間冷冰箱回風道的優化除霜設計

李智強　趙 丹　丁國良　胡海濤　苗松濤　姚家前　野田俊典

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

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間冷冰箱回風道的優化除霜設計

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

間冷冰箱蒸發器霜層分布對除霜加熱器除霜熱量分布的不一致性會導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道的優化除霜設計方法。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器結霜分布；然后基于蒸發器結霜分布確定回風道出口的最優風量分布；最后基于最優的風量分布設計回風道，使蒸發器上霜層分布與除霜加熱器除霜熱量分布相一致，達到優化除霜的目的。通過某間冷冰箱回風道的優化設計案例表明，優化后的回風道可實現出口風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；回風道；優化設計

間冷冰箱又稱無霜冰箱，因箱室內壁上不會結霜而廣受歡迎。然而無霜冰箱并非箱內所有位置都沒有霜的形成，只是結霜部位從箱室內壁轉移到冰箱內部的蒸發器表面上[1]。蒸發器表面結霜，一方面增大了空氣在風道內的流動阻力[2]，另一方面增大了蒸發器與空氣的換熱熱阻，降低蒸發器的換熱效率[3-7]。為了解決上述由蒸發器結霜產生的問題，需對蒸發器進行定期除霜。間冷冰箱中大都采用電加熱方式進行除霜[8]，加熱器通過導熱和熱輻射使霜融化。然而有文獻研究得出，加熱器所發出的熱量只有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，也使箱室內溫度升高，再次開機后的運行能耗增加，最終冰箱系統的能耗增加[10-11]。因此，降低冰箱能耗，提高冰箱系統的整體性能，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，還與霜的分布密切相關。間冷冰箱在實際除霜過程中，蒸發器上的結霜分布往往是不均勻的，當霜層較薄的地方除霜結束時，霜層較厚的地方除霜仍在進行，為了除去蒸發器上所有的霜，必須延長除霜時間，蒸發器上已經沒有霜的區域還在繼續加熱，導致能量的浪費和箱體內溫度的升高，使除霜能耗增加，除霜效率降低。可見蒸發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束，必須對蒸發器上結霜分布進行優化。

為了控制蒸發器上的結霜分布，提高除霜效率，需要對回風道的布置和結構進行優化。在間冷式冰箱中，空氣在風扇的作用下，氣流流經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。經過食物升溫和加濕的空氣通過回風道再次回到蒸發器時，空氣中的水蒸氣在蒸發器表面放熱，凝結成霜，干燥低溫的空氣再次送入箱室內循環冷卻[7]。可見冰箱蒸發器上的結霜分布直接依賴于回風道出口風量的分布，而回風道出口風量的分布取決于回風道的布置和結構。

冰箱回風道的布置和結構設計需要滿足以下要求：1)回風道風量分布應該與除霜加熱器放熱分布相匹配，使蒸發器上的霜均勻融化；2)回風道的布置應該盡量不影響箱室的有效容積；3)回風道流動阻力應該盡量小，使其對蒸發器制冷性能影響最??；4)成本不增加或增加很少[16]。顯然，以上要求是相互矛盾的，為此需要權衡利弊，提出間冷式冰箱回風道綜合優化方法。

本文的目的是提出一種間冷冰箱回風道的優化除霜設計方法，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，對回風道結構進行優化設計，使蒸發器的結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　間冷冰箱回風道的優化除霜設計思路

間冷冰箱除霜優化的指標是使除霜的時間最短，即融化蒸發器上所有霜的時間最短。除霜的時間由蒸發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霜質量成正比，如式(3)所示。而結霜質量與回風量成正比，如式(4)所示。由式(1)～式(4)可以得出，蒸發器各處的化霜時間與回風量和加熱功率的比值成正比例關系，如式(5)所示。為了使除霜的時間最短，則理想情況是蒸發器上各處的霜在同一時刻融化完畢，這就需要蒸發器上各處的回風量與加熱功率的比例近似一致。因此，冰箱回風道的設計目標是設計的風量分布能夠形成最優的結霜分布，蒸發器上的結霜量的分布能夠與加熱器的熱量分布相匹配，使蒸發器上霜層均勻融化，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為蒸發器各個單元上霜層的質量，kg；ρ為回風空氣的密度，kg/m3；qv,i為回風道出口各單元的風量，m3/h；tfrost為結霜所經歷的時間，即冰箱制冷運行時間，s；X1、X2為回風道出口和蒸發器空氣側出口的空氣絕對濕度。

