及程度的提升，人們對(duì)汽車舒適性的要求也越來(lái)越高，其中汽車空調(diào)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)對(duì)于保證乘客的熱舒適性至關(guān)重要。空調(diào)系統(tǒng)中的空調(diào)箱的制冷功能主要是通過蒸發(fā)器與空氣進(jìn)行熱量交換來(lái)實(shí)現(xiàn)，因此蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)直接關(guān)系到整個(gè)系統(tǒng)的制冷性能。目前車用空調(diào)主要使用的換熱器類型為平行流式，芯體部分由微通道扁管、百葉窗翅片和集液管組成。巫江虹等［1］研究了微通道換熱器表面溫度分布對(duì)空調(diào)性能的影響，通過臺(tái)架試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)換熱器在蒸發(fā)器模式和冷凝器模式下，表面溫度分布不均對(duì)性能影響權(quán)重達(dá)到了43.9%和34.97%。但由于平行流蒸發(fā)器采用多流程、多扁管的設(shè)計(jì)，制冷劑在微通道扁管中的流量分配不均勻，會(huì)出現(xiàn)“干蒸”與“供液過多”的現(xiàn)象［2-3］。因此眾多學(xué)者對(duì)微通道換熱器內(nèi)制冷劑分配規(guī)律以及蒸發(fā)器芯體表面溫度分布不均勻性等方面進(jìn)行了大量研究。

李夔寧等［4］對(duì)平行流蒸發(fā)器內(nèi)氣液兩相流分配均勻性試驗(yàn)的研究表明，兩相流體入口應(yīng)盡可能布置在集管的中間，有利于兩相流體在各分支扁管內(nèi)的均勻分配。魯洪亮等［5］對(duì)平行流換熱器中熱流體的分布均勻性進(jìn)行了研究，研究表明空氣側(cè)的氣流分布受鼓風(fēng)機(jī)類型、風(fēng)道結(jié)構(gòu)及位置的影響，兩相制冷劑在集管中分配的均勻性受測(cè)試工況、集液管結(jié)構(gòu)和流體流動(dòng)特性的影響。Kim等［6］研究了3種由集液管結(jié)構(gòu)決定的制冷劑進(jìn)口方式：平行、常規(guī)和垂直，以及制冷劑在以上3種情況下的分布均勻性。發(fā)現(xiàn)采用平行入口方式的制冷劑分布情況最不均勻，在小流量情況下，常規(guī)和垂直入口制冷劑分布情況相像，但在大流量情況下，常規(guī)入口方式的制冷劑分布情況最均勻。Byun等［7］對(duì)兩排/四流程的微通道蒸發(fā)器內(nèi)部的R410a制冷劑分布進(jìn)行了研究，其中蒸發(fā)器的集液管采用透明材料，根據(jù)制冷劑出口不同，該蒸發(fā)器上共有上部、中部和底部3種不同的制冷劑出口，通過對(duì)3種出口方式下集液管內(nèi)部?jī)上嘀评鋭┑挠^察以及計(jì)算集液管中每根扁管的壓降，發(fā)現(xiàn)底部出口的設(shè)計(jì)可以使得制冷劑分布更加均勻。

除了臺(tái)架試驗(yàn)外，近年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者在換熱器仿真上也取得了顯著進(jìn)步。田曉虎等［8］利用Fluent軟件建立翅片的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）模型，研究了換熱器在空氣側(cè)的氣體流場(chǎng)、壓降和溫度分布情況，經(jīng)過對(duì)比選用最佳的翅片參數(shù)，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證該模型精度。Tan等［9］采用智能神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)對(duì)換熱器進(jìn)行建模，并在得到模擬結(jié)果后進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果證明模型具有較高的準(zhǔn)確性，可以對(duì)換熱器的換熱效率及出風(fēng)溫度進(jìn)行預(yù)測(cè)。魯紅亮［10］基于流體網(wǎng)絡(luò)理論，建立了在平行流冷凝器內(nèi)兩相制冷劑在扁管中的流量分配模型，以及多臺(tái)室內(nèi)機(jī)和連接管管網(wǎng)的仿真模型，得到了流量分配曲線，并且研究了入口干度和管網(wǎng)結(jié)構(gòu)對(duì)流量分配均勻性的影響。

