直冷冰箱冷藏室門封傳熱特性研究

陳 旗 晏 剛 方忠誠 苑保利 任 偉

(1 西安交通大學制冷與低溫工程系 西安 710049；2 美的集團冰箱事業部 合肥 230601)

直冷冰箱冷藏室門封傳熱特性研究

陳 旗1晏 剛1方忠誠2苑保利2任 偉2

(1 西安交通大學制冷與低溫工程系 西安 710049；2 美的集團冰箱事業部 合肥 230601)

冰箱門封是連接門體和箱體的重要結構，門封的傳熱量是冰箱熱負荷的重要組成部分。通過實驗和三維CFD模擬相結合的方法，研究了冷藏室門封及周邊結構的傳熱特性，重點分析了門封的傳熱途徑及各傳熱途徑熱負荷的占比，為冰箱門封的優化設計提供依據。結果表明：門封總負荷為2.2 W，約占冰箱負荷的5.5%；門封傳入箱體的熱負荷、門封傳入冷藏室間室的熱負荷分別占門封總傳熱負荷的41.56%，45.07%。門封磁條是影響門封熱負荷的重要因素，磁條寬度從9.6 mm下降為8.4 mm時，門封與箱體傳熱負荷降低51.7%，從而導致門封總傳熱負荷降低21.1%。

冰箱；門封；熱負荷；傳熱特性；

冰箱作為傳統的家用電器，其家庭保有量持續增長，耗電量占據全國家電總耗電的32%[1]。如何降低冰箱能耗一直是制冷行業的研究熱點，國內外學者[2-5]也進行了與節能相關的研究和探討。作為連接冰箱門體和箱體的重要結構，冰箱門封條起著密封、抗震、隔熱等重要作用。冰箱門封條的傳熱量(漏冷量)是冰箱熱負荷的重要組成部分，其占冰箱總熱負荷的18%[6]。隨著近幾年國家關于冰箱的能源效率等級標準的提高，在冰箱保溫層泄漏熱負荷越來越小的情況下，門封漏熱在總熱負荷中的比重則會逐漸上升，這意味著降低門封漏熱負荷對降低冰箱總熱負荷有著較大的影響，因此門封熱負荷的研究引起了越來越多的關注。

馬長州等[7]采用反向熱泄漏的方法測算冰箱的熱負荷，使用熱流量傳感器測量冰箱不同位置的熱流密度，結果表明，門封漏熱負荷約占冰箱總熱負荷的21%，門封漏熱是亟需關注和改善的漏熱點。費斌等[8]從對流、熱傳導和輻射三個方向著手對門封傳熱進行了分析和優化，結果表明對門封增加密封腔、密封邊后門封漏熱降低11%，門封采用TPE材料后耗電量降低3.9%。韓雷等[9]使用CAE二維模擬分析了門封的導熱性能，探討了門封高度、磁條、以及門封等效導熱系數對門封傳熱的影響，結果表明門封漏冷約占冰箱總漏冷量的8%，門封結構和磁條對門封導熱性能的影響較大，隨著門封高度及等效導熱系數的降低，門封漏冷量會隨之減小。

Hessami M A[10]采用內加熱法對冰箱各面的傳熱情況進行了實驗研究和數值模擬，通過對比熱流量傳感器測量的熱負荷與冰箱加熱功率發現：門封傳熱負荷約占冰箱熱負荷的17%。Boughton B E等[11]通過Fortran編程仿真計算門封傳熱負荷，把門封假設成中空的方腔，得到門封的熱負荷占總負荷的2.7%。Huelsz G等[12]通過三維數值模擬的方法，研究了風冷冰箱(708 L)門封及周邊結構的傳熱情況，熱量從環境通過門封進入箱內的傳遞過程，冷凍室門封的導熱量為6.28 W，約占冷凍室間室總負荷的4.7%。Kim H S等[13]采用不同的邊界條件對風冷冰箱的門封的傳熱特性進行了二維模擬，得到的門封傳熱量為3.5 W/m。但在實際情況中，冰箱內空氣是三維流動，靠近門封區域的空氣沿豎直方向流動且受重力因素的影響，作者沒有分析門封的傳熱途徑及傳熱特性，忽略了空氣與門封結構間的耦合傳熱，只考慮了門封與周邊結構的固體傳熱。

