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文獻翻譯 題 目 分體式空調(diào)器室內(nèi)單元 題 目 空氣流動和熱交換的研究 學生姓名 專業(yè)班級 學 號 院（系） 指導教師（職稱） 完成時間 分體式空調(diào)器室內(nèi)單元的空氣流動和熱交換的研究 摘要：首先介紹一個典型的三維計算流體動力學模型的剖面，并且用一個心里測試的房間來確認空調(diào)裝置的工作能力，得出的結(jié)果與計算流體動力學模型的數(shù)據(jù)有0.26%的差別，然后進行了從計算流體動力學中得到的速率分布和立體粒子圖像測速技術(shù)測量值的比較，從而得出結(jié)論在判斷熱量交換和流量特點是剖面模型是非常有用的。 關鍵詞： 分體式空調(diào)；翅片和管換熱器；橫流風機；立體粒子圖像測速技術(shù) 1.引言 目前，能源利用率已經(jīng)成為工程應用中最終也好的設計標準之一。政府和國際相關組織通過制定調(diào)理規(guī)程和國際標準牢固地控制著能源需求。因為日常的醫(yī)學產(chǎn)品包括一個市場和生產(chǎn)主要元件的能量消耗，他們的產(chǎn)品和商品被產(chǎn)品標準嚴格的控制著。這就意味著，生產(chǎn)商家要更嬌注重產(chǎn)品設計生產(chǎn)過程。另外一個重要的原因是消費者要求使用更加節(jié)能的產(chǎn)品和設計方案更好的產(chǎn)品來提升生活質(zhì)量。 與其他日常用的產(chǎn)品相比，對高品質(zhì)的分體式空調(diào)的要求增長速度更迅速，充足的通風量和熱交換性能的好壞決定了溫度上的舒適度，還需要考慮能效問題，這些都是重要的設計參數(shù)。分體式空調(diào)的室內(nèi)單元和室外單元石象湖關聯(lián)的。但是，因為在小范圍內(nèi)，保證高性能的需要，室內(nèi)部分的設計要花費更大的功夫。所以分體式空調(diào)室內(nèi)單元的翅片管式換熱器和橫流風扇的外殼設計是非常重要的。 翅片管式換熱器由于結(jié)果緊湊，傳熱可靠性高而用于空調(diào)系統(tǒng)。許多研究者對翅片管式換熱器的性能進行過改進，結(jié)果表明空氣異常的換熱器部分比制冷劑異常的部分更加重要，原因是前者有更大的熱阻[1]。一系列的實驗和數(shù)字化模擬研究也說明了這一觀點是正確的[2-6]。在這些研究中翅片管的材料特性，翅片傾斜，管子間距和它們的不知方式，其形狀和翅片的排列方向，空氣側(cè)空氣和制冷劑的性能，以及空氣流動條件都在研究之列。一個翅片管式換熱器典型的部分使用數(shù)字化的3D模型來研究的。氣流條件和通風性能是通過做實驗的方法進行研究的。 表1 術(shù)語 術(shù)語 Cp 比熱容(J/kg K) k 導熱系數(shù)（W/m K） m 質(zhì)量流量(kg/s) Qs 顯熱(W) Tf 相變溫度（K） ▽T 溫差(K) σ 密度(kg/m3) μ 粘度(Ns/m2) 人們對分體式空調(diào)的內(nèi)部系統(tǒng)做了大量的研究。比如用在風道中逐漸擴大規(guī)模和原型實驗的方法，試圖找出分體式空調(diào)的性能和斷面形狀的關系[7]。一個最理想的家用空調(diào)翅片形狀可以從他們目前最新設計的模型中得出。另一個換熱器性能的實驗是Tuztas和Egrica在風道中完成的，使用與之前類似的技術(shù)得到了一個不同幾何尺寸換熱器的實驗數(shù)值的數(shù)據(jù)庫[8]。Taler研究中用到了一種用于得出傳熱系數(shù)的數(shù)字化模型，用于研究不同型號的帶有延伸表面的翅片管換熱器的液體面和氣體面[9]。發(fā)展成熟的數(shù)學分析模型比用于判斷新型翅片管換熱器，空調(diào)系統(tǒng)和制冷裝置的特性。Borrajo-Palaez用的是三維模擬的方法來完成換熱器兩側(cè)的換熱性能[1]。Xie模擬翅片管換熱器空氣側(cè)換熱時，分別使用了多排較小直徑管子和少量較大直徑管子來獲得熱交換性能和空氣流動性能的相互關系[11]。 2 圖1空調(diào)器室內(nèi)單元裝配圖 就提高分體式空調(diào)的性能來說，翅片管式換熱器和橫流風機都是重要的因素。河流風機在空調(diào)中應用廣泛，并且它們的外殼影響到空氣的流動，從而會影響到熱交換器的換熱性能。研究者們往往把目光放在橫流風機形成的復雜的空氣運動場上，而且大部分的實驗和數(shù)字化的研究已經(jīng)能夠判定氣流特性和簡化了的河流風機系統(tǒng)[12-16]。