直冷冰箱冷藏室门封传热特性研究

陈 旗 晏 刚 方忠诚 苑保利 任 伟

(1 西安交通大学制冷与低温工程系 西安 710049；2 美的集团冰箱事业部 合肥 230601)

直冷冰箱冷藏室门封传热特性研究

陈 旗1晏 刚1方忠诚2苑保利2任 伟2

(1 西安交通大学制冷与低温工程系 西安 710049；2 美的集团冰箱事业部 合肥 230601)

冰箱门封是连接门体和箱体的重要结构，门封的传热量是冰箱热负荷的重要组成部分。通过实验和三维CFD模拟相结合的方法，研究了冷藏室门封及周边结构的传热特性，重点分析了门封的传热途径及各传热途径热负荷的占比，为冰箱门封的优化设计提供依据。结果表明：门封总负荷为2.2 W，约占冰箱负荷的5.5%；门封传入箱体的热负荷、门封传入冷藏室间室的热负荷分别占门封总传热负荷的41.56%，45.07%。门封磁条是影响门封热负荷的重要因素，磁条宽度从9.6 mm下降为8.4 mm时，门封与箱体传热负荷降低51.7%，从而导致门封总传热负荷降低21.1%。

冰箱；门封；热负荷；传热特性；

冰箱作为传统的家用电器，其家庭保有量持续增长，耗电量占据全国家电总耗电的32%[1]。如何降低冰箱能耗一直是制冷行业的研究热点，国内外学者[2-5]也进行了与节能相关的研究和探讨。作为连接冰箱门体和箱体的重要结构，冰箱门封条起着密封、抗震、隔热等重要作用。冰箱门封条的传热量(漏冷量)是冰箱热负荷的重要组成部分，其占冰箱总热负荷的18%[6]。随着近几年国家关于冰箱的能源效率等级标准的提高，在冰箱保温层泄漏热负荷越来越小的情况下，门封漏热在总热负荷中的比重则会逐渐上升，这意味着降低门封漏热负荷对降低冰箱总热负荷有着较大的影响，因此门封热负荷的研究引起了越来越多的关注。

马长州等[7]采用反向热泄漏的方法测算冰箱的热负荷，使用热流量传感器测量冰箱不同位置的热流密度，结果表明，门封漏热负荷约占冰箱总热负荷的21%，门封漏热是亟需关注和改善的漏热点。费斌等[8]从对流、热传导和辐射三个方向着手对门封传热进行了分析和优化，结果表明对门封增加密封腔、密封边后门封漏热降低11%，门封采用TPE材料后耗电量降低3.9%。韩雷等[9]使用CAE二维模拟分析了门封的导热性能，探讨了门封高度、磁条、以及门封等效导热系数对门封传热的影响，结果表明门封漏冷约占冰箱总漏冷量的8%，门封结构和磁条对门封导热性能的影响较大，随着门封高度及等效导热系数的降低，门封漏冷量会随之减小。

Hessami M A[10]采用内加热法对冰箱各面的传热情况进行了实验研究和数值模拟，通过对比热流量传感器测量的热负荷与冰箱加热功率发现：门封传热负荷约占冰箱热负荷的17%。Boughton B E等[11]通过Fortran编程仿真计算门封传热负荷，把门封假设成中空的方腔，得到门封的热负荷占总负荷的2.7%。Huelsz G等[12]通过三维数值模拟的方法，研究了风冷冰箱(708 L)门封及周边结构的传热情况，热量从环境通过门封进入箱内的传递过程，冷冻室门封的导热量为6.28 W，约占冷冻室间室总负荷的4.7%。Kim H S等[13]采用不同的边界条件对风冷冰箱的门封的传热特性进行了二维模拟，得到的门封传热量为3.5 W/m。但在实际情况中，冰箱内空气是三维流动，靠近门封区域的空气沿竖直方向流动且受重力因素的影响，作者没有分析门封的传热途径及传热特性，忽略了空气与门封结构间的耦合传热，只考虑了门封与周边结构的固体传热。

以上研究只是针对门封传热负荷占冰箱总负荷的比例，并没有细化研究门封传热途径以及量化不同传热途径传热量的占比。本文针对冰箱冷藏室门封区域，采用实验与三维模拟相结合的方法对门封的传热特性进行研究，分析门封的传热途径及各传热途径中传热量在门封总传热负荷中的占比，对门封负荷中占比较大的部分进行了重点改善，为降低门封传热、降低冰箱耗电量提供参考依据。