以上研究只是針對門封傳熱負荷占冰箱總負荷的比例，并沒有細化研究門封傳熱途徑以及量化不同傳熱途徑傳熱量的占比。本文針對冰箱冷藏室門封區域，采用實驗與三維模擬相結合的方法對門封的傳熱特性進行研究，分析門封的傳熱途徑及各傳熱途徑中傳熱量在門封總傳熱負荷中的占比，對門封負荷中占比較大的部分進行了重點改善，為降低門封傳熱、降低冰箱耗電量提供參考依據。

1 門封區域溫度測量

某品牌BCD-216TGMA型號三開門直冷冰箱，冷藏室在冰箱最上部，其容積為119 L，寬度0.55 m，長度0.60 m，高度0.72 m。實驗在溫度為25 ℃，相對濕度為75%的環境室內進行，冰箱處于強檔不停機狀態，冰箱運行24 h后達到穩定狀態。用精度為±0.02 ℃的T型熱電偶測量冷藏室左側邊門封及周邊結構的溫度，熱電偶在冷藏室左側門封的橫截面布置情況如圖1所示，采集的溫度數據中，一部分作為模擬的邊界條件帶入模型進行模擬；另一部分作為模擬準確性的判定條件，與模擬后的溫度場進行對比，確定模擬結果的準確性。

圖1 溫度測點布置及門封區域的材料Fig.1 The positions of thermocouples and materials around gasket

2 門封區域的物理及數學模型

2.1 物理模型

相對于冷藏室間室的大空間而言，門封的尺寸較小且門封周邊結構復雜，不宜在間室整體的層面上研究門封傳熱特性。針對門封及周邊結構，取豎直方向長10 cm的一段門封建立三維物理模型，如圖2所示。冷藏室箱體部分由鋼板、ABS板、發泡層組成；門封由軟質PVC材料、氣囊、磁條組成。直冷冰箱正常工作時，間室內空氣的流動屬于自然對流，由浮升力驅動[14]。同時模擬中也會考慮門封氣囊內空氣的自然對流，門封周邊結構的導熱系數如表1所示。

位置123456名稱發泡層鋼板磁條PVC空氣ABS導熱系數/(W/(m·K))0026581003500240191

2.2 數值模型的控制方程和邊界條件

直冷冰箱冷藏室空氣流動屬于自然流動，采用N-S方程描述空氣流動情況，為了便于數學建模和分析，做出以下假設：1)箱體內的空氣流動是不可壓縮的層流流動；2)忽略流體中的粘性耗散項；3)Boussinesq假設，對密度僅考慮動量方程中與體積力有關的項；4)忽略各壁面之間的輻射傳熱；5)所有材料的熱物性保持不變；6)忽略通過門封及門封間隙的空氣泄漏；7)空氣的流動在壁面處滿足無滑移條件[15]。基于以上假設，傳熱和流動方程如下所示：

連續方程：

(1)

x向動量守恒方程：

(2)

y向動量守恒方程：

(3)

z向動量守恒方程(z向為豎直方向)：

(4)

能量守恒方程：

(5)

式中：u為x向流體速度分量，m/s；v為y向流體速度分量，m/s；w為z向流體速度分量，m/s；υ為運動粘度，m2/s；p為壓力，Pa；ρ為密度，kg/m3；g為重力加速度，m2/s；α為熱擴散系數，m2/s；T為溫度，℃。

采用CFD軟件Fluent進行穩態模擬，分析門封附近區域的傳熱特性，利用Gambit軟件對物理模型進行網格劃分，網格為非結構化六面體網格并對網格無關性進行驗證。壓力和速度的耦合靠COUPLED算法實現，能量守恒方程和矢量方程采用二階迎風算法進行離散，當迭代過程的殘差達到10-3時達到收斂條件。

邊界條件包括冷藏室內部的邊界條件(B.C.1)和外界環境的邊界條件(B.C.2)，如圖2所示。門封區域在冷藏室內的邊界條件包括間室來流空氣的速度和溫度。來流溫度由實驗測試中的熱電偶測得，采用冰箱穩定運行后的溫度測點4和5點的溫度平均值。來流空氣速度在Laguerre O等[16]研究的基礎上取值，且認為來流空氣只有在豎直方向即z軸方向的運動。門封區域靠近外界環境處的邊界條件為自然對流條件，溫度是環境溫度測量點1的溫度平均值，對流傳熱系數參考Laguerre O等[17]的研究，取h=10 W/(m·K))。出口的邊界條件采用壓力出口，認為固體在物理模型的其他邊界處絕熱，重力沿豎直方向，具體的邊界條件如表2所示。

