王 東，吳承宣，，戴 捷

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

隨著汽車技術的進步和普及程度的提升，人們對汽車舒適性的要求也越來越高，其中汽車空調系統(tǒng)的設計對于保證乘客的熱舒適性至關重要。空調系統(tǒng)中的空調箱的制冷功能主要是通過蒸發(fā)器與空氣進行熱量交換來實現，因此蒸發(fā)器的設計直接關系到整個系統(tǒng)的制冷性能。目前車用空調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空調性能的影響，通過臺架試驗，發(fā)現當換熱器在蒸發(fā)器模式和冷凝器模式下，表面溫度分布不均對性能影響權重達到了43.9%和34.97%。但由于平行流蒸發(fā)器采用多流程、多扁管的設計，制冷劑在微通道扁管中的流量分配不均勻，會出現“干蒸”與“供液過多”的現象［2-3］。因此眾多學者對微通道換熱器內制冷劑分配規(guī)律以及蒸發(fā)器芯體表面溫度分布不均勻性等方面進行了大量研究。

李夔寧等［4］對平行流蒸發(fā)器內氣液兩相流分配均勻性試驗的研究表明，兩相流體入口應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的均勻分配。魯洪亮等［5］對平行流換熱器中熱流體的分布均勻性進行了研究，研究表明空氣側的氣流分布受鼓風機類型、風道結構及位置的影響，兩相制冷劑在集管中分配的均勻性受測試工況、集液管結構和流體流動特性的影響。Kim等［6］研究了3種由集液管結構決定的制冷劑進口方式：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］對兩排/四流程的微通道蒸發(fā)器內部的R410a制冷劑分布進行了研究，其中蒸發(fā)器的集液管采用透明材料，根據制冷劑出口不同，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3種出口方式下集液管內部兩相制冷劑的觀察以及計算集液管中每根扁管的壓降，發(fā)現底部出口的設計可以使得制冷劑分布更加均勻。

除了臺架試驗外，近年來國內外學者在換熱器仿真上也取得了顯著進步。田曉虎等［8］利用Fluent軟件建立翅片的計算流體動力學（computational fluid dynamics，CFD）模型，研究了換熱器在空氣側的氣體流場、壓降和溫度分布情況，經過對比選用最佳的翅片參數，并通過試驗驗證該模型精度。Tan等［9］采用智能神經網絡對換熱器進行建模，并在得到模擬結果后進行試驗驗證，結果證明模型具有較高的準確性，可以對換熱器的換熱效率及出風溫度進行預測。魯紅亮［10］基于流體網絡理論，建立了在平行流冷凝器內兩相制冷劑在扁管中的流量分配模型，以及多臺室內機和連接管管網的仿真模型，得到了流量分配曲線，并且研究了入口干度和管網結構對流量分配均勻性的影響。

本文主要以微通道蒸發(fā)器集液管為研究對象，通過改變集液管結構，研究集液管內置隔片的開孔尺寸及位置對蒸發(fā)器內制冷劑分配特性的影響，并對蒸發(fā)器制冷性能和表面溫度均勻性進行試驗研究，為微通道蒸發(fā)器集液管設計提供優(yōu)化方向。

1 研究對象

1.1 平行流蒸發(fā)器的結構及工作原理

平行流蒸發(fā)器的結構如圖1所示，由集液管總成、扁管和翅片組成。扁管和翅片是進行換熱的主要部件，扁管為微通道多孔扁管，內有6個通道，通道帶有內肋，翅片為百葉窗翅片。集液管總成由集液管、隔片和堵蓋組成，其作用是對制冷劑進行匯總并分流，使各流程扁管內制冷劑均勻分布。集液管的內部結構如圖2所示，隔片從垂直于集液管的方向插在集液管內，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調節(jié)制冷劑的流量。

圖1 平行流蒸發(fā)器結構Fig.1 Structure of evaporator

圖2 集液管結構Fig.2 Structure of collector

本文選用的平行流蒸發(fā)器為雙排扁管、6流程結構設計，其中扁管總數為54根，單邊扁管數為27根，流程設計為10根-7根-10根，制冷劑在蒸發(fā)器內流動示意圖如圖3所示。制冷劑首先由入口流進上集液管，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流程為芯體出風側靠近入口的前10根扁管；同樣在下集液管的第17根和第18根扁管口中間設有不帶孔隔片，制冷劑通過下匯集管進入由芯體出風側中間的7根扁管組成的第2流程；第3流程由芯體出風側剩余的10根扁管組成，制冷劑通過上集液管進入第3流程；由于芯體采用雙排管設計，制冷劑通過下集液管合管位置處的開孔流入進風側的第4流程，同理在芯體進風側中流經第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)器幾何結構參數如表1所示。