本文主要以微通道蒸發(fā)器集液管為研究對(duì)象，通過改變集液管結(jié)構(gòu)，研究集液管內(nèi)置隔片的開孔尺寸及位置對(duì)蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑分配特性的影響，并對(duì)蒸發(fā)器制冷性能和表面溫度均勻性進(jìn)行試驗(yàn)研究，為微通道蒸發(fā)器集液管設(shè)計(jì)提供優(yōu)化方向。

1 研究對(duì)象

1.1 平行流蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)及工作原理

平行流蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)如圖1所示，由集液管總成、扁管和翅片組成。扁管和翅片是進(jìn)行換熱的主要部件，扁管為微通道多孔扁管，內(nèi)有6個(gè)通道，通道帶有內(nèi)肋，翅片為百葉窗翅片。集液管總成由集液管、隔片和堵蓋組成，其作用是對(duì)制冷劑進(jìn)行匯總并分流，使各流程扁管內(nèi)制冷劑均勻分布。集液管的內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖2所示，隔片從垂直于集液管的方向插在集液管內(nèi)，隔片分為不帶孔隔片與帶孔隔片，不帶孔隔片用于區(qū)分蒸發(fā)器流程，帶孔隔片用于改善制冷劑分布，通過改變帶孔隔片的開孔尺寸與位置來(lái)調(diào)節(jié)制冷劑的流量。

圖1 平行流蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of evaporator

圖2 集液管結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of collector

本文選用的平行流蒸發(fā)器為雙排扁管、6流程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，其中扁管總數(shù)為54根，單邊扁管數(shù)為27根，流程設(shè)計(jì)為10根-7根-10根，制冷劑在蒸發(fā)器內(nèi)流動(dòng)示意圖如圖3所示。制冷劑首先由入口流進(jìn)上集液管，在上集液管入口處的第10根和第11根扁管口中間插有不帶孔隔片，因此第1流程為芯體出風(fēng)側(cè)靠近入口的前10根扁管；同樣在下集液管的第17根和第18根扁管口中間設(shè)有不帶孔隔片，制冷劑通過下匯集管進(jìn)入由芯體出風(fēng)側(cè)中間的7根扁管組成的第2流程；第3流程由芯體出風(fēng)側(cè)剩余的10根扁管組成，制冷劑通過上集液管進(jìn)入第3流程；由于芯體采用雙排管設(shè)計(jì)，制冷劑通過下集液管合管位置處的開孔流入進(jìn)風(fēng)側(cè)的第4流程，同理在芯體進(jìn)風(fēng)側(cè)中流經(jīng)第4、第5、第6流程，最后制冷劑從蒸發(fā)器出口處流出，完成6個(gè)流程。

圖3 制冷劑流向示意圖Fig.3 Diagram of refrigerant flow

本文研究的蒸發(fā)器幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 蒸發(fā)器幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of evaporator

1.2 內(nèi)置隔片的設(shè)計(jì)

微通道換熱器扁管內(nèi)氣液兩相制冷劑流量分配不均，導(dǎo)致蒸發(fā)器芯體表面溫差大，對(duì)制冷性能有較大影響，同時(shí)使蒸發(fā)器有較高的結(jié)霜風(fēng)險(xiǎn)。集液管內(nèi)部結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)可以提高換熱器內(nèi)制冷劑流量分配均勻性。在集液管內(nèi)插入帶孔隔片，通過改變其位置和開孔尺寸，能調(diào)整進(jìn)入每根扁管的制冷劑流量。