通過以上分析，間冷冰箱回風道優化除霜設計的基本思路是：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)基于最優的霜層分布，得出最優的風量分布，使霜層分布與風量分布相匹配；3)基于最優的風量分布設計回風道結構，使回風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，實現最優的風量分布。基本思路如圖1所示。

圖1　回風道優化基本思路Fig.1 The basic idea of the return air duct optimization

根據以上回風道優化思路，間冷冰箱回風道的優化除霜設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風量分布；2)基于最優風量進行回風道結構優化設計。

2　回風道最優風量分布

確定最優風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器室內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相等，則可根據加熱器上溫度分布計算出加熱器發射的輻射熱量和與蒸發器的對流換熱熱量，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為單位時間內以熱輻射向外傳遞的熱量，W；φi,convection為單位時間內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，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溫度，K；hi為大空間自然對流的對流換熱系數，W/(m2·K)；Tair為與除霜加熱器進行對流換熱的空氣溫度，K；Num為由平均表面傳熱系數組成的努賽爾數，下標m表示定性溫度采用邊界層的算術平均溫度；常數C與系數n可通過查表確定。

3　回風道優化設計

回風道優化設計方法是將回風道布置于蒸發器的背部，在風道中布置合適的導流板，通過不斷的調整導流板的位置和角度，調整回風道出口的風量分布，最終達到最優風量分布。

回風道結構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該與上游風道出口保持一致，起連接上游風道的作用；中間段設計成寬度漸擴，風道間隙由寬到窄；出口段寬度應與蒸發器寬度相當，風道間隙應較窄，這樣可保證回風道的風可以分布于整個蒸發器上，同時風道所占容積較小。回風道具體尺寸以及導流板位置的優化可借助于計算流體力學進行模擬。

以上回風道設計思路具有以下優點：1)確保了蒸發器室的結構和各箱室的有效容積不受影響；2)便于控制優化過程對整體風道阻力的影響；3)導流板在制作工藝上較為簡單，材料成本不高。

圖3 基于最優風量分布的回風道設計示意圖Fig.3 Schematic diagram of return air duct optimization based on defrosting optimization

4　間冷冰箱回風道的優化除霜設計案例

以松下NR-F520TX多門間冷冰箱為例，采用上述回風道優化除霜設計方法，優化回風道結構，模擬回風道優化后的風量分布，驗證風道優化效果。

4.1 回風道最優風量分布確定

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射的輻射熱量和與蒸發器的對流換熱熱量，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器的除霜熱量分布呈中間多，兩邊少的形式。因此在風道的匹配設計中，最優的回風道風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 回風道結構優化設計

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

本文通過模擬，優化回風道內穩態工況下的速度場，驗證回風道優化對改善回風道出口風量分布的效果。根據圖7中建立好的物理模型，采用非結構化網格對流動計算區域進行網格劃分。為了驗證計算結果符合網格無關性要求，在網格數為20萬、40萬、80萬和160萬時分別進行計算?；仫L道出口風量分布與回風道進出口壓降密切相關，因此，以回風道進出口壓降為縱坐標，計算網格數為橫坐標，將四種網格下的壓降計算結果在圖8中進行比較。結果顯示，當網格數量從80萬變化到160萬時，回風道進出口壓降變化很小。對四種網格數下的計算結果進行處理，結果顯示當網格數從80萬變化到160萬時，回風道出口風量分布的變化也很小，可認為80萬網格的計算結果已經符合網格無關性要求，因此本文取80萬的網格作為計算網格。

圖7 回風道結構優化設計方案Fig.7 Structure of the optimized return air duct

圖8 回風道模擬的網格無關性驗證Fig.8 Grid independent verification for return air duct simulation

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

將回風道出口與除霜加熱器對應等分為四個單元，優化后回風道出口風量分布與除霜加熱器除霜熱量分布對比如圖10所示。對以上模擬結果進行分析可知，基于最優風量分布對回風道結構進行優化設計，通過設計回風道結構并在回風道中添加導流板，可使回風道出口風量分布與除霜加熱器除霜熱量分布匹配。