表2 門封區域模型的邊界條件Tab.2 The boundary conditions of the model in the gasket region

3 結果分析和討論

3.1 門封傳熱特性以及傳熱途徑分析

冷藏室門封區域及周邊結構在門封橫截面處的溫度場云圖，如圖3所示。實驗中測定了強檔不停機檔位下，冷藏室左側門封Ω槽內溫度30.66 ℃，模擬得到的數據為28.3 ℃，則絕對誤差為2.36 ℃，相對誤差為7.7%；實驗中測定了強檔不停機檔位下，冷藏室左側門箱間隙處門體溫度為17.47 ℃，模擬得到的數據為16.6 ℃，則絕對誤差為0.87 ℃，相對誤差為4.98%。根據Kim H S等[13]準確度較高的模擬算例計算出溫度與實驗溫度的數據，可以推導出誤差的平均值為3.14 ℃，本文模擬與實驗的誤差為0.87～2.36 ℃，誤差的平均值為1.61 ℃，說明本文模型與實驗的誤差較小。Melo C等[18]使用熱流量傳感器測量了門封與環境間的傳熱量為1.26 W，而本文模型中得到門封與環境的熱流密度為0.533 W/m，門封長度為2.4 m，因此門封與環境傳熱負荷為1.28 W，該值與Melo C等[18]實驗測得的值相近。但本文認為門封的傳熱負荷應該分析門封與周邊結構的傳熱情況，門封傳熱負荷應為通過門封最終傳入間室引起間室負荷增加的部分，而不僅僅是門封與環境的熱負荷。本文模擬得到的門封總傳熱負荷為2.2 W，與馬長州等[7]用反向熱平衡法實驗測量得到冷藏室門封熱負荷2.5 W的結果相近。綜上所述，本文的模擬算例是可靠的。

圖3 門封區域橫截面的溫度云圖 Fig.3 Temperature contour near the gasket region

圖4 門封與周邊結構的傳熱負荷和所占的比例Fig.4 Thermal loads near gasket region and the proportions

根據溫度云圖3可以看出，鋼板及門封外側屬于溫度較高的區域，間室內部的溫度則較低。從溫度梯度來判斷：環境溫度高于門封溫度，環境通過其門封的接觸面向門封傳入熱量，稱為環境與門封間的傳熱負荷；門封溫度高于門體溫度，門封通過其與門體的接觸面及Ω槽向門體傳出熱量，稱為門封與門體間的傳熱負荷；門封溫度高于冷藏室間室溫度，門封通過其與冷藏間室的接觸面向間室傳出熱量，稱為門封與間室之間的傳熱負荷；門封溫度高于箱體溫度尤其是磁條處溫度高于對應的箱體溫度，門封通過其余箱體的接觸面向箱體傳出熱量，稱為門封與箱體間的傳熱負荷。

以門封為控制體，門封與周邊結構的單位長度傳熱負荷如表3所示。門封的傳熱傳遞途徑包括：門封與外界環境的傳熱、門封與間室的傳熱、門封與箱體傳熱、門封與門體的傳熱(門封與門體接觸面的傳熱、門封與Ω槽的傳熱)。門封向門體傳遞的熱量最終會進入冷藏室間室，門封向箱體傳遞的熱量最終也會傳入冷藏室間室。

因此，門封總熱負荷包括門封傳入箱體熱負荷、門封傳入冷藏室間室的熱負荷、門封傳入門體(門封與門體接觸面、門體Ω槽)的熱負荷，如下式所示。

q門封=qe+qd+q門體=qe+qd+qc+qb

(6)

式中：q門封為門封單位長度的總負荷，W/m；qe為門封與間室之間的單位長度的傳熱負荷，W/m；qd為門封與箱體之間的單位長度的傳熱負荷，W/m；q門體為門封與門體之間的單位長度的傳熱負荷，W/m；qc為門封與門體接觸面之間的單位長度的傳熱負荷，W/m；qb為門封與門體Ω槽之間的單位長度的傳熱負荷，W/m；

表3 門封周邊結構的單位長度熱負荷Tab.3 Thermal load per unit gasket length near gasket region

表中：qa為環境與門封之間單位長度的傳熱負荷；+/-——正值為傳入門封的熱負荷，負值為傳出門封的熱負荷。表中各項熱負荷之和不為零是因為省略了門封氣囊中空氣流動對門封的傳熱，而這部分負荷對門封總負荷的計算沒有影響。