本文對(duì)蒸發(fā)器集液管的3種隔片插入方案進(jìn)行了研究。通過調(diào)整插入隔片的位置、數(shù)量和開孔尺寸，對(duì)3種方案的蒸發(fā)器進(jìn)行臺(tái)架測(cè)試，驗(yàn)證不同隔片方案對(duì)制冷劑流量分配的影響，進(jìn)一步研究流量分配對(duì)蒸發(fā)器制冷性能及蒸發(fā)器出風(fēng)側(cè)表面溫度場(chǎng)的影響。由于本文選用的蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)為6流程，同時(shí)制冷劑進(jìn)出口在芯體同一側(cè)，為保證蒸發(fā)器能獲得最優(yōu)的制冷性能，一般將蒸發(fā)器芯體的出液側(cè)作為進(jìn)風(fēng)側(cè)，如圖3所示，以實(shí)現(xiàn)交叉換熱。按照制冷劑的換熱規(guī)律，制冷劑流經(jīng)第5流程和第6流程時(shí)，大部分已經(jīng)氣化，不能進(jìn)行換熱，同時(shí)第4流程到第6流程為芯體的進(jìn)風(fēng)側(cè)，相對(duì)于第1流程到第3流程，其進(jìn)風(fēng)溫度偏高，因此會(huì)造成經(jīng)過第4流程后的空氣溫度偏低，而經(jīng)過第6流程后的空氣溫度偏高。為了降低第6流程的出風(fēng)溫度，需要使制冷劑在第5流程和第6流程內(nèi)均勻流動(dòng)，同時(shí)增加流阻使制冷劑換熱更加充分，從而將空氣溫度降低。為此，首先在第5流程設(shè)置小孔隔片，將制冷劑流速降低，之后再設(shè)置大孔隔片，增加流阻。本文蒸發(fā)器集液管中小孔隔片及大孔隔片尺寸如圖4和圖5所示。

圖4 小孔隔片尺寸（單位：mm）Fig.4 Diagram of small hole baffle(unit:mm)

圖5 大孔隔片尺寸（單位：mm）Fig.5 Diagram of big hole baffle(unit:mm)

趙蘭萍等［11］所做的平行流蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑流量分配特性的CFD模擬結(jié)果表明，由于進(jìn)入蒸發(fā)器內(nèi)的制冷劑狀態(tài)為氣液兩相，液態(tài)制冷劑在進(jìn)入集液管后會(huì)產(chǎn)生射流，在重力作用下會(huì)與氣態(tài)制冷劑分離，使得液態(tài)制冷劑集中在上游扁管，而下游扁管分配不到液態(tài)制冷劑。池幫杰等［12］對(duì)純液體制冷劑的分配特性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)在小負(fù)荷工況下，換熱器內(nèi)的流量分布為兩側(cè)高、中間低，在大負(fù)荷工況下，流量分布為入口側(cè)低、出口側(cè)高，且流量分配不均勻度隨流量增加而顯著增大。因此本文中帶孔隔片均安插在每個(gè)流程的中心位置，以保證該流程內(nèi)氣液制冷劑的分離滯后，將每個(gè)流程內(nèi)上游及下游扁管的流量差異減小。

基于以上分析，隔片插入方案如下：1號(hào)方案為蒸發(fā)器不設(shè)帶孔隔片；2號(hào)方案為蒸發(fā)器在下集液管第5流程設(shè)置小孔隔片，第6流程設(shè)置大孔隔片；3號(hào)方案為蒸發(fā)器在上集液管第5流程設(shè)置小孔隔片，下集液管第6流程設(shè)置大孔隔片；3種隔片插入方案的具體參數(shù)如表2所示。

