5.3.3干工况下空气侧表面传热系数计算
选取迎面风速va=5m/s，根据已知条件，求最小截面处风速为 va,max=va{[PF×10-3（hF+hT）×10-3]/[（PF-hc-δF）（hF-δF）×10-6]}
=5× {[1.8×10-3（7.9+3）×10-3]/[（1.8-0.-0.1） ×（7.9-0.1）×10-6]}=9.78kg/s
按空气进出口温度的平均值Ta=20℃，查取空气的密度ρ=1.205kg/m3，动力黏度μ=18.1×10-6 kg/（m·s），热导率
λ=2.59×10-2 W/（m·k），普朗特数Pr=0.703等物理性质，并计算出空气侧的雷诺数，传热因子J，努塞尔数Nu，表面传热系数aa。
Rea=ρva,maxPL/μ=1.205×5.87×1.1×10-3/（18.1×10-6）=430 J=0.249RPL-0.42hL0.33（lL/hF）1.1hF0.26
=0.249×430-0.42×0..33（6.8/7.9）1.1×7.90.26=0. Nu =JReaPr1/3=0.×430×0.7031/3=8.092 aa= Nuλ/PL=8.092×2.59×10-2/（1.1×10-3）=190.524W/(㎡·℃) 5.3.4计算析湿系数与湿工况下空气侧表面系数
设定出风温度为干球温度7.25℃，湿球温度6.5℃，则比焓为21.575kJ/kg（干），同时已知蒸发器进风温度为：干球温度27℃，湿球温度为19.5℃，比焓为55.6kJ/ kg（干）。
求出析湿系数ξ=（ha1-ha2）/[cP,a（ta1-ta2）]= （55.6-21.575）/[1.×（27-7.25）]=1.6969
于是，湿球工况下空气侧表面传热系数aeq,a为
aeq,a=ξaa=1.6969×190.524 W/（m2·k）=323.3 W/（m2·k）
5.3.5初估迎风面积和总传热面积 （1）计算干空气流量qm,a为
qm,a=Qe/（ha1-ha2）= 29311/（55.6-21.575）=0.8kg/s （2）计算干迎风面积Aface，o为
Aface，o=qm，a/ρva=0.8/（1.205×3）m2=234×10-3 m2 （3）计算以外表面为基准的总传热面积A0为 A0=a Aface，o=64.822×0.234=15.1683 m2
（4）计算散热板长度lT。一共22块散热板，分两个流程，每个流程11块散热板，则
lT= Aface，o/[（hT+hF）×22]=0.234/[（0.003+0.0079）×22]=0.976m
取lT=1m。
5.3.6计算制冷剂侧表面传热系数
由te=2℃，查HFC134a饱和状态下的热力性质图表（附图二）及热物性图，可得：
液态制冷剂的密度ρL=1/（0.77769×10-3）kg/m3=1285.86kg/m3 液态制冷剂的动力粘度μ1=266.78×10-6 液态制冷剂的普朗特数PrL=v1/a1=（0.2075×10-6）/（0.0523×10-6）=3.968
气态制冷剂的导热率λv=12.034×10-3 W/（m·k） 气态制冷剂的密度ρ
-333
v=1/（63.645×10）kg/m=15.712kg/m
目前已知进口干度为0.3，出口过热，因此平均干度 χdo=（0.3+1.0）/2=0.65
由此，可计算其余参数的平均值。动力黏度μcore的平均值为 μcore=[χ/μr+（1-χ）/μ1]-1=[0.65/11.446+（1-0.65）/266.78] -1
=17.212 kg/（m·s）
每一散热板制冷剂质量流量
qmr,eq'= qmr/11=0.042/11=3.8182×10-3 kg/s
散热板内孔的制冷剂质量流速qmr,A为
qmr,A= qmr,eq'/（1/4·π·D2h，r）=0./[3.1416/4×
（3.7265×10-3）2] kg/（m2·s） = 350.077kg/（m2·s） 雷诺数Recore为 Recore= qmr,A·Dh，r/μcore=350.077×3.7265×10-3/（17.212×10-6）=75794 干度平均值为
χdo=0.49+627 Recore-0.83=0.49+627×75794-0.83=0.54587
由上面的计算可以看到，制冷剂干度从0.3～0.54587～1变化，后还有过热蒸气区。因此很难准确估计每一阶段所占的百分比，只能凭经验估计。在此，取过热蒸气区为20%，于是可以计算出干燥点之前的两相区约为28%，干燥点之后的两相区约占52%。
（1）干燥点之前的两相区，取χ=0.417，则在散热板内孔内，制冷剂气液两相均匀紊流工况的Lockhart-Martinelli数Xtt和关联系数F（Xtt）分别为
Xtt =[（1-χ）/χ]1-W/2（ρl/ρv）0.5（μv/μl）n/2
=[（1-0.417）/0.417]1-0.3/2（1285.86/15.712）0.5（11.446/266.78）0.3/2=7.5
F（Xtt）=（1+2.30/ Xtt2）0.374=（1+2.30/7.5）0.374=1.0151 制冷剂两相流折算成全液相时，在折算流速下的表面传热系数αl为
αL=A[qmr，A（1-χ）Dh/μl]-hqmr，A（1-χ）cP1 = 0.341[350.077（1-0.417）
3.7265×10-3/266.78×10-6]-0.3×350.07×（1-0.417）13532.2 W/（m2·s）
= 7966.028 W/（m2·s）
