貫流空調柜機在普通模式和低吹風感模式下的實驗與數值研究

陳學彬 趙旖旎 馬閱新 蔡序杰 馬列

CHEN Xuebin1 ZHAO Yini2 MA Yuexin3 CAI Xujie3 MA Lie3

1.仲愷農業工程學院 廣東廣州 510225；2.廣州番禺職業技術學院 廣東廣州 511483；3.廣東美的制冷設備有限公司 廣東順德 528311

1. Zhongkai University of Agriculture and Engineering Guangzhou 510225;2 .Guangzhou Panyu Polytechnic Guangzhou 511483;3.GD Midea Air-Conditioning Equipment Co., Ltd. Shunde 528311

1 引言

優質舒適的生活環境一直是人類不斷追求的目標。空調器在提升環境熱舒適性的目標上有著重要貢獻。研究者已開發出用于柜式空調送風的貫流風機，貫流柜式空調也已經市場化[1]。貫流風機作為柜機空調的核心送風部件，不僅是空調室內機的主要耗能部件，對整個空調房間系統的性能和舒適程度更是起著關鍵性作用。

研究人員對貫流風機的內部流場特性和氣動性能優化做了很多工作。Takushima等[2]和Tanaka等[3]通過微小粒子示蹤并攝像的流場顯現方法研究了貫流風機的內部流場，發現隨著出口外界負載的增加，貫流風機內部偏心渦增大，偏心渦卷吸的區域也隨之增強；同時偏心渦的渦核朝不斷向遠離蝸舌的方向移動；而在相同的出口背壓下，偏心渦的渦核位置幾乎不隨風機的轉速變化而變化。伍禮兵等[4]首先建立了空調室內機流道的數值計算模型，隨后引進參數偏心度來研究室內貫流風機流道中各個結構對進氣狀態的影響，從而為合理布置換熱器、前面板等結構以提升室內機性能提供重要參考。孫康杰等[5]對比研究了在蝸舌附近設置入口導葉和無導葉的貫流風機的氣動性能，發現合理加裝入口導葉后貫流風機效率明顯提高，效率最大可提升4.6%。其他學者在針對貫流風輪的葉片葉型、節間交錯角和蝸殼蝸舌形式等參數對風量噪音的影響的研究上同樣也取得了不小的進展[6-11]。

然而當前用戶不僅關心空調的基本性能屬性，而且關心空調出風的舒適性。為了評價室內熱環境是否能滿足人體熱舒適，吹風感是常用的評價指標。許多學者同時開展了大量的實驗研究，總結出了吹風感預測模型以評價熱環境，即預測在一定的環境條件下吹風感導致人體不舒適的比例[12-15]。其中Fanger在PD model模型中指出人體在空調房間內的吹風感與氣流流速、溫度以及湍流強度分布等三個因素直接相關[12]。空調器的出風口射流直接關系房間內這三個因素的分布，也就直接決定著房間內各個區域的吹風感指數和對應的制冷制熱舒適性。目前為止，將貫流空調器出風口與吹風感指數直接關聯的研究還較少。因此本文首先通過實驗手段對某柜機不同模式下的吹風感指數進行對比分析，其次利用數值模擬方法分析不同模式下的流場差異性，最后依據仿真分析手段解決低吹風感模式所帶來的凝露問題。