1 门封区域温度测量

某品牌BCD-216TGMA型号三开门直冷冰箱，冷藏室在冰箱最上部，其容积为119 L，宽度0.55 m，长度0.60 m，高度0.72 m。实验在温度为25 ℃，相对湿度为75%的环境室内进行，冰箱处于强档不停机状态，冰箱运行24 h后达到稳定状态。用精度为±0.02 ℃的T型热电偶测量冷藏室左侧边门封及周边结构的温度，热电偶在冷藏室左侧门封的横截面布置情况如图1所示，采集的温度数据中，一部分作为模拟的边界条件带入模型进行模拟；另一部分作为模拟准确性的判定条件，与模拟后的温度场进行对比，确定模拟结果的准确性。

图1 温度测点布置及门封区域的材料Fig.1 The positions of thermocouples and materials around gasket

2 门封区域的物理及数学模型

2.1 物理模型

相对于冷藏室间室的大空间而言，门封的尺寸较小且门封周边结构复杂，不宜在间室整体的层面上研究门封传热特性。针对门封及周边结构，取竖直方向长10 cm的一段门封建立三维物理模型，如图2所示。冷藏室箱体部分由钢板、ABS板、发泡层组成；门封由软质PVC材料、气囊、磁条组成。直冷冰箱正常工作时，间室内空气的流动属于自然对流，由浮升力驱动[14]。同时模拟中也会考虑门封气囊内空气的自然对流，门封周边结构的导热系数如表1所示。

位置123456名称发泡层钢板磁条PVC空气ABS导热系数/(W/(m·K))0026581003500240191

2.2 数值模型的控制方程和边界条件

直冷冰箱冷藏室空气流动属于自然流动，采用N-S方程描述空气流动情况，为了便于数学建模和分析，做出以下假设：1)箱体内的空气流动是不可压缩的层流流动；2)忽略流体中的粘性耗散项；3)Boussinesq假设，对密度仅考虑动量方程中与体积力有关的项；4)忽略各壁面之间的辐射传热；5)所有材料的热物性保持不变；6)忽略通过门封及门封间隙的空气泄漏；7)空气的流动在壁面处满足无滑移条件[15]。基于以上假设，传热和流动方程如下所示：

连续方程：

(1)

x向动量守恒方程：

(2)

y向动量守恒方程：

(3)

z向动量守恒方程(z向为竖直方向)：

(4)

能量守恒方程：

(5)

式中：u为x向流体速度分量，m/s；v为y向流体速度分量，m/s；w为z向流体速度分量，m/s；υ为运动粘度，m2/s；p为压力，Pa；ρ为密度，kg/m3；g为重力加速度，m2/s；α为热扩散系数，m2/s；T为温度，℃。

采用CFD软件Fluent进行稳态模拟，分析门封附近区域的传热特性，利用Gambit软件对物理模型进行网格划分，网格为非结构化六面体网格并对网格无关性进行验证。压力和速度的耦合靠COUPLED算法实现，能量守恒方程和矢量方程采用二阶迎风算法进行离散，当迭代过程的残差达到10-3时达到收敛条件。

边界条件包括冷藏室内部的边界条件(B.C.1)和外界环境的边界条件(B.C.2)，如图2所示。门封区域在冷藏室内的边界条件包括间室来流空气的速度和温度。来流温度由实验测试中的热电偶测得，采用冰箱稳定运行后的温度测点4和5点的温度平均值。来流空气速度在Laguerre O等[16]研究的基础上取值，且认为来流空气只有在竖直方向即z轴方向的运动。门封区域靠近外界环境处的边界条件为自然对流条件，温度是环境温度测量点1的温度平均值，对流传热系数参考Laguerre O等[17]的研究，取h=10 W/(m·K))。出口的边界条件采用压力出口，认为固体在物理模型的其他边界处绝热，重力沿竖直方向，具体的边界条件如表2所示。

表2 门封区域模型的边界条件Tab.2 The boundary conditions of the model in the gasket region

3 结果分析和讨论

3.1 门封传热特性以及传热途径分析

冷藏室门封区域及周边结构在门封横截面处的温度场云图，如图3所示。实验中测定了强档不停机档位下，冷藏室左侧门封Ω槽内温度30.66 ℃，模拟得到的数据为28.3 ℃，则绝对误差为2.36 ℃，相对误差为7.7%；实验中测定了强档不停机档位下，冷藏室左侧门箱间隙处门体温度为17.47 ℃，模拟得到的数据为16.6 ℃，则绝对误差为0.87 ℃，相对误差为4.98%。根据Kim H S等[13]准确度较高的模拟算例计算出温度与实验温度的数据，可以推导出误差的平均值为3.14 ℃，本文模拟与实验的误差为0.87～2.36 ℃，误差的平均值为1.61 ℃，说明本文模型与实验的误差较小。Melo C等[18]使用热流量传感器测量了门封与环境间的传热量为1.26 W，而本文模型中得到门封与环境的热流密度为0.533 W/m，门封长度为2.4 m，因此门封与环境传热负荷为1.28 W，该值与Melo C等[18]实验测得的值相近。但本文认为门封的传热负荷应该分析门封与周边结构的传热情况，门封传热负荷应为通过门封最终传入间室引起间室负荷增加的部分，而不仅仅是门封与环境的热负荷。本文模拟得到的门封总传热负荷为2.2 W，与马长州等[7]用反向热平衡法实验测量得到冷藏室门封热负荷2.5 W的结果相近。综上所述，本文的模拟算例是可靠的。