Dang和Bushnell研究表明，不同于幾何尺寸、外殼、橫流風機的方向，更重要的是風扇的位置和由風機循環(huán)轉(zhuǎn)動引起的古怪漩渦的量級大小[17]。實驗研究和數(shù)字化模擬氣流區(qū)域包括葉輪在內(nèi)的形狀和古怪強力的漩渦是由Toffolo提出的[19]。Cabi和Klemrn在研究中提出用實驗和數(shù)字化的方法研究橫流風機內(nèi)的空氣流和我想的空氣動力學，他們的研究結(jié)果表明，技術(shù)流體動力學是完成設計目標的有用工具[20]。 現(xiàn)在有以下研究是做出分體式空調(diào)室內(nèi)單元的整個裝配模型。Shih提出運用二維幾何數(shù)字化模擬常用分體式空調(diào)室內(nèi)單元的橫流風機。同時計算流體動力學也是一個可以成功模擬復雜幾何運動的方法[21]。根據(jù)相同的原理，模擬結(jié)果使得橫流風機得以發(fā)展。Xue在研究中提出一個與上述實驗類似的數(shù)字化模擬分體式空調(diào)室內(nèi)單元的橫流風機用于制冷劑工況的模擬。用來判斷其內(nèi)部流動的特性[22]。通過對比實驗結(jié)果得出兩種氣相（干空氣和濕空氣）會影響到橫流風機的性能的研究結(jié)果。Moukalled創(chuàng)建了3D數(shù)字化模型來預測屋頂上的空調(diào)器內(nèi)部氣流的速度、溫度、濕度的分布。雖然通過綜合地模擬熱交換器和風扇，增加了柵格的規(guī)格和計算成本，但是可以使研究人員得出一個可靠的模型和更精確的結(jié)果，他們預測了設計條件下設備的顯熱和潛熱的制冷能力。 和在上文中提到的相同，計算空氣流體動力學在表示和理解復雜的流體特性是十分成功的。分體式空調(diào)室內(nèi)單元部分已經(jīng)被作為一個單獨的部分模擬出來了，但是，最近的研究表明及時是整個系統(tǒng)也可以用大量的的計算機技術(shù)進行數(shù)字化建模。裝置的3D模型是判斷空氣側(cè)氣流和熱交換的基礎，除了小而典型的部分，（比如數(shù)字化模擬翅片管）所以，在這項研究中，為了模擬分體式空調(diào)室內(nèi)單元引入了一個典型的剖面模型，分析熱傳遞和流體流動是為了得出相關的溫度和速度分布。另外，數(shù)字化手段的作用是通過比較熱交換能力的實驗和SPIV分析裝置剖面數(shù)據(jù)得到結(jié)果，以達到檢測的目的。 2.數(shù)字化研究 常用分體式空調(diào)室內(nèi)單元的內(nèi)部結(jié)構(gòu)由四部分組成：橫流風機、后壁、旋渦壁和翅片管式換熱器。熱交換器的幾何數(shù)據(jù)和橫流風機及其腔體是影響空調(diào)性能的參數(shù)，更多的熱量交換和更少的壓力降低是翅片管式換熱器更好的設計方案，然而，提供足夠流速的同時再出口處更小的壓力波動是橫流風機的一個主要目標。這些參數(shù)是定義分體式空調(diào)室內(nèi)單元性能標準的有效數(shù)值，這些參數(shù)對分體式空調(diào)室內(nèi)單元的影響也是這次研究的對象之一。 通過假定換熱器是多孔介質(zhì)的方法可以進行二維建模分體式空調(diào)室內(nèi)單元的內(nèi)部流體流動。這個假設有一個優(yōu)勢就是在有限體積格柵中減少了節(jié)點的個數(shù)，然而值得注意的是熱交換器壓力值降低的特性。Shih在研究中提出用計算流體動力學的方法實習對翅片管式換熱器中壓力降低特性的分析來解決上述問題，但是，因為分體式空調(diào)內(nèi)部翅片管式換熱器具有復雜的幾何特性，所以這一方法并不適用于所有的模型。另外，裝置內(nèi)部的幾何結(jié)構(gòu)和橫流風機的流動特性會對流體通過翅片管式換熱器不同界面是產(chǎn)生強烈的影響，然而，這些數(shù)據(jù)在翅片管式換熱器的外部進行試驗是不能得到的。此外多孔介質(zhì)的假設對于確定裝置的熱交換特性是不夠的，因為熱交換只在熱交換器內(nèi)部發(fā)生，卻沒有對翅片管式換熱器翅片間空隙進行建模，數(shù)字化建模中沒有考慮到翅片間流體流動的變化。所以，均勻的多孔介質(zhì)的假設并不適合于研究流體流動的局部熱量交換。幾乎沒有哪一項研究對傳熱建模是在分體式空調(diào)室內(nèi)單元內(nèi)部進行的，但是卻有很多三維數(shù)字化研究是對翅片管式換熱器單獨建模的。