2 吹風感指數實驗

2.1 吹風感指數

Fanger模型廣泛被國際標準采用，是目前應用最為廣泛的一種吹風感預測模型。吹風感指數DR采用式（1）～式（3）進行計算[6]。

式中：

DR——吹風感指數，若DR＞100%，則取DR=100%；ta——局部空氣溫度，℃；

va——局部平均空氣流速，m/s；若va≤0.05 m/s，則取va=0.05 m/s；

Tu——局部湍流強度，其定義為局部空氣流速的標準差SD與局部平均空氣流速之比，%。

SD——局部空氣流速的標準差；

va——局部空氣溫度在i時刻的瞬時速度，m/s。

2.2 吹風感指數實驗

吹風感指數實驗在舒適性實驗室進行，具體如圖1所示。空調器為某一用于實驗研究的貫流柜機，實驗中空調器的放置位置如圖1a)所示。實驗的起始工況如表1所示。風速儀及溫度傳感器放置在房間平行于空調器出風口外沿最前端切線平面2.5 m的垂直平面內，具體測點為圖中1、2、3、4和5點位置，每一個測點在高度方向上又布置有4個測點（圖1中H1、H2、H3、H4位置），共計20個測試點。實驗室達到要求的溫度工況條件后，開啟被測樣機，如圖2所示，分別開啟普通模式（多孔導風板打開）和低吹風感模式（多孔導風板關閉），設定26℃，并立即關閉室內側內室的門，開始進行吹風感指數測試。室外側工況狀態不變，當室內達到穩態后，開始數據采集，采樣時間間隔為1 s，并連續采集選取1小時，采集后計算20個測試點處的溫度、風速和湍流強度值。

圖1 實驗設置

圖2 不同空調模式

表1 實驗起始工況

經實驗測試，普通模式的制冷量為5094 W，功率為1574 W；低吹風感模式的制冷量為4653 W，功率為1308 W。根據式（1）和測試得到的兩組溫度、風速和湍流強度數據，計算得到該柜機空調在普通模式和低吹風感模式下的吹風感指數平均值分別為27.9%和4.45%，也就是用戶不會感到吹風感引起的不舒適比例分別為72.1%和95.55%。國際標準ISO 7730-2005將熱環境分為A、B和C三類，達到最好的A類標準吹風感指數必須小于10%。從實驗數據看出，低吹風感模式下，房間的熱環境滿足A類標準關于吹風感指數的要求。

空調器通過出口射流對房間進行制冷制熱，空調的出風口射流直接關系到通風房間內的氣流流速、溫度以及湍流強度分布，也就直接決定房間內部的吹風感指數。普通模式下，導風板僅僅只對出口氣流進行導流作用，并未對出口氣流進行二次處理。而在低吹風感模式下，導風板關閉后，氣流只能從導風板上的孔中射出，導風板對氣流進行了二次處理，出口氣流變成多孔射流，從實驗對比看出這種多孔射流有助于降低吹風感指數。下面將通過數值模擬方法對該貫流空調柜機進行數值模擬分析。

3 數值模型建立與分析

3.1 數值模型建立

空調風系統的末端裝置直接影響房間射流的混合程度、射流方向、射流斷面形狀等，研究引起室內氣流運動的起始送風口具有重要意義[16]，因此本文將取該空調柜機的典型風道截面用于數值仿真分析，通過數值模擬手段對比分析空調柜機在兩種模式下的出風口流態。方程采用RNGk-ε兩方程湍流模型進行模擬，壁面函數采用增強壁面函數，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，動量方程采用二階迎風格式離散。換熱器翅片所在區域用多孔介質來代替，粘性阻尼因子和慣性阻尼因子分別為3.0×107/m2和500/m[17]。風輪葉片數量為35，風輪輪外徑為112 mm。為控制網格數量，室內機內部用精細網格劃分，對葉片、蝸殼、蝸舌、導風板和鐵絲網等重要固壁均采用邊界層網格，室內機外部區域采用精細網格過渡到粗網格的劃分方法。圖3給出了兩種模式下的網格劃分，對應網格數量均為28萬左右。

圖3 網格劃分

為了保證本文采用的網格的獨立性，采用3套不同網格模型計算，并與不同轉速下的風量實驗數據進行對比，如圖4所示。網格數量為13萬時，數值模擬結果與實驗結果有一定偏差。而網格數量在28萬和65萬時，數值模擬結果與實驗結果吻合的很好。本文最終采用28萬左右的網格數量進行計算。

圖4 數值模擬結果與實驗結果對比

3.2 普通模式與低吹風感模式流場比較

空調器通過出口射流對房間進行制冷制熱，空調的出風口射流直接關系到通風房間內的氣流流速、溫度以及湍流強度分布，也就直接決定房間內部的吹風感指數。從式（1）看出吹風感強度公式中占主導項為va1.62Tu，也就是說吹風感數值與風速和湍流強度總體成正相關關系。