图3 门封区域横截面的温度云图 Fig.3 Temperature contour near the gasket region

图4 门封与周边结构的传热负荷和所占的比例Fig.4 Thermal loads near gasket region and the proportions

根据温度云图3可以看出，钢板及门封外侧属于温度较高的区域，间室内部的温度则较低。从温度梯度来判断：环境温度高于门封温度，环境通过其门封的接触面向门封传入热量，称为环境与门封间的传热负荷；门封温度高于门体温度，门封通过其与门体的接触面及Ω槽向门体传出热量，称为门封与门体间的传热负荷；门封温度高于冷藏室间室温度，门封通过其与冷藏间室的接触面向间室传出热量，称为门封与间室之间的传热负荷；门封温度高于箱体温度尤其是磁条处温度高于对应的箱体温度，门封通过其余箱体的接触面向箱体传出热量，称为门封与箱体间的传热负荷。

以门封为控制体，门封与周边结构的单位长度传热负荷如表3所示。门封的传热传递途径包括：门封与外界环境的传热、门封与间室的传热、门封与箱体传热、门封与门体的传热(门封与门体接触面的传热、门封与Ω槽的传热)。门封向门体传递的热量最终会进入冷藏室间室，门封向箱体传递的热量最终也会传入冷藏室间室。

因此，门封总热负荷包括门封传入箱体热负荷、门封传入冷藏室间室的热负荷、门封传入门体(门封与门体接触面、门体Ω槽)的热负荷，如下式所示。

q门封=qe+qd+q门体=qe+qd+qc+qb

(6)

式中：q门封为门封单位长度的总负荷，W/m；qe为门封与间室之间的单位长度的传热负荷，W/m；qd为门封与箱体之间的单位长度的传热负荷，W/m；q门体为门封与门体之间的单位长度的传热负荷，W/m；qc为门封与门体接触面之间的单位长度的传热负荷，W/m；qb为门封与门体Ω槽之间的单位长度的传热负荷，W/m；

表3 门封周边结构的单位长度热负荷Tab.3 Thermal load per unit gasket length near gasket region

表中：qa为环境与门封之间单位长度的传热负荷；+/-——正值为传入门封的热负荷，负值为传出门封的热负荷。表中各项热负荷之和不为零是因为省略了门封气囊中空气流动对门封的传热，而这部分负荷对门封总负荷的计算没有影响。

门封单位长度总负荷0.912 W/m，冷藏室门封总长度为2.4 m，因此冷藏室门封总传热负荷为2.2 W，占冰箱负荷40 W的5.5%；门封与周边结构的单位长度传热负荷和所占的比例如图4所示。门封与间室的单位长度传热负荷所占比例最大，其次是门封与箱体的单位长度传热负荷，两者之和占门封单位长度总负荷0.912 W/m的比例达到了86.63%；门封与门体的单位长度传热负荷包括门封与门体接触面的单位长度传热负荷和门封与Ω槽的单位长度传热负荷，占门封单位长度总负荷的13.37%。

为了降低门封传热负荷应重点考虑从降低门封与间室传热负荷，门封与箱体传热负荷两个方面着手。一方面针对门封与间室传热负荷较大的问题，可以在门封与间室接触面处增设附加气囊，但这会增加冰箱企业的生成成本。另一方面门封与箱体的传热负荷在门封总负荷占比达到41.56%，其中磁条的导热系数较大(10 W/(m·K))，门封磁条处的传热负荷较大，相比于门封增设附加气囊，针对门封磁条改善其生产工艺更可行，也更节约生产成本，因此需要进一步分析改善门封磁条对门封传热负荷的影响。

3.2 门封磁条宽度变化后的传热特性分析

原门封磁条宽度为9.6 mm。磁条宽度减小0.6 mm时，宽度变为9.0 mm(以下简称case1)；磁条宽度减小1.2 mm时，宽度变为8.4 mm(以下简称case2)。磁条宽度减小后门封附近的温度云图如图5所示，可以看出磁条宽度的变化对门封附近温度云图的影响较小。以门封为控制体，门封与周边结构的传热负荷如表4所示。