并且計算流體動力學對于檢查空氣一側(cè)熱交換和流體特性是非常有用的一個工具，所以三維計算流體動力學的方法適合用于解決分體式空調(diào)室內(nèi)單元流體流動和熱交換的問題研究。 整個來自于生產(chǎn)者的模型都是為了簡化，而且在一些地方做了修改，比如在一般工況下建立的翅片管式換熱器的三維模型，以剖面模型為代表，裝配好的分體式空調(diào)的重復截面是固定的值。這個幾何尺寸下，排水管，濾塵器和裝置的外殼以及小的裝配零件都沒有建模，其目的就是簡化。這一預測的根據(jù)是這些要素微不足道的影響，其基礎是有一個好的網(wǎng)套，然而作為對橫流風機性能影響最大的后壁和旋渦壁并沒有做出任何的變化。 把分體式空調(diào)室內(nèi)機的模型放入一個半圓形的區(qū)域，它代表的是裝置外部的空氣。雖然把外部空氣引入模型內(nèi)部會增加系統(tǒng)節(jié)點的數(shù)量，但是入口和出口對于流體的影響可以把真實環(huán)境更好地表現(xiàn)出來，外部受影響的空氣的直徑是風機直徑的20倍，翅片的厚度決定了3D模型的厚度。模型包括六個幾何尺寸：2個半值厚度鋁翅片，翅片間的空氣，這部分內(nèi)部的空氣，橫流風機葉輪間的空氣（模型中旋轉(zhuǎn)的部分），風機內(nèi)部的空氣，裝置內(nèi)部的空氣。 空調(diào)器數(shù)字化模擬的兩個重要步驟就是生產(chǎn)適合的數(shù)字化網(wǎng)格，網(wǎng)格有很多種形式和尺寸，如棱柱形和受擠壓的四面體可以用于模型中。不同擠壓層的數(shù)值和表面元件的數(shù)據(jù)對研究結(jié)果的影響也是應該考慮的問題。在翅片管式換熱器的翅片之間距離翅片更近的及壓差厚度更小，而且是從翅片到空氣中遞增的。為了更為精確判定流體流動和熱量交換，在風機葉輪出口和入口特別是翅片周圍空氣環(huán)繞的部件要選擇尺寸更小的。詳細的數(shù)字化網(wǎng)格中包括2482876個棱柱體元件和1614599個節(jié)點。 為了減小求解過程的計算負荷，只把翅片作為固體來建模，原因是它對于傳熱性能有很重要的影響。至于其他的固體區(qū)域，比如部件的外殼和風機的葉輪在建模的時候都與絕熱墻在一起，并假設它們對傳熱的影響不大，雖然它們對流體流動條件的影響是很大的。邊界條件是根據(jù)檢測室數(shù)據(jù)TS EN14511：2007和ISO 5151[24]標準，這也是用來確定分體式空調(diào)器工作能力的主要工業(yè)標準。這個分析是為了做出冷卻條件標準。給出了進口和出口的邊界條件的數(shù)值模型，外部溫度是300K，相對壓力是0Pa。適當?shù)姆纸缑婺Ｐ腿缌黧w和固體區(qū)域之間或者轉(zhuǎn)動的和靜止的部件之間都在項目中詳細列出來了。假設正面的兩側(cè)是對稱的并且風機部分被定義成驅(qū)動橫流風機中流體運動的轉(zhuǎn)動機構(gòu)。為了模擬激流的流體，使用了k-Σ標準模型，使用它的原因是它包括的范圍廣。這個模型中一般目標的計算流體動力學代碼都已經(jīng)實現(xiàn)了，并且它還被認為是業(yè)界的標準模型。它之穩(wěn)定的，數(shù)字化上是健全的，并且有設定好的預測能力。 圖2 SAC室內(nèi)單元三維數(shù)字化模型 （a）三維模型的區(qū)域（b）環(huán)境空氣和重要的風機部件 6 圖3數(shù)字化模型網(wǎng)格細節(jié)（a）數(shù)據(jù)網(wǎng)格（b）SAC室內(nèi)單元網(wǎng)格細節(jié)（c）通過擠壓層厚度（d）風機葉輪周圍詳細網(wǎng)格視圖 空氣的熱物性，比如密度（r），熱容（Cp），質(zhì)量流量（m）和導熱系數(shù)（k）這些參數(shù)都在氣化溫度290K的條件下給出。從蒸發(fā)器管道出來的R22制冷劑的冷卻效果適用于翅片和280K恒定溫度下的空氣側(cè)管道表面。對三維穩(wěn)定狀態(tài)的反復分析一直持續(xù)到剩下的達到10à4并且域內(nèi)的不平衡值降到低于0.0001%。 表2 空氣的熱物性 Tf(K) σ(kg/m3) Cp(J/kg k) m(Ns/m2) k(W/m k) 290 1.208 1006.8 1.796X10-5 0.0255 3.結(jié)果和討論 3.1空氣流量 數(shù)字化模擬的結(jié)果可以觀測到邊界條件和橫流風機速度（1200rpm），這一速度值可以在標準TS EN 14511：2007和ISO 5151中查出。