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摘 要：建立空气源热泵机组阵列模型，对蒸发器周围流场、温度场分布以及蒸发器风机吸风量、蒸发器翅片管换热器进口表面温度不均匀度等进行数值模拟。空气源热泵机组阵列中心区域易出现冷岛效应。适当增大机组间距，有利于缓解冷岛效应。对于被围墙包围的空气源热泵机组阵列，热泵机组宜采用整体架高的安装方式。
关键词：空气源热泵；机组阵列；冷岛效应；安装方式
参考文献示例：
张媛，谷亚军，郭伟杰，等. 空气源热泵机组阵列冷岛效应模拟分析［J］. 煤气与热力，2024，44（10）：A33-A38.
随着温室气体排放带来的全球气候变化问题的日益加剧，减少碳排放、实现能源结构转型与能效提升、大力发展新能源已成为必然趋势［1-2］。空气源热泵作为可再生能源利用技术，因其高效、节能、环保、适应性强等优点，具有广阔的商业前景。对此，国内外学者对空气源热泵的应用进行了研究。王景然等人［3］模拟计算了我国北方地区空气源热泵系统供暖工况的运行特性，发现在严寒地区使用空气源热泵能有效减少污染物排放。Zhang等人［4］对哈尔滨地区空气源热泵系统的制热性能系数、结霜特性进行了实验研究，结果表明，在寒冷条件下，空气源热泵系统的制热性能系数比较低，但由于室外空气相对湿度比较低，蒸发器表面没有出现明显的结霜现象。
作为空气源热泵的重要部件，蒸发器周围流场、温度场分布直接影响其换热性能，进而关系到热泵机组的稳定运行。已经有学者针对蒸发器性能及其周围流场、温度场分布展开了研究工作。Lee等人［5］、汪吉平等人［6］采用数值模拟方法对V形蒸发器周围流场及其换热性能进行分析，发现通过调整V形蒸发器的夹角可使蒸发器表面气流分布更加均匀，进而改善蒸发器性能。柳成文等人［7-8］研究发现，风速不均匀分布加快了蒸发器表面结霜速度，导致热泵机组换热性能变差。田晓焱等人［9］对空气源热泵机组间的空气回流率进行模拟研究，结果表明，并列布置时热泵机组间的最大空气回流率比共线布置时增大了4.97%。
目前，国内外研究大多针对空气源热泵机组内部因素对其性能的影响，对冷岛效应的研究还不充分。有必要对空气源热泵机组阵列中蒸发器周围流场、温度场分布进行深入研究，以进一步提升热泵机组性能。本文建立空气源热泵机组阵列模型，对蒸发器周围流场、温度场分布以及蒸发器风机吸风量、蒸发器翅片管换热器进口表面温度不均匀度等进行模拟计算。
选取6×4空气源热泵机组阵列作为研究对象，见图1。利用ANSYS Workbench软件对机组阵列建模，单台机组模型见图2。将热泵机组简化成蒸发器与底座。蒸发器采用V形蒸发器，翅片管换热器采用D7×0.26铜管，制冷剂为R410a，铜管管排行间距21 mm，列间距18.2 mm，单管有效长度1.4 m，共3行44列。翅片间距1.7 mm，翅片厚度0.105 mm。两翅片管换热器排夹角45°。热泵机组运行过程中，蒸发器空气流向见图2。
利用FLUENT软件进行模拟，控制方程包括连续性方程、动量方程、能量方程。计算域模型见图3。计算域尺寸及环境风来流方向见图3，环境温度设定为266 K，机组阵列位于计算域地面中间位置。无风工况下，计算域四周及顶部面设置为压力出口边界，地面及机组底座表面均设为绝热壁面。有风工况下，除环境风来流面设为速度入口边界外，其他面与无风工况设定条件一致。
FLUENT软件采用有限容积法（FVM）将控制方程离散化，动量方程和能量方程的离散格式采用二阶迎风格式，压力和速度的耦合采用SIMPLE算法。当连续性方程、动量方程、能量方程的残差小于10-6，且风机出口温度没有明显变化时，计算达到收敛。
蒸发器四周和顶部定义为压力边界，并设定在无风工况下周围环境无气流流动，有风工况下周围环境存在气流流动。翅片管换热器视为多孔介质。忽略浮力效应。将风机模型简化为一个很薄的面，采用压强跃升模拟风机的工作特性，具体的表达函数见文献［6］。采用多孔介质模型模拟气流通过翅片管换热器时产生的阻力，函数模型见文献［6］。除翅片管换热器表面外，蒸发器其他面均采用无滑移的绝热边界条件。将翅片管换热器视为稳定冷源，给定热流密度为-130 kW/m2。