門封單位長度總負荷0.912 W/m，冷藏室門封總長度為2.4 m，因此冷藏室門封總傳熱負荷為2.2 W，占冰箱負荷40 W的5.5%；門封與周邊結構的單位長度傳熱負荷和所占的比例如圖4所示。門封與間室的單位長度傳熱負荷所占比例最大，其次是門封與箱體的單位長度傳熱負荷，兩者之和占門封單位長度總負荷0.912 W/m的比例達到了86.63%；門封與門體的單位長度傳熱負荷包括門封與門體接觸面的單位長度傳熱負荷和門封與Ω槽的單位長度傳熱負荷，占門封單位長度總負荷的13.37%。

為了降低門封傳熱負荷應重點考慮從降低門封與間室傳熱負荷，門封與箱體傳熱負荷兩個方面著手。一方面針對門封與間室傳熱負荷較大的問題，可以在門封與間室接觸面處增設附加氣囊，但這會增加冰箱企業的生成成本。另一方面門封與箱體的傳熱負荷在門封總負荷占比達到41.56%，其中磁條的導熱系數較大(10 W/(m·K))，門封磁條處的傳熱負荷較大，相比于門封增設附加氣囊，針對門封磁條改善其生產工藝更可行，也更節約生產成本，因此需要進一步分析改善門封磁條對門封傳熱負荷的影響。

3.2 門封磁條寬度變化后的傳熱特性分析

原門封磁條寬度為9.6 mm。磁條寬度減小0.6 mm時，寬度變為9.0 mm(以下簡稱case1)；磁條寬度減小1.2 mm時，寬度變為8.4 mm(以下簡稱case2)。磁條寬度減小后門封附近的溫度云圖如圖5所示，可以看出磁條寬度的變化對門封附近溫度云圖的影響較小。以門封為控制體，門封與周邊結構的傳熱負荷如表4所示。

表4 門封周邊結構的單位長度熱負荷Tab.4 Thermal load per unit gasket length near gasket region

門封在箱體及磁條處的單位長度傳熱負荷如圖6所示，相比于原門封與箱體的單位長度傳熱負荷，case1下降了33.24%，case2下降了51.7%。主要原因在于門封與箱體接觸面上磁條的傳熱系數(10 W/(m·K))較大，磁條寬度的減小使通過磁條的傳熱負荷降低：相比于原門封在磁條處的單位長度傳熱負荷0.263 W/m，case1為0.19 W/m，下降了27.76%，case2門封在磁條處的單位長度傳熱負荷0.16 W/m，下降了39.16%，因此磁條寬度的減小能有效降低門封與箱體傳熱負荷。

門封與周邊結構的單位長度傳熱負荷如圖7所示，相比于原門封的單位長度傳熱總負荷，case1下降了13.27%，case2下降了21.1%。主要原因在于磁條寬度的減少造成門封與箱體接觸面積減小，導致門封磁條處單位長度傳熱負荷降低，引起門封與箱體的單位長度傳熱負荷明顯降低，導致門封單位長度傳熱總負荷明顯下降。

圖5 改進磁條寬度后門封橫截面溫度云圖Fig.5 Temperature contour near the gasket region after the change of magnet width

圖6 門封與箱體及磁條處的單位長度傳熱 負荷隨磁條寬度減小量的變化Fig.6 The effect of reduction of magnet width on thermal load per unit gasket length between gasket and body (magnet)

圖7 門封與周邊結構的單位長度傳熱負荷Fig.7 Thermal load per unit gasket length near gasket region

3.3 門封磁條高度變化后的傳熱熱性分析

原門封磁條高度為3.3 mm。磁條高度減小0.3 mm時，高度變為3.0 mm(以下簡稱case3)；磁條高度減小0.6 mm時，高度變為2.7 mm(以下簡稱case4)。磁條高度減小后門封附近的溫度云圖如圖8所示，可以看出磁條高度的變化對門封附近溫度云圖的影響較小。以門封為控制體，門封與周邊結構的傳熱負荷如表5所示。

門封與箱體及磁條處的單位長度傳熱負荷如圖9所示，原門封、case3、case4的數據基本保持平齊，說明改變磁條高度對門封磁條處單位長度傳熱負荷影響很小，進而門封磁條高度的改變對門封與箱體的傳熱負荷影響很小。

表5 門封周邊結構的單位長度熱負荷Tab.5 Thermal load per unit gasket length near gasket region

圖8 改進磁條高度后門封橫截面的溫度云圖Fig.8 Temperature contour near the gasket region after the change of magnet height