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

1.2 內置隔片的設計

微通道換熱器扁管內氣液兩相制冷劑流量分配不均，導致蒸發(fā)器芯體表面溫差大，對制冷性能有較大影響，同時使蒸發(fā)器有較高的結霜風險。集液管內部結構的合理設計可以提高換熱器內制冷劑流量分配均勻性。在集液管內插入帶孔隔片，通過改變其位置和開孔尺寸，能調整進入每根扁管的制冷劑流量。

本文對蒸發(fā)器集液管的3種隔片插入方案進行了研究。通過調整插入隔片的位置、數量和開孔尺寸，對3種方案的蒸發(fā)器進行臺架測試，驗證不同隔片方案對制冷劑流量分配的影響，進一步研究流量分配對蒸發(fā)器制冷性能及蒸發(fā)器出風側表面溫度場的影響。由于本文選用的蒸發(fā)器結構為6流程，同時制冷劑進出口在芯體同一側，為保證蒸發(fā)器能獲得最優(yōu)的制冷性能，一般將蒸發(fā)器芯體的出液側作為進風側，如圖3所示，以實現交叉換熱。按照制冷劑的換熱規(guī)律，制冷劑流經第5流程和第6流程時，大部分已經氣化，不能進行換熱，同時第4流程到第6流程為芯體的進風側，相對于第1流程到第3流程，其進風溫度偏高，因此會造成經過第4流程后的空氣溫度偏低，而經過第6流程后的空氣溫度偏高。為了降低第6流程的出風溫度，需要使制冷劑在第5流程和第6流程內均勻流動，同時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流程設置小孔隔片，將制冷劑流速降低，之后再設置大孔隔片，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)器內制冷劑流量分配特性的CFD模擬結果表明，由于進入蒸發(fā)器內的制冷劑狀態(tài)為氣液兩相，液態(tài)制冷劑在進入集液管后會產生射流，在重力作用下會與氣態(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］對純液體制冷劑的分配特性進行了研究，發(fā)現在小負荷工況下，換熱器內的流量分布為兩側高、中間低，在大負荷工況下，流量分布為入口側低、出口側高，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流程的中心位置，以保證該流程內氣液制冷劑的分離滯后，將每個流程內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號方案為蒸發(fā)器不設帶孔隔片；2號方案為蒸發(fā)器在下集液管第5流程設置小孔隔片，第6流程設置大孔隔片；3號方案為蒸發(fā)器在上集液管第5流程設置小孔隔片，下集液管第6流程設置大孔隔片；3種隔片插入方案的具體參數如表2所示。

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

2 試驗

2.1 試驗裝置及方法

蒸發(fā)器的性能試驗在汽車空調系統(tǒng)綜合性能試驗臺上進行，該試驗臺采用空氣焓差法作為測量的基本手段，可以準確測量空調的制冷量、制熱量、壓縮機轉速、風量以及鼓風機參數，焓差試驗臺示意圖如圖6所示。測量系統(tǒng)包括蒸發(fā)室和冷凝室，由蒸發(fā)器、冷凝器、壓縮機、電子膨脹閥以及輔助設備組成，制冷劑為R134a。蒸發(fā)器芯體用工裝固定在蒸發(fā)室內，將滿足工況要求的空氣經風道提供給蒸發(fā)器進行換熱，通過布置在蒸發(fā)器出風面的傳感器測量出風溫度和濕度，管路內的流量計及高低壓表測量制冷劑流量和含油率，如圖7所示。通過以上傳感器測得的參數計算后得到蒸發(fā)器的制冷量。

圖6 焓差試驗臺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試工況如表3所示。蒸發(fā)器表面溫度均勻性測試工況如表4所示。

表3 制冷性能測試工況Tab.3 Test condition for cooling performance

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

測量蒸發(fā)器出風面表面溫度分布的傳感器布置方式如圖8所示。其中F1點為經空調系統(tǒng)試驗后鎖定的蒸發(fā)器傳感器位置。

圖8 出風面24個傳感器布置圖Fig.8 Layout of 24 sensors on air outlet surface

2.2 試驗結果分析

在汽車空調系統(tǒng)綜合性能試驗臺上對蒸發(fā)器進行試驗，通過以下4個參數來衡量蒸發(fā)器的性能表現：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)器最冷點與蒸發(fā)器傳感器（F1）溫差ΔTF1-min。試驗參數與精度見表5，蒸發(fā)器制冷量的相對誤差≤2.5%，具體計算方法見文獻［13］.