流體條件是以流線的形式給出的，給出壓力分布，速度矢量圖以及溫度分布是為了模擬傳熱特性。 在圖4中給出了整個模型的流線和裝置內(nèi)部的詳細流體流動方式。空氣通過吸入格柵進入裝置內(nèi)部，并在圖中標記A和B的部分發(fā)生再循環(huán)，由于靠近入口，所以這一過程發(fā)生在前側(cè)和后側(cè)。流體流動通過換熱器的翅片時被變直，然后空氣進入橫流風機的翼型格柵。另外一個再循環(huán)的區(qū)域在圖4中用C標出，這一再循環(huán)很大程度上依靠的是后壁的形狀和位置以及位于后壁上部分的舌狀物。另外，C區(qū)域的旁邊，有一個用D來表示的漩渦，這是由后壁和舌狀物再次驅(qū)動的。通過葉輪的里面，流體直接向后并且受到后壁和古怪漩渦的擠壓，這一點在圖4中用E來表示。漩渦D和E是橫流風機流體的特性，雖然根據(jù)后壁的特性來說漩渦D可能是不存在的。因為低壓力的區(qū)域已經(jīng)在圖5中用E表示出來了，所以這個古怪的漩渦是橫流風機流體的主要源頭，它提供了逆流而上的空氣其功能像是一個塞子擋住了順流而下倒流的空氣。古怪漩渦的形狀和位置很大程度上取決于旋渦壁的幾何參數(shù)。另外一個漩渦位于旋渦壁的下部，人們認為它是旋渦壁周圍壓力波動的結(jié)果。 8 圖4流線和SAC室內(nèi)單元重要的流體結(jié)構(gòu) 一項關于裝置外部流體的研究在圖4中表示出來了，它顯示了空氣從外部的上層移動到被吸入的孔洞，然而在裝置的出口處，有噴射的流體出現(xiàn)，其出現(xiàn)的位置是被限定的空氣流流出和周圍的空氣進行混合。噴射的流體是由巨大的速度差造成的，這個速度差產(chǎn)生在被限定的空氣和裝置周圍的空氣之間，它的特點是持續(xù)增長的下層空氣形成的斷層。 圖5壓力等值線 9 空調(diào)器空氣吸入口和排出口的空間中流體的特點在圖6和7中用速度矢量來表示。這些速度矢量分布顯示是比流線更加詳細的方法，而且它們對于理解局部的流體對于溫度分布的影響。通過管道表面流體被分開，在管道后方會形成漩渦并且在空調(diào)器的拐角和舌狀物的部分形成回流，這些在圖中分別表示為A，B和C?？諝饬髦苯油ㄟ^換熱器翅片會影響到翅片管式換熱器對流換熱的性能。所以，對于更深入的研究，矢量區(qū)域信息是有用的，比如是換熱器表面區(qū)域換熱效率更高，而且可以重新設計裝置的幾何尺寸和橫流風機的位置。 圖6空調(diào)機組流體流入口矢量區(qū)域和重要的流體結(jié)構(gòu) 圖7空調(diào)機組流體流出口矢量區(qū)域和重要的流體結(jié)構(gòu) 3.2溫度分布 熱量交換的結(jié)果已在圖8中表示出，等溫線在數(shù)字化模型的中平面中表示出來，它僅僅包含了空氣的溫度分布。在27℃時，周圍空氣流的溫度直到通過換熱器的翅片和管道才會發(fā)生變化。翅片管式換熱器在不同區(qū)域出口處溫差大小可以達到10℃，雖然橫流風機混合的是來自于翅片管式換熱器的空氣，而且，溫度分布也在 趨于均勻，但是裝置的出口區(qū)域混合時溫差仍然達到4℃。在速度分布圖上，可以清楚地看到激流射出來，在核心的區(qū)域溫度是很低的。隨著受限制的空氣和周圍空氣進行混合，溫度開始升高，等溫線的幅度持續(xù)增大直到核心區(qū)域消失于下層流體。 圖8空氣側(cè)溫度分布 圖9 FTHE不同區(qū)域的溫度分布（a）中平面上翅片間的空氣（b）鋁翅片（c）FTHE的可視化溫度分布 表3粒子圖像測速法 組成 規(guī)格 激光 135mj、15Fps雙脈沖激光流動感應馬克Ⅱ4MPX傳感器 相機鏡頭 60mmF2蔡司平面微距鏡頭 計算機 戴爾T7500 其他 同步器和電纜 霧發(fā)生器 普通霧發(fā)生器 有一個區(qū)域明顯比換熱器其他部分溫度低（用G來表示），在結(jié)果中給出了空氣側(cè)和翅片側(cè)的溫度分布在圖8和9。由于再循環(huán)的空氣在區(qū)域C換熱器的后面，這在流線和速度矢量結(jié)果中也表示了，空氣在翅片管式換熱器的這一部分被再次冷卻。這使得換熱器的利用率降低。 12 圖10裝置流體流出區(qū)域體積和平面測量研究 在鋁翅片上介于翅片間的空氣在中平面的溫度分布已經(jīng)在圖9 a和b中分別表示出來了。整個翅片管式換熱器模型的可視化溫度分布已經(jīng)在圖9c中表示出來了。 3.3實驗研究 3.3.1.熱傳遞能力測試 兩個不同的實驗研究都用來驗證數(shù)字化研究的結(jié)果。一個是濕度測試房間有60000BTU/h,用分體式空調(diào)器來判定它的工作能力。