表2 集液管內(nèi)插隔片方案Tab.2 Scenarios for baffle position in collector

2 試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)裝置及方法

蒸發(fā)器的性能試驗(yàn)在汽車空調(diào)系統(tǒng)綜合性能試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，該試驗(yàn)臺(tái)采用空氣焓差法作為測(cè)量的基本手段，可以準(zhǔn)確測(cè)量空調(diào)的制冷量、制熱量、壓縮機(jī)轉(zhuǎn)速、風(fēng)量以及鼓風(fēng)機(jī)參數(shù)，焓差試驗(yàn)臺(tái)示意圖如圖6所示。測(cè)量系統(tǒng)包括蒸發(fā)室和冷凝室，由蒸發(fā)器、冷凝器、壓縮機(jī)、電子膨脹閥以及輔助設(shè)備組成，制冷劑為R134a。蒸發(fā)器芯體用工裝固定在蒸發(fā)室內(nèi)，將滿足工況要求的空氣經(jīng)風(fēng)道提供給蒸發(fā)器進(jìn)行換熱，通過布置在蒸發(fā)器出風(fēng)面的傳感器測(cè)量出風(fēng)溫度和濕度，管路內(nèi)的流量計(jì)及高低壓表測(cè)量制冷劑流量和含油率，如圖7所示。通過以上傳感器測(cè)得的參數(shù)計(jì)算后得到蒸發(fā)器的制冷量。

圖6 焓差試驗(yàn)臺(tái)Fig.6 Enthalpy difference test bench

圖7 蒸發(fā)室工裝安裝示意圖Fig.7 Evaporator validation tooling assembly

本文研究中的制冷性能測(cè)試工況如表3所示。蒸發(fā)器表面溫度均勻性測(cè)試工況如表4所示。

表3 制冷性能測(cè)試工況Tab.3 Test condition for cooling performance

表4 蒸發(fā)器表面溫度均勻性測(cè)試工況Tab.4 Test condition for evaporator inhomogeneity

測(cè)量蒸發(fā)器出風(fēng)面表面溫度分布的傳感器布置方式如圖8所示。其中F1點(diǎn)為經(jīng)空調(diào)系統(tǒng)試驗(yàn)后鎖定的蒸發(fā)器傳感器位置。

圖8 出風(fēng)面24個(gè)傳感器布置圖Fig.8 Layout of 24 sensors on air outlet surface

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

在汽車空調(diào)系統(tǒng)綜合性能試驗(yàn)臺(tái)上對(duì)蒸發(fā)器進(jìn)行試驗(yàn)，通過以下4個(gè)參數(shù)來(lái)衡量蒸發(fā)器的性能表現(xiàn)：蒸發(fā)器的制冷量、制冷劑的流量、蒸發(fā)器表面最大溫差ΔTmax-min以及蒸發(fā)器最冷點(diǎn)與蒸發(fā)器傳感器（F1）溫差ΔTF1-min。試驗(yàn)參數(shù)與精度見表5，蒸發(fā)器制冷量的相對(duì)誤差≤2.5%，具體計(jì)算方法見文獻(xiàn)［13］.

表5 測(cè)量參數(shù)及精度Tab.5 Parameters and accuracy of measurement

蒸發(fā)器的制冷量直接關(guān)系到空調(diào)系統(tǒng)的制冷能力，在本文試驗(yàn)工況下，制冷劑在膨脹閥前的入口壓力、入口溫度、出口壓力和過熱度都是限制條件，因此蒸發(fā)器進(jìn)出口焓差是確定的，3種方案蒸發(fā)器單位質(zhì)量制冷劑的換熱能力相同，除去測(cè)量誤差影響，蒸發(fā)器的制冷量與制冷劑的流量成正比。雖然3種方案的蒸發(fā)器集液管內(nèi)置隔片的情況不同，但蒸發(fā)器芯體部分的換熱面積完全相同，因此在該試驗(yàn)條件下，蒸發(fā)器制冷量越大，換熱效率越高，性能越好。制冷性能測(cè)試結(jié)果如表6所示，對(duì)應(yīng)3種方案蒸發(fā)器表面溫度分布結(jié)果如圖9、10所示。

表6 制冷性能試驗(yàn)結(jié)果Tab.6 Test result of cooling performance

從表6的性能試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)蒸發(fā)器采用2號(hào)和3號(hào)方案設(shè)置隔片后，帶孔隔片影響了制冷劑的流動(dòng)，使得壓降和流量增加，而且通過對(duì)制冷劑的均勻分配，使得制冷性能有7.4%的提高。對(duì)比2號(hào)和3號(hào)方案的數(shù)據(jù)，2號(hào)方案的制冷量和制冷劑側(cè)壓降更高，表明合理的隔片安插方案可以進(jìn)一步優(yōu)化制冷劑分配特性。