表5 測量參數及精度Tab.5 Parameters and accuracy of measurement

蒸發(fā)器的制冷量直接關系到空調系統(tǒng)的制冷能力，在本文試驗工況下，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)器進出口焓差是確定的，3種方案蒸發(fā)器單位質量制冷劑的換熱能力相同，除去測量誤差影響，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。制冷性能測試結果如表6所示，對應3種方案蒸發(fā)器表面溫度分布結果如圖9、10所示。

表6 制冷性能試驗結果Tab.6 Test result of cooling performance

從表6的性能試驗結果可知，當蒸發(fā)器采用2號和3號方案設置隔片后，帶孔隔片影響了制冷劑的流動，使得壓降和流量增加，而且通過對制冷劑的均勻分配，使得制冷性能有7.4%的提高。對比2號和3號方案的數據，2號方案的制冷量和制冷劑側壓降更高，表明合理的隔片安插方案可以進一步優(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個蒸發(fā)器出風面表面溫差測試點折線圖。從圖9中可以看出，1號方案在沒有加隔片的情況下，表面最大溫差ΔTmax-min達到了5.5℃。蒸發(fā)器的表面溫差大，一方面會造成空調出風溫度不均勻，影響乘客的舒適性，另一方面蒸發(fā)器工作時表面會有冷凝水，因此在空調系統(tǒng)工作時，蒸發(fā)器有結霜結冰的風險，而表面溫差大會使結霜結冰風險增加。2號和3號方案中增設隔片后，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

當蒸發(fā)器表面溫度低于水的冰點溫度和空氣的露點溫度時，水蒸氣在蒸發(fā)器表面上凝結形成霜層，大量堆積的霜層會堵塞翅片間的空氣流動通道，增大空氣側的換熱熱阻，導致蒸發(fā)器的傳熱性能降低，壓縮機和鼓風機功耗增加［14-15］。因此在蒸發(fā)器表面布置蒸發(fā)器溫度傳感器，用于控制壓縮機工作，以避免蒸發(fā)器表面結霜。圖10所示為蒸發(fā)器最冷點與蒸發(fā)器傳感器（F1）溫差ΔTF1-min折線圖。從圖10中可得，3號方案樣件在工況11下ΔTF1-min達到了1.3 K，通常為保證蒸發(fā)器溫度傳感器能有效保護壓縮機，傳感器的布置位置要求與最冷點差值不能大于1 K，否則會有結霜風險。因此從控制蒸發(fā)器芯體表面結霜角度來看，2號方案樣件優(yōu)于3號方案樣件。

圖10 蒸發(fā)器最冷點與蒸發(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，文中給出蒸發(fā)器在22個測試工況下匯總的表面溫度分布，如圖11～13所示。圖11～13中，ΔTmin為該點到最冷點的溫差最小值，ΔTmax為該點到最冷點的溫差最大值，ΔTAVG為該點到最冷點的溫差平均值，ΔTmax-ΔTmin為該點到最冷點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號方案蒸發(fā)器出風溫度溫差較大，芯體右上角局部溫度過高，最高溫差已經達到5.5℃，且其ΔTAVG達到了2℃，證明該區(qū)域在大部分工況下與最冷點的溫差都很大，反映出制冷劑在第3與第4流程內換熱不充分，導致出風溫度偏高，可以通過在第5流程增加流阻的方式，使制冷劑在第4流程更加充分地換熱；相比較而言，2號和3號方案蒸發(fā)器表面溫度分布較為均勻，2號方案蒸發(fā)器表面最高溫差為2.8℃，3號方案蒸發(fā)器表面最高溫差為3.6℃，2號方案蒸發(fā)器優(yōu)于3號方案蒸發(fā)器；同時從圖12和圖13中可以看出，2號方案蒸發(fā)器冷區(qū)仍保持在芯體左下方的6號傳感器附近，與目前設定的蒸發(fā)器傳感器位置相符，而3號方案蒸發(fā)器冷區(qū)有右移的趨勢，3號方案蒸發(fā)器右下方22號方案傳感器附近同樣存在冷區(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號方案蒸發(fā)器，傳感器的位置需要重新進行標定?？梢?，通過調整蒸發(fā)器集液管內部插入隔片數量、位置和開孔尺寸，能有效改善蒸發(fā)器表面溫度分布情況，進一步提高蒸發(fā)器性能和空調舒適性，同時也可以對蒸發(fā)器表面的最冷點進行調整，保證在不改變傳感器位置的情況下，避免蒸發(fā)器結霜和壓縮機異常等問題。

圖11 1號方案蒸發(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 結論

本文通過臺架試驗的方法，研究了蒸發(fā)器集液管內帶孔隔片對蒸發(fā)器性能的影響，結論如下：

（1）隔片的插入影響了兩相制冷劑在集液管內的流動，使得蒸發(fā)器內部制冷劑壓降和流量增加，合理設置蒸發(fā)器集液管內的帶孔隔片，可以有效改善扁管內部的制冷劑分配，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，有效提高了蒸發(fā)器的制冷性能和空調熱舒適性。

（3）通過調整隔片的尺寸和數量，可以選擇蒸發(fā)器的最冷點位置，在不改變蒸發(fā)器傳感器位置的前提下，對蒸發(fā)器溫度分布進行優(yōu)化，降低系統(tǒng)運行過程中出現蒸發(fā)器結霜和壓縮機異常等問題的幾率。

作者貢獻聲明：

王 東：指導數據分析、論文寫作與修改。

吳承宣：蒸發(fā)器設計，數據分析及論文寫作。

戴 捷：參與試驗設計和試驗結果分析。