表4 门封周边结构的单位长度热负荷Tab.4 Thermal load per unit gasket length near gasket region

门封在箱体及磁条处的单位长度传热负荷如图6所示，相比于原门封与箱体的单位长度传热负荷，case1下降了33.24%，case2下降了51.7%。主要原因在于门封与箱体接触面上磁条的传热系数(10 W/(m·K))较大，磁条宽度的减小使通过磁条的传热负荷降低：相比于原门封在磁条处的单位长度传热负荷0.263 W/m，case1为0.19 W/m，下降了27.76%，case2门封在磁条处的单位长度传热负荷0.16 W/m，下降了39.16%，因此磁条宽度的减小能有效降低门封与箱体传热负荷。

门封与周边结构的单位长度传热负荷如图7所示，相比于原门封的单位长度传热总负荷，case1下降了13.27%，case2下降了21.1%。主要原因在于磁条宽度的减少造成门封与箱体接触面积减小，导致门封磁条处单位长度传热负荷降低，引起门封与箱体的单位长度传热负荷明显降低，导致门封单位长度传热总负荷明显下降。

图5 改进磁条宽度后门封横截面温度云图Fig.5 Temperature contour near the gasket region after the change of magnet width

图6 门封与箱体及磁条处的单位长度传热 负荷随磁条宽度减小量的变化Fig.6 The effect of reduction of magnet width on thermal load per unit gasket length between gasket and body (magnet)

图7 门封与周边结构的单位长度传热负荷Fig.7 Thermal load per unit gasket length near gasket region

3.3 门封磁条高度变化后的传热热性分析

原门封磁条高度为3.3 mm。磁条高度减小0.3 mm时，高度变为3.0 mm(以下简称case3)；磁条高度减小0.6 mm时，高度变为2.7 mm(以下简称case4)。磁条高度减小后门封附近的温度云图如图8所示，可以看出磁条高度的变化对门封附近温度云图的影响较小。以门封为控制体，门封与周边结构的传热负荷如表5所示。

门封与箱体及磁条处的单位长度传热负荷如图9所示，原门封、case3、case4的数据基本保持平齐，说明改变磁条高度对门封磁条处单位长度传热负荷影响很小，进而门封磁条高度的改变对门封与箱体的传热负荷影响很小。

表5 门封周边结构的单位长度热负荷Tab.5 Thermal load per unit gasket length near gasket region

图8 改进磁条高度后门封横截面的温度云图Fig.8 Temperature contour near the gasket region after the change of magnet height

图9 门封与箱体及磁条处的单位长度传热 负荷随磁条高度减小量的变化Fig.9 The effect of reduction of magnet height on thermal load per unit gasket length between gasket and body (magnet)

图10 门封与周边结构的单位长度传热负荷Fig.10 Thermal load per unit gasket length near gasket region

门封与周边结构的传热负荷如图10所示，原门封、case3、case4的门封与箱体单位长度传热负荷基本不变，原因在于门封磁条高度的改变时磁条与箱体的接触面积不变，门封与磁条处的传热负荷受影响很小。同时case3、case4在门封其他传热途径上的单位长度传热负荷与原门封相比变化较小，所以原门封、case3、case4的门封单位长度传热总负荷变化很小。

门封磁条高度的改变对门封传热负荷影响很小，相比之下磁条宽度的减小能够有效导致门封传热负荷的降低。由于磁条宽度减小时，门封磁条与箱体的贴合力也会相应减小，而磁条高度对门封传热总负荷影响很小，因此可以在减小门封磁条宽度的同时，适当增加磁条高度以增加磁条的磁力，防止门封与箱体处出现较大缝隙造成门封漏热严重。

4 结论

本文在温度25 ℃，相对湿度75%的冰箱实验室内进行了直冷冰箱强档不停机状态下的运行实验，待间室内温度稳定后，测量了冷藏室门封区域的温度，针对门封周边建立三维模型的CFD模拟方法研究了冷藏室门封及周边区域的传热特性，分析了门封的传热途径及其占比，并对门封磁条处的传热进行了改善。结论如下：

1)门封的总传热负荷包括门封传入箱体的热负荷、门封传入冷藏室间室的热负荷和门封传入门体的热负荷，所占的比例分别为41.56%、45.07%、13.37%。

2)门封单位长度的总传热负荷为0.912 W/m，冷藏室门封的总传热负荷为2.2 W，约占冰箱负荷的5.5%。

3)门封磁条高度的改变对门封的传热负荷影响很小，磁条宽度的减小能够导致门封传热负荷的有效降低，磁条宽度从9.6 mm下降为8.4 mm时，门封的总传热负荷降低21.1%。在改善门封磁条传热时应重点考虑门封磁条宽度的影响。

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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

晏刚，男，博士，制冷与低温工程系副系主任，西安交通大学制冷与低温工程系，(029)82668738，E-mail：gyan@mail.xjtu.edu.cn。研究方向：制冷与低温系统新型循环及热物理过程研究，替代制冷剂研究，制冷与低温装置的节能。