圖9 門封與箱體及磁條處的單位長度傳熱 負荷隨磁條高度減小量的變化Fig.9 The effect of reduction of magnet height on thermal load per unit gasket length between gasket and body (magnet)

圖10 門封與周邊結構的單位長度傳熱負荷Fig.10 Thermal load per unit gasket length near gasket region

門封與周邊結構的傳熱負荷如圖10所示，原門封、case3、case4的門封與箱體單位長度傳熱負荷基本不變，原因在于門封磁條高度的改變時磁條與箱體的接觸面積不變，門封與磁條處的傳熱負荷受影響很小。同時case3、case4在門封其他傳熱途徑上的單位長度傳熱負荷與原門封相比變化較小，所以原門封、case3、case4的門封單位長度傳熱總負荷變化很小。

門封磁條高度的改變對門封傳熱負荷影響很小，相比之下磁條寬度的減小能夠有效導致門封傳熱負荷的降低。由于磁條寬度減小時，門封磁條與箱體的貼合力也會相應減小，而磁條高度對門封傳熱總負荷影響很小，因此可以在減小門封磁條寬度的同時，適當增加磁條高度以增加磁條的磁力，防止門封與箱體處出現較大縫隙造成門封漏熱嚴重。

4 結論

本文在溫度25 ℃，相對濕度75%的冰箱實驗室內進行了直冷冰箱強檔不停機狀態下的運行實驗，待間室內溫度穩定后，測量了冷藏室門封區域的溫度，針對門封周邊建立三維模型的CFD模擬方法研究了冷藏室門封及周邊區域的傳熱特性，分析了門封的傳熱途徑及其占比，并對門封磁條處的傳熱進行了改善。結論如下：

1)門封的總傳熱負荷包括門封傳入箱體的熱負荷、門封傳入冷藏室間室的熱負荷和門封傳入門體的熱負荷，所占的比例分別為41.56%、45.07%、13.37%。

2)門封單位長度的總傳熱負荷為0.912 W/m，冷藏室門封的總傳熱負荷為2.2 W，約占冰箱負荷的5.5%。

3)門封磁條高度的改變對門封的傳熱負荷影響很小，磁條寬度的減小能夠導致門封傳熱負荷的有效降低，磁條寬度從9.6 mm下降為8.4 mm時，門封的總傳熱負荷降低21.1%。在改善門封磁條傳熱時應重點考慮門封磁條寬度的影響。

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About the corresponding author

Yan Gang, male, Ph. D., Deputy Director of Department of Refrigeration & Cryogenic Engineering, Xi′an Jiaotong University, +86 29-82668738, E-mail: gyan@mail.xjtu.edu.cn. Research fields: new refrigeration and cryogenic cycle system and thermophysics process, alternative refrigerants, energy-saving of refrigeration and cryogenic devices.

A Study on the Heat Transfer Characteristics of Refrigerating Cabinet Gasket

Chen Qi1Yan Gang1Fang Zhongcheng2Yuan Baoli2Ren Wei2

(1.Department of Refrigerating & Cryogenic Engineering, Xi′an Jiaotong University, Xi′an, 710049, China; 2. Refrigeration Division, Midea Group, Hefei, 230601, China)

Gasket is an important connection structure between refrigerator door and body, and heat transfer through gasket is an important component of refrigerator thermal load. Both CFD simulations and experimental test were carried out to analyze the heat transfer characteristics near gasket region. This paper primarily focuses on heat transfer paths and the proportions, which lays the foundation for the optimal design of gasket. The result shows that total thermal load of gasket is 2.2W, accounting for 5.5% of the total heat loss of a refrigerator, and thermal loads from gasket to refrigerating body and from gasket to refrigerating cabinet account for 41.56% and 45.07% of the total thermal load near the gasket region, respectively. Besides, the magnetic stripe is a key factor of the total thermal load of gasket. To reduce the width of gasket from 9.6mm to 8.4mm could effectively reduce the gasket thermal load from gasket to refrigerating body by 51.7%, resulting in a 21.1% reduction of total thermal load near gasket．

refrigerator; gasket; thermal load; heat transfer characteristics

2015年3月18日

0253- 4339(2015) 06- 0066- 08

10.3969/j.issn.0253- 4339.2015.06.066

TM925.2;TU831.2

A

晏剛，男，博士，制冷與低溫工程系副系主任，西安交通大學制冷與低溫工程系，(029)82668738，E-mail：gyan@mail.xjtu.edu.cn。研究方向：制冷與低溫系統新型循環及熱物理過程研究，替代制冷劑研究，制冷與低溫裝置的節能。