實驗的根據(jù)是TS EN14511：2007和ISO 5151標準并且在房間實驗結(jié)果和數(shù)字化模擬結(jié)果之間控制應對結(jié)果，裝置的顯熱用于這兩個實驗。質(zhì)量流量和溫差從數(shù)字化模擬中得到，用方程式 Qs=mCp▽T 顯熱容量的計算值是3061.15W，而且實驗測定的值是3069.1W，這表明，數(shù)字化模擬裝置內(nèi)部的熱傳遞是很成功的。 3.3.2.立體粒子圖像測速法 從計算流體動力學的方法得出的數(shù)字化模擬速度分布的結(jié)果和可視化流體實驗結(jié)果的比較。立體粒子圖像測速法需要高科技技術(shù)和靈敏的裝置以及謹慎的設計實驗步驟，它用來測定速度。立體粒子圖像測速系統(tǒng)基本包括一架相機，一臺造霧器，一臺電腦和控制部件的軟件以及一些后期處理，計時器和電纜。詳細的裝置在 13 表2中已經(jīng)給出。在空氣中混入微型顆粒，由激光通過適當?shù)溺R頭形成的一片光由微型顆粒散射的光通過相機，這些散射光和激光同步，由此來保證照片都是在正確的時間拍下的。從相機內(nèi)的連續(xù)圖像處理后得出粒子群在一定時間內(nèi)的位移和每一個區(qū)域的速度矢量。根據(jù)測量組合這些載體形式矢量流。測量在3480X6840mm范圍內(nèi)，實驗用的組件都是放在長方形的房間內(nèi)。 一個裝有橫流風機的出口被平均分成9個測量平面用來顯示出裝置流出的流體。實驗區(qū)域是這些195X150mm的平面中的每一個。體積是在流體流出區(qū)域內(nèi)研究的，這些測量在圖10中已經(jīng)給出。流體結(jié)構(gòu)不同截面上流出流體和橫流風機裝置圖已經(jīng)在平面圖11中給出，根據(jù)200個瞬時速度來求解出平均速度。二維流體所顯示的矢量圖由空氣平面運動組成，這部分是灰色的，黑色的表示的是紙平面內(nèi)，白色的表示的是紙平面外。在圖11中可以清晰的看到激流，它是通過研究區(qū)域的對角線的；然而流體在裝置不同部分是不同的。 平面內(nèi)在流體邊緣處沿對角線對平面1的研究區(qū)域進行研究。在平面內(nèi)的速度分量的幅度可以達到2m/s，在出口和平面內(nèi)是0.6m/s，這表明流體從周圍空氣中進入實驗房間后存在于研究區(qū)域的左邊?？梢栽谳^低處的左邊和較高處的右邊看到激流運動到周圍的空氣中。在裝置中，再循環(huán)流體的位置低于激流，它是橫向平面內(nèi)流體的分量。 在平面激流中可以清楚的看到它，在平面2中出口處的速度分量是5m/s。隨著研究從平面邊緣向平面中心移動，邊緣效應消失，在左下和右上部分觀察空氣進入主流體的運動。橫向流體在研究區(qū)域的左下部分也在發(fā)生改變，在出口接近上部的地方其強度在增強，在平面外的區(qū)域速度可以達到-1m/s。 對平面3和4來說，橫向流體逐漸變薄，其平面外的組件的變化幅度減小。然而，平面射流的形狀和速度分布在這些平面內(nèi)沒有任何差異。在平面內(nèi)5-6m/s的速度通過研究區(qū)域的對角線右側(cè)后在在裝置的出口處下降到4-5m/s。分體式空調(diào)器室內(nèi)單元出口處流體結(jié)構(gòu)開始在平面5內(nèi)發(fā)生變化。激流上移到平面5，它幾乎是沒有任何優(yōu)勢的平面流體組件。此外，在平面內(nèi)裝置的出口處速度的大小減小到3-4m/s。流體結(jié)構(gòu)的變化對平面6來說更加重要，在其中，出平面裝置的速度從負變到正，那意味著橫向流動的方向改變了。平面內(nèi)的速度分布回歸到其正常的分布，它有一個更加廣泛的激流截面。平面8內(nèi)的激流橫截面比7中更大，而強度也更強。在平面9內(nèi)，位于邊緣的出口區(qū)域，激流在平面內(nèi)是看不到的，但是流體平面組件 15 顯示正值，所以表明在這個平面內(nèi)存在橫向的流體。 圖11SAC室內(nèi)單元不同區(qū)域流體結(jié)構(gòu)橫斷面圖 圖12SAC室內(nèi)單元流體結(jié)構(gòu)三維圖 雖然平面6在裝置的幾何中心，但是，它并不是激流的中心。電機和控制單元位于該裝置的左側(cè)，在裝置的這一區(qū)域內(nèi)是沒有任何的流體的。因此，分體式空調(diào)室內(nèi)單元的關鍵部分有直接的橫流風機的平面6，來自兩邊的橫向流體在平面6中心相遇。速度場可以從計算流體動力學的方法從不同平面中得出從而得到分體式空調(diào)器室內(nèi)單元可視化三維立體流出流體的結(jié)構(gòu)。