圖9 回風道優化后的速度矢量分布Fig.9 Velocity distribution of optimized return air duct

圖10 回風道出口各單元風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 回風道優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道進行優化，實現了回風道出口風量分布與除霜加熱器除霜熱量分布的互相匹配。下面模擬回風道優化前后蒸發器室的速度場和溫度場，分析回風道優化對蒸發器除霜性能的改善，并對比優化前后冰箱的制冷性能。優化前回風道為長直通道，寬度較蒸發器寬度小；優化后回風道為漸擴通道，出口寬度與蒸發器寬度相等，如圖11所示。

根據圖11中建立的蒸發器室物理模型，采用結構化網格對計算區域進行網格劃分。為了驗證計算結果符合網格無關性要求，在網格數為40萬、80萬、160萬和240萬時分別進行計算。以蒸發器空氣側出口溫度為縱坐標，計算網格數為橫坐標，將四種網格下的溫度計算結果在圖12中進行比較。結果顯示，當網格數量從160萬變化到240萬時，蒸發器空氣側出口溫度變化很小，可認為160萬網格的計算結果已經符合網格無關性要求，因此本文取160萬的網格作為計算網格。

圖11 回風道優化前后蒸發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 蒸發器性能模擬的網格無關性驗證Fig.12 Grid independent verification for evaporator performance simulation

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

根據式(1)～式(4)，對回風道優化前后的除霜時間進行計算。霜層的比熱容為2.1 kJ/(kg·K)；除霜開始時蒸發器上霜層溫度為-29.5 ℃；除霜結束時霜層全都融化，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；回風道出口的空氣絕對濕度為5.40 g/kg；蒸發器空氣側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節計算得出；回風道出口各單元風量由4.2節計算得出。計算得到回風道優化前的除霜時間為54 min，回風道優化后的除霜時間為33 min，回風道優化后除霜時間縮短了38.9%，除霜效率提高。

圖13 回風道優化前后蒸發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)

通過讀取蒸發器空氣側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)計算得出優化前后蒸發器的換熱量分別為129.01 W和133.44 W。對比可知，對回風道結構進行優化后，蒸發器的制冷量增加了3.43%。

Q=maircp(Tair，in-Tair，out)

(10)

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

5　結論

本文提出了間冷冰箱回風道的優化除霜設計方法，得到如下結論：

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

2)為了實現回風道的最優風量分布，回風道需要布置于蒸發器的背部，風道設計成寬度漸擴，風道間隙應由寬到窄，并且在風道中布置合適的導流板，通過不斷調整導流板的位置和角度，調整回風道出口的風量分布，最終達到最優風量分布；

3)某間冷冰箱回風道的優化設計案例表明，本文提出的間冷冰箱回風道的優化除霜設計方法可實現回風道出口風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)某間冷冰箱回風道的優化設計案例表明，本文提出的間冷冰箱回風道的優化除霜設計方法使蒸發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%。

[1]楊學賓, 褚玉霞, 朱啟, 等. 無霜冰箱蒸發器化霜系統的改進設計[J]. 制冷空調與電力機械，2006，27(6)：46-48. (YANG Xuebin，CHU Yuxia，ZHU Qi，et al. Improved design of defrosting system for frost-free refrigerator-freezers evaporator[J]. Refrigeration Air Conditioning & Electric Power Machinery, 2006, 27(6): 46-48.)

[2]唐學強, 黃東, 龔勤勤, 等. 風冷冰箱蒸發器除霜特性及箱溫回升的實驗研究[J]. 西安交通大學學報，2014，48(11)：81-85. (TANG Xueqiang, HUANG Dong, GONG Qinqin, et al. Experimental investigation for dynamic characteristics of defrosting process and effect on freezer compartment temperature in domestic frost-free refrigerator[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University，2014，48(11)：81-85.)

[3]Seker D, Karatas H, Egrican N. Frost formation on fin-and-tube heat exchangers. Part I—modeling of frost formation on fin-and-tube heat exchangers[J]. International Journal of Refrigeration, 2004, 27(4): 367-374.