制冷剂两相流的表面传热系数αr为 αr=αLPRl0.296F（Xtt）
=7966.028×3.9680.296×1.0151 W/（m2·s）=12160 （2）过热区 制冷剂侧的雷诺数Reeq，r，普朗特数Prv，努塞尔数Nu，表面传热系数av分别为 Reeq，r= （qmr，ADh，r）/μv=（350.077×3.7265×10-3）/（11.446×10-6）=
Prv=0.8471
av=（Nu×λv）/Dh，r=（50722×12.034×10-3）W/（m3·k）=1638 W/（m3·k）
（3）干燥点之后的两相区 取χ=0.766，则把Xd0=0.5458带入干燥点之前的两相换热公式，计算得ad0=11165 W/（m2·s），于是ar为
ar=av+{1-[（X-Xd0）/（1-Xd0）]1.5}×（ad0-av）
= 1638+{1-[（0.766-0.54587）/（1-0.54587）]1.5}×（11165-1638）W/（m3·k）=7950 W/（m3·k） 最后，平均表面传热系数可为 ār =（12160×28%+7950×52%+1638×20%）W/（m3·k）=7866 W/（m3·k）
5.3.7计算总传热系数及传热面积 如忽略管壁热阻及接触热阻，忽略制冷剂侧污垢热阻取空气侧污垢热阻ra=0.0003 （m3·k）/W，则传热系数k为
k=1/[（1/ār）Aa/Ar+ra+1/aeq，a]= 1/[（1/7866）0./0.113+0.0003+ 1/323.3] W/（m3·k）=238.777 W/（m3·k） 对于对数平均温差为 ? tm=（Tal-Ta2）/ln{（Ta1-Te）/（Ta2-Te）}=（27-7.25）/ ln{（27-2）/（7.25-2）}℃=12.655℃
由于板翅式蒸发器的流程较少，而且在流道转弯处制冷剂与空气成顺流流动形式，因此按纯逆流方式计算的对数平均温差偏大。另外，湿工况在增大空气侧表面传热系数的同时也增加了液膜热阻，因此空气侧的实际表面系数低于计算结果。综合两个方面的考虑，传热系数与对数平均温差之积预乘上一个修整因子，ψ=0.65，则所需总传热面积（以外表面为基准）A0为
A0=Qe/（4k）=29311/（4×238.777×12.6555）m2=14.9m2 与前面计算出15.167m2的相对误差不大 5.3.8计算空气侧阻力损失?Pa 空气侧摩擦阻力因子?为
?=5.47RePL0.72hL0.37（lL/hF）0.89PL0.2hF0.23 =5.47× 4300.72× 0..37×（6.8/7.9）0.891.10.27.90.23 =71.98×10-3 则空气侧阻力损失? Pa为
? Pa=4 ?·WF/Dh，a·ρ·v2a，max
=4×71.98×10-3×0.065/（2.792×10-3）×1.1025×5.872Pa
=278.313 Pa 最后根据空气阻力和风量选择风机。 5.4膨胀阀
丹佛斯（DANFOSS）TDEN型膨胀阀适用于HFC134a制冷剂。其选型方法是根据给定的工况，膨胀阀两端的压力降和蒸发器的负荷，经制冷剂液体过冷度修正后，查该型号的技术手册。
5.4.1确定TDEN型热力膨胀阀两端的压力降根据所给定的工况 系统中制冷剂液体流经管路、管弯头、干燥过滤器、视液镜、电磁阀等部件，其压降之和设为? P1=66kPa多流程供液的蒸发器前需安装液体分配器，其压降设为? P2=65.67kPa。由于整个系统压力平衡，则有
Pe=Pc-? PTXV-? P1-? P2
于是，热力膨胀阀端的压力降? PTXV为
? PTXV= Pc- Pe-? P1-? P2=1681- 349.63-66-65.67=1200kPa=12bar 5.4.2蒸发器负荷的过冷修正
根据丹佛斯（DANFOSS）TDEN型膨胀阀的技术手册规定，当热力膨胀阀前的制冷剂液体过冷度偏离4k时，蒸发器的制冷量必须进行修正。修正方法是将所需制冷量除以下表所给的修正系数得到修正的蒸发器制冷量。
丹佛斯（DANFOSS）TDEN型膨胀阀的制冷剂液体过冷度修正系数
液体过冷度? tsc/k 4 10 15 20 25 修正系数 1.00 1.08 1.13 1.19 1.25 在阀前的制冷剂液体过冷度为? tsc=5℃，修正系数为1.013，则修正蒸发器制冷量Qe，s'为
Qe，s'=29.311kw/1.013=28.9kw
吸气压力Ps）变化时，压缩机的输气量会变化，而压缩机制冷量Qe，c、制冷剂冷凝温度tc都会变化。因此，在选配或设计冷凝器和蒸发器时，应当与所选配的压缩机性能相匹配，并且三者性能要综合考虑，才能充分发挥各个部件的作用。 6.2冷凝器总成的匹配
冷凝器总成，从系统匹配角度来讲，所关心的是冷凝器总成的整个性能，不仅包含冷凝器的换热性能，而且包括冷凝器与冷凝器风机、风道的空气流来匹配性能，冷凝器总成与压缩机、蒸发器总成的匹配性能。
6.3蒸发器总成的匹配
蒸发器总成，从系统匹配角度来讲，所关心的是蒸发器总成的整个性能，不仅包含蒸发器的换热性能，而且包括蒸发器与蒸发器风机、风道的空气流来匹配性能，蒸发器总成与压缩机、冷凝器总成的匹配性能与接流机构（如热力膨胀阀）。制冷剂分配器的匹配性能，从整车空调效果的角度来考虑，甚至还包括蒸发器总成与车室内风道设计，风口布置的匹配性能。这就需要在蒸发器总成的风机选配时，风机的风量确定，不仅要考虑蒸发器总成中风道的阻力特性，好要考虑车室内风道的阻力特性。
6.4热力膨胀阀与压缩机、冷凝器、蒸发器组成的匹配