圖5 流線圖

圖5給出了兩種模式同轉速下的速度流線圖。從圖5中看出，在常規模式下，出風口的速度較大，吹風較集中，柜機前方的人會有很強的吹風感，將降低舒適性；而在低吹風感模式下，出風口的速度減小，送風面積增大，送風范圍廣，柜機前方的人感受到的吹風感將降低，從而提高舒適性。吹風感指數DR不僅與速度大小有關，還與局部湍流強度直接相關。圖6給出了同轉速下兩種模式的湍流強度云圖。從圖6可知，相比于正常模式，在低吹風感模式下，微孔導風板關閉后，湍流整體強度下降，湍流分布均勻且擴散范圍變大，繼而降低了吹風感指數DR。

普通模式下導風板轉動過程中，導風效果和送風距離都非常好，但當空調器運行到設定溫度后，在最低風速運行時，空調器送風口送出的風即使通過導風板導到最偏的位置，仍然可能使人感到有吹風感和不舒適感。從圖5和圖6看出，普通模式下出口速度大小和湍流強度都不均勻，呈現出明顯左強右弱的特征，這種截面速度呈階梯形大小的射流將在房間內形成非對稱氣流組織分布，這將直接導致房間的溫升溫降出現不均勻現象，使得房間內局部點的吹風感指數較大，造成房間整體吹風感指數平均值上升，繼而影響到房間的熱舒適性。而低吹風感模式下，強風被分解，出口氣流速度和湍流強度都有所降低，并呈現出均勻分布的特點，同時提升了送風范圍，這將使得房間內部制冷制熱均勻，繼而提高舒適性。

圖6 湍流強度圖

圖7給出了兩種模式同轉速下的壓力云圖。從對比圖看出，兩種模式在出口擴壓段內的壓力分布呈現出顯著差異。首先，相較于普通模式，低吹風感模式下的壓力均值在擴壓段內較大；其次，相較于普通模式，低吹風感模式下擴壓段的壓力均經過先增大后減小的過程，而在常規模式下的擴壓段壓力只有在左側部位出現先增大后減小的過程。這兩種差異對比說明封閉的導風板對整個出口段的壓力進行了二次提升，在經過導風板前進行了壓力能的重新回收。這種因為導風板封閉導致的壓力能重新回收，勢必導致一定的能量損失，導致出口速度降低，但是在壓力能重新回收后，壓力能通過導風板上的出孔，重新進行了分配釋放，使得出風更加均勻，送風范圍得以提升。總體來說，在低吹風感模式下，氣流在經過導風板前，進行了全局范圍內的二次增壓，壓力能重新回收，隨后回收的壓力能通過導風板上的多孔射流進行了壓力能的重新分配釋放，降低了出風速度，提升了送風均勻性和送風范圍，繼而降低了吹風感指數。

3.3 低吹風感模式下的凝露問題分析

在柜機制冷實驗中，當開啟低吹風感模式時，如果遇到房間內濕度過大等特殊情況，可能在出風口兩側存在凝露問題，兩側凝結水不能通過合適的方式收集并排走，如圖8a)所示。圖9a)圓圈部位給出了優化前結構圖紙中可能遇到的凝露位置。圖8b)和圖9b)分別給出了優化設計后的防凝露出風口凝結水狀況圖和對應的出風口結構。相比較于優化前的出風口，優化后的出風口兩側壁面增加了兩個小的導流結構面。下面從流場狀態分析凝露問題在這兩種出口結構邊側的形成和消失原因。

圖8 出風口凝露

圖9 出風口結構

圖10 出風口速度云圖

圖10a)給出了優化前出風口速度云圖。從圖中可以看出，高速冷氣體在貫流風道出口處不僅沿著導風板的微孔射出，還有兩股氣流分別從導風板與兩側蝸殼和蝸舌壁面的間隙中送出。側邊的兩股冷氣流對出口處兩側的凸起部位進行沖擊，并在凸起部位的作用下改變流動方向，如圖10a)中的圓圈標記處所示。這兩股冷氣流在對這兩個凸起固體部位進行沖擊和繞流后，將對此結構區域進行冷卻，而這兩處固體區域正是優化前空調器實驗中發生凝露的區域。在優化后的空調器出口速度云圖中，這兩股邊側冷氣流并未對兩個凸起固體部位進行沖擊，而是從旁側流過，對固體區域冷卻不多。

為進一步分析出口結構優化前后的流場狀況，圖11a)給出了優化前出口左側的流線圖。從圖中可以看出，冷氣流從導風板與左側固體1區域所在的蝸舌壁面之間的間隙中流出后，首先接觸固體區域2，隨后繞著固體區域2的側邊緣送出。在此期間，冷氣流對固體區域2進行了冷卻，同時在區域1和區域2之間形成了一個大渦。此渦不斷吸收冷氣流帶來的冷量，并不斷對固體區域2進行降溫。在冷氣流向房間送出的同時，帶動了區域2左下方的溫濕室內氣流沿著區域2下方的面板流動，一部分溫濕氣流進一步進入了區域2的右側部位。由于固體區域2已經被冷氣流冷卻，圍繞在區域2下方和右方的溫濕氣流在接觸區域2壁面時，將降溫并在此固壁面上發生凝露。圖12a)給出了優化前出口右側的流線圖。類似地，固體區域4除受到主冷氣流的快速冷卻的同時，還受到區域3與4之間存在的氣流渦的慢速冷卻。區域4下方的溫濕室內氣流在接觸到區域4下方的固壁冷面板時，降溫并發生凝露。

從外觀面凝露產生的原因分析上看，主要是由于兩側冷氣流在與區域2和區域4接觸時，對兩區域進行了冷卻，并導致凝露的發生。根據凝露形成的原因，對出口兩側結構進行優化，使得兩側冷氣流不直接沖擊固體區域2和區域4。圖11b)給出了優化后空調器出口左側的流線圖，可以看出左側的冷氣流不再直接沖擊區域2，而是從區域2的右側流出。與圖11a)相比，冷氣流對固體區域2的直接施加冷量降低，而在1和2之間形成的渦也比優化前要小，減小了渦對固體區域2的降溫幅度。另外，優化后區域2的右側直接與冷氣流輕微接觸，不再被溫濕氣流包圍，繼而避免此壁面產生的凝露問題。圖12b)給出了優化后空調器出口右側的流線圖。類似地，優化后右側的冷氣流不再直接沖擊區域4，而是從區域4的左側流出。同時區域4不直接與冷氣流接觸，避免被大幅度降溫冷卻，從而避免了此區域固壁上冷凝水出現的可能性。

圖11 出風口左側流線圖

圖12 出風口右側流線圖

4 結論

本文首先對某柜機進行了吹風感指數實驗，實驗結果顯示貫流柜機空調在普通模式和低吹風感模式下的吹風感指數平均值分別為27.9%和4.45%，表明低吹風感模式下的多孔射流有助于降低吹風感指數。

隨后通過數值模擬方法對該柜機空調進行數值分析，發現普通模式下出口速度大小和湍流強度都不均勻，呈現出明顯左強右弱的特征，而低吹風感模式下，強風被分解，出口氣流速度和湍流強度都有所降低，并呈現出均勻分布的特點，同時提升了送風范圍。通過對出口擴壓段內的壓力分布分析，指出在低吹風感模式下，氣流在經過導風板前，進行了全局范圍內的二次增壓，壓力能重新回收，隨后回收的壓力能通過導風板上的多孔射流進行了壓力能的重新分配釋放，降低了出風速度，提升了送風均勻性和送風范圍，繼而降低吹風感指數。

最后通過仿真手段分析了低吹風感模式下出風口兩側凝露問題的產生機理，指出出口處兩側結構表面產生凝露的主要原因是低吹風感模式下冷氣流對兩側結構表面進行了冷卻，在兩側冷氣流向房間送出的同時，帶動了結構附近的溫濕室內氣流在結構表面流動，從而導致凝露結水的產生。隨后依此產生機理對出口兩側進行結構優化，解決了低吹風感制冷狀態下出風口兩側可能出現的凝露問題。