[4]Seker D, Karatas H, Egrican N. Frost formation on fin-and-tube heat exchangers. Part II—experimental investigation of frost formation on fin-and-tube heat exchangers[J]. International Journal of Refrigeration，2004，27(4)：375-377.

[5]廖云虎, 丁國良, 林恩新, 等. 間冷式冰箱蒸發器結霜模擬[J]. 制冷學報, 2007, 28(6): 7-12. (LIAO Yunhu，DING Guoliang，LIN Enxin，et al. Simulation of evaporator for indirect cooling refrigerator under frosting conditions[J]. Journal of Refrigeration, 2007, 28(6): 7-12.)

[6]張興群, 袁秀玲, 黃東, 等. 強制對流翅片管式換熱器結霜性能的研究[J]. 西安交通大學學報, 2006，40(3)：353-356. (ZHANG Xingqun, YUAN Xiuling，HUANG Dong，et al. Study on performance of forced convection finned-tube exchanger under frosting conditions[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2006, 40(3): 353-356.)

[7]羅超, 黃興華, 陳江平. 不同環境參數對間冷式冰箱蒸發器結霜換熱性能的影響[J]. 制冷學報, 2008, 29(1): 17-22. (LUO Chao, HUANG Xinghua, CHEN Jiangping. Effect of different parameters on frosting of evaporator in frost-free refrigerator[J]. Journal of Refrigeration, 2008, 29(1): 17-22.)

[8]李玉祥, 李洪濤, 尹鳳福, 等. 無霜冰箱現代化霜技術的研究進展[J]. 電器, 2011(Suppl.1): 48-51. (LI Yuxiang，LI Hongtao，YIN Fengfu，et al. Research process on the modern defrosting technology of frost free fridge[J]. China Appliance, 2011(Suppl.1): 48-51.)

[9]Niederer D H. Frosting and defrosting effects on coil heat transfer[J]. ASHRAE Transactions，1976，82(1)：467-473.

[10] Xiao J，Wang W，Zhao Y H，et al. An analysis of the feasibility and characteristics of photoelectric technique applied in defrost-control[J]. International Journal of Refrigeration, 2009, 32(6): 1350-1357.

[11] Xiao J, Wang W, Guo Q C, et al. An experimental study of the correlation for predicting the frost height in applying the photoelectric technology[J]. International Journal of Refrigeration, 2010, 33(5): 1006-1014.

[12] 許東晟, 陳汝東. 除霜和除霜控制研究[J]. 流體機械, 2006, 34(1): 69-73. (XU Dongsheng, CHEN Rudong. Study on defrost and defrosting control[J]. Fluid Machinery, 2006, 34(1): 69-73.)

[13] 湯曉亮, 王鐵軍, 楊帆, 等. 風冷冰箱除霜控制技術研究與應用[J]. 制冷學報, 2013, 34(2): 49-54. (TANG Xiaoliang, WANG Tiejun, YANG Fan, et al. Study on defrosting control technology of air cooled refrigerator[J]. Journal of Refrigeration，2013, 34(2)：49-54.)

[14] Melo C, Knabben F T, Pereira P V. An experimental study on defrost heaters applied to frost-free household refrigerators[J]. Applied Thermal Engineering, 2013, 51(1/2): 239-245.

[15] Knabben F T, Hermes C J L, Melo C. Numerical and experimental investigation of the frosting and defrosting processes in no-frost evaporators[C]//XI Congress of Refrigeration and Air Conditioning-CIAR. Mexico, 2011.

[16] 劉永輝, 王晶, 李標, 等. 基于CFD技術的大容量風冷冰箱流場分析及改進設計[J]. 流體機械, 2014, 42(7): 69-73. (LIU Yonghui, WANG Jing, LI Biao, et al. Numerical analysis of air flow field in air-cooled refrigerator with large capacity and its design improvement[J]. Fluid Machinery, 2014, 42(7): 69-73.)

[17] 楊世銘, 陶文銓. 傳熱學[M]. 4版. 北京：高等教育出版社, 2006.

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，博士生導師，上海交通大學機械與動力工程學院，制冷與低溫工程研究所，(021)34206378，E-mail: glding@sjtu.edu.cn。研究方向：制冷空調裝置的仿真、優化，新工質應用。