网格划分时，特别关注蒸发器网格划分并对蒸发器进行网格加密。单个蒸发器网格数量分别选取85×104、130×104、310×104、510×104、780×104，网格独立性验证参数为不同网格数下的风机吸风量、出口风温。网格独立性验证结果表明，网格数为510×104、780×104时风机吸风量、出口风温十分接近。为提高计算效率，网格数选取510×104。
无风条件下机组阵列俯视图见图4。行间距为1.0 m，列间距分别取0.6、0.8、1.0、1.2、1.4、1.6 m。为方便分析，机组编号用行号+列号表示，如机组2-3为第2行第3列机组。
无风条件截面A-A（见图4）计算域温度分布见图5。由图5可知，当机组列间距较小时，位于中心区域的热泵机组间存在明显的低温区域，在热泵机组间形成冷空气堆积，即冷岛效应。随着机组列间距增大，热泵机组间空气温度逐渐升高，冷岛效应有所缓解。
无风条件截面B-B（见图4）计算域速度分布见图6。由图6可知，风机出口间存在旋涡，从而形成冷空气回流区域。当机组列间距为0.6 m时，机组3-2、4-2风机出口间存在对称分布的大小两对旋涡。机组2-2、3-2风机出口间以及机组4-2、5-2风机出口间均存在1个小旋涡。随着机组列间距增大，机组3-2、4-2风机出口间小涡旋逐渐消失，大涡旋逐渐扩大，但影响范围整体上趋于缩小。机组2-2、3-2风机出口间以及机组4-2、5-2风机出口间的小旋涡逐渐缩小。整体上，随着机组列间距扩大，机组间冷空气回流情况有所改善。
根据以上分析，相邻机组风机出口间形成的冷空气回流易导致进入蒸发器翅片管换热器的空气温度低于环境温度，进而影响蒸发器性能。为进一步分析蒸发器周围冷空气分布，定义温度不均匀度表示各蒸发器翅片管换热器进口表面温度的不均匀程度［5］。温度不均匀度越大，蒸发器翅片管换热器进口表面温度分布均匀性越差。温度不均匀度越小，翅片管换热器进口表面温度分布越均匀。
温度不均匀度k的计算式为：
无风条件温度不均匀度、平均蒸发器进口温度随机组列间距的变化见图7。由图7可知，温度不均匀度随机组列间距增大而减小，平均蒸发器进口温度随机组列间距增大而增大。机组列间距为1.0 m时，温度不均匀度、平均蒸发器进口温度二者达到相对理想状态。
实际工程中，机组阵列周围被围墙包围，一定程度上阻隔了空气的流通。因此，在计算域地面四周增设围墙，围墙高2.2 m，厚240 mm。将x轴负方向设置为环境风来流方向，在2、4、6、8 m/s的环境风速下进行模拟。机组列间距、行间距均设为1 m。有风条件的物理模型见图8，有风条件的机组阵列俯视图见图9。
有风条件截面C-C（见图9）计算域压力分布见图10。由图10可知，有风条件下，下风侧压力低，上风侧压力高。随着环境风速增大，高压区的范围逐渐扩大，抑制了风机出风口冷空气的排放。
有风条件截面C-C（见图9）流场及温度分布见图11。由图11可知，有风条件下，风机出口冷岛效应随着环境风速增大而加剧。当环境风速增大到8 m/s时，围墙甚至阻碍了风机出口冷空气向环境扩散。
机组列间距、行间距均设为1 m。不同工况单台风机平均吸风量见表1。由表1可知，无围墙无风工况的单台风机平均吸风量最大，有围墙无风工况的单台风机平均吸风量最小，有围墙有风工况的单台风机平均吸风量居中。有围墙有风工况的单台风机平均吸风量随环境风速增大而增大。
为削弱冷岛效应，提高风机吸风量，提出对机组架高安装方式。整体架高安装方式模型、间隔一列架高安装方式模型分别见图12、13。支架高1.5 m。
环境风速4 m/s截面D-D、截面C-C不同安装方式计算域流场及温度分布分别见图14、15。由图14、15可知，机组不架高时，冷空气回流情况最严重。机组间隔一列架高时，机组间冷空气回流情况最弱。机组整体架高时，机组间冷空气回流情况居中。
不同安装方式风机总吸风量、温度不均匀度随环境风速的变化分别见图16、17。由图16、17可知，与不架高安装方式、间隔一列架高安装方式相比，整体架高安装方式的风机总吸风量最高，温度不均匀度最低。因此，对于被围墙包围的空气源热泵机组阵列，热泵机组宜采用整体架高安装方式。
① 空气源热泵阵列中心区域易出现冷岛效应。
② 适当增大机组间距，有利于缓解冷岛效应。
③ 对于被围墙包围的空气源热泵机组阵列，热泵机组宜采用整体架高的安装方式。
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