由此得到等值面，流體在面內(nèi)的速度分量大小是3.5m/s，這個數(shù)值和測量平面在圖12中給出。平面6射流在中心被分成兩部分，并且另個流體結(jié)構(gòu)的峰值是非常明顯的。從實驗中可以看出，平面激流收到分割邊緣和三維結(jié)構(gòu)的影響非常大；然而我們卻不能建立關于邊緣影響和三維流體結(jié)構(gòu)的數(shù)字化模型來進行研究。因此，把實驗的數(shù)據(jù)和數(shù)字化模擬的結(jié)果進行比較時，隨機的選擇一個測量面，很可能就會選擇一個錯誤的平面。作為一個結(jié)果，平均流體的速度在六個平面內(nèi)（2、3、4、5、7、8）在其中受到流體干擾更小，可以進行數(shù)學計算來比較數(shù)字化研究結(jié)果。 圖13路徑比較圖 16 圖14空調(diào)器模型出口區(qū)域不同路徑CFD和SPIV速度數(shù)據(jù)的比較圖 （路徑1、2、3、4、5、6） 在裝置的出口處定義了六條路徑在不同的流向位置，它位于垂直于平面激流沿流動方向；用來比較數(shù)字化和實驗研究結(jié)果。在平面內(nèi)定義的相對于無量綱激流正常坐標路徑上的速度，是以激流位置正常比率到設備出口截面的高度。和在圖14中表示的一樣，這種方式的結(jié)果有一個峰值速度分布圖形，但是對計算流體動力學數(shù)據(jù)來說有一個范圍更廣的峰值。另外，速度的最大值同樣有相匹配的數(shù)字化模型和實驗得出的結(jié)果。定義路線的位置幾乎和計算流體動力學得到的數(shù)據(jù)相同并且速度分布曲線是對稱的而且隨著流體通過下層的發(fā)展有了更廣泛的范圍。然而，對立體粒子圖像測速技術(shù)結(jié)果峰值的位置變化，兒流體非對稱的速度分布曲線越來越大，這是流體在下層發(fā)展時用計算流體動力學得出的結(jié)果。速度分布的差異通過下層流體減小可能是橫向流體不能被建立剖面模型造成的。 17 4.結(jié)果 在這次研究中，引入了眾所周知的翅片管式換熱器的數(shù)字化模型，其目的是為了判定一個更加復雜的幾何尺寸系統(tǒng)的溫度和速度分布，這一系統(tǒng)就是分體式空調(diào)器室內(nèi)單元。雖然在過去有很多關于分體式空調(diào)器的數(shù)字化和實驗研究，但是這次是第一次用一個剖面模型同時研究流體和熱交換。該數(shù)字模型的驗證使用的是熱傳遞能力的測試和立體粒子圖像測速法測量裝置的出口截面。這項研究結(jié)果表明，數(shù)字化模擬和實驗研究得到的結(jié)果差別在可以接受的范圍之內(nèi)，并且，數(shù)字化研究剖面模型是一個很好的用于判定分體式空調(diào)器熱量傳遞和流體特征的工具。在心理測試房間得到的數(shù)據(jù)和數(shù)字化模型得到的數(shù)據(jù)的差別是0.26%，并且出口處速度和由立體粒子測速法得到的數(shù)據(jù)是一致的。數(shù)字化研究是理想化的位置得到的，所以一些元素沒有被建模（一些組件，濾波器等），計算時的假設和錯誤，以及制造裝配時引入的缺陷都是不考慮的。另外，平面外流體結(jié)構(gòu)對主流體的影響在剖面模型總減小了，因此，從實驗中得到的流體速度和從數(shù)字化模擬中得到的速度有差別是合理地。 雖然二維模型在有限體積內(nèi)減少節(jié)點個數(shù)和減輕計算負荷是有優(yōu)勢的，原因是熱量傳遞只發(fā)生在換熱器的內(nèi)部，但是翅片管式換熱器的多孔介質(zhì)模型不適用于表示流體流動對傳熱的影響。用今天的電腦技術(shù)，建立整個裝置的模型而不是模型的剖面也是可能的，但是這會高估和浪費時間。在這項研究中，數(shù)字化模擬得到了發(fā)展，它不僅僅是在分體式空調(diào)器的設計方面也在其他有翅片管式換熱器或者橫流風機的裝置的設計方面是一個非常有用的工具。 參考文獻 [1] C.C. Wang, Recent progress on the air side performance of ?n-and-tube heat exchangers, Int. J. Heat Exch. 1 (2000) 49e76. [2] C.C. Wang, W.S. Lee, W.J. Sheu, A comparative study of compact enhanced ?n and tube heat exchangers, Int. J. Heat Mass Transf. 