6流程蒸發(fā)器相較于2流程與4流程具有更優(yōu)的表面溫度分布情況。圖9為3種方案22個(gè)蒸發(fā)器出風(fēng)面表面溫差測(cè)試點(diǎn)折線圖。從圖9中可以看出，1號(hào)方案在沒有加隔片的情況下，表面最大溫差ΔTmax-min達(dá)到了5.5℃。蒸發(fā)器的表面溫差大，一方面會(huì)造成空調(diào)出風(fēng)溫度不均勻，影響乘客的舒適性，另一方面蒸發(fā)器工作時(shí)表面會(huì)有冷凝水，因此在空調(diào)系統(tǒng)工作時(shí)，蒸發(fā)器有結(jié)霜結(jié)冰的風(fēng)險(xiǎn)，而表面溫差大會(huì)使結(jié)霜結(jié)冰風(fēng)險(xiǎn)增加。2號(hào)和3號(hào)方案中增設(shè)隔片后，表面最大溫差明顯降低，溫度分布更加均勻，表明制冷劑在芯體內(nèi)的分布更加均勻。

圖9 蒸發(fā)器表面最大溫差ΔT max-minFig.9 Maximum temperature differenceΔT max-min on evaporator surface

當(dāng)蒸發(fā)器表面溫度低于水的冰點(diǎn)溫度和空氣的露點(diǎn)溫度時(shí)，水蒸氣在蒸發(fā)器表面上凝結(jié)形成霜層，大量堆積的霜層會(huì)堵塞翅片間的空氣流動(dòng)通道，增大空氣側(cè)的換熱熱阻，導(dǎo)致蒸發(fā)器的傳熱性能降低，壓縮機(jī)和鼓風(fēng)機(jī)功耗增加［14-15］。因此在蒸發(fā)器表面布置蒸發(fā)器溫度傳感器，用于控制壓縮機(jī)工作，以避免蒸發(fā)器表面結(jié)霜。圖10所示為蒸發(fā)器最冷點(diǎn)與蒸發(fā)器傳感器（F1）溫差ΔTF1-min折線圖。從圖10中可得，3號(hào)方案樣件在工況11下ΔTF1-min達(dá)到了1.3 K，通常為保證蒸發(fā)器溫度傳感器能有效保護(hù)壓縮機(jī)，傳感器的布置位置要求與最冷點(diǎn)差值不能大于1 K，否則會(huì)有結(jié)霜風(fēng)險(xiǎn)。因此從控制蒸發(fā)器芯體表面結(jié)霜角度來(lái)看，2號(hào)方案樣件優(yōu)于3號(hào)方案樣件。

圖10 蒸發(fā)器最冷點(diǎn)與蒸發(fā)器傳感器溫差ΔT F1-minFig.10 Temperature difference between coldest point of evaporator and evaporator sensorΔT F1-min

為更直觀的觀察蒸發(fā)器表面溫度分布趨勢(shì)，文中給出蒸發(fā)器在22個(gè)測(cè)試工況下匯總的表面溫度分布，如圖11～13所示。圖11～13中，ΔTmin為該點(diǎn)到最冷點(diǎn)的溫差最小值，ΔTmax為該點(diǎn)到最冷點(diǎn)的溫差最大值，ΔTAVG為該點(diǎn)到最冷點(diǎn)的溫差平均值，ΔTmax-ΔTmin為該點(diǎn)到最冷點(diǎn)的溫差最大值和最小值的差值。在表面溫度分布圖中，深色區(qū)域代表芯體表面的熱區(qū)，淺色區(qū)域代表芯體表面的冷區(qū)。

從圖11～13中可以看出，1號(hào)方案蒸發(fā)器出風(fēng)溫度溫差較大，芯體右上角局部溫度過高，最高溫差已經(jīng)達(dá)到5.5℃，且其ΔTAVG達(dá)到了2℃，證明該區(qū)域在大部分工況下與最冷點(diǎn)的溫差都很大，反映出制冷劑在第3與第4流程內(nèi)換熱不充分，導(dǎo)致出風(fēng)溫度偏高，可以通過在第5流程增加流阻的方式，使制冷劑在第4流程更加充分地?fù)Q熱；相比較而言，2號(hào)和3號(hào)方案蒸發(fā)器表面溫度分布較為均勻，2號(hào)方案蒸發(fā)器表面最高溫差為2.8℃，3號(hào)方案蒸發(fā)器表面最高溫差為3.6℃，2號(hào)方案蒸發(fā)器優(yōu)于3號(hào)方案蒸發(fā)器；同時(shí)從圖12和圖13中可以看出，2號(hào)方案蒸發(fā)器冷區(qū)仍保持在芯體左下方的6號(hào)傳感器附近，與目前設(shè)定的蒸發(fā)器傳感器位置相符，而3號(hào)方案蒸發(fā)器冷區(qū)有右移的趨勢(shì)，3號(hào)方案蒸發(fā)器右下方22號(hào)方案?jìng)鞲衅鞲浇瑯哟嬖诶鋮^(qū)且比目前定義的蒸發(fā)器傳感器位置溫度更低，如果選用3號(hào)方案蒸發(fā)器，傳感器的位置需要重新進(jìn)行標(biāo)定?？梢?，通過調(diào)整蒸發(fā)器集液管內(nèi)部插入隔片數(shù)量、位置和開孔尺寸，能有效改善蒸發(fā)器表面溫度分布情況，進(jìn)一步提高蒸發(fā)器性能和空調(diào)舒適性，同時(shí)也可以對(duì)蒸發(fā)器表面的最冷點(diǎn)進(jìn)行調(diào)整，保證在不改變傳感器位置的情況下，避免蒸發(fā)器結(jié)霜和壓縮機(jī)異常等問題。

圖11 1號(hào)方案蒸發(fā)器表面溫度分布圖（單位：℃）Fig.11 Temperature distribution of No.1 evaporator（unit:℃）

圖12 2號(hào)方案蒸發(fā)器表面溫度分布圖（單位：℃）Fig.12 Temperature distribution of No.2 evaporator（unit:℃）

3 結(jié)論

本文通過臺(tái)架試驗(yàn)的方法，研究了蒸發(fā)器集液管內(nèi)帶孔隔片對(duì)蒸發(fā)器性能的影響，結(jié)論如下：

（1）隔片的插入影響了兩相制冷劑在集液管內(nèi)的流動(dòng)，使得蒸發(fā)器內(nèi)部制冷劑壓降和流量增加，合理設(shè)置蒸發(fā)器集液管內(nèi)的帶孔隔片，可以有效改善扁管內(nèi)部的制冷劑分配，從而提高蒸發(fā)器的制冷能力。

（2）隔片的設(shè)置使得蒸發(fā)器表面最大溫差明顯降低，溫度分布更加均勻，可以將表面溫差控制在3 K以內(nèi)，有效提高了蒸發(fā)器的制冷性能和空調(diào)熱舒適性。

（3）通過調(diào)整隔片的尺寸和數(shù)量，可以選擇蒸發(fā)器的最冷點(diǎn)位置，在不改變蒸發(fā)器傳感器位置的前提下，對(duì)蒸發(fā)器溫度分布進(jìn)行優(yōu)化，降低系統(tǒng)運(yùn)行過程中出現(xiàn)蒸發(fā)器結(jié)霜和壓縮機(jī)異常等問題的幾率。

作者貢獻(xiàn)聲明：

王 東：指導(dǎo)數(shù)據(jù)分析、論文寫作與修改。

吳承宣：蒸發(fā)器設(shè)計(jì)，數(shù)據(jù)分析及論文寫作。

戴 捷：參與試驗(yàn)設(shè)計(jì)和試驗(yàn)結(jié)果分析。