44 (2001) 3565e3573. [3] W.M. Yan, H.Y. Li, Y.J. Wu, J.Y. Lin, W.R. Chang, Performance of ?nned tubeheat exchangers operating under frosting conditions, Int. J. Heat Mass Transf.46 (2003) 871e877. [4] R.R. Mendez, M. Sen, K.T. Yang, R. McClain, Effect of ?n spacing on convection in a plate ?n and tube heat exchanger, Int. J. Heat Mass Transf. 43(2000) 39e51. [5] Y. Kim, Y. Kim, Heat transfer characteristics of ?at plate ?nned-tube heat exchangers with large ?n pitch, Int. J. Refrig. 28 (2005) 851e858. [6] H. Pu, G. Ding, X. Ma, H. Hu, Y. Gao, Long-term performance of air-side heat transfer and pressure drop for ?nned tube evaporators of air conditioners under intermittent operation conditions, Int. J. Refrig. 33 (2010) 107e155. [7] J.Y. Yun, K.S. Lee, Investigation of heat transfer characteristics on various kinds of ?n-and-tube heat exchangers with interrupted surfaces, Int. Commun. Heat Mass Transf. 42 (1999) 2375e2385. [8] M. Tuztas, A.N. Egrican, Mathematical model of ?nned tube heat exchangers for thermal simulation software of air conditioner, Int. J. Heat Mass Transf. 29(4) (2002) 547e556. [9] D. Taler, Determination of heat transfer correlations for plate ?n and tube heat exchangers, Heat Mass Transf. 40 (2004) 809e822. [10] R. Borrajo-Palaez, J. Ortega-Casanova, J.M. Cejudo-Lopez, A three-dimensional numerical study and comparison between the air side model and the air/water side model of a plain ?n-and-tube heat exchanger, Appl. Therm. Eng. 30(2010) 1608e1615. [11] G. Xie, Q. Wang, B. Sunden, Parametric study and multiple correlations on air-side heat transfer and friction characteristics of ?n-and-tube heat exchangers with large number of large-diameter tube rows, Appl. Therm. Eng. 29 (2009) 1e16. [12] S. Murata, K. Nisnihara, An experimental study of cross ?ow fan (1st report,effect of housing geometry on the fan performance), Bull. JSME 19 (129)(1976) 314e321. [13] S. Murata, K. Nisnihara, An experimental study of cross ?ow fan (2nd report,movements of eccentric vortex inside impeller), Bull. JSME 19 (129) (1976)322e329. [14] T.A. Kim, D.W. Kim, S.K. Park, Y.J. Kim, Performance of a cross-?ow fan with various shapes of a rearguider and an exit duct, Korea J. Mech. Sci. Technol. 22(2008) 1876e1882. [15] S. Tanaka, S. Murata, Scale effect in cross ?ow fans: effect of fan dimensions on performance curves, JSME Int. J. B-Fluid Therm. 37 (4) (1994) 844e852. [16] S. Tanaka, S. Murata, Scale effect in cross ?ow fans: effect of fan dimensions on ?ow details and the universal representation of performances, JSME Int. J. B-Fluid Therm. 38 (3) (1995) 388e397. [17] T.Q. Dang, P.R. Bushnell, Aerodynamics of cross-?ow fans and their applica-tion to aircraft propulsion and ?ow control, Prog. Aerosp. Sci. 45 (2009) 1e29. [18] A. Toffolo, A. Lazzaretto, A.D. Martegani, An experimental investigation of the ?ow ?eld pattern within the impeller of a cross-?ow fan, Exp. Therm. Fluid Sci. 29 (2004) 53e64. [19] A. Toffolo, On the theoretical link between design parameters and perfor-mance in cross-?ow fans: a numerical and experimental study, Comput.Fluids 34 (2005) 49e66. [20] M. Gabi, T. Klemm, Numerical and experimental investigations of cross-?ow fans, J. Comput. Appl. Mech. 5 (2) (2003) 251e261. [21] Y.C. Shih, H.C. Hou, H. Chiang, On smilitude of the cross ?ow fan in a split-type air-conditioner, Appl. Therm. Eng. 28 (2008) 1853e1864. [22] Y. Xue, J. Gan, J. Wang, K. Wu, Internal ?ow numerical simulation of a cross-?ow fan in refrigerant operating condition using user-de?ned functions, Int. J.Numer. Meth. Fluid. 65 (2011) 1039e1049. [23] F. Moukalled, S. Verma, M. Darwish, The use of CFD for predicting and opti-mizing the performance of air conditioning equipment, Int. J. Heat Mass.Transf. 54 (2011) 549e563. [24] International Standard ISO 5151, Non-ducted Air Conditioners and Heat Pumps e Testing and Rating for